ebs spbget "leti"에 게시하기 위한 WRC 수신. 교과 과정: 농형 회전자를 사용한 비동기식 모터 설계 회전자의 표면 손실
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전기차
과정 프로젝트
"농형 회 전자를 사용한 비동기 모터 설계"
기술과제
농형 회전자를 사용하여 비동기식 3상 모터를 설계합니다.
P \u003d 15kW, U \u003d 220/380V, 2r \u003d 2;
n = 3000rpm, = 90%, cos = 0.89, S NOM = 3%;
h=160 Mp/Mn=1.8, Mmax/Mn=2.7, Ip/In=7;
디자인 IM1001;
보호 방법 IP44에 따른 실행;
냉각 방식 IC0141;
기후 설계 및 배치 카테고리 U3;
절연 등급 F.
작동 모드 S1
주요 기하학적 치수 결정
1. 그림에 따라 회전축의 높이를 미리 선택합니다. 8.17, a(이하 모든 공식, 표 및 그림) h = 150 mm.
테이블에서. 8.6 가장 가까운 작은 값 h \u003d 132mm 및 a \u003d 0.225m를 허용합니다 (D a는 고정자의 외경입니다).
2. 고정자의 내경을 결정합니다.
D \u003d K D D a \u003d 0.560.225 \u003d 0.126 (m)
K D - 표에서 결정된 비례 계수. 8.7.
3. 극 분할
미디엄
여기서 2p는 극 쌍의 수입니다.
4. 계산된 검정력을 결정합니다.
P \u003d (P 2 k E) / (코사인)
k E - 그림에서 결정된 고정자 권선의 EMF와 정격 전압의 비율. 8.20, kE = 0.983
- 그림에 따른 비동기식 모터의 효율. 8.21,a , = 0.89 , cos = 0.91
P 2 - 모터 샤프트의 전원, W
P = (1510 3 0.983) / (0.890.91) = 18206(W)
5. 그림에 따라 (예비적으로) 전자기 부하를 결정합니다. 8.22b:
선형 부하 (권선의 모든 권선과 둘레의 전류 비율) A \u003d 25.310 3 (A / m)
에어 갭 유도 B= 0.73(T)
6. 예비 권선 계수는 고정자 권선 유형에 따라 선택됩니다. 단층 권선의 경우 k O1 = 0.95 0.96.
k O1 = 0.96이라고 하자.
7. 공극의 예상 길이는 다음 공식에 의해 결정됩니다.
= P / (k B D 2 k O 1 AB)
k B - 필드 형상 계수, 이전에 다음과 동일하게 취함
k B \u003d / () \u003d 1.11
- 모터 축의 동기 각속도 rad/s는 다음 공식으로 계산됩니다.
라드/초
여기서 1 - 전원 주파수, Hz
= 18206 / (1.110.126 2 3140.9625.310 3 0.73) = 0.19(엠)
8. = / 관계를 확인합니다. 그림에서 결정된 0.19 ± 0.87 이내여야 합니다. 8.25:
= 0,19 / 0,198 = 0,96
얻은 값은 권장 한계보다 높으므로 표준 시리즈(표 8.6)에서 다음으로 큰 회전축 높이 h = 160mm를 허용합니다. 단락에 따라 계산을 반복합니다. 1-8:
D a \u003d 0.272 (m) P \u003d (1510 3 0.984) / (0.910.89) \u003d 18224 (W)
D = 0.560.272 = 0.152(m) A = 3410 3(A/m)
= (3.140.152) / 2 = 0.239(m) B = 0.738(T)
= 18224 / (1.110.152 2 3140.963610 3 0.738) = 0.091(엠)
= 0,091 / 0,239 = 0,38
권선, 슬롯 및 고정자 요크 계산
정의 지 1 , 1 그리고 섹션 전선 권선 고정자
1. 그림에 따라 치아 분할 1의 한계 값을 결정합니다. 6-15:
최대 1개 = 18(mm) 최소 1개 = 13(mm)
2. 고정자 슬롯 수의 한계 값은 다음 공식에 의해 결정됩니다.
우리는 1 = 36, q = Z 1 / (2pm)을 수락합니다. 여기서 m은 위상 수입니다.
q = 36 / (23) = 6
권선은 단일 레이어입니다.
3. 마지막으로 고정자의 톱니 분할을 결정합니다.
m = 1410-3m
4. 그루브에서 유효 컨덕터의 수를 찾습니다(이전에는 권선에 병렬 분기가 없는 경우(a = 1)):
유=
나는 1H -고정자 권선의 정격 전류 A는 공식에 의해 결정됩니다.
I 1H \u003d P 2 / (mU 1H cos) \u003d 1510 3 / (32200.890.91) \u003d 28.06 (A)
유==16
5. a = 2를 받아들인 다음
유 \u003d 오 \u003d 216 \u003d 32
6. 최종 값을 가져옵니다.
와인딩 단계의 턴 수
선형 하중
이다
흐름
Ф = (1) -1
k O1 - 권선 계수의 최종 값으로 다음 공식에 의해 결정됩니다.
k О1 = k У k Р
k Y -단층 권선의 단축 계수 k Y \u003d 1
k P - 표에서 결정된 분포 계수. 첫 번째 고조파의 경우 3.16
kP = 0.957
F = = 0.01(Wb)
에어 갭 유도
틸
값 A와 B는 허용 한계 내에 있습니다(그림 8.22, b).
7. 고정자 권선의 전류 밀도(예비):
J 1 \u003d (AJ 1) / A \u003d (18110 9) / (33.810 3) \u003d 5.3610 6 (A / m 2)
선형 부하와 전류 밀도의 곱은 그림에서 결정됩니다. 8.27b.
유효 도체 단면적(예비):
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)
우리는 n EL = 2를 받아들입니다.
q EL \u003d q EF / 2 \u003d 2.73 / 2 \u003d 1.365 (mm 2)
n EL - 기본 도체의 수
q EL - 기본 도체의 섹션
다음 데이터를 사용하여 PETV 권선(표 A3.1에 따름)을 선택합니다.
베어 와이어의 공칭 직경 d EL = 1.32mm
절연 전선 직경의 평균값 d IZ = 1.384 mm
베어 와이어의 단면적 q EL \u003d 1.118 mm 2
유효 도체의 단면적 q EF \u003d 1.1182 \u003d 2.236 (mm 2)
9. 고정자 권선의 전류 밀도(최종)
지불 크기 이가 있는 구역 고정자 그리고 공기 정리
홈고정자 - 그림에 따르면. 치아 측면의 평행도를 보장하는 치수 비율로 1a.
