Réception WRC pour publication dans ebs spbget "leti". Cours : Conception d'un moteur asynchrone à rotor à cage d'écureuil Pertes surfaciques dans le rotor
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projet de cours
"Concevoir un moteur asynchrone avec un rotor à cage d'écureuil"
Tâche technique
Concevoir un moteur triphasé asynchrone à rotor à cage d'écureuil :
P \u003d 15 kW, U \u003d 220/380 V, 2r \u003d 2;
n = 3000 tr/min, = 90 %, cos = 0,89, S NOM = 3 % ;
h = 160 M p / M n = 1,8, M max / M n = 2,7, I p / I n = 7 ;
conception IM1001 ;
exécution selon la méthode de protection IP44 ;
méthode de refroidissement IC0141 ;
conception climatique et catégorie de placement U3 ;
classe d'isolation F.
mode de fonctionnement S1
Détermination des principales dimensions géométriques
1. Présélectionner la hauteur de l'axe de rotation selon fig. 8.17, a (ci-après toutes les formules, tableaux et figures de) h = 150 mm.
Du tableau. 8.6 nous acceptons la plus petite valeur la plus proche h \u003d 132 mm et a \u003d 0,225 m (D a est le diamètre extérieur du stator).
2. Déterminez le diamètre intérieur du stator :
D \u003d K D D une \u003d 0,560,225 \u003d 0,126 (m)
K D - coefficient de proportionnalité, déterminé à partir du tableau. 8.7.
3. Division des pôles
m
où 2p est le nombre de paires de pôles.
4. Déterminez la puissance calculée :
P \u003d (P 2 k E) / (cos)
k E - le rapport de la FEM de l'enroulement du stator à la tension nominale, déterminé à partir de la fig. 8,20, k E = 0,983
- Rendement d'un moteur asynchrone, selon fig. 8.21,a , = 0.89 , cos = 0.91
P 2 - puissance sur l'arbre du moteur, W
P = (1510 3 0,983) / (0,890,91) = 18206 (W)
5. Nous déterminons les charges électromagnétiques (au préalable) selon la fig. 8.22b :
Charge linéaire (le rapport du courant de toutes les spires de l'enroulement à la circonférence) A \u003d 25,310 3 (A / m)
Induction d'entrefer B= 0,73 (T)
6. Le coefficient d'enroulement préliminaire est sélectionné en fonction du type d'enroulement du stator. Pour les enroulements monocouches k O1 = 0,95 0,96.
Prenons k O1 = 0,96.
7. La longueur estimée de l'entrefer est déterminée par la formule :
= P / (k B D 2 k O 1 AB)
k B - coefficient de forme du champ, précédemment pris égal à
k B \u003d / () \u003d 1,11
- la vitesse angulaire synchrone de l'arbre du moteur, rad/s, est calculée par la formule
radio/s
où 1 - fréquence d'alimentation, Hz
= 18206 / (1.110.126 2 3140.9625.310 3 0.73) = 0.19 (m)
8. Vérifiez la relation = / . Il doit être compris entre 0,19 et 0,87, déterminé à partir de la fig. 8h25 :
= 0,19 / 0,198 = 0,96
La valeur obtenue est supérieure aux limites recommandées, nous acceptons donc la plus grande valeur suivante de la série standard (tableau 8.6) la hauteur de l'axe de rotation h = 160 mm. Nous répétons les calculs selon les paragraphes. 1-8 :
D un \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
Calcul du bobinage, des encoches et de la culasse du stator
Définition Z 1 , 1 et sections fils enroulements stator
1. Nous déterminons les valeurs limites de la division dentaire 1 selon la fig. 6-15 :
1 max = 18 (mm) 1 min = 13 (mm)
2. Les valeurs limites pour le nombre d'encoches du stator sont déterminées par les formules suivantes
On accepte 1 = 36, alors q = Z 1 / (2pm), où m est le nombre de phases
q = 36 / (23) = 6
Le bobinage est monocouche.
3. Enfin, nous déterminons la division des dents du stator :
m = 1410 -3 m
4. Trouvez le nombre de conducteurs effectifs dans la rainure (auparavant, à condition qu'il n'y ait pas de branches parallèles dans l'enroulement (a = 1)):
tu=
I 1H - courant nominal de l'enroulement du stator, A, et est déterminé par la formule:
Je 1H \u003d P 2 / (mU 1H cos) \u003d 1510 3 / (32200.890.91) \u003d 28,06 (A)
u==16
5. On accepte a = 2, alors
u \u003d au \u003d 216 \u003d 32
6. Obtenez les valeurs finales :
nombre de tours en phase d'enroulement
charge linéaire
Un m
flux
Ф = (1) -1
k O1 - la valeur finale du coefficient d'enroulement, déterminée par la formule :
k О1 = k У k Р
k Y - facteur de raccourcissement, pour un enroulement monocouche k Y \u003d 1
k P - coefficient de distribution, déterminé à partir du tableau. 3.16 pour la première harmonique
k P = 0,957
F = = 0,01 (Wb)
induction d'entrefer
Tl
Les valeurs A et B sont dans des limites acceptables (Fig. 8.22, b)
7. Densité de courant dans l'enroulement du stator (préliminaire) :
J 1 \u003d (AJ 1) / A \u003d (18110 9) / (33,810 3) \u003d 5,3610 6 (A / m 2)
le produit de la charge linéaire et de la densité de courant est déterminé à partir de la fig. 8.27b.
Section efficace du conducteur (préliminaire) :
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)
On accepte n EL = 2, alors
q EL \u003d q EF / 2 \u003d 2,73 / 2 \u003d 1,365 (mm 2)
n EL - nombre de conducteurs élémentaires
q EL - section du conducteur élémentaire
Nous sélectionnons le fil de bobinage PETV (selon le tableau A3.1) avec les données suivantes :
diamètre nominal du fil nu d EL = 1,32 mm
valeur moyenne du diamètre du fil isolé d IZ = 1,384 mm
section transversale d'un fil nu q EL \u003d 1,118 mm 2
section transversale du conducteur effectif q EF \u003d 1,1182 \u003d 2,236 (mm 2)
9. Densité de courant dans l'enroulement du stator (enfin)
Paiement tailles denté secteurs stator et air autorisation
Rainure stator - selon fig. 1a avec un rapport de dimensions qui assure le parallélisme des faces latérales des dents.
1. Nous acceptons préalablement selon le tableau. 8.10 :
valeur d'induction dans les dents du stator B Z1 = 1,9 (T) valeur d'induction dans la culasse du stator B a = 1,6 (T), puis la largeur de la dent
b Z1 =
k C - facteur de remplissage du noyau avec de l'acier, selon le tableau. 8,11 pour les tôles oxydées de nuance d'acier 2013 k C = 0,97
CT1 - la longueur de l'acier des noyaux de stator, pour les machines de 1,5 mm
ST1 = 0,091 (m)
b Z1 = = 6,410 -3 (m) = 6,4 (mm)
hauteur de la culasse du stator
2. Nous acceptons les dimensions de la rainure dans le tampon :
largeur de rainure b W = 4,0 (mm)
hauteur de rainure de rainure h W = 1,0 (mm) , = 45
hauteur de rainure
h P \u003d h un \u003d \u003d 23,8 (mm) (25)
largeur du fond de rainure
b 2 = = = 14,5 (mm) (26)
largeur supérieure de la rainure
b 1 = = = 10,4 (mm) (27)
h 1 = h P - + = = 19,6 (mm) (28)
3. Dimensions de la rainure en clair en tenant compte des tolérances de montage :
pour 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)
Section transversale de la rainure pour placer les conducteurs:
S P \u003d S DE S PR
section transversale des joints S PR = 0
section transversale de l'isolation de la coque dans la rainure
S DE \u003d b DE (2h P + b 1 + b 2)
b DE - épaisseur d'isolation unilatérale dans la rainure, selon le tableau. 3.1 b DE = 0.4 (mm)
S DE \u003d 0,4 (223,8 + 14,5 + 10,4) \u003d 29 (mm 2)
S P \u003d 0,5 (14,3 + 10,2) 19,4 29 \u003d 208,65 (mm 2)
4. Facteur de remplissage de rainure :
k Z \u003d [(d IZ) 2 u n n EL] / S P \u003d (1,405 2 402) / 208,65 \u003d 0,757 (34)
La valeur obtenue de k W pour la pose mécanisée de l'enroulement est excessivement grande. Le facteur de remplissage doit être compris entre 0,70 et 0,72 (d'après le tableau 3-12). Diminuez la valeur du facteur de remplissage en augmentant la section transversale de la rainure.
Prenons B Z1 = 1,94 (T) et B a = 1,64 (T), ce qui est acceptable, car ces valeurs ne dépassent les valeurs recommandées que de 2,5 à 3 %.
5. Nous répétons le calcul selon les paragraphes. 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)
h 1 = = 20,45 (mm)
S DE \u003d \u003d 29,9 (mm 2)
SP \u003d \u003d 172,7 (mm 2)
k Z = = 0,7088 0,71
Les dimensions de la rainure dans le poinçon sont indiquées sur la fig. 1 , un .
Calcul de l'enroulement, des fentes et de la culasse du rotor
1. Déterminer l'entrefer (selon la Fig. 8.31) : = 0,8 (mm)
2. Nombre de fentes du rotor (selon tableau 8.16) : Z 2 = 28
3. Diamètre extérieur :
D 2 \u003d D2 \u003d 0,15220,810 -3 \u003d 0,150 (m) (35)
4. La longueur du circuit magnétique du rotor 2 = 1 = 0,091 (m)
5. Division des broches :
t 2 \u003d (D 2) / Z 2 \u003d (3.140.150) / 28 \u003d 0,0168 (m) \u003d 16,8 (mm) (36)
6. Le diamètre intérieur du rotor est égal au diamètre de l'arbre, puisque le noyau est directement monté sur l'arbre :
D J \u003d D B \u003d k B D une \u003d 0,230,272 \u003d 0,0626 (m) 60 (mm) (37)
La valeur du coefficient k In extraite du tableau. 8,17: k B \u003d 0,23
7. Valeur préliminaire du courant dans la tige du rotor :
je 2 = k je je 1 je
k i - coefficient tenant compte de l'influence du courant magnétisant et de la résistance de l'enroulement sur le rapport I 1 / I 2 . k je = 0,2+0,8 cos = 0,93
i - coefficient de réduction des courants :
je \u003d (2m 1 1 k O 1) / Z 2 \u003d (23960,957) / 28 \u003d 19,7
Je 2 \u003d 0,9328,0619,7 \u003d 514,1 (A)
8. Section transversale de la tige :
q C \u003d je 2 / J 2
J 2 - densité de courant dans les tiges du rotor, lors du remplissage des rainures avec de l'aluminium, elle est sélectionnée dans
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. Rainure du rotor - selon fig. 1. b. Nous concevons des rainures fermées en forme de poire avec des dimensions de fente b W = 1,5 mm et h W = 0,7 mm. La hauteur du cavalier au-dessus de la rainure est choisie égale à h W = 1 mm.
Largeur de dent admissible
b Z2 = = = 7.010 -3 (m) = 7.0 (mm) (41)
B Z2 - induction dans les dents du rotor, selon le tableau. 8.10 B Z2 = 1.8 (T)
Cotes de rainure
b 1 ===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)
Nous acceptons b 1 = 10,5 mm, b 2 = 5,5 mm, h 1 = 22,11 mm.
10. Spécifiez la largeur des dents du rotor
b Z2 = = 9,1 (mm)
b Z2 = = 3,14 9,1 (mm)
b Z2 = b Z2 9,1 (mm)
Hauteur totale de la rainure :
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)
Section transversale de la tige :
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. Densité de courant dans la tige :
J 2 \u003d I 2 / q C \u003d 514,1 / 195,210 -6 \u003d 3,4910 6 (A / m 2)
12. Anneaux de court-circuit. Zone transversale :
qCL = ICL / JCL
JCL - densité de courant dans les anneaux de fermeture :
JCL = 0,85J2 = 0,853,49106 = 2,97106 (A/m2) (51)
ICL - courant dans les anneaux :
ICL = I2 /
= 2sin = 2sin = 0,224 (53)
ICL = 514,1 / 0,224 = 2295,1 (A)
qCL = 2295 / 2,97106 = 772,710-6 (m2) = 772,7 (mm2)
13. Dimensions des anneaux de fermeture :
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)
CC. SR \u003d D2 - hKL \u003d 150 - 38,2 \u003d 111,8 (mm) (57)
Calcul du circuit magnétique
Noyau magnétique en acier 2013 ; épaisseur de tôle 0,5 mm.
1. Tension magnétique entrefer :
F= 1,5910 6 Bk, où (58)
k- coefficient d'entrefer :
k \u003d t 1 / (t 1 -)
= = = 2,5
k== 1,17
F= 1,5910 6 0,7231,170,810 -3 = 893,25 (A)
2. Tension magnétique des zones dentaires :
stator
F Z1 = 2h Z1 H Z1
h Z1 - hauteur calculée de la dent du stator, h Z1 = h P1 = 24,7 (mm)
H Z1 - la valeur de l'intensité du champ dans les dents du stator, selon le tableau P1.7 à B Z1 = 1,94 (T) pour l'acier 2013 H Z1 = 2430 (A / m)
F Z1 = 224.710 -3 2430 = 120 (A)
induction calculée dans les dents :
B Z1 = = = 1,934 (T)
puisque B Z1 1,8 (T), il faut tenir compte du branchement de l'écoulement dans la rainure et trouver l'induction réelle dans la dent B Z1 .