1. 표에 따라 1차 접수합니다. 8.10:
고정자 톱니의 유도 값 B Z1 = 1.9(T) 고정자 요크의 유도 값 B a = 1.6(T), 톱니의 폭
b Z1 =
k C - 표에 따라 강철로 코어를 채우는 계수. 8.11 강종 2013 k의 산화판에 대해 C = 0.97
CT1 - 1.5mm 기계의 경우 고정자 코어의 강철 길이
ST1 = 0.091(엠)
b Z1 = = 6.410 -3(m) = 6.4(mm)
고정자 요크 높이
2. 스탬프의 홈 치수를 수락합니다.
홈 폭 b W = 4.0(mm)
홈 슬롯 높이 h W = 1.0(mm) , = 45
그루브 높이
h P \u003d h a \u003d \u003d 23.8 (mm) (25)
그루브 하단 폭
b 2 = = = 14.5(mm) (26)
그루브 상단 너비
b 1 = = = 10.4(mm)(27)
h 1 = h P - + = = 19.6(mm) (28)
3. 조립 공차를 고려한 클리어 홈의 치수:
h = 160 250(mm)인 경우 b P = 0.2(mm); hP = 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)
도체를 배치하기 위한 홈의 단면적:
S P \u003d S에서 S PR
개스킷의 단면적 S PR = 0
그루브의 쉘 단열재 단면적
S FROM \u003d b FROM (2h P + b 1 + b 2)
b FROM - 표에 따라 홈의 단면 절연 두께. 3.1b FROM = 0.4(mm)
S 에서 \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. 그루브 채우기 비율:
k Z \u003d [(d IZ) 2 u n n EL] / S P \u003d (1.405 2402) / 208.65 \u003d 0.757 (34)
권선을 기계화하여 얻은 kW 값이 지나치게 큽니다. 채우기 비율은 0.70에서 0.72 사이여야 합니다(표 3-12 참조). 그루브의 단면적을 늘려 충전율 값을 줄입니다.
B Z1 = 1.94 (T) 및 B a = 1.64 (T)를 취합시다. 이 값은 권장 값을 2.5 - 3%만 초과하므로 허용됩니다.
5. 단락에 따라 계산을 반복합니다. 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)
hP = = 24.7(mm) h1 = = 20.25(mm)
b 2 \u003d \u003d 11.75(mm)
b1 = = 8.66(mm)
h 1 = = 20.45(mm)
S 에서 \u003d \u003d 29.9 (mm 2)
S P \u003d \u003d 172.7 (mm2)
k Z = = 0.7088 0.71
스탬프의 홈 치수는 그림에 나와 있습니다. 1, .
회 전자의 권선, 슬롯 및 요크 계산
1. 에어 갭 결정(그림 8.31에 따름): = 0.8(mm)
2. 회전자 슬롯 수(표 8.16에 따름): Z 2 = 28
3. 외경:
D 2 \u003d D2 \u003d 0.15220.810 -3 \u003d 0.150 (m) (35)
4. 회전자의 자기 회로 길이 2 = 1 = 0.091(m)
5. 프롱 분할:
t 2 \u003d (D 2) / Z 2 \u003d (3.140.150) / 28 \u003d 0.0168 (m) \u003d 16.8 (mm) (36)
6. 코어가 샤프트에 직접 장착되기 때문에 로터의 내경은 샤프트의 직경과 같습니다.
D J \u003d D B \u003d k B D a \u003d 0.230.272 \u003d 0.0626 (m) 60 (mm) (37)
표에서 가져온 계수 k In의 값. 8.17: k B \u003d 0.23
7. 로터 로드의 초기 전류 값:
나는 2 = 나는 나는 1 나는
키 나는 - 비율에 대한 자화 전류 및 권선 저항의 영향을 고려한 계수 I 1 / I 2 . ki = 0.2+0.8 cos = 0.93
i - 전류 감소 계수:
i \u003d (2m 11 k O 1) / Z 2 \u003d (23960.957) / 28 \u003d 19.7
나는 2 \u003d 0.9328.0619.7 \u003d 514.1 (A)
8. 로드의 단면적:
q C \u003d I 2 / J 2
J 2 - 회 전자 막대의 전류 밀도, 홈을 알루미늄으로 채울 때 내에서 선택됩니다.
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. 로터의 홈 - 그림에 따름. 1. 나. 슬롯 치수 b W = 1.5 mm 및 h W = 0.7 mm인 배 모양의 닫힌 홈을 설계합니다. 그루브 위의 점퍼 높이는 h W = 1 mm로 선택됩니다.
허용치 폭
b Z2 = = = 7.010 -3(m) = 7.0(mm) (41)
B Z2 - 표에 따라 회 전자 톱니의 유도. 8.10B Z2 = 1.8(티)
홈 치수
b1 ===10.5(mm)
b 2 = = = 5.54(mm) (43)
h 1 \u003d (b 1-b 2) (Z 2 / (2)) \u003d (10.5-5.54) (28 / 6.28) \u003d 22.11 (mm) (44)
우리는 b 1 = 10.5mm, b 2 = 5.5mm, h 1 = 22.11mm로 받아들입니다.
10. 로터의 톱니 폭 지정
b Z2 = = 9.1(mm)
b Z2 = = 3.14 9.1(mm)
b Z2 = b Z2 9.1(mm)
그루브 총 높이:
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)
막대 단면:
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. 막대의 전류 밀도:
J 2 \u003d I 2 / q C \u003d 514.1 / 195.210 -6 \u003d 3.4910 6 (A / m 2)
12. 단락 링. 단면적:
qCL = ICL / JCL
JCL - 폐쇄 링의 전류 밀도:
JCL = 0.85J2 = 0.853.49106 = 2.97106(A/m2) (51)
ICL - 링의 전류:
ICL = I2 /
= 2사인 = 2사인 = 0.224 (53)
ICL = 514.1 / 0.224 = 2295.1(A)
qCL = 2295 / 2.97106 = 772.710-6(m2) = 772.7(mm2)
13. 폐쇄 링의 치수:
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)
DC. SR \u003d D2-hKL \u003d 150-38.2 \u003d 111.8 (mm) (57)
자기 회로 계산
강철 자기 코어 2013; 시트 두께 0.5mm.