Coefficient k RH en hauteur h ZX = 0,5h Z :
k HRP =
b HRP \u003d 0,5 (b 1 + b 2) \u003d 0,5 (8,66 + 11,75) \u003d 12,6
k HRP = = 2,06
B Z1 = B Z1 - 0 H Z1 k RH
Nous acceptons B Z1 = 1,94 (T), vérifier le rapport de B Z1 et B Z1 :
1,94 = 1,934 - 1,25610 -6 24302,06 = 1,93
rotor
F Z2 = 2h Z2 H Z2
h Z2 - hauteur calculée de la dent du rotor :
h Z2 \u003d h P2 - 0,1b 2 \u003d 31,8-0,15,5 \u003d 31,25 (mm)
H Z2 - la valeur de l'intensité du champ dans les dents du rotor, selon le tableau P1.7 à B Z2 = 1,8 (T) pour l'acier 2013 H Z2 = 1520 (A / m)
F Z2 = 231,25 10 -3 1520 = 81,02 (A)
induction dans la dent
B Z2 = = = 1,799 (T) 1,8 (T)
3. Coefficient de saturation de la zone dentaire
k Z = 1+= 1+= 1,23
4. Tension magnétique de la culasse :
stator
F une = L une H une
L a - la longueur de la ligne magnétique moyenne de la culasse du stator, m:
La = = = 0,376 (m)
H a - intensité de champ, selon le tableau P1.6 à B a = 1,64 (T) H a = 902 (A / m)
Fa = 0,376902 = 339,2 (A)
B un =
h a - hauteur de conception de la culasse du stator, m :
h un \u003d 0,5 (D un - 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 est la longueur de la ligne de flux magnétique moyen dans la culasse du rotor :
Lj = 2hj
h j - hauteur arrière du rotor :
h j \u003d - h P2 \u003d - 31,8 \u003d 13,7 (mm)
L j \u003d 213,7 10 -3 \u003d 0,027 (m)
B j =
h j - hauteur de conception de la culasse du rotor, m :
h j = = = 40,5 (mm)
B j = = 1,28 (T)
H j - intensité de champ, selon le tableau P1.6 à B j = 1,28 (T) H j = 307 (A/m)
F j \u003d 0,027307 \u003d 8,29 (A)
5. La tension magnétique totale du circuit magnétique par paire de pôles :
F C \u003d F + F Z1 + F Z2 + F une + F j \u003d 893,25 + 120 + 81,02 + 339,2 + 8,29 \u003d 1441,83 (A)
6. Facteur de saturation du circuit magnétique :
k \u003d F C / F \u003d 1441,83 / 893,25 \u003d 1,6
7. Courant magnétisant :
Je===7.3(A)
valeur relative
je = je / je 1H = 7,3 / 28,06 = 0,26
Calcul des paramètres d'une machine asynchrone pour le mode nominal
1. Résistance active de la phase d'enroulement du stator :
r1 = 115
115 - résistance spécifique du matériau d'enroulement à la température de conception, Omm. Pour la classe d'isolation F, la température de conception est de 115 degrés. Pour le cuivre 115 = 10 -6 / 41 ohm.
L 1 - la longueur totale des conducteurs effectifs de la phase d'enroulement du stator, m:
L 1 = СР1 1
СР1 - longueur moyenne de l'enroulement du stator, m:
СР1 \u003d 2 (P1 + L1)
P1 - la longueur de la partie rainure, P1 \u003d 1 \u003d 0,091 (m)
L1 - partie frontale de la bobine
L1 \u003d K L b KT + 2V
K L - coefficient dont la valeur est tirée du tableau 8.21: K L \u003d 1,2
B est la longueur de la sortie de la partie droite de la bobine de la rainure de l'extrémité du noyau au début du coude de la partie frontale, M. Nous acceptons B = 0,01.
b CT - largeur de bobine moyenne, m :
b TC = 1
1 - raccourcissement relatif du pas d'enroulement du stator, 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 (Ohm)
La longueur de l'extension de la partie frontale de la bobine
SORTIE = K SORTIE b CT + V = 0,260,277+0,01= 0,08202 (m)= 82,02 (mm) (90)
Selon tableau 8.21 K OFF = 0.26
Valeur relative
r 1 \u003d r 1 \u003d 0,308 \u003d 0,05
2. Résistance active de la phase de l'enroulement du rotor :
r 2 \u003d r C +
r C - résistance de la tige :
r C = 115
pour bobinage de rotor en fonte d'aluminium 115 = 10 -6 / 20,5 (Ohm).
r C \u003d \u003d 22,210 -6 (Ohm)
r CL - résistance de la section de la bague de fermeture enfermée entre deux tiges adjacentes
r CL \u003d 115 \u003d \u003d 1,0110 -6 (Ohm) (94)
r 2 \u003d 22,210 -6 + \u003d 47,110 -6 (Ohm)
Nous apportons r 2 au nombre de tours de l'enroulement du stator :
r 2 \u003d r 2 \u003d 47,110 -6 \u003d 0,170 (Ohm) (95)
Valeur relative:
r 2 \u003d r 2 \u003d 0,170 \u003d 0,02168 0,022
3. Résistance inductive de la phase de l'enroulement du stator :
x 1 \u003d 15,8 (P1 + L1 + D1), où (96)
P1 - coefficient de conductivité magnétique de la diffusion par fente :
P1 =
h 2 \u003d h 1 - 2b DE \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 (les conducteurs sont fixés avec un couvercle de fente)
k = 1 ; k = 1 ; == 0,091 (m)
P1 = = 1,4
L1 - coefficient de conductivité magnétique de diffusion frontale :
L1 \u003d 0,34 (L1 - 0,64) \u003d 0,34 (0,352 - 0,640.239) \u003d 3,8
D1 - coefficient de conductivité magnétique de diffusion différentielle
D1 =
= 2k SC k - k O1 2 (1+ SC 2)
k = 1
SK \u003d 0, car il n'y a pas de biseau des rainures
k SC est déterminé à partir des courbes de la fig. 8.51,d en fonction de t 2 /t 1 et 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 (Ohm)
Valeur relative
x 1 \u003d x 1 \u003d 0,731 \u003d 0,093
4. Résistance inductive de la phase de l'enroulement du 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)
kD = 1
P2 = = 3,08
L2 = = = 1,4
D2 =
= = = 1,004
car avec fentes fermées Z 0
D2 = = 1,5
x 2 \u003d 7,9500,091 (3,08 + 1,4 + 1,5) 10 -6 \u003d 21510 -6 (Ohm)
On donne x 2 au nombre de spires du stator :
x 2 \u003d x 2 \u003d \u003d 0,778 (Ohm)
Valeur relative
x 2 \u003d x 2 \u003d 0,778 \u003d 0,099 (108)
Calcul de la perte de puissance
1. Les pertes dans l'acier sont les principales :
TVP. OSN. = P 1,0/50 (k Oui B une 2 m une +k DZ B Z1 2 +m Z1)
P 1,0/50 - pertes spécifiques à une induction de 1 T et une fréquence de remagnétisation de 50 Hz. D'après le tableau 8,26 pour l'acier 2013 P 1,0/50 = 2,5 (W/kg)
m a - masse d'acier de la culasse du stator, kg:
m une = (D une - h une)h une k C1 C =
= 3,14 (0,272 - 0,0353) 0,03530,0910,977,810 3 = 17,67 (kg)
C - gravité spécifique de l'acier; dans les calculs, prenez C \u003d 7,810 3 (kg / m 3)
m Z1 - masse des dents du stator en acier, kg :
m Z1 = h Z1 b Z1 SR. Z 1 TC 1 k C 1 C =
= 24.710 -3 6.310 -3 360.0910.977.810 3 = 3.14 (kg) (111)
k Oui et k DZ - coefficients qui tiennent compte de l'effet sur les pertes dans l'acier de la répartition inégale du flux sur les sections des sections du circuit magnétique et des facteurs technologiques. Approximativement, vous pouvez prendre k Oui \u003d 1,6 et k DZ \u003d 1,8.
TVP. OSN. = 2,51(1,61,64217,67+1,81,93423,14) = 242,9 (W)
2. Pertes de surface dans le rotor :
PPOV2 = pPOV2(t2 - bSH2)Z2ST2
pSOV2 - pertes de surface spécifiques :
pPOV2 = 0,5k02(B02t1103)2
B02 - amplitude de la pulsation d'induction dans l'entrefer au-dessus des couronnes des dents du rotor :
B02=02
02 dépend du rapport entre la largeur des fentes du stator et l'entrefer. 02 (avec bSh1 / = 4 / 0,5 = 8 selon Fig. 8.53, b) = 0,375
k02 - coefficient tenant compte de l'effet du traitement de surface des têtes de dents du rotor sur les pertes spécifiques. Prenons 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 (F)
3. Pertes d'ondulation dans les dents du rotor :
RPUL2 = 0.11mZ2
VPUL2 - l'amplitude des pulsations d'induction dans la section moyenne des dents :
Bpool2 = BZ2
mZ2 - poids des dents du rotor en acier, 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. Le montant des pertes supplémentaires dans l'acier :
TVP. APPLICATION. = PPOW1+PPOOL1+PPOV2+PPOOL2 = 22,2 + 33,9 = 56,1 (W
5. Perte totale en acier :
TVP. = TVP. OSN. + TVP. APPLICATION. = 242,9 + 56,1 = 299 (W
6. Perte mécanique :
PMEX = KTDa4 = 0,2724 = 492,6 (W) (120)
Pour moteurs avec 2p=2 KT=1.
7. Moteur au ralenti :
IX. X.
IX.X.a. =
PE1 = mI2r1 = 37.320.308 = 27,4 (W)
IX.X.a. == 1,24 (A)
IX.X.R. Je = 7,3 (A)
IX.X. == 7.405 (A)
cos xx = IX.X.a / IX.X. = 1,24/4,98 = 0,25
moteur triphasé asynchrone rotor à cage d'écureuil
Calcul des performances
1. Choix :
r 12 = PST. 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
Composante active du courant de repos synchrone :
Je 0a \u003d (P ST. BASIC. + 3I 2 r 1) / (3U 1H) \u003d \u003d 0,41 (A)
une = c 1 2 = 1,024 2 = 1,048
b = 0
un \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)
Pertes qui ne changent pas avec un changement de bordereau :
TVP. +P MÉC. \u003d 299 + 492,6 \u003d 791,6 (W)
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Formules de calcul |
Dimension |
Slip S |
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Z \u003d (R 2 + X 2) 0,5 |
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Je 1a \u003d Je 0a + Je 2 cos 2 |
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je 1p \u003d je 0p + je 2 sin 2 |
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Je 1 \u003d (je 1a 2 + je 1p 2) 0,5 |
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P 1 \u003d 3U 1 je 1a 10 -3 |
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P E 1 \u003d 3I 1 2 r 1 10 -3 |
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P E 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 DOB |
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Tableau 1. Caractéristiques de performance d'un moteur à induction
P2NOM = 15 kW ; I0p = I = 7,3A ; TVP. +PMEX. = 791,6 W
U1NOM = 220/380 V ; r1 \u003d 0,308 Ohm; r2 = 0,170 ohm
2p=2 ; I0a = 0,41 A ; c1 = 1,024 ; un = 1,048 b = 0
un \u003d 0,402 (Ohm); b = 2,51 (ohms)
2. Calculer les performances des diapositives
S = 0,005 ; 0,01 ; 0,015
0,02 ; 0,025 ; 0,03 ; 0,035, en supposant précédemment que SNOM r2 = 0,03
Les résultats des calculs sont résumés dans le tableau. 1 . Après avoir construit les caractéristiques de performance (Fig. 2), on précise la valeur du glissement nominal : SH = 0,034.
Données nominales du moteur conçu :
P2NOM = 15 kW cos NOM = 0,891
U1NOM = 220/380 V NOM = 0,858
I1NOM = 28,5 A
Calcul des caractéristiques de départ
Paiement courants Avec prendre en compte influence changements paramètres sous influence effet déplacement courant (sans pour autant comptabilité influence nas scheniya à partir de des champs diffusion)
Détaillé le calcul est donné pour S = 1. Les données de calcul pour les points restants sont résumées dans le tableau. 2.