1. 에어 갭 자기 전압:
F= 1.5910 6Bk, 여기서 (58)
k- 에어 갭 계수:
k \u003d t 1 / (t 1 -)
= = = 2,5
k== 1.17
F= 1.5910 6 0.7231.170.810 -3 = 893.25(A)
2. 치아 영역의 자기 장력:
고정자
F Z1 = 2시간 Z1 H Z1
h Z1 - 고정자 톱니의 계산된 높이, h Z1 = h P1 = 24.7(mm)
H Z1 - 강철 2013 H Z1 = 2430(A / m)의 경우 B Z1 = 1.94(T)에서 표 P1.7에 따른 고정자 톱니의 전계 강도 값
F Z1 = 224.710 -3 2430 = 120(A)
치아의 계산된 유도:
B Z1 = = = 1.934(T)
B Z1 1.8 (T)부터 홈으로의 흐름 분기를 고려하고 톱니 B Z1에서 실제 유도를 찾아야 합니다.
높이 h ZX = 0.5h Z에서 계수 k RH:
케이 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
B Z1 = 1.94(T)를 수락하고 B Z1과 B Z1의 비율을 확인합니다.
1,94 = 1,934 - 1,25610 -6 24302,06 = 1,93
축차
F Z2 = 2시간 Z2 H Z2
h Z2 - 로터 톱니의 계산된 높이:
h Z2 \u003d h P2-0.1b 2 \u003d 31.8-0.15.5 \u003d 31.25 (mm)
H Z2 - 강철 2013 H Z2 = 1520(A / m)의 경우 B Z2 = 1.8(T)의 표 P1.7에 따른 회 전자 톱니의 전계 강도 값
F Z2 = 231.25 10 -3 1520 = 81.02 (A)
치아 유도
B Z2 = = = 1.799(T) 1.8(T)
3. 치아 영역의 포화 계수
k Z = 1+= 1+= 1.23
4. 요크의 자기 장력:
고정자
파 = 라하
L a - 고정자 요크의 평균 자력선 길이, m:
라 = = = 0.376(m)
H a - B a = 1.64(T) H a = 902(A / m)에서 표 P1.6에 따른 전계 강도
Fa = 0.376902 = 339.2(A)
바 =
h a - 고정자 요크의 설계 높이, m:
h a \u003d 0.5 (D a - D) - h P 1 \u003d 0.5 (272 - 152) - 24.7 \u003d 35.3 (mm)
Ba = = 1.6407(T) 1.64(T)
축차
Fj = LjHj
Lj는 로터 요크의 평균 자속선 길이입니다.
Lj = 2hj
h j - 로터 백 높이:
h j \u003d-h P2 \u003d-31.8 \u003d 13.7 (mm)
L j \u003d 213.7 10 -3 \u003d 0.027 (m)
비제이 =
h j - 로터 요크의 설계 높이, m:
h j = = = 40.5(mm)
Bj = = 1.28(티)
H j - B j = 1.28(T) H j = 307(A / m)에서 표 P1.6에 따른 전계 강도
F j \u003d 0.027307 \u003d 8.29 (A)
5. 극 쌍당 자기 회로의 총 자기 전압:
F C \u003d F + F Z1 + F Z2 + F a + F j \u003d 893.25 + 120 + 81.02 + 339.2 + 8.29 \u003d 1441.83 (A)
6. 자기 회로 포화 계수:
k \u003d F C / F \u003d 1441.83 / 893.25 \u003d 1.6
7. 자화 전류:
I===7.3(A)
상대적 가치
I = I / I 1H = 7.3 / 28.06 = 0.26
공칭 모드에 대한 비동기 기계의 매개변수 계산
1. 고정자 권선 위상의 능동 저항:
r1 = 115
115 - 설계 온도에서 권선 재료의 비저항, Omm. 절연 등급 F의 경우 설계 온도는 115도입니다. 구리 115 = 10 -6 / 41ohm의 경우.
L 1 - 고정자 권선 위상의 유효 도체의 총 길이, m:
L 1 = СР1 1
СР1 - 고정자 권선의 평균 길이, m:
СР1 \u003d 2 (P1 + L1)
P1 - 홈 부분의 길이, P1 \u003d 1 \u003d 0.091 (m)
L1 - 코일의 정면 부분
L1 \u003d K L b KT + 2V
K L - 표 8.21에서 값을 가져오는 계수: K L \u003d 1.2
B는 코어 끝에서 정면 부분의 굽힘 시작 부분까지의 홈에서 코일의 직선 부분이 유출되는 길이 m입니다.B = 0.01을 허용합니다.
b CT - 평균 코일 폭, m:
b CT = 1
1 - 고정자 권선 피치의 상대적 단축, 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)
엘 1 \u003d 0.88296 \u003d 84.67 (m)
아르 자형 1 \u003d \u003d 0.308 (옴)
코일 앞부분의 연장 길이
OUT = K OUT b CT + V = 0.260.277+0.01= 0.08202(m)= 82.02(mm) (90)
표 8.21에 따름 K OFF = 0.26
상대가치
r1 \u003d r1 \u003d 0.308 \u003d 0.05
2. 회 전자 권선 위상의 능동 저항 :
r 2 \u003d r C +
r C - 로드 저항:
rC = 115
주조 알루미늄 로터 권선의 경우 115 = 10 -6 / 20.5(옴).
r C \u003d \u003d 22.210 -6 (옴)
r CL - 두 개의 인접한 막대 사이에 둘러싸인 폐쇄 링 부분의 저항
r CL \u003d 115 \u003d \u003d 1.0110 -6 (옴) (94)
r 2 \u003d 22.210 -6 + \u003d 47.110 -6 (옴)
고정자 권선의 회전 수에 r 2를 가져옵니다.