1. La résistance active de l'enroulement du rotor, en tenant compte de l'effet de l'effet de déplacement actuel :
= 2h C = 63,61h C = 63,610,0255= 1,62 (130)
calc = 115 environ C ; 115 \u003d 10 -6 / 20,5 (Ohm); b C / b P \u003d 1; 1 = 50Hz
h C \u003d h P - (h W + h W) \u003d 27,2 - (0,7 + 1) \u003d 25,5 (mm)
- "hauteur réduite" de la tige
selon la fig. 8,57 pour = 1,62 on trouve = 0,43
h r = = = 0,0178 (m) = 17,8 (mm)
depuis (0.510.5) 17.8 (17.5+0.510.5):
q r =
h r - profondeur de pénétration du courant dans la tige
q r - aire de section limitée par la hauteur 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)
KR == 1,13
r C \u003d r C \u003d 22,210 -6 (Ohm)
r 2 \u003d 47,110 -6 (Ohm)
Réduction de la résistance du rotor, compte tenu de l'influence de l'effet de déplacement actuel :
r 2 \u003d K R r 2 \u003d 1,130,235 \u003d 0,265 (Ohm)
2. Résistance inductive de l'enroulement du rotor, en tenant compte de l'effet de l'effet de déplacement actuel :
pour = 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 (ohm)
3. Paramètres de démarrage :
Réactance inductive d'induction mutuelle
x 12P \u003d k x 12 \u003d 1.644,55 \u003d 80,19 (Ohm) (142)
avec 1P \u003d 1 + x 1 / x 12P \u003d 1 + 1,1 / 80,19 \u003d 1,013 (143)
4. Calcul des courants prenant en compte l'influence de l'effet de déplacement du courant :
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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Formules de calcul |
Dimension |
Slip S |
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63.61h C S 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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|
Je 2 \u003d U 1 / (R P 2 + X P 2) 0,5 |
|||||||||
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je 1 \u003d je 2 (R P 2 + + (X P + x 12 P) 2) 0,5 / (c 1 P x 12 P) |
Tableau 2 . Calcul des courants au démarrage d'un moteur asynchrone à rotor à cage d'écureuil, en tenant compte de l'influence de l'effet de déplacement du courant
P2NOM = 15 kW ; U1 = 220/380 V ; 2p=2 ; I1NOM = 28,5 A ;
r2 = 0,170 ohm ; x12P = 80,19 ohms ; 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)
Paiement lanceurs les caractéristiques Avec prendre en compte influence effet déplacement courant et saturation à partir de des champs diffusion
Paiement on effectue pour les points des caractéristiques correspondant à S=1 ; 0,8 ; 0,5 ;
0,2 ; 0,1, tout en utilisant les valeurs des courants et des résistances pour les mêmes glissements, en tenant compte de l'influence du déplacement de courant.
Les données de calcul sont résumées dans le tableau. 3. Le calcul détaillé est donné pour S=1.
1. Résistance inductive des enroulements. Nous acceptons k US \u003d 1,35 :
Le MMF moyen de l'enroulement, rapporté à une fente de l'enroulement du stator :
FP.SR. = = = 3916.4 (A)
C N = = 1,043
Induction fictive de flux de fuite dans l'entrefer :
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)
pour B Ф = 5,27 (T) on trouve k = 0,47
Le coefficient de conductivité magnétique de la fuite d'encoche de l'enroulement du stator, en tenant compte de l'effet de la saturation :
sE1 \u003d (t1 - bSh1) (1 - k) \u003d (14 - 4) (1 - 0,47) \u003d 6,36
P1 États-Unis. =((hSh1 +0.58hK)/bSh1)(sE1/(sE1+1.5bSh1))
hK \u003d (b1 - bSh1) / 2 \u003d (10,5 - 4) / 2 \u003d 3,25 (153)
P1 États-Unis. =
P1 États-Unis. = P1 - P1 US. = 1,4 - 0,37 = 1,03
Le coefficient de conductivité magnétique de la diffusion différentielle de l'enroulement du stator, en tenant compte de l'effet de la saturation :
D1 US. \u003d D1k \u003d 1.430,47 \u003d 0,672
La réactance inductive de la phase d'enroulement du stator, en tenant compte de l'effet de saturation :
x1 États-Unis. \u003d (x11 US.) / 1 \u003d \u003d 0,607 (Ohm)
Le coefficient de conductivité magnétique de la fuite d'encoche de l'enroulement du rotor, en tenant compte de l'influence de la saturation et du déplacement de courant :
P2. NOUS. = (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. NOUS. =
P2. NOUS. = P2 - P2. NOUS. = 2,95 - 0,99 = 1,96
Le coefficient de conductivité magnétique de la diffusion différentielle du rotor, en tenant compte de l'effet de saturation :
D 2. NOUS. \u003d D2k \u003d 1,50,47 \u003d 0,705
La réactance inductive réduite de la phase de l'enroulement du rotor, compte tenu de l'influence de l'effet du déplacement de courant et de la saturation :
x2 US \u003d (x22 US.) / 2 \u003d \u003d 0,529 (Ohm)
s1p. NOUS. \u003d 1+ (x1 US / x12 P) \u003d 1 + (0,85 / 80,19) \u003d 1,011
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Formules de calcul |
Dimension |
Slip 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 États-Unis. = P1 - P1 US. |
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D1 US. = à D1 |
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x1 États-Unis. = x11 États-Unis. / 1 |
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c1P. NOUS. = 1+x1 US. / h12p |
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сЭ2 = (t2 - bØ2)(1 - k) |
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P2 États-Unis. = P2 - P2 US. |
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D2 US. = à D2 |
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x2 États-Unis. = x22 US. /2 |
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RP. NOUS. = r1+c1P. NOUS. 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 US. /I1 |
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I1 = I1 US. /I1 NOM |
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M \u003d (I2NAS / I2NOM) 2KR (sHOM / s) |
Tableau 3. Calcul des caractéristiques de démarrage d'un moteur asynchrone à rotor à cage d'écureuil, en tenant compte de l'effet du déplacement de courant et de la saturation des champs parasites
P2NOM = 15 kW ; U1 = 220/380 V ; 2p=2 ; I1NOM = 28,06 A ;
I2NOM = 27,9 A ; x1 = 0,731 ohm ; x2 = 0,778 ohm ; r1 = 0,308 ohm ;
r2 = 0,170 ohm ; x12P = 80,19 ohms ; CN = 1,043 ; SNOM = 0,034
2. Calcul des courants et des moments
RP. NOUS. = r1+c1P. NOUS. r2/s = 0,393+1,0110,265 = 0,661 (Ω) (165)
XP.US.=x1US.+s1P.US.x2US. = 1,385 (ohms) (166)
I2NAS.=U1/(RP.NAS2+CP.NAS2)0.5= 220/(0.6612+1.3852)0.5= 187.6 (A)
I1 NOUS. = I2US.= = 190,8 (A) (168)
IP = = 6,8
M===1.75
kUS. = I1 US. /I1 = 190,8 / 140,8 = 1,355
kUS. diffère du kNAS accepté. = 1,35 de moins de 3 %.
Pour calculer d'autres points de la caractéristique, nous fixons kHAC. , réduit en fonction du courant I1 . Nous acceptons à :
s = 0,8 kUS. = 1,3
s = 0,5 kUS. = 1,2
s = 0,2 kUS. = 1,1
s = 0,1 kUS. = 1,05
Les données de calcul sont résumées dans le tableau. 3, et les caractéristiques de démarrage sont illustrées à la fig. 3 .
3. Le glissement critique est déterminé après avoir calculé tous les points des caractéristiques de départ (tableau 3) en utilisant les valeurs moyennes de résistance x1 NAS. et x2 US. correspondant aux glissements s = 0,2 0,1 :
sCR = r2 / (x1 NAS. /c1P NAS. +x2 NAS) = 0,265 / (1,085 / 1,0135 + 1,225) \u003d 0,12
Le moteur asynchrone conçu répond aux exigences de GOST en termes de performances énergétiques (et cos) et de caractéristiques de démarrage.
Calcul thermique
1. Dépassement de la température de la surface intérieure du noyau du stator par rapport à la température de l'air à l'intérieur du moteur :
pov1 =
CONCERNANT. P1 - pertes électriques dans la partie encoche de l'enroulement du stator
CONCERNANT. P1= kPE1= = 221,5 (W)
PE1 = 1026 W (d'après le tableau 1 à s = sNOM)
k = 1,07 (pour les enroulements avec classe d'isolation F)
K = 0,22 (selon tableau 8.33)
1 - coefficient de transfert de chaleur depuis la surface; 1 \u003d 152 (W / m 2 C)
pov1 =
2. Différence de température dans l'isolation de la partie encochée de l'enroulement du stator :
à partir 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 - conductivité thermique équivalente moyenne de l'isolation des fentes, pour la classe de résistance à la chaleur F EKV = 0,16 W / (mS)
EKV - la valeur moyenne du coefficient de conductivité thermique, selon la fig. 8.72 à
d / d IZ \u003d 1,32 / 1,405 \u003d 0,94 EQ \u003d 1,3 W / (m 2 C)
à partir de. n1 = = 3,87 (C)
3. Différence de température dans l'épaisseur de l'isolant des parties frontales :
à partir de. l1=
CONCERNANT. L1 - él. pertes dans la partie frontale de l'enroulement du stator
CONCERNANT. L1 \u003d kPE1 \u003d \u003d 876 (W)
PL1 = PP1 = 0,0662 (m)
bIZ. L1 MAX \u003d 0,05
à partir de. l1 = = 1,02 (C)
4. Dépassement de la température de la surface extérieure des parties frontales par rapport à la température de l'air à l'intérieur du moteur :
point de vue l1 = = 16,19 (C)
5. Augmentation moyenne de la température de l'enroulement du stator par rapport à la température de l'air à l'intérieur du moteur
1 = =
== 24,7 (C)
6. Dépassement de la température de l'air à l'intérieur du moteur au-dessus de la température ambiante
B =
P B - la somme des pertes rejetées dans l'air à l'intérieur du moteur :
P B \u003d P - (1 - K) (P E. P1 + P ST. BASIC) - 0.9P MEX
P - la somme de toutes les pertes dans le moteur en mode 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 - surface de refroidissement équivalente du boîtier :
SCOR \u003d (Da + 8PR) (+ 2OUT1)
PR - périmètre conditionnel de la section transversale des nervures du carter du moteur, pour h \u003d 160 mm PR \u003d 0,32.
B - la valeur moyenne du coefficient de chauffage de l'air, selon la fig. 8.70b
B = 20 W/m2S.
SCOR = (3.140.272+80.32)(0.091+282.0210-3) = 0.96 (m2)
B \u003d 1559 / (0,9620) \u003d 73,6 (C)
7. Échauffement moyen de l'enroulement du stator par rapport à la température ambiante :
1 \u003d 1 + B \u003d 24,7 + 73,6 \u003d 98,3 (C)
8. Vérifiez les conditions de refroidissement du moteur :
Débit d'air requis pour le refroidissement
B =
km==9.43
Pour les moteurs avec 2р=2 m= 3,3
B = = 0,27 (m3/s)
Débit d'air fourni par un ventilateur extérieur
B = = 0,36 (m3/s)
L'échauffement des pièces du moteur se situe dans des limites acceptables.
Le ventilateur fournit le débit d'air nécessaire.
Conclusion
Le moteur conçu répond aux exigences fixées dans les spécifications techniques.
Liste de la littérature utilisée
1. I.P. Kopylov "Conception de machines électriques" M.: "Energoatomizdat", 1993 partie 1,2.
2. I.P. Kopylov "Conception de machines électriques" M.: "Energie", 1980
3. I.A. Woldek "Machines électriques" L. : "Énergie", 1978
Hébergé sur Allbest.ru
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Université technique d'État d'Arkhangelsk
Département de génie électrique et des systèmes électriques
Faculté d'éducation physique
PROJET DE COURS
Par discipline
"Appareils et machines électriques"
Sur le thème "Concevoir un moteur asynchrone"
Korelsky Vadim Sergueïevitch
Chef de projet
De l'art. professeur N.B. Balantseva
Arkhangelsk 2010
pour le projet d'un moteur asynchrone triphasé à rotor à cage d'écureuil
Délivré à un étudiant de l'année III du 1er groupe de la Faculté d'OSB-PE
Effectuer le calcul et le développement de la conception d'un moteur asynchrone avec les données suivantes :
Puissance R n, kW ……………………………………………..………… 15
Tension U n, V ……………………………………………….… 220/380
Vitesse n, min -1 (tr/min) ………………………………………… 1465
Rendement moteur η …………………………………………...………… 88,5%
Facteur de puissance cos φ ……………………………..………… 0,88
Fréquence du courant f, Hz …………………………………………………..…… 50
Multiplicité du courant de démarrage I p / I n ………………………………………… 7,0
Multiplicité du couple de démarrage M p / M n ………………………………………… 1,4
Multiplicité du couple maximal M max / M n ………………………… 2,3
Conception ……………………………………………..………… IM1001
Mode de fonctionnement ………………………………………………… long
Exigences supplémentaires ..…………………… moteur 4A160S4U3
Mission délivrée par "…" ……………….. 2009
Chef de projet…………………………
1. SÉLECTION DES DIMENSIONS PRINCIPALES
2. CALCUL DU STATOR
2.1 Définition , et section transversale du fil d'enroulement du stator
2.2 Calcul des dimensions de la zone dentée du stator et de l'entrefer
3. CALCUL DU ROTOR
4. CALCUL DU CIRCUIT MAGNÉTIQUE
5. PARAMÈTRES DU MODE DE FONCTIONNEMENT
6. CALCUL DES PERTES
7. CALCUL DES PERFORMANCES DU MOTEUR
8. CALCUL DES CARACTERISTIQUES DE DEMARRAGE DU MOTEUR
8.1 Calcul des courants en tenant compte de l'influence du déplacement de courant et de la saturation des champs de fuite
8.2 Calcul des caractéristiques de démarrage en tenant compte des effets du déplacement de courant et de la saturation des champs parasites
9. CALCUL THERMIQUE
LISTE DES SOURCES UTILISÉES
Korelsky V.S. Conception d'un moteur électrique asynchrone. Superviseur - Maître de conférences Balantseva N.B.
projet de cours. Une notice explicative de 49 pages contient 7 figures, 3 tableaux, 2 sources, une partie graphique au format A1.
Mots clés : moteur électrique asynchrone, stator, rotor.
L'objectif du projet de cours est l'acquisition de compétences pratiques dans la conception d'appareils électriques.
Sur la base de la liste des sources et des spécifications techniques, les principales dimensions ont été sélectionnées, l'enroulement du stator, le rotor, le circuit magnétique du moteur asynchrone série 4A, version IP44, avec un rotor à cage d'écureuil avec un cadre et une extrémité en fonte écrans, avec une hauteur d'axe de rotation de 160 mm, avec une taille d'installation plus petite sur la longueur du cadre (S), bipolaire (
), version climatique U, catégorie de placement 3. Les paramètres du mode de fonctionnement, des pertes, des caractéristiques de fonctionnement et de démarrage sont également calculés sans tenir compte et en tenant compte de la saturation. Calcul thermique conduit.1. SÉLECTION DES DIMENSIONS PRINCIPALES
1.1 Selon le tableau 9.8 (p. 344) avec la hauteur de l'axe de rotation
mm. accepter le diamètre extérieur du stator, mm m1.2 En supposant que les dimensions des fentes ne dépendent pas du nombre de pôles de la machine, nous obtenons une expression approximative du diamètre intérieur du stator, m.
, (1)où K D est un coefficient caractérisant le rapport des diamètres intérieur et extérieur du noyau statorique de la machine asynchrone série 4A. Avec le nombre de pôles p\u003d 4, selon le tableau 9.9; J'accepte K D=0,68
1.3 Division des pôles
, m (2) m1.4 Puissance nominale, VA.
, (3)où P 2 - alimentation sur l'arbre moteur, P 2 \u003d 15 10 3W;
k E est le rapport de la FEM de l'enroulement du stator à la tension nominale, qui est approximativement déterminée à partir de la fig. 9.20 Accepter
k E = 0,975 ;
1.5 Les charges électromagnétiques sont préalablement déterminées selon la Fig. 9.22 b,(p. 346 ), en fonction de la hauteur de l'axe de rotation h= 160 mm et degré de protection du moteur IP44 d'où
A/m, T1.6 Coefficient de bobinage (précédemment pour un bobinage monocouche à 2p = 4) on accepte
1.7 Longueur estimée du circuit magnétique l δ, m
, (4) - coefficient de la forme du champ (accepté à l'avance) , ; - fréquence angulaire synchrone du moteur, rad/s ; (5) rad/s, m1.8 Signification du rapport
. Le critère pour le choix correct des dimensions principales - le rapport de la longueur calculée du circuit magnétique à la division des pôles (6) est dans des limites acceptables (Fig. 9.25 a p. 348)2. CALCUL DU STATOR
2.1 Définition
, et la section transversale du fil d'enroulement du stator1.1 Limites du pas du stator
, mm, déterminé selon la figure 9,26 mm; mm.2.1.2 Nombre d'encoches du stator
, déterminé par les formules (7) ,Nous acceptons Z 1 \u003d 48, puis le nombre de rainures par pôle et phase :
(8)est un entier. Le bobinage est monocouche.
2.1.3 Denture du stator (finale)
MINISTERE DE L'EDUCATION ET DES SCIENCES
RÉPUBLIQUE DU KAZAKHSTAN
Université d'État du Nord-Kazakhstan nommée d'après M. Kozybaïeva
Faculté d'énergie et de génie mécanique
Département de génie énergétique et des instruments
COURS DE TRAVAIL
Sur le thème : "Conception d'un moteur asynchrone à rotor à cage d'écureuil"
discipline - "Machines électriques"
Réalisé par Kalantyrev
superviseur
d.t.s., prof. NV Chatkovskaïa
Petropavlovsk 2010
Introduction
1. Choix des dimensions principales
2. Détermination du nombre d'encoches du stator, tours dans la phase d'enroulement de la section de fil de l'enroulement du stator
4. Calcul du rotor
5. Calcul du circuit magnétique
6. Paramètres du mode de travail
7. Calcul des pertes
9. Calcul thermique
Annexe A
Conclusion
Bibliographie
Introduction
Les moteurs asynchrones sont les principaux convertisseurs d'énergie électrique en énergie mécanique et constituent la base de l'entraînement électrique de la plupart des mécanismes. La série 4A couvre la plage de puissance nominale de 0,06 à 400 kW et dispose de 17 hauteurs d'axe de 50 à 355 mm.
Dans ce projet de cours, le moteur suivant est considéré :
Exécution selon degré de protection : IP23 ;
Méthode de refroidissement : IC0141.
Conception selon la méthode de montage : IM1081 - selon le premier chiffre - moteur sur pattes, avec flasques ; selon les deuxième et troisième chiffres - avec une tige horizontale et des pattes inférieures; sur le quatrième chiffre - avec une extrémité cylindrique de l'arbre.
Conditions climatiques de travail : U3 - par lettre - pour un climat tempéré ; par chiffre - pour le placement dans des espaces clos avec ventilation naturelle sans conditions climatiques contrôlées artificiellement, où les fluctuations de température et d'humidité, l'exposition au sable et à la poussière, le rayonnement solaire sont nettement inférieurs à ceux de la pierre, du béton, du bois et d'autres locaux non chauffés.
1. Choix des dimensions principales
1.1 Déterminer le nombre de paires de pôles :
Alors le nombre de pôles est .
1.2 Déterminons graphiquement la hauteur de l'axe de rotation: selon la figure 9.18, b, conformément à, selon le tableau 9.8, nous déterminons le diamètre extérieur correspondant à l'axe de rotation.
1.3 Le diamètre intérieur du stator, on calcule par la formule :
où est le coefficient déterminé selon le tableau 9.9.
Quand se trouve dans l'intervalle : 
.
Choisissons une valeur, puis
1.4 Définir la division des pôles :
(1.3)
1.5 Déterminons la puissance calculée, W :
, (1.4)
où est la puissance sur l'arbre du moteur, W ;
- le rapport de la FEM de l'enroulement du stator à la tension nominale, qui peut être déterminé approximativement à partir de la Figure 9.20. Pour et , .
Les valeurs approximatives et seront tirées des courbes construites selon les données des moteurs de la série 4A. figure 9.21, ch. À kW et , , et
1.6 Les charges électromagnétiques A et B d sont déterminées graphiquement à partir des courbes de la Figure 9.23, b. À kW et , 
, Tl.
1.7 Rapport d'enroulement . Pour les enroulements à deux couches avec 2р>2, = 0,91–0,92 doit être pris. Acceptons.
1.8 Déterminer la vitesse angulaire synchrone de l'arbre moteur W :
où est la vitesse synchrone.
1.9 Calculer la longueur de l'entrefer :
, (1.6)
où est le facteur de forme du champ. .
1.10 Le critère pour le choix correct des dimensions principales D et est le rapport, qui doit être dans les limites autorisées de la figure 9.25, b.
. La valeur de l se situe dans les limites recommandées, ce qui signifie que les dimensions principales sont déterminées correctement.
2. Détermination du nombre d'encoches du stator, de tours dans la phase de l'enroulement et de la section du fil de l'enroulement du stator
2.1 Définissons les valeurs limites : t 1 max et t 1 min Figure 9.26. Pour et , , .
2.2 Nombre d'encoches du stator :
, (2.1)
(2.2)
Enfin, le nombre d'encoches doit être un multiple du nombre d'encoches par pôle et phase : q. Acceptez, alors
, (2.3)
où m est le nombre de phases.
2.3 Enfin, nous déterminons la division des dents du stator :
(2.4)
2.4 Courant préliminaire de l'enroulement du stator
2.5 Nombre de conducteurs effectifs dans une fente (en supposant) :
(2.6)
2.6 On accepte le nombre de branches parallèles, puis
(2.7)
2.7 Nombre final de tours dans la phase d'enroulement et flux magnétique :
, (2.8)
2.8 Déterminer les valeurs des charges électriques et magnétiques :
(2.11)
Les valeurs des charges électriques et magnétiques diffèrent légèrement de celles sélectionnées graphiquement.
2.9 Le choix de la densité de courant admissible se fait en tenant compte de la charge linéique du moteur :
où est l'échauffement de la partie encoche de l'enroulement du stator, nous définissons graphiquement la figure 9.27, d.
2.10 Calculez la section transversale des conducteurs effectifs:
(2.13)
On accepte , puis le tableau P-3.1 , , .
2.11 Déterminons enfin la densité de courant dans l'enroulement du stator :
3. Calcul des dimensions de la zone dentaire du stator et de l'entrefer
3.1 On sélectionne d'abord l'induction électromagnétique dans la culasse du stator B Z 1 et dans les dents du stator B a . Avec le tableau 9.12, a.
3.2 Choisissons la nuance d'acier 2013 tableau 9.13 et le facteur de remplissage d'acier des noyaux magnétiques du stator et du rotor.
3.3 En fonction des inductions choisies, nous déterminons la hauteur de la culasse du stator et la largeur minimale de la dent
3.4 Choisissons la hauteur de la fente et la largeur de la fente de la rainure semi-fermée. Pour moteurs avec hauteur d'axe , mm. Nous sélectionnons la largeur de la fente dans le tableau 9.16. Pour et , .
3.5 Déterminer les dimensions de la rainure :
hauteur de rainure :
dimensions de la rainure dans la matrice et :
Choisissons alors
la hauteur de la partie en coin de la rainure :
Illustration 3.1. Rainure d'un moteur à cage d'écureuil conçu
3.6 Déterminons les dimensions de la rainure en clair, en tenant compte des tolérances de mélange et d'assemblage des noyaux : et, tableau 9.14 :
largeur, et :
et hauteur :
Déterminons la section transversale de l'isolation du corps dans la rainure:
où est l'épaisseur unilatérale de l'isolant dans la rainure, .
Calculez la section transversale des joints à la rainure:
Déterminons la section transversale de la rainure pour placer les conducteurs:
3.7 Le critère d'exactitude des dimensions sélectionnées est le facteur de remplissage de la rainure, qui est approximativement égal à 
.
, (3.13)
donc les valeurs choisies sont correctes.
4. Calcul du rotor
4.1 Sélectionnez graphiquement la hauteur de l'entrefer d selon la Figure 9.31. Pour et , .
4.2 Diamètre extérieur du rotor à cage d'écureuil :
4.3 La longueur du rotor est égale à la longueur de l'entrefer : , .
4.4 Nous sélectionnons le nombre de rainures dans le tableau 9.18, .
4.5 Déterminer la valeur de la division dentaire du rotor :
(4.2)
4.6 La valeur du coefficient k B pour le calcul du diamètre de l'arbre est déterminée à partir du tableau 9.19. Pour et , .
Le diamètre intérieur du rotor est de :
4.7 Déterminer le courant dans la tige du rotor :
où k i est le coefficient qui tient compte de l'influence du courant d'aimantation et de la résistance de l'enroulement sur le rapport , on définit graphiquement a ; ;
Le coefficient de réduction des courants, nous déterminons par la formule:
Puis le courant souhaité dans la tige du rotor :
4.8 Déterminez l'aire de la section transversale de la tige:
où est la densité de courant admissible ; dans notre cas 
.
4.9 La rainure du rotor est déterminée selon la Figure 9.40, b. Nous acceptons , , .
Nous choisissons l'induction magnétique dans la dent du rotor à partir de l'intervalle 
tableau 9.12. Acceptons.
Déterminons la largeur de dent autorisée :
Calculez les dimensions de la rainure :
largeur b 1 et b 2 :
, (4.9)
hauteur h 1 :
Calculer la hauteur totale de la rainure du rotor h P2 :
Spécifiez l'aire de la section transversale de la tige :
4.10 Déterminer la densité de courant dans le barreau J 2 :
(4.13)
Figure 4.1. Rainure d'un moteur à cage d'écureuil conçu
4.11 Calculer la section transversale des anneaux de court-circuit q cl:
où est le courant dans l'anneau, on détermine par la formule :
,
4.12 Calculer les dimensions des anneaux de fermeture, et le diamètre moyen de l'anneau :
(4.18)
Spécifiez la section transversale de l'anneau:
5. Calcul du courant magnétisant
5.1 La valeur des inductions dans les dents du rotor et du stator :
, (5.1)
(5.2)
5.2 Calculer l'induction dans la culasse du stator B a :
5.3 Déterminer l'induction dans la culasse du rotor B j :
, (5.4)
où h "j est la hauteur calculée de la culasse du rotor, m.