r 2 \u003d r 2 \u003d 47.110 -6 \u003d 0.170(옴) (95)
상대 값:
r 2 \u003d r 2 \u003d 0.170 \u003d 0.02168 0.022
3. 고정자 권선 위상의 유도 저항:
x 1 \u003d 15.8 (P1 + L1 + D1), 여기서 (96)
P1 - 슬롯 산란의 자기 전도도 계수:
P1 =
h 2 \u003d h 1 - 2b 에서 \u003d 20.45 - 20.4 \u003d 19.65 (mm)
b1 \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 (컨덕터는 슬롯 덮개로 고정됨)
k = 1; k = 1; == 0.091(엠)
P1 = = 1.4
L1 - 정면 산란의 자기 전도도 계수:
L1 \u003d 0.34 (L1-0.64) \u003d 0.34 (0.352-0.640.239) \u003d 3.8
D1 - 미분 산란의 자기 전도도 계수
D1 =
= 2k SC k - k O1 2 (1+ SC 2)
케이 = 1
홈의 경사가 없기 때문에 SK \u003d 0
k SC는 그림의 곡선에서 결정됩니다. t 2 /t 1 및 SC에 따라 8.51,d
== 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(옴)
상대가치
엑스 1 \u003d 엑스 1 \u003d 0.731 \u003d 0.093
4. 회 전자 권선 위상의 유도 저항 :
x 2 \u003d 7.9 1 (P2 + L2 + D2 + SC) 10 -6 (102)
P2 = 케이디 +
h 0 \u003d h 1 + 0.4b 2 \u003d 17.5 + 0.45.5 \u003d 19.7 (mm)
k D = 1
P2 = = 3.08
L2 = = = 1.4
D2 =
= = = 1,004
닫힌 슬롯 Z 0 이후
D2 = = 1.5
x 2 \u003d 7.9500.091 (3.08 + 1.4 + 1.5) 10 -6 \u003d 21510 -6 (옴)
고정자의 회전 수에 x 2를 제공합니다.
x 2 \u003d x 2 \u003d \u003d 0.778(옴)
상대가치
엑스 2 \u003d 엑스 2 \u003d 0.778 \u003d 0.099 (108)
전력 손실 계산
1. 철강 손실이 주요 원인입니다.
태평양 표준시. OSN. = P 1.0/50(k 예 B a 2 m a +k DZ B Z1 2 +m Z1)
P 1.0/50 - 유도 1T 및 재자화 주파수 50Hz에서의 특정 손실. 테이블에 따르면 강철 2013의 경우 8.26 P 1.0/50 = 2.5(W/kg)
m a - 고정자 요크의 강철 질량, kg:
m a = (D a - h a)h a k C1 C =
= 3.14(0.272 - 0.0353) 0.03530.0910.977.810 3 = 17.67(kg)
C - 강철의 비중; 계산에서 C \u003d 7.810 3 (kg / m 3)
m Z1 - 고정자 톱니 강철의 질량, kg:
m Z1 = h Z1 b Z1 SR. 지 1 CT 1 k C 1 C =
= 24.710 -3 6.310 -3 360.0910.977.810 3 = 3.14(kg) (111)
k 예 및 k DZ - 자기 회로 섹션의 섹션 및 기술적 요인에 대한 흐름의 고르지 않은 분포의 강철 손실에 대한 영향을 고려한 계수. 대략 k Yes \u003d 1.6 및 k DZ \u003d 1.8을 취할 수 있습니다.
태평양 표준시 OSN. = 2.51(1.61.64217.67+1.81.93423.14) = 242.9(W)
2. 로터의 표면 손실:
PPOV2 = pPOV2(t2 - bSH2)Z2ST2
pSOV2 - 비표면적 손실:
pPOV2 = 0.5k02(B02t1103)2
B02 - 로터 톱니 크라운 위의 에어 갭에서 유도 맥동의 진폭:
B02=02
02는 고정자 슬롯의 슬롯 너비와 에어 갭의 비율에 따라 달라집니다. 02 (그림 8.53에 따라 bSh1 / = 4 / 0.5 = 8, b) = 0.375
k02 - 특정 손실에 대한 회전자 톱니 헤드의 표면 처리 효과를 고려한 계수. k02 =1.5로 합시다.
B02 = 0.3571.180.739 = 0.331(티)
pSW2 = 0.51.5(0.33114)2 = 568(16.8 - 1.5)24 0.091 = 22.2(W)
3. 로터 톱니의 리플 손실:
RPUL2 = 0.11mZ2
VPUL2 - 치아의 평균 단면에서 유도 맥동의 진폭:
Bpool2 = BZ2
mZ2 - 회 전자 톱니 강철의 무게, kg:
mZ2 = Z2hZ2bZ2ST2kC2C =
= 2826.6510-39.110-30.0910.977.8103 = 3.59(kg) (117)
VSL2 = = 0.103(티)
RPUL2 = 0.11= 33.9(W)
4. 강철의 추가 손실량:
태평양 표준시 앱. = PPOW1+PPOOL1+PPOV2+PPOOL2 = 22.2 + 33.9 = 56.1(W
5. 강철의 총 손실:
태평양 표준시 = 태평양 표준시. OSN. + 태평양 표준시. 앱. = 242.9 + 56.1 = 299(W
6. 기계적 손실:
PMEX = KTDa4 = 0.2724 = 492.6(W) (120)
2p=2 KT=1인 모터의 경우.
7. 엔진 공회전:
IX. 엑스.
IX.X.a. =
PE1 H.H. = mI2r1 = 37.320.308 = 27.4(W)
IX.X.a. == 1.24(A)
IX.X.R. 나는 = 7.3(A)
IX.X. == 7.405(A)
cos xx = IX.X.a / IX.X. = 1.24/4.98 = 0.25
비동기 3상 모터 농형 회전자
성능 계산
1. 옵션:
r 12 = P ST. OSN. / (mI 2) \u003d 242.9 / (37.3 2) \u003d 3.48 (옴)
x 12 \u003d U 1H / I-x 1 \u003d 220 / 7.3-1.09 \u003d 44.55 (옴)
c 1 \u003d 1 + x 1 / x 12 \u003d 1 + 0.731 / 44.55 \u003d 1.024(옴)
= = =
\u003d arctg 0.0067 \u003d 0.38 (23) 1 o
동기 유휴 전류의 능동 구성 요소:
I 0a \u003d (P ST. BASIC. + 3I 2 r 1) / (3U 1H) \u003d \u003d 0.41 (A)
a = c 1 2 = 1.024 2 = 1.048
b = 0
a \u003d c1r1 \u003d 1.0240.308 \u003d 0.402(옴)
b \u003d c 1 (x 1 + c 1 x 2) \u003d 1.024 (0.731 + 1.0241.12) \u003d 2.51 (옴)
전표 변경으로 변경되지 않는 손실:
태평양 표준시. +피 멕. \u003d 299 + 492.6 \u003d 791.6 (W)
|
계산 공식 |
치수 |
슬립 S |
|||||||||
|
Z \u003d (R 2 + X 2) 0.5 |
|||||||||||
|
나는 1a \u003d 나는 0a + 나는 2 cos 2 |
|||||||||||
|
나는 1p \u003d 나는 0p + 나는 2 죄 2 |
|||||||||||
|
나는 1 \u003d (나는 1a 2 + 나는 1p 2) 0.5 |
|||||||||||
|
피 1 \u003d 3U 1 나는 1a 10 -3 |
|||||||||||
|
P E 1 \u003d 3I 1 2 r 1 10 -3 |
|||||||||||
|
P E 2 \u003d 3I 2 2 r 2 10 -3 |
|||||||||||
|
P DOB \u003d 0.005P 1 |
|||||||||||
|
P \u003d P ST + R MEX + P E1 + R E2 + R DOB |
|||||||||||
표 1. 유도 전동기의 성능 특성
P2NOM = 15kW; I0p = I = 7.3A; 태평양 표준시 +PMEX. = 791.6W
U1NOM = 220/380V; r1 \u003d 0.308 옴; r2 = 0.170옴
2p=2; I0a = 0.41A; c1 = 1.024 ; a = 1.048 b = 0
a \u003d 0.402(옴); b = 2.51(옴)
2. 슬라이드 성능 계산
에스 = 0.005;0.01;0.015
0.02;0.025;0.03;0.035, 이전에 SNOM r2 = 0.03이라고 가정
계산 결과는 표에 요약되어 있습니다. 1 . 성능 특성을 구성한 후(그림 2) 공칭 슬립 값을 지정합니다: SH = 0.034.