Pour les moteurs avec 2р≥4 avec un noyau de rotor monté sur une douille ou sur un arbre à ailettes, h "j est déterminé par la formule :
5.4 Contrainte magnétique de l'entrefer F d :
, (5.6)
où k d est le coefficient d'entrefer, on détermine par la formule :
, (5.7)
où 
Tension magnétique entrefer :
5.5 Tension magnétique des zones dentées du stator F z 1 :
F z1 =2h z1 H z1 , (5.8)
où 2h z1 est la hauteur calculée de la dent du stator, m.
H z1 sera déterminé à partir du tableau A-1.7. À , 
.
5.6 Tension magnétique des zones dentées du rotor F z 2 :
, (5.9)
, tableau P-1.7.
5.7 Calculer le coefficient de saturation de la zone dentaire k z :
(5.10)
5.8 Trouver la longueur de la ligne magnétique moyenne de la culasse du stator L a :
5.9 Déterminons l'intensité du champ H a à l'induction B a selon la courbe de magnétisation pour la culasse de la nuance d'acier acceptée 2013 tableau P-1.6. À , .
5.10 Trouver la tension magnétique de la culasse du stator F a :
5.11 Déterminons la longueur de la ligne magnétique moyenne du flux dans la culasse du rotor L j :
, (5.13)
où h j - la hauteur de l'arrière du rotor, se trouve par la formule :
5.12 L'intensité du champ H j pendant l'induction est déterminée à partir de la courbe de magnétisation de la culasse pour la nuance d'acier acceptée Tableau P-1.6. À , .
Déterminons la tension magnétique de la culasse du rotor F j :
5.13 Calculer la tension magnétique totale du circuit magnétique de la machine (par paire de pôles) F c :
5.14 Facteur de saturation du circuit magnétique :
(5.17)
5.15 Courant magnétisant :
Valeur relative du courant magnétisant :
(5.19)
6. Paramètres du mode de travail
Les paramètres d'une machine asynchrone sont les résistances actives et inductives des enroulements du stator x 1, r 1, du rotor r 2, x 2, la résistance d'inductance mutuelle x 12 (ou x m) et la résistance calculée r 12 (ou r m), dont l'introduction tient compte de l'effet des pertes dans l'acier du stator sur les caractéristiques du moteur.
Les circuits de remplacement de phase d'une machine asynchrone, basés sur le passage des processus d'une machine tournante à une machine stationnaire, sont illustrés à la figure 6.1. Les processus physiques d'une machine asynchrone sont plus clairement reflétés dans le diagramme illustré à la figure 6.1. Mais pour le calcul, il est plus pratique de le convertir dans le circuit illustré à la figure 6.2.
Figure 6.1. Circuit de remplacement de phase du bobinage de la machine asynchrone réduite
Illustration 6.2. Circuit équivalent de phase d'enroulement transformé d'une machine asynchrone réduite
6.1 La résistance active de la phase de l'enroulement du stator est calculée par la formule :
, (6.1)
où L 1 est la longueur totale des conducteurs effectifs de la phase d'enroulement, m;
a est le nombre de branches d'enroulement parallèles ;
c 115 - résistance spécifique du matériau de l'enroulement (cuivre pour le stator) à la température de conception. Pour le cuivre 
;
k r est le coefficient d'augmentation de la résistance active de la phase de l'enroulement sous l'effet de l'effet de déplacement de courant.
Dans les conducteurs de l'enroulement statorique des machines asynchrones, l'effet du déplacement de courant est insignifiant en raison des faibles dimensions des conducteurs élémentaires. Par conséquent, dans les calculs des machines normales, en règle générale, prenez k r =1.
6.2 La longueur totale des conducteurs de phase d'enroulement L 1 est calculée par la formule :
où l cf est la longueur moyenne du tour d'enroulement, m.
6.3 La longueur moyenne de la bobine l cf correspond à la somme des parties frontales droites - rainurées et courbes de la bobine :
, (6.3)
où l P est la longueur de la partie rainure, égale à la longueur constructive des noyaux de la machine. ;
l l - la longueur de la partie frontale.
6.4 La longueur de la partie frontale de la bobine de l'enroulement lâche du stator est déterminée par la formule :
, (6.4)
où K l - coefficient dont la valeur dépend du nombre de paires de pôles, pour le tableau 9.23;
b CT - la largeur moyenne de la bobine, m, déterminée par l'arc de cercle passant par les points médians de la hauteur des rainures :
, (6.5)
où b 1 est le raccourcissement relatif du pas d'enroulement du stator. Généralement accepté.
Coefficient d'enroulement lâche placé dans les rainures avant que le noyau ne soit pressé dans le logement.
Longueur moyenne:
Longueur totale des conducteurs de phase efficaces de l'enroulement :
Résistance active de la phase d'enroulement du stator :
6.5 Déterminer la longueur du départ le long de la partie frontale :
où K out est le coefficient déterminé selon le tableau 9.23. à .
6.6 Déterminons la valeur relative de la résistance de phase de l'enroulement du stator :
(6.7)
6.7 Déterminer la résistance active de la phase de l'enroulement du rotor r 2 :
où r c est la résistance de la tige ;
r cl - résistance annulaire.
6.8 Calculer la résistance de la tige par la formule :
6.9 Calculer la résistance de l'anneau :
Puis la résistance active du rotor :
6.10 Apportons r 2 au nombre de spires de l'enroulement statorique, définissons :
6.11 Valeur relative de la résistance de phase de l'enroulement du rotor.
(6.12)
6.12 Résistance inductive des phases de l'enroulement du rotor :
, (6.13)
où l p est le coefficient de conductivité magnétique du rotor à fentes.
Sur la base de la Figure 9.50, e l p est déterminé par la formule du tableau 9.26 :
, (6.14)
(les conducteurs sont protégés par un couvercle de fente).
, (6.15)
Coefficient de diffusion frontale de la conductivité magnétique :
Le coefficient de conductivité magnétique de diffusion différentielle, nous déterminons par la formule:
, (6.17)
où est déterminé graphiquement, à , Figure 9.51, e, .
À l'aide de la formule (6.13), nous calculons la résistance inductive de l'enroulement du stator :
6.13 Déterminons la valeur relative de la résistance inductive de l'enroulement du stator :
(6.18)
6.14 Calculons la résistance inductive de la phase de l'enroulement du rotor selon la formule :
où l p2 est le coefficient de conductivité magnétique de la fente du rotor ;
l l2 - coefficient de conductivité magnétique de la partie frontale du rotor;
l d2 - coefficient de conductivité magnétique de la diffusion différentielle du rotor.
Le coefficient de conductivité magnétique de la fente du rotor est calculé par la formule, basée sur le tableau 9.27 :
6.15 Le coefficient de conductivité magnétique de la partie frontale du rotor est déterminé par la formule :
,
6.16 Le coefficient de conductivité magnétique de la diffusion différentielle du rotor est déterminé par la formule :
, (6.23)
où 
.
6.17 Trouvons la valeur de la résistance inductive selon la formule (6.19) :
On apporte x 2 au nombre de spires du stator :
Valeur relative, :
(6.25)
7. Calcul des pertes
7.1 Calculer les pertes principales dans l'acier du stator de la machine asynchrone selon la formule :
, (7.1)
où sont les pertes spécifiques, 
tableau 9.28 ;
b - exposant, pour la nuance d'acier 2013 ;
k oui et k d z - coefficients prenant en compte l'effet sur les pertes dans l'acier, pour la nuance d'acier 2013 , ;
m a - masse de la culasse, calculée selon la formule :
où 
est la gravité spécifique de l'acier.
Poids des dents du stator :
7.2 Calculer les pertes surfaciques totales dans le rotor :
où p sur2 - pertes de surface spécifiques, nous déterminons par la formule :
, (7.5)
où est un coefficient qui tient compte de l'effet du traitement de surface des têtes de dents du rotor sur les pertes spécifiques ;
В 02 - l'amplitude de l'ondulation d'induction dans l'entrefer, nous déterminons par la formule:
où est déterminé graphiquement sur la Figure 9.53, b.
7.3 Calculer les pertes surfaciques spécifiques selon la formule (7.5) :
7.4 Calculer les pertes de pulsation dans les dents du rotor :
, (7.7)
où m z 2 est la masse d'acier des dents du rotor ;
В pool2 est l'amplitude de la pulsation magnétique dans le rotor.
, (7.9)
7.5 Déterminer le montant des pertes supplémentaires dans l'acier :
7.6 Perte totale d'acier :
7.7 Définissons les pertes mécaniques :
où , quand selon le tableau 9.29 .
7.8 Calculer les pertes supplémentaires en mode nominal :
7.9 Courant à vide du moteur :
, (7.14)
où je x.x.a. - la composante active du courant à vide, nous la déterminons par la formule :
où Р e.1 x.x. - les pertes électriques dans le stator au ralenti :
7.10 Déterminer le facteur de puissance au ralenti :
(7.17)
8. Calcul des performances
8.1 Déterminer la partie réelle de la résistance :
(8.1)
(8.2)
8.3 Constante moteur :
, (8.3)
(8.4)
8.4 Déterminer la composante active du courant :
8.5 Définir les quantités :
8.6 Pertes qui ne changent pas avec un changement de bordereau :
Accepter 
et calculer la performance, avec un glissement égal à : 0,005 ; 0,01 ; 0,015 ; 0,02 ; 0,0201. Nous écrivons les résultats du calcul dans le tableau 8.1.
P 2n \u003d 110 kW; U 1n \u003d 220/380 V; 2p \u003d 10 I 0 un \u003d 2,74 A; je 0 p \u003d je m \u003d 61,99 A;
P c t + P fourrure \u003d 1985,25 W; r 1 \u003d 0,0256 Ohm; r¢ 2 \u003d 0,0205 Ohm; c 1 = 1,039;
a¢=1,0795 ; a = 0,0266 ohm ; b¢=0 ; b=0,26 ohm
Tableau 8.1
Caractéristiques de performance du moteur asynchrone
| Formule de calcul |
glisser m |
|||||
|
|
||||||
|
|
||||||
|
|
||||||
Illustration 8.1. Puissance moteur versus puissance P 2
Illustration 8.2. Graphique de l'efficacité du moteur en fonction de la puissance P 2
Illustration 8.3. Courbe du glissement moteur s en fonction de la puissance P 2
Illustration 8.4. Graphique de la dépendance du courant stator I 1 du moteur à la puissance P 2
9. Calcul thermique
9.1 Déterminons l'échauffement de la surface interne du noyau du stator en fonction de la température de l'air à l'intérieur du moteur :
, (9.1)
où à et degré de protection IP23, tableau.9.35;
a 1 - coefficient de transfert de chaleur depuis la surface, nous définirons graphiquement Figure 9.68, b, 
.
, (9.2)
où est le coefficient d'augmentation des pertes, pour la classe de résistance à la chaleur F .
,
9.2 Différence de température dans l'isolation de la partie encoche de l'enroulement du stator :
, (9.4)
où P p1 est le périmètre de la section transversale de la gorge du stator, on détermine par la formule :
l équiv. – conductivité thermique équivalente moyenne de la partie rainurée, pour la classe de résistance à la chaleur F 
, page 452;
- la valeur moyenne du coefficient de conductivité thermique de l'isolation interne. définir graphiquement à 
, 
, figure 9.69.
9.3 Déterminer la différence de température sur l'épaisseur de l'isolant des parties frontales :
, (9.6)
où , 
.
Les parties frontales de l'enroulement statorique ne sont donc pas isolées.
9.4 Calculer l'excès de température de la surface extérieure des parties frontales sur la température de l'air à l'intérieur de la machine :
9.5 Déterminer l'échauffement moyen de l'enroulement du stator par rapport à la température de l'air à l'intérieur de la machine :
(9.8)
9.6 Calculer l'excédent moyen de la température de l'air à l'intérieur de la machine sur la température ambiante :
où a dans - on définit graphiquement Figure 9.68, 
;
- la somme des pertes rejetées dans l'air à l'intérieur du moteur :
où sont les pertes totales dans le moteur au régime nominal ;
P e1 - pertes électriques dans l'enroulement du stator en mode nominal;
P e2 - pertes électriques dans l'enroulement du rotor en mode nominal.
, (9.12)
où S cor. est la surface du cadre.
P p est déterminé graphiquement. Quand , figure 9.70 .
9.7 Déterminer l'échauffement moyen de l'enroulement du stator par rapport à la température ambiante :
9.8 Déterminer le débit d'air requis pour la ventilation :
(9.14)
9.9 Le débit d'air fourni par un ventilateur extérieur avec une conception et des dimensions adoptées dans la série 4A peut être approximativement déterminé par la formule :
, (9.15)
où et - le nombre et la largeur, m, des conduits de ventilation radiaux, page 384 ;
n - régime moteur, tr/min;
Coefficient, pour les moteurs avec .
Celles. le débit d'air fourni par le ventilateur extérieur est supérieur au débit d'air nécessaire pour ventiler le moteur.
10. Calcul des performances du camembert
10.1 Tout d'abord, déterminez le courant synchrone à vide à l'aide de la formule :
10.2 Calculer les résistances actives et inductives de court-circuit :
10.3 Calculez l'échelle du camembert :
Le barème actuel est de :
où D à - le diamètre du cercle du diagramme, est choisi dans l'intervalle : 
, choisir .