설계된 모터의 정격 데이터:
P2NOM = 15kW cos NOM = 0.891
U1NOM = 220/380V NOM = 0.858
I1NOM = 28.5A
시작 특성 계산
지불 해류 와 함께 고려 영향 변화 매개변수 아래에 영향 효과 배수량 현재의 (없이 회계 영향 나스 스케니야 ~에서 필드 산란)
상세한계산은 S = 1에 대해 제공됩니다. 나머지 포인트에 대한 계산 데이터는 표에 요약되어 있습니다. 2.
1. 전류 변위 효과를 고려한 회전자 권선의 능동 저항:
= 2시간 C = 63.61시간 C = 63.610.0255= 1.62 (130)
calc = 115 약 C; 115 \u003d 10 -6 / 20.5 (옴); 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)
- 막대의 "감소된 높이"
그림에 따르면. 8.57 for = 1.62 = 0.43
h r = = = 0.0178(m) = 17.8(mm)
(0.510.5) 17.8 이후 (17.5+0.510.5):
q r =
h r - 막대로의 전류 침투 깊이
q r - 높이 h r에 의해 제한되는 단면적
b r = = 6.91(mm)
q r \u003d \u003d 152.5 (mm2)
k r \u003d q C / q r \u003d 195.2 / 152.5 \u003d 1.28 (135)
케이 R == 1.13
r C \u003d r C \u003d 22.210 -6(옴)
r 2 \u003d 47.110 -6 (옴)
현재 변위 효과의 영향을 고려한 회전자 저항 감소:
r 2 \u003d K R r 2 \u003d 1.130.235 \u003d 0.265(옴)
2. 전류 변위 효과를 고려한 회전자 권선의 유도 저항:
에 대해 = 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(옴)
3. 시작 매개변수:
상호 유도의 유도 리액턴스
x 12P \u003d k x 12 \u003d 1.644.55 \u003d 80.19(옴) (142)
1P \u003d 1 + x 1 / x 12P \u003d 1 + 1.1 / 80.19 \u003d 1.013 (143)
4. 전류 변위 효과의 영향을 고려한 전류 계산:
R P \u003d r 1 + c 1 P r 2 / s \u003d 0.308 + 1.0130.265 \u003d 0.661 (옴)
|
계산 공식 |
치수 |
슬립 S |
|||||||
|
63.61h CS 0.5 |
|||||||||
|
K R =1+(r C /r 2)(크 r - 1) |
|||||||||
|
R P \u003d r 1 + c 1 P r 2 / s |
|||||||||
|
X P \u003d x 1 + c 1P x 2 |
|||||||||
|
나는 2 \u003d U 1 / (R P 2 + X P 2) 0.5 |
|||||||||
|
나는 1 \u003d 나는 2 (RP 2 + + (X P + x 12 P) 2) 0.5 / (c 1 P x 12 P) |
표 2 전류 변위 효과의 영향을 고려하여 농형 회 전자가 있는 비동기 모터의 시동 모드에서 전류 계산
P2NOM = 15kW; U1 = 220/380V ; 2p=2; INOM = 28.5A;
r2 = 0.170옴; x12P = 80.19옴; s1P = 1.013; SNOM = 0.034
XP \u003d x1 + s1Px2 \u003d 0.731 + 1.0130.762 \u003d 1.5(옴)
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)
지불 발사대 형질 와 함께 고려 영향 효과 배수량 현재의 그리고 포화 ~에서 필드 산란
지불 S=1에 해당하는 특성의 포인트에 대해 수행합니다. 0.8; 0.5;
0.2; 0.1, 전류 변위의 영향을 고려하여 동일한 슬립에 대한 전류 및 저항 값을 사용합니다.
계산 데이터는 표에 요약되어 있습니다. 3. 자세한 계산은 S=1에 대해 제공됩니다.
1. 권선의 유도 저항. 우리는 k US \u003d 1.35를 수락합니다.
고정자 권선의 한 슬롯을 기준으로 한 권선의 평균 MMF:
F P. SR. = = = 3916.4(A)
CN = = 1.043
공극에서의 가상 누설 자속 유도:
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)
B Ф = 5.27(T)의 경우 k = 0.47임을 알 수 있습니다.