Échelle de puissance :
Échelle des moments :
(10.6)
Le graphique circulaire du moteur est présenté ci-dessous. Un cercle de diamètre D to de centre O¢ est le lieu des extrémités du vecteur courant stator moteur à différents glissements. Le point A 0 détermine la position de la fin du vecteur courant I 0 au ralenti synchrone, et - au ralenti réel du moteur. Le segment , est égal au facteur de puissance au repos. Le point A 3 détermine la position de la fin du vecteur courant stator en cas de court-circuit (s=1), le segment est le courant I court-circuit. , et l'angle est . Le point A 2 détermine la position de la fin du vecteur courant statorique en .
Des points intermédiaires sur l'arc A 0 A 3 déterminent la position des extrémités du vecteur courant I 1 à différentes charges en mode moteur. L'axe des abscisses du diagramme OB est la ligne de la puissance primaire P 1 . La ligne de puissance électromagnétique Rem ou moments électromagnétiques M em est la ligne A 0 A 2. La ligne de puissance utile sur l'arbre (puissance secondaire P 2) est la ligne A ’ 0 A 3.
Illustration 10.1. Diagramme circulaire
Conclusion
Dans ce projet de cours, un moteur électrique asynchrone avec un rotor à cage d'écureuil a été conçu. À la suite du calcul, les principaux indicateurs pour un moteur d'une puissance donnée h et cosj ont été obtenus, qui satisfont la valeur maximale autorisée de GOST pour une série de moteurs 4A. Le calcul et la construction des caractéristiques de performance de la machine conçue ont été effectués.
Ainsi, selon les données de calcul, ce moteur peut se voir attribuer le symbole suivant :
4 – numéro de série de la série ;
A - type de moteur - asynchrone;
315 - hauteur de l'axe de rotation ;
M - longueur conditionnelle du lit selon CEI;
10 - nombre de pôles ;
U - conception climatique pour un climat tempéré;
Données nominales du moteur conçu :
P 2n = 110 kW, U 1n = 220/380 V, I 1n = 216 A, cosj n = 0,83, h n = 0,93.
Bibliographie
1. Conception de machines électriques : Proc. pour les universités / P79
IP Kopylov, B.K. Klokov, vice-président Morozkin, B. F. Tokarev ; Éd. IP Kopylov. – 4e éd., révisée. et supplémentaire - M. : Plus haut. école, 2005. - 767 p. : ill.
2. Voldek A.I., Popov V.V. Voiture électrique. Machines à courant alternatif : un manuel pour les écoles secondaires. - Saint-Pétersbourg : - Peter, 2007. -350 p.
3. Katsman M.M. Manuel des machines électriques: manuel pour les étudiants en éducation. établissements moyens. prof. éducation / Mark Mikhaïlovitch Katsman. - M. : Centre d'édition "Académie", 2005. - 480 p.
Annexe A
(obligatoire)
Figure 1. Schéma d'un enroulement à deux couches avec un pas raccourci, , ,
Ministère de l'éducation et des sciences de la Fédération de Russie
Agence fédérale pour l'éducation
UNIVERSITÉ TECHNIQUE D'ÉTAT D'IRKOUTSK
Département de la propulsion électrique et du transport électrique
Je suis autorisé à défendre :
Chef__ Klepikova T.V __
CONCEPTION D'UN MOTEUR ASYNCHRONE AVEC UN ROTOR SQUIRT-CLOSE
NOTE EXPLICATIVE
Vers le projet de cours dans la discipline
"Voiture électrique"
096.00.00P3
Rempli par un élève du groupe _EAPB 11-1 ________ __ Nguyen Van Vu____
Contrôle des normes ___________ _Professeur associé du Département d'EET Klepikova T.V __
Irkoutsk 2013
Introduction
1. Dimensions principales
2 Noyau de stator
3 Noyau du rotor
Enroulement du stator
1 Bobinage stator à encoches trapézoïdales semi-fermées
Enroulement de cage d'écureuil
1 Dimensions des fentes fermées ovales
2 Dimensions de l'anneau de court-circuit
Calcul du circuit magnétique
1 MDS pour entrefer
2 MMF pour dents avec fentes stator semi-fermées trapézoïdales
3 MMF pour dents de rotor avec fentes de rotor fermées ovales
4 MDS pour l'arrière du stator
5 MDS pour l'arrière du rotor
6 Paramètres du circuit magnétique
Résistances de bobinage actives et inductives
1 Résistance de l'enroulement du stator
2 Résistance d'enroulement d'un rotor à cage d'écureuil à fentes ovales fermées
3 Résistance d'enroulement du circuit équivalent moteur converti
Inactif et nominal
1 mode veille
2 Calcul des paramètres du mode de fonctionnement nominal
Graphique circulaire et performances
1 diagramme circulaire
2 Données de performances
Moment maximal
Courant de démarrage initial et couple de démarrage initial
1 Résistances actives et inductives correspondant au mode de démarrage
2 Courant et couple de démarrage initial
Calculs thermiques et de ventilation
1 Bobinage statorique
2 Calcul de la ventilation du moteur avec degré de protection IP44 et méthode de refroidissement IC0141
Conclusion
Liste des sources utilisées
Introduction
Les machines électriques sont les principaux éléments des centrales électriques, des machines diverses, des mécanismes, des équipements technologiques, des moyens de transport modernes, des communications, etc. Elles génèrent de l'énergie électrique, effectuent une conversion très économique en énergie mécanique, remplissent diverses fonctions de conversion et d'amplification de divers signaux dans les systèmes de contrôle automatique et de gestion.
Les machines électriques sont largement utilisées dans tous les secteurs de l'économie nationale. Leurs avantages sont une efficacité élevée, atteignant 95÷99% dans les machines électriques puissantes, un poids et des dimensions globales relativement faibles, ainsi qu'une utilisation économique des matériaux. Les machines électriques peuvent être conçues pour différentes capacités (de quelques fractions de watt à des centaines de mégawatts), vitesses et tensions. Ils se caractérisent par une fiabilité et une durabilité élevées, une facilité de contrôle et d'entretien, une alimentation et une évacuation pratiques de l'énergie, un faible coût de production en masse et à grande échelle et sont respectueux de l'environnement.
Les machines asynchrones sont les machines électriques les plus courantes. Ils sont principalement utilisés comme moteurs électriques et sont les principaux convertisseurs d'énergie électrique en énergie mécanique.
Actuellement, les moteurs électriques asynchrones consomment environ la moitié de toute l'électricité produite dans le monde et sont largement utilisés comme entraînement électrique pour la grande majorité des mécanismes. Cela est dû à la simplicité de conception, à la fiabilité et au rendement élevé de ces machines électriques.
Dans notre pays, la série la plus massive de machines électriques est la série industrielle générale des machines asynchrones 4A. La série comprend des machines d'une puissance de 0,06 à 400 kW et est fabriquée en 17 hauteurs standard de l'axe de rotation. Pour chacune des hauteurs de rotation, des moteurs de deux puissances sont produits, de longueurs différentes. Sur la base d'une seule série, diverses modifications de moteurs sont produites qui répondent aux exigences techniques de la plupart des consommateurs.
Sur la base d'une seule série, différentes versions de moteurs sont produites, conçues pour fonctionner dans des conditions particulières.
Calcul d'un moteur à induction avec un rotor à cage d'écureuil
Tâche technique
Concevoir un moteur triphasé asynchrone à rotor à cage d'écureuil : P=45kW, U= 380/660 V, n=750 tr/min ; modèle IM 1001 ; exécution selon la méthode de protection IP44.
1. Circuit magnétique du moteur. Dimensions, configuration, matériel
1 Dimensions principales
On accepte la hauteur de l'axe de rotation du moteur h=250 mm (Tableau 9-1).
Nous acceptons le diamètre extérieur du noyau du stator DH1=450 mm (tableau 9-2).
Diamètre intérieur du noyau du stator (, tableau 9-3) :
1= 0,72 DH1-3=0,72ˑ450-3= 321 (1,1)
Nous acceptons le coefficient (, Figure 9-1).
Nous acceptons la valeur préliminaire de l'efficacité (Figure 9-2, a)
Nous acceptons la valeur préliminaire (Figure 9-3, a).
Puissance estimée
(1.2)
Nous acceptons une charge linéaire préliminaire 
A / cm (, Figure 9-4, a et Tableau 9-5).
Nous acceptons l'induction préliminaire dans l'écart 
(, Figure 9-4, b et Tableau 9-5).
Nous acceptons la valeur préliminaire du facteur d'enroulement (, page 119).
Longueur estimée du noyau du stator
Nous acceptons la longueur constructive du noyau du stator.
La valeur maximale du rapport de la longueur du noyau à son diamètre (, tableau 9-6)
Le rapport de la longueur du noyau à son diamètre
(1.5)
1.2 Noyau du stator
Nous acceptons la nuance d'acier - 2013. Nous acceptons l'épaisseur de tôle de 0,5 mm. Nous prenons la forme d'une feuille d'isolation - oxydation.
Nous acceptons le facteur de remplissage de l'acier kC=0,97.
Nous acceptons le nombre d'emplacements par pôle et par phase (tableau 9-8).
Nombre d'encoches du noyau du stator (1,6)
1.3 Noyau du rotor
Nous acceptons la nuance d'acier - 2013. Nous acceptons l'épaisseur de tôle de 0,5 mm. Nous prenons la forme d'une feuille d'isolation - oxydation.
Nous acceptons le facteur de remplissage de l'acier kC=0,97.
Nous acceptons le noyau du rotor sans rainures biseautées.
On accepte l'entrefer entre le stator et le rotor (tableau 9-9).
Diamètre extérieur du noyau du rotor
Diamètre intérieur des feuilles de rotor
Nous prenons la longueur du noyau du rotor égale à la longueur du noyau du stator,
.
Nous acceptons le nombre de rainures du noyau du rotor (tableau 9-12).
2. Bobinage du stator
Nous acceptons un enroulement à deux couches avec un pas raccourci, qui est placé dans des rainures trapézoïdales semi-fermées (tableau 9-4).
Coefficient de répartition
(2.1)
où 
Nous acceptons le pas d'enroulement relatif.
Pas d'enroulement :
(2.2)
Facteur de raccourcissement
Rapport d'enroulement
Valeur préliminaire du flux magnétique
Nombre préliminaire de tours dans l'enroulement de phase
Nombre préliminaire de conducteurs effectifs dans une fente
(2.7)
où est le nombre de branches parallèles de l'enroulement du stator.
Accepter
Le nombre spécifié de tours dans l'enroulement de phase
(2.8)
Valeur corrigée du flux magnétique
Valeur corrigée de l'induction dans l'entrefer
(2.10)
Valeur préliminaire du courant de phase nominal
Déviation de la charge linéaire reçue par rapport à la charge précédemment acceptée
(2.13)
L'écart ne dépasse pas la valeur autorisée de 10 %.
On prend la valeur moyenne de l'induction magnétique à l'arrière du stator (tableau 9-13).
Division des dents en fonction du diamètre intérieur du stator
(2.14)
2.1 Bobinage statorique à encoches semi-fermées trapézoïdales
L'enroulement du stator et la rainure sont déterminés selon la figure 9.7
Nous acceptons la valeur moyenne de l'induction magnétique dans les dents du stator (tableau 9-14).
Largeur de dent
(2.15)
Hauteur arrière du stator
Hauteur de rainure
Grande largeur de fente
Largeur de fente provisoire
Largeur de fente plus petite
où est la hauteur de fente (, page 131).
Et sur la base de l'exigence
Section transversale de la rainure de matrice
Rainure zone claire
(2.23)
où 
- les tolérances de montage des noyaux stator et rotor respectivement en largeur et en hauteur (, page 131).
Section transversale de l'isolation de la coque
où est la valeur moyenne de l'épaisseur d'un côté de l'isolation de la coque (, page 131).
Section transversale des entretoises entre les bobines supérieure et inférieure dans la rainure, au fond de la rainure et sous la cale
Section transversale de la fente occupée par l'enroulement
Travail
où est le facteur de remplissage admissible de la fente pour la pose manuelle (. page 132).
On accepte le nombre de fils élémentaires en effectif .
Diamètre d'un fil isolé élémentaire
(2.28)
Le diamètre d'un fil isolé élémentaire ne doit pas dépasser 1,71 mm pour une installation manuelle et 1,33 mm pour une installation mécanique. Cette condition est remplie.
On accepte les diamètres d'un fil élémentaire isolé et non isolé (d) (Annexe 1)
Nous acceptons la section transversale du fil (, annexe 1).
Facteur de remplissage d'emplacement affiné
(2.29)
La valeur du facteur de remplissage d'emplacement ajusté satisfait aux conditions d'empilage manuel et d'empilage machine (avec empilage machine, le 
).
Largeur de fente raffinée
Accepter 
, comme .
(2.31)
Produit de la charge linéaire et de la densité de courant
Nous acceptons la valeur admissible du produit de la charge linéaire et de la densité de courant (Figure 9-8). Où coefficient k5=1 (tableau 9-15).