포화 효과를 고려한 고정자 권선의 슬롯 누설 자기 전도도 계수:
sE1 \u003d (t1-bSh1) (1-k) \u003d (14-4) (1-0.47) \u003d 6.36
P1 미국. =((hSh1 +0.58hK)/bSh1)(sE1/(sE1+1.5bSh1))
hK \u003d (b1-bSh1) / 2 \u003d (10.5-4) / 2 \u003d 3.25 (153)
P1 미국. =
P1 미국. = P1 - P1 US. = 1.4 - 0.37 = 1.03
포화 효과를 고려한 고정자 권선의 차등 산란의 자기 전도도 계수:
D1 미국. \u003d D1k \u003d 1.430.47 \u003d 0.672
포화 효과를 고려한 고정자 권선 단계의 유도 리액턴스:
미국 x1 \u003d (미국 x11) / 1 \u003d \u003d 0.607(옴)
포화 및 전류 변위의 영향을 고려한 회 전자 권선의 슬롯 누설 자기 전도도 계수 :
P2. 우리를. = (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. 우리를. =
P2. 우리를. = P2 - P2. 우리를. = 2.95 - 0.99 = 1.96
포화 효과를 고려한 회 전자 차동 산란의 자기 전도도 계수 :
디 2. 우리를. \u003d D2k \u003d 1.50.47 \u003d 0.705
전류 변위 및 포화의 영향을 고려한 회 전자 권선 위상의 감소 된 유도 리액턴스 :
x2 US \u003d (x22 US.) / 2 \u003d \u003d 0.529 (옴)
s1p. 우리를. \u003d 1+ (x1 US / x12 P) \u003d 1 + (0.85 / 80.19) \u003d 1.011
|
계산 공식 |
치수 |
슬립 S |
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|
BF \u003d (FP.SR.10-6) / (1.6CN) |
|||||||||
|
сЭ1 = (t1 - bШ1)(1 - k) |
|||||||||
|
P1 미국. = P1 - P1 US. |
|||||||||
|
D1 미국. = D1 |
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|
미국 x1 = x11 미국. / 1 |
|||||||||
|
c1P. 우리를. = 1+x1 미국. /h12p |
|||||||||
|
сЭ2 = (t2 - bШ2)(1 - k) |
|||||||||
|
P2 미국. = P2 - P2 US. |
|||||||||
|
D2 미국. = D2로 |
|||||||||
|
x2 미국. = x22 미국. /2 |
|||||||||
|
RP. 우리를. = r1+c1P. 우리를. r2/s |
|||||||||
|
XP.US=x1US.+s1P.US.x2US |
|||||||||
|
I2US=U1/(RP.US2+HP.US2)0.5 |
|||||||||
|
I1 US \u003d I2 US (RP. US2 + (HP. US + x12P) 2) 0.5 / (c1P. USx12P) |
|||||||||
|
kUS. = I1 미국. /I1 |
|||||||||
|
I1 = I1 US. /I1 NOM |
|||||||||
|
M \u003d (I2NAS / I2NOM) 2KR (sHOM / s) |
표 3. 스트레이 필드의 전류 변위 및 포화 효과를 고려한 농형 로터가 있는 비동기 모터의 시동 특성 계산
P2NOM = 15kW; U1 = 220/380V ; 2p=2; INOM = 28.06A;
I2NOM = 27.9A; x1 = 0.731옴; x2 = 0.778옴; r1 = 0.308옴;
r2 = 0.170옴; x12P = 80.19옴; CN = 1.043; SNOM = 0.034
2. 전류 및 모멘트 계산
RP. 우리를. = r1+c1P. 우리를. r2/s = 0.393+1.0110.265 = 0.661(Ω) (165)
XP.US.=x1US.+s1P.US.x2US. = 1.385(옴)(166)
I2NAS.=U1/(RP.NAS2+CP.NAS2)0.5= 220/(0.6612+1.3852)0.5= 187.6(A)
I1 미국. = I2US.= = 190.8 (A) (168)
IP = = 6.8
M===1.75
kUS. = I1 미국. /I1 = 190.8 / 140.8 = 1.355
kUS. 허용된 kNAS와 다릅니다. = 1.35 3% 미만.
특성의 다른 점을 계산하기 위해 kHAC를 설정합니다. , 현재 I1 에 따라 감소합니다. 우리는 다음에서 수락합니다:
s = 0.8kUS. = 1.3
s = 0.5kUS. = 1.2
s = 0.2kUS. = 1.1
s = 0.1kUS. = 1.05
계산 데이터는 표에 요약되어 있습니다. 3, 시동특성은 Fig. 삼 .
3. 임계 슬립은 저항 x1 NAS의 평균값을 사용하여 시작 특성(표 3)의 모든 지점을 계산한 후 결정됩니다. 그리고 x2 미국. 전표 s = 0.2 0.1에 해당:
sCR = r2 / (x1 NAS. /c1P NAS. +x2 NAS) = 0.265 / (1.085 / 1.0135 + 1.225) \u003d 0.12
설계된 비동기 모터는 에너지 성능(및 cos) 및 시동 특성 측면에서 모두 GOST의 요구 사항을 충족합니다.
열 계산
1. 엔진 내부 공기 온도보다 고정자 코어 내부 표면 온도 초과:
pov1 =
답장. P1 - 고정자 권선 슬롯 부분의 전기 손실
답장. P1= kPE1= = 221.5(W)
PE1 = 1026W(s = sNOM의 표 1에서)
k = 1.07(절연 등급이 F인 권선의 경우)
K = 0.22(표 8.33에 따름)
1 - 표면으로부터의 열전달 계수; 1 \u003d 152 (W / m2C)
pov1 =
2. 고정자 권선의 슬롯 부분 절연 온도차:
에서. 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 - 슬롯 절연체의 평균 등가 열전도율, 내열성 등급 F EKV = 0.16 W / (mS)
EKV - 그림에 따른 열전도 계수의 평균값. 8시 72분
d / d IZ \u003d 1.32 / 1.405 \u003d 0.94 EQ \u003d 1.3W / (m2C)
에서. n1 = = 3.87(C)
3. 전면부 단열재 두께에 따른 온도차:
에서. l1=
답장. L1-엘. 고정자 권선의 정면 부분 손실
답장. L1 \u003d kPE1 \u003d \u003d 876 (W)
PL1 = PP1 = 0.0662(m)
비즈. L1 MAX \u003d 0.05
에서. l1 = = 1.02(C)
4. 엔진 내부의 공기 온도보다 정면 부품의 외부 표면 온도를 초과하는 경우:
포. l1 = = 16.19(C)
5. 모터 내부 공기 온도에 대한 고정자 권선의 평균 온도 상승
1 = =
== 24.7(C)
6. 엔진 내부의 공기 온도가 주변 온도보다 높은 경우
B =
P B - 엔진 내부의 공기 중으로 배출되는 손실의 합:
P B \u003d P - (1 - K) (P E. P1 + P ST. BASIC) - 0.9P MEX
P - 공칭 모드에서 엔진의 모든 손실 합계:
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 - 케이스의 등가 냉각 표면:
SCOR \u003d (Da + 8PR) (+ 2OUT1)
PR-h \u003d 160mm PR \u003d 0.32에 대한 엔진 하우징 리브 단면의 조건부 둘레.
B - 그림에 따른 공기 가열 계수의 평균값. 8.70b
B = 20W/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. 주변 온도에 대한 고정자 권선의 평균 온도 상승:
1 \u003d 1 + B \u003d 24.7 + 73.6 \u003d 98.3 (C)
8. 엔진 냉각 상태 확인:
냉각에 필요한 공기 흐름
B =
km==9.43
2р=2m= 3.3인 엔진의 경우
B = = 0.27(m3/초)
실외 팬이 제공하는 기류
B = = 0.36(m3/초)
엔진 부품의 가열이 허용 한계 내에 있습니다.
팬은 필요한 공기 흐름을 제공합니다.
결론
설계된 엔진은 기술 사양에 설정된 요구 사항을 충족합니다.
사용 문헌 목록
1. IP Kopylov "전기 기계 설계"M .: "Energoatomizdat", 1993 파트 1,2.
2. IP Kopylov "전기 기계 설계"M .: "에너지", 1980
3. 인공지능 Woldek "전기 기계"L.: "에너지", 1978
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아르한겔스크 주립 기술 대학교
전기 및 전력 시스템학과
체육 학부
코스 프로젝트
분야별로
"전기 장치 및 기계"
"비동기 모터 설계" 주제
코렐스키 바딤 세르게비치
프로젝트 매니저
미술. 교사 N.B. 발란체바
아르한겔스크 2010
농형 로터가 있는 3상 비동기 모터 프로젝트용
OSB-PE 학부 1학년 3학년 학생에게 발급
다음 데이터를 사용하여 비동기 모터의 계산 및 설계 개발을 수행합니다.
전력 R n, kW .................................................. 15
전압 U n, V .................................................. 220/380
속도 n, 최소 -1 (rpm) .................................. 1465
엔진 효율 η .................................................................. 88.5%
역률 cos φ …………………………………0.88
현재 주파수 f, Hz .................................................. 50
기동 전류의 다중성 I p / I n .................................................. 7.0
시작 토크의 다중성 M p / M n .................................. 1.4
최대 토크의 다중성 M max / M n .................................. 2.3
디자인 .................................................................. IM1001
작동 모드 .................................................................. 긴
추가 요구 사항 ........................... 엔진 4A160S4U3
"..."에 의해 발행된 과제
프로젝트 매니저…………………………
1. 주요 치수의 선택
2. 고정자의 계산
2.1 정의 , 고정자 권선의 단면적
2.2 고정자의 톱니 영역과 에어 갭의 치수 계산
3. 로터 계산
4. 자기 회로의 계산
5. 작동 모드 매개변수
6. 손실 계산
7. 엔진 성능 계산
8. 엔진의 시동 특성 계산
8.1 표류장으로부터 전류 변위 및 포화의 영향을 고려한 전류 계산
8.2 표류장으로 인한 전류 변위 및 포화의 영향을 고려한 시동 특성 계산
9. 열 계산
사용된 소스 목록
코렐스키 V.S. 비동기 전기 모터 설계. 감독자 - 수석 강사 Balantseva N.B.
코스 프로젝트. 49페이지의 설명 노트에는 그림 7개, 표 3개, 소스 2개, A1 형식의 그래픽 부분이 포함되어 있습니다.
키워드: 비동기 전동기, 고정자, 회 전자.
과정 프로젝트의 목적은 전기 장치 설계에 대한 실용적인 기술을 습득하는 것입니다.
소스 및 기술 사양 목록을 기반으로 주요 치수, 고정자 권선, 회 전자, 4A 시리즈 비동기 모터의 자기 회로, IP44 버전, 주철 프레임 및 끝이있는 다람쥐 회 전자가 선택되었습니다. 차폐, 회전축 높이 160mm, 프레임 길이에 따라 설치 크기가 더 작음(S), 2극(
), 기후 버전 U, 배치 범주 3. 작동 모드, 손실, 작동 및 시작 특성의 매개 변수도 포화를 고려하지 않고 계산합니다. 열 계산을 수행했습니다.1. 주요 치수의 선택
1.1 표 9.8(p. 344)에 따라 회전축 높이
mm. 고정자의 외경, mm m 수락1.2 슬롯의 치수가 기계의 극 수에 의존하지 않는다고 가정하면 고정자의 내경 m에 대한 대략적인 표현을 얻습니다.
, (1)어디 케이 D는 4A 시리즈 비동기 기계의 고정자 코어의 내경과 외경의 비율을 나타내는 계수입니다. 극의 수로 피표 9.9에 따르면 \u003d 4; 동의하기 케이 D=0.68
1.3 극 분할
, m (2) m1.4 정격 출력, VA.
, (3)어디 피 2 - 모터 샤프트 전원 켜기, 피 2 \u003d 15 · 10 3W;
케이이자형 고정자 권선의 EMF 대 정격 전압의 비율이며 대략 그림에서 결정됩니다. 9.20 수락
케이 E = 0.975;
1.5 전자기 부하는 그림 9.22에 따라 미리 결정됩니다. 비,(p. 346 ), 회전축의 높이에 따라 시간= 160mm 및 엔진 IP44의 보호 등급
오전, 시1.6 권선 계수(이전에는 2p = 4에서 단층 권선의 경우) 수락
1.7 자기 회로의 예상 길이 l δ, 미디엄
, (4) - 필드 형태의 계수(미리 허용됨) , ; - 엔진의 동기 각주파수, rad/s; (5) rad/s, m1.8 비율의 의미
. 주요 치수의 올바른 선택 기준 - 계산된 자기 회로 길이 대 극 분할(6)의 비율은 허용 가능한 한도 내에 있습니다(그림 9.25 a p. 348).2. 고정자의 계산
2.1 정의
, 고정자 권선의 단면적1.1 고정자 피치 한계
, mm, 그림 9.26 mm에 따라 결정됨; mm.2.1.2 고정자 슬롯 수
, 식 (7)에 의해 결정됨 ,우리는 Z 1 \u003d 48을 받아들이고 극과 위상 당 그루브 수를 받아들입니다.
(8)정수입니다. 권선은 단일 레이어입니다.