Division moyenne des dents du stator
Largeur moyenne de bobine de stator
Longueur moyenne d'une tête de bobine
Longueur d'enroulement moyenne
Longueur de porte-à-faux de l'extrémité d'enroulement
3. Enroulement à cage d'écureuil
Nous acceptons les gorges de rotor de forme ovale, fermées.
3.1 Dimensions des fentes ovales fermées
Les rainures du rotor sont déterminées par la fig. 9.10
Nous acceptons la hauteur de la rainure. (, Illustration 9-12).
Hauteur estimée du dos du rotor
où est le diamètre des conduits de ventilation axiaux ronds dans le noyau du rotor ; ils ne sont pas prévus dans le moteur conçu.
Induction magnétique à l'arrière du rotor
Division des dents en fonction du diamètre extérieur du rotor
(3.3)
On accepte l'induction magnétique dans les dents du rotor (tableau 9-18).
Largeur de dent
(3.4)
Rayon de rainure plus petit
Rayon de rainure plus grand
où - hauteur de fente (, page 142);
Largeur de fente (, page 142) ;
pour un emplacement fermé (, page 142).
Distance entre les centres des rayons
Vérification de l'exactitude de la définition et sur la base de la condition
(3.8)
La section transversale de la tige, égale à la section transversale de la rainure dans la matrice
3.2 Dimensions de la bague de court-circuit
Nous acceptons une cage à plâtre.
Les anneaux de court-circuit du rotor sont représentés sur la fig. 9.13
Section transversale de l'anneau
hauteur de l'anneau
Longueur de l'anneau
(3.12)
Diamètre moyen de l'anneau
4. Calcul du circuit magnétique
1 MDS pour entrefer
Facteur tenant compte de l'augmentation de la résistance magnétique de l'entrefer due à la structure d'engrenage du stator
(4.1)
Coefficient tenant compte de l'augmentation de la résistance magnétique de l'entrefer due à la structure dentée du rotor
On accepte un coefficient qui tient compte de la diminution de la résistance magnétique de l'entrefer en présence de canaux radiaux sur le stator ou le rotor.
Facteur d'entrefer global
MDS pour entrefer
4.2 MMF pour dents à encoches stator trapézoïdales semi-fermées
(, annexe 8)
On prend la longueur moyenne du trajet du flux magnétique
MDS pour les dents
4.3 MMF pour dents de rotor avec fentes de rotor fermées ovales
Depuis, nous acceptons l'intensité du champ magnétique 
(Annexe 8).
MDS pour les dents
4.4 MMF pour l'arrière du stator
(, Annexe 11).
Longueur moyenne du trajet du flux magnétique
MDS pour le dos du stator
4,5 MMF pour l'arrière du rotor
Nous acceptons la force du champ magnétique 
(, annexe 5)
Longueur moyenne du trajet du flux magnétique
MDS pour l'arrière du rotor
4.6 Paramètres du circuit magnétique
MMF total du circuit magnétique par pôle
Facteur de saturation du circuit magnétique
(4.13)
Courant magnétisant
Courant magnétisant en unités relatives
(4.15)
emf sans charge
Réactance inductive principale
(4.17)
Réactance inductive principale en unités relatives
(4.18)
5. Résistance active et inductive des enroulements
1 Résistance de l'enroulement du stator
Résistance active de l'enroulement de phase à 20 0C
où 
-conductivité électrique spécifique du cuivre à 200C (, page 158).
Résistance active de l'enroulement de phase à 20 0С en unités relatives
(5.2)
Vérification de l'exactitude de la définition
Nous acceptons les dimensions de la rainure du stator (, tableau 9-21)
Hauteur : (6.4)
Coefficients prenant en compte le raccourcissement du pas
Conductivité de diffusion
(5.7)
Acceptez le coefficient de dissipation différentielle du stator (tableau 9-23).
Facteur prenant en compte l'influence de l'ouverture des encoches du stator sur la conductivité de la diffusion différentielle
Nous acceptons un coefficient qui tient compte de la réponse d'amortissement des courants induits dans l'enroulement du rotor à cage d'écureuil par les harmoniques supérieures du champ statorique (tableau 9-22).
(5.9)
Division des pôles :
(5.10)
Coefficient de conductance de dissipation des extrémités d'enroulement
Coefficient de conductivité de la fuite de l'enroulement du stator
Réactance inductive de l'enroulement de phase du stator
Résistance inductive de l'enroulement de phase du stator en unités relatives
(5.14)
Vérification de l'exactitude de la définition
5.2 Résistance d'enroulement d'un rotor à cage d'écureuil à fentes ovales fermées
Résistance active de la tige de la cage à 20 0C
où 
- conductivité électrique de l'aluminium à 20 °C (, page 161).
Coefficient de réduction du courant d'anneau au courant de tige
(5.17)
Résistance des anneaux de court-circuit, réduite au courant de la tige à 20 0С
enroulement de résistance de circuit magnétique
L'angle au centre du biseau des rainures ask=0 car il n'y a pas de biseau.
Facteur de biseau de la fente du rotor
Le coefficient de réduction de la résistance de l'enroulement du rotor à l'enroulement du stator
Résistance active de l'enroulement du rotor à 20 0C, réduite à l'enroulement du stator
Résistance active de l'enroulement du rotor à 20 0C, réduite à l'enroulement du stator en unités relatives
Courant de barre de rotor pour le mode de fonctionnement
(5.23)
Facteur de conductance de fuite pour fente ovale à rotor fermé
(5.24)
Nombre d'encoches du rotor par pôle et phase
(5.25)
Nous acceptons le coefficient de diffusion différentielle du rotor (Figure 9-17).
Conductivité de la diffusion différentielle
(5.26)
Coefficient de conductance de diffusion des anneaux courts en cage coulée
Biseau relatif des fentes du rotor, en fractions de la division de la dent du rotor
(5.28)
Facteur de conductance de fuite de biseau
Résistance inductive de l'enroulement du rotor
Résistance inductive de l'enroulement du rotor, réduite à l'enroulement du stator
Résistance inductive de l'enroulement du rotor, réduite à l'enroulement du stator, en unités relatives
(5.32)
Vérification de l'exactitude de la définition
(5.33)
La condition doit être remplie. Cette condition est remplie.
5.3 Résistance d'enroulement du circuit équivalent moteur converti
Facteur de dissipation du stator
Facteur de résistance du stator
où est le coefficient (, page 72).
Résistances d'enroulement converties
Le recalcul du circuit magnétique n'est pas nécessaire, puisque et .
6. Ralenti et évalué
1 mode veille
Comme 
, dans d'autres calculs, nous accepterons .
La composante réactive du courant du stator pendant la rotation synchrone
Pertes électriques dans l'enroulement du stator pendant la rotation synchrone
Estimation du poids en acier des dents du stator avec rainures trapézoïdales
Pertes magnétiques dans les dents du stator
Masse arrière en acier du stator
Pertes magnétiques à l'arrière du stator
Pertes magnétiques totales dans le noyau du stator, y compris les pertes supplémentaires dans l'acier
(6.7)
Pertes mécaniques avec degré de protection IP44, méthode de refroidissement IC0141
(6.8)
où à 2p=8
Le composant actif du courant x.x.
Courant à vide
Facteur de puissance à x.x.
6.2 Calcul des paramètres du service nominal
Résistance active de court-circuit
Court-circuit de réactance inductive
Impédance de court-circuit
Pertes supplémentaires à charge nominale
Puissance mécanique du moteur
Résistance de circuit équivalente
(6.17)
Impédance de circuit équivalente
Vérification de l'exactitude des calculs et
(6.19)
Se glisser
Composante active du courant stator pendant la rotation synchrone
Courant rotorique
Composante active du courant du stator
(6.23)
Composante réactive du courant statorique
(6.24)
Courant statorique phase
Facteur de puissance
Densité de courant dans l'enroulement du stator
(6.28)
où est le facteur d'enroulement pour un rotor à cage d'écureuil (, page 171).
Courant dans le rotor à cage d'écureuil
Densité de courant dans la tige d'un rotor à cage d'écureuil
Courant de court-circuit
Pertes électriques dans l'enroulement du stator
Pertes électriques dans l'enroulement du rotor
Pertes totales dans le moteur électrique
La puissance d'entrée:
Efficacité
(6.37)
Puissance absorbée : (6.38)
La puissance d'entrée calculée par les formules (6.36) et (6.38) doit être égale l'une à l'autre, arrondi près. Cette condition est remplie.
Puissance de sortie
La puissance de sortie doit correspondre à la puissance de sortie spécifiée dans les termes de référence. Cette condition est remplie.
7. Diagramme circulaire et données de performance
1 diagramme circulaire
échelle actuelle
où 
- plage de diamètre du cercle de travail (, page 175).
Accepter 
.
Diamètre du cercle de travail
(7.2)
échelle de puissance
Longueur de segment de courant réactif
Longueur du segment actuel actif
Barres sur le graphique
(7.7)
(7.8)
7.2 Données de performances
Nous calculons les caractéristiques de performance sous la forme du tableau 1.
Tableau 1 - Caractéristiques de performance d'un moteur asynchrone
|
Les conditions convoi |
Puissance délivrée en fractions |
|||||
|
|
|
|||||
|
cos0.080.500.710.800.830.85 |
|
|
|
|
|
|
|
P, W1564.75172520622591.53341.74358.4 |
|
|
|
|
|
|
|
, %13,5486,8891,6492,8893,0892,80 |
|
|
|
|
|
|
8. Moment maximal
Partie variable du facteur stator avec une gorge semi-fermée trapézoïdale
Composant de conductance de fuite du stator dépendant de la saturation
Partie variable du facteur de rotor avec fentes fermées ovales
(8.3)
Composant de conductance de fuite du rotor dépendant de la saturation
Courant rotor correspondant au couple maximal (9-322)
(8.7)
Impédance de circuit équivalente au couple maximum
La résistance totale du circuit équivalent à un glissement infiniment grand
Résistance équivalente du circuit équivalent au couple maximal
Multiplicité du couple maximum
Glissement au couple maximal
(8.12)
9. Courant de démarrage initial et couple de démarrage initial
1 Résistances actives et inductives correspondant au mode de démarrage
Hauteur de la barre de la cage du rotor
Hauteur de barre de rotor réduite
Nous acceptons le coefficient (, Figure 9-23).
Profondeur estimée de pénétration du courant dans la tige
La largeur de la tige à la profondeur calculée de pénétration du courant dans la tige
(9.4)
La section transversale de la tige à la profondeur de pénétration actuelle calculée
(9.5)
rapport de déplacement actuel
Résistance active de la tige de la cage à 20 0C pour le mode démarrage
La résistance active de l'enroulement du rotor à 20 0C, réduite à l'enroulement du stator, pour le mode de démarrage
Nous acceptons le coefficient (, Figure 9-23).
Coefficient de conductivité de fuite de la fente du rotor au démarrage pour une fente ovale fermée
Coefficient de conductivité de fuite de l'enroulement du rotor au démarrage
Inductance de fuite du moteur en fonction de la saturation
Inductance de fuite moteur indépendante de la saturation
(9.12)
Résistance active de court-circuit au début
9.2 Courant et couple de démarrage initial
Courant du rotor au démarrage du moteur
Impédance de circuit équivalente au démarrage (tenant compte des effets de déplacement de courant et de saturation des chemins de fuite)
Réactance inductive du circuit équivalent au démarrage
Composante active du courant stator au démarrage
(9.17)
La composante réactive du courant stator au démarrage
(9.18)
Courant stator phase au démarrage
Multiplicité du courant de démarrage initial
(9.20)
Résistance active du rotor au démarrage, ramenée au stator, à la température de fonctionnement calculée et circuit équivalent en forme de L
(9.21)
La multiplicité du couple de démarrage initial
10. Calculs thermiques et de ventilation
1 Bobinage statorique
Pertes dans l'enroulement du stator à la température maximale admissible
où est le coefficient (, page 76).
Surface de refroidissement interne conditionnelle de la partie active du stator
Le débit d'air pouvant être fourni par un ventilateur extérieur doit être supérieur au débit d'air requis. Cette condition est remplie.
Pression d'air développée par un ventilateur extérieur
Conclusion
Dans ce projet de cours, un moteur électrique asynchrone de conception principale a été conçu, avec une hauteur de l'axe de rotation h = 250 mm, degré de protection IP44, avec un rotor à cage d'écureuil. À la suite du calcul, les principaux indicateurs pour un moteur d'une puissance donnée P et cos ont été obtenus, qui satisfont la valeur maximale autorisée de GOST.
Le moteur électrique asynchrone conçu répond aux exigences de GOST tant en termes d'indicateurs énergétiques (rendement et cosφ) qu'en termes de caractéristiques de démarrage.
Type de moteur Puissance, kW Hauteur de l'axe de rotation, mm Poids, kg Vitesse, tr/min Rendement, % Facteur de puissance, Moment d'inertie,
2. Kravchik A.E. et al. Moteur asynchrone série 4A, manuel. - M. : Energoatomizdat, 1982. - 504 p.
3. Conception de machines électriques : manuel. pour électromécanique. Et l'électricité. spécialités des universités / I. P. Kopylov [et autres] ; éd. I.P. Kopylova. - Éd. 4e, révisé. et supplémentaire - M. : Plus haut. école, 2011. - 306 p.
Annexe. Rédaction d'un cahier des charges
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Désignation |
Nom |
Note |
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Documentation |
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1.096.00.000.PZ |
Note explicative |
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1.096.00.000.CH |
dessin d'assemblage |
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Enroulement du stator |
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Bobinage du rotor |
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Noyau de stator |
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Noyau du rotor |
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boîte à bornes |
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Rym. Verrouiller |
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Boulon de terre |
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Ventilateur |
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Ventilateur de linceul |
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Palier |
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Introduction
Un entraînement électrique moderne est un complexe d'appareils et d'appareils conçus pour contrôler et réguler les indicateurs physiques et de puissance d'un moteur électrique. Le moteur électrique le plus couramment utilisé dans l'industrie est le moteur asynchrone. Avec le développement de l'électronique de puissance et le développement de nouveaux systèmes de contrôle de moteurs à induction puissants, un entraînement électrique basé sur un moteur à induction et des convertisseurs de fréquence est le meilleur choix pour contrôler divers processus technologiques. L'entraînement électrique asynchrone présente les meilleurs indicateurs techniques et économiques, et le développement de nouveaux moteurs à économie d'énergie permet de créer des systèmes d'entraînement électrique économes en énergie.
Moteur électrique asynchrone, machine électrique asynchrone pour convertir l'énergie électrique en énergie mécanique. Le principe de fonctionnement d'un moteur électrique asynchrone repose sur l'interaction d'un champ magnétique tournant qui se produit lorsqu'un courant alternatif triphasé traverse les enroulements du stator, avec un courant induit par le champ statorique dans les enroulements du rotor. Il en résulte des forces mécaniques qui font tourner le rotor dans le sens de rotation du champ magnétique, à condition que la vitesse du rotor n soit inférieure à la vitesse du champ n1. Ainsi, le rotor tourne de manière asynchrone par rapport au champ.
L'objet du cours est la conception d'un moteur asynchrone. Au moyen de cette conception, nous étudions les propriétés et les caractéristiques de ce moteur, nous étudions également les caractéristiques de ces moteurs. Ce travail fait partie intégrante du cursus d'étude des machines électriques.
1. Circuit magnétique du moteur. Dimensions, configuration, matériel
1.1 Dimensions principales
1. La hauteur de l'axe de rotation du moteur asynchrone :
Pour Рн =75 kW, n1=750 tr/min
h=280mm, 2p=8.
2. Le diamètre extérieur du noyau DH1 avec une hauteur standard de l'axe de rotation h=280 mm. Dans ces conditions DH1=520 mm.
3. Pour déterminer le diamètre intérieur du noyau de stator D1, nous utilisons la relation D1=f(DH1) donnée dans le Tableau 9-3. Pour DH1=520 mm ;
D1 = 0,72 DH1 - 3 ;
D1 \u003d 0,72 520-3 \u003d 371,4 mm.
4. Trouver la valeur moyenne kH=f(P2) des moteurs asynchrones
Pour pH=75kW ; 2p=8 ;
5. Pour les moteurs à cage d'écureuil avec protection IP44, valeurs provisoires.
Pour pH=75kW
6. Pour les moteurs à rotor à cage d'écureuil avec protection IP44, on prend la valeur de cos selon la Figure 9-3, et avec 2р = 8
7. Puissance estimée P ? pour les moteurs à courant alternatif :
où - efficacité; cos - facteur de puissance à charge nominale ;
8. Trouver la charge linéaire de l'enroulement du stator A1
A1 \u003d 420 0,915 0,86 \u003d 330,4 A/cm.
9. Recherche de la valeur maximale de l'induction magnétique dans l'entrefer B
B=0,77 1,04 0,86=0,69 T
10. Pour déterminer la longueur du noyau du stator, définissons la valeur préliminaire du coefficient d'enroulement kob1, à 2р=8
11. Trouver la longueur estimée du noyau l1
l1=366,7+125=426,7
12. La longueur structurelle du noyau de stator l1 est arrondie au multiple de 5 le plus proche :
13. Rapport
425 / 371,4 = 1,149
14. Trouver max R4=1.1
max = 1,46 - 0,00071 DH1 ;
max = 1,46 - 0,00071 520 = 1,091
max =1.091 1.1 = 1.2
1.2 Noyau du stator
Le noyau est assemblé à partir de tôles embouties séparées d'acier électrique de 0,5 mm d'épaisseur, avec des revêtements isolants pour réduire les pertes dans l'acier des courants de Foucault.
Pour l'acier 2312, nous utilisons une isolation laquée de tôles.
Nombre d'emplacements par pôle et phase :
Selon la valeur q1 choisie, le nombre d'encoches du noyau de stator z1 est déterminé :
où m1 est le nombre de phases ;
z1 = 8 3 3 = 72.
1.3 Noyau du rotor
Pour une hauteur donnée de l'axe de rotation, on sélectionne la nuance d'acier 2312.
Le noyau est assemblé à partir de tôles embouties séparées d'acier électrique d'une épaisseur de 0,5 mm.
Pour le noyau, nous acceptons la même tôle d'isolation que pour le stator - vernissage.
Le facteur de remplissage de l'acier est pris égal à
La taille de l'entrefer entre le stator et le rotor est acceptée.
Avec h = 280 mm et 2p = 8 ;
Chanfrein de fente ck (pas de fente biseautée)
Diamètre extérieur du noyau du rotor DH2 :
DH2 = 371,4 - 2 0,8 = 369,8 mm.
Pour hauteur de rotation h 71 mm diamètre intérieur des tôles rotor D2 :
D2 0,23 520 = 119,6 mm.
Pour améliorer le refroidissement, réduire la masse et le moment d'inertie dynamique du rotor, des canaux de ventilation axiaux ronds sont prévus dans les noyaux du rotor avec h250 :
Longueur du noyau du rotor l2 à h>250 mm.
l2 \u003d l1 + 5 \u003d 425 + 5 \u003d 430 mm.
Le nombre de fentes dans le noyau pour un moteur avec un rotor à cage d'écureuil à z1=72 et 2р=8
2. Bobinage du stator
2.1 Paramètres communs à tout bobinage
Pour notre moteur, nous acceptons un enroulement concentrique à deux couches multi-sections en fil de marque PETV (classe de résistance à la chaleur B), placé dans des rainures rectangulaires semi-ouvertes.
Typiquement, l'enroulement du stator est réalisé à six zones ; chaque zone est égale à 60 degrés électriques. Avec un enroulement à six zones, le coefficient de distribution kP1
kР1 = 0,5/(q1sin(b/20));
kР1 = 0,5/(3 sin(10)) = 0,95.
Le raccourcissement de l'étape 1 est pris égal à
1 \u003d 0,8, avec 2p \u003d 8.
L'enroulement à double couche est effectué avec un pas raccourci yP1
yP1 = 1 z1 / 2p ;
yP1 = 0,8 72 / 8 = 7,2.
Facteur de raccourcissement ky1
ky1=sin(1 90)=sin(0.8 90)=0.95.
Coefficient d'enroulement kOB1
kOB1 = kP1 ky1 ;
kOB1 = 0,95 0,95 = 0,9.
Valeur préliminaire du flux magnétique Ф
F \u003d B D1l1 10-6 / p;
Ф = 0,689 371,4 42510-6/4 = 0,027 Wb.
Nombre préliminaire de tours dans l'enroulement de phase ? 1
1 = knU1/(222 koOB1(f1/50) F) ;
1 = 0,96 380/(222 0,908 0.027) ?66.9.
Le nombre de branches parallèles de l'enroulement statorique a1 est choisi comme l'un des diviseurs du nombre de pôles a1 = 1.
Nombre préliminaire de conducteurs effectifs dans la rainure NP1
NP1 = 1à1(рq1);
NP1 \u003d 155,3 1 / (4 3) \u003d 5,58
La valeur de NP1 est acceptée en arrondissant NP1 à la valeur entière la plus proche
En choisissant un entier, nous spécifions la valeur 1
1 = NП1рq1а1 ;
1 = 4 4 3/1 = 72.
La valeur du flux magnétique Ф
F \u003d 0,023 66,5 / 64 \u003d 0,028 Wb.
Valeur d'induction de l'entrefer B
B = B? 1/ ? 1;
B = 0,8 66,9/72 = 0,689 T
Valeur préliminaire du courant de phase nominal I1
I1 = Рн 103/(3U1cos);
I1 \u003d 75 103 / (3 380 0,93 0,84) \u003d 84,216 A.
A1 = 10Np1z1I1(D1a1);
A1 \u003d 6 13 72 84,216 / (3,14 371,4) \u003d 311,8 A / cm.
La valeur moyenne de l'induction magnétique à l'arrière du stator BC1
Avec h \u003d 280 mm, 2p \u003d 8
BC1 = 1,5 T.
Division des dents en fonction du diamètre intérieur du stator t1
t1 \u003d p 371,4 / 72 \u003d 16,1 mm.
2.2 Bobinage statorique à encoches rectangulaires semi-fermées
Nous acceptons la valeur préliminaire de l'induction magnétique au point le plus étroit de la dent du stator
31max = 1,8T
Division des dents du stator à l'endroit le plus étroit
Largeur de dent préliminaire au point le plus étroit
Largeur préliminaire de la fente semi-ouverte et ouverte dans la matrice
Largeur de fente de la rainure semi-ouverte
Largeur admissible d'un conducteur effectif avec isolation tournée
b?ef =()/=3.665mm;
Nombre de conducteurs effectifs par hauteur de fente
Hauteur préliminaire du dos du stator
Ф 106?(2 kc l1 Вc1);
0,027 106 ? (2 0,95 425 1,5) = 22,3 mm.
Hauteur de pré-rainure
= [ (D H1- D1)/ 2]- h c1 ;
\u003d \u003d [(520-371,4) / 2] -22,3 \u003d 53 mm.
Hauteur admissible du conducteur effectif avec isolation de bobine
Zone de conducteur efficace
Nombre préliminaire de conducteurs élémentaires
Le nombre de conducteurs élémentaires dans un effectif
Nombre préliminaire de conducteurs élémentaires dans un effectif
Augmenter à 4
La taille du conducteur élémentaire élémentaire sur la hauteur de la rainure
Nombre final de conducteurs élémentaires
Fils nus de plus en plus petits
Cote de hauteur de rainure
Taille en fonction de la largeur de la rainure dans le tampon
Hauteur de rainure
= [ (D H1- D1)/ 2]- h c1 ;
\u003d \u003d [(520-371,4) / 2] -18,3 \u003d 56 mm.
Largeur de dent affinée au point le plus étroit
Induction magnétique raffinée dans la partie la plus étroite de la dent du stator
Densité de courant dans l'enroulement du stator J1
J1 = I1(c S a1);
J1 = 84,216/(45,465 1) = 3,852 A/mm2.
A1J1 \u003d 311 3,852 \u003d 1197,9 A2 / (cm mm2).
(А1J1)ajouter \u003d 2200 0,75 0,87 \u003d 1435,5 A2 / (cm mm2).
lv1 = (0.19+0.1p)bcp1 + 10 ;
lv1 \u003d (0,19 + 0,1 3) 80,64 + 10 \u003d 79,4 mm.
Division moyenne des dents du stator tСР1
tСР1 = (D1 + hП1)/z1 ;
tCP1 \u003d p (371,4 + 56) / 72 \u003d 18,6 mm.
Largeur moyenne de bobine de stator bCP1
bSR1 = tSR1 uP1 ;
bСР1 = 18,6 7,2 = 133,6 mm.
La longueur moyenne de la partie frontale de l'enroulement ll1
ll1 \u003d 1,3 \u003d 279,6 mm
Longueur d'enroulement moyenne lcp1
lcp1 \u003d 2 (l1 + ll1) \u003d 2 (425 + 279,6) \u003d 1409,2 mm.
La longueur du porte-à-faux de la partie frontale de l'enroulement lv1
3. Enroulement à cage d'écureuil
phase de stator magnétique asynchrone
Utilisons un enroulement de rotor avec des rainures de bouteille, car h = 280 mm.
Hauteur de rainure de la fig. 9-12 est égal à hp2 = 40 mm.
Hauteur estimée du dos du rotor hc2 à 2р=8 et h = 280 mm
hc2 = 0,38 Dí2 - hp2 - ?dk2 ;
hc2 = 0,38 369,8 - 40 - ? 40 = 73,8 millimètres.
Induction magnétique à l'arrière du rotor Vs2
Soleil2 = Ф 106 / (2 kc l2 hc2);
Soleil2 = 0,028 106 / (2 0,95 430 73,8) = 0,464 T
Division des dents en fonction du diamètre extérieur du rotor t2
t2 = ðDí2/z2 = ð 369,8/86 = 13,4 mm.
Induction magnétique dans les dents du rotor Vz2.
Int2 = 1,9 T.
Littérature
1. Goldberg O.D., Gurin Ya.S., Sviridenko I.S. Conception de machines électriques. - M. : Lycée supérieur, 1984. - 431s.
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