2.1.3 고정자의 톱니 분할(최종)
교육과학부
카자흐스탄 공화국
북부 카자흐스탄 주립 대학의 이름을 따서 명명 M. 코지바예바
에너지 및 기계 공학부
에너지 및 계측 공학과
코스 작업
주제: "농형 회 전자를 사용한 비동기 모터 설계"
규율 - "전기 기계"
칼란티레프 제작
감독자
d.t.s., 교수 N. V. 샤트코프스카야
페트로파블로프스크 2010
소개
1. 주요 치수 선택
2. 고정자 슬롯 수 결정, 고정자 권선 와이어 섹션의 권선 단계에서 회전
4. 로터 계산
5. 자기 회로의 계산
6. 작업 모드 매개변수
7. 손실 계산
9. 열 계산
부록 A
결론
서지
소개
비동기식 모터는 전기 에너지를 기계 에너지로 변환하는 주요 변환기이며 대부분의 메커니즘에서 전기 구동의 기초를 형성합니다. 시리즈 4A는 0.06~400kW의 정격 전력 범위를 다루고 50~355mm의 17개 축 높이를 가집니다.
이 과정 프로젝트에서는 다음 엔진을 고려합니다.
보호 등급 실행: IP23;
냉각 방법: IC0141.
장착 방법에 따른 설계: IM1081 - 첫 번째 숫자에 따름 - 다리에 있는 모터, 엔드 실드 포함; 두 번째 및 세 번째 숫자에 따라 - 수평 샤프트와 아래쪽 발이 있습니다. 네 번째 자리에 - 샤프트의 원통형 끝이 하나 있습니다.
기후 작업 조건: U3 - 문자로 - 온화한 기후의 경우; 그림으로 - 온도 및 습도의 변동, 모래 및 먼지에 대한 노출, 태양 복사가 야외 석재, 콘크리트, 목재 및 기타 비가열 건물보다 훨씬 적은 인위적으로 제어된 기후 조건 없이 자연 환기가 있는 밀폐된 공간에 배치하는 경우.
1. 주요 치수 선택
1.1 극 쌍의 수를 결정하십시오.
그러면 극의 수는 입니다.
1.2 회전축의 높이를 그래픽으로 결정합시다. 그림 9.18, b에 따라 표 9.8에 따라 회전축에 해당하는 외경을 결정합니다.
1.3 고정자의 내경은 다음 공식으로 계산합니다.
여기서 계수는 표 9.9에 따라 결정됩니다.
간격에 있을 때: 
.
값을 선택한 다음
1.4 극 분할 정의:
(1.3)
1.5 계산된 검정력 W를 결정합시다.
, (1.4)
모터 샤프트의 동력은 어디에 있습니까? W;
-정격 전압에 대한 고정자 권선의 EMF 비율은 그림 9.20에서 대략적으로 결정할 수 있습니다. 및 , .
대략적인 값은 4A 시리즈 엔진의 데이터에 따라 구성된 곡선에서 가져옵니다. 그림 9.21, c. kW에서 , , 및
1.6 전자기 부하 A 및 B d는 그림 9.23, b의 곡선에서 그래픽으로 결정됩니다. kW에서 , 
, Tl.
1.7 권선 비율 . 2Ω>2인 2층 권선의 경우 = 0.91–0.92를 취해야 합니다. 수락합시다.
1.8 모터 샤프트 W의 동기 각속도 결정:
동기 속도는 어디에 있습니까?
1.9 공극의 길이를 계산합니다.
, (1.6)
어디에 필드 모양 계수입니다. .
1.10 주요 치수의 올바른 선택 기준 D 및 비율은 그림 9.25, b의 허용 한계 내에 있어야 합니다.
. l 값은 권장 한계 내에 있으며 이는 기본 치수가 올바르게 결정되었음을 의미합니다.
2. 고정자 슬롯 수, 권선 위상의 회전 및 고정자 권선의 와이어 단면 결정
2.1 한계값을 정의합시다: t 1 max 및 t 1 min 그림 9.26. 및 , , .
2.2 고정자 슬롯 수:
, (2.1)
(2.2)
마지막으로 슬롯 수는 폴 및 위상당 슬롯 수의 배수여야 합니다. q. 수락한 다음
, (2.3)
여기서 m은 위상 수입니다.
2.3 마지막으로 고정자의 톱니 분할을 결정합니다.
(2.4)
2.4 고정자 권선의 예비 전류
2.5 슬롯의 유효 컨덕터 수(가정):
(2.6)
2.6 병렬 분기의 수를 수락한 다음
(2.7)
2.7 권선 위상 및 자속의 최종 권수:
, (2.8)
2.8 전기 및 자기 부하 값을 결정합니다.
(2.11)
전기 및 자기 부하의 값은 그래픽으로 선택한 값과 약간 다릅니다.
2.9 모터의 선형 부하를 고려하여 허용 가능한 전류 밀도를 선택합니다.
여기서 고정자 권선의 슬롯 부분의 가열은 그림 9.27, d와 같이 그래픽으로 정의합니다.
2.10 유효 도체의 단면적 계산:
(2.13)
우리는 받아들인 다음 표 P-3.1 , , .
2.11 마지막으로 고정자 권선의 전류 밀도를 결정합시다.
3. 고정자의 톱니 영역과 에어 갭의 치수 계산
3.1 먼저 고정자 요크 B Z 1 과 고정자 톱니 B a 에서 전자기 유도를 선택합니다. 표 9.12와 함께 a.
3.2 강철 등급 2013 표 9.13과 고정자와 회전자 자기 코어의 강철 충전 계수를 선택합시다.
3.3 선택한 인덕션을 기반으로 고정자 요크의 높이와 톱니의 최소 너비를 결정합니다.
3.4 반폐쇄 홈의 홈 높이와 홈 폭을 선택합시다. 차축 높이가 mm인 모터의 경우. 표 9.16에서 슬롯의 너비를 선택합니다. 및 , .
3.5 홈의 치수를 결정합니다.
그루브 높이:
다이의 홈 치수 및:
그럼 선택하자
그루브의 웨지 부분의 높이:
그림 3.1. 설계된 농형 모터의 홈
3.6 코어의 혼합 및 조립에 대한 허용치를 고려하여 투명 홈의 치수를 결정합시다. 표 9.14:
너비 및:
높이:
그루브에서 차체 단열재의 단면적을 결정합시다.
여기서 는 그루브 내 단열재의 단면 두께, .
그루브에 대한 개스킷의 단면적을 계산하십시오.
도체를 배치하기 위해 홈의 단면적을 결정합시다.
3.7 선택한 치수의 정확성에 대한 기준은 그루브의 채우기 비율이며 대략 다음과 같습니다. 
.
, (3.13)
따라서 선택한 값이 정확합니다.
4. 로터 계산
4.1 그림 9.31에 따라 공극의 높이 d를 그래픽으로 선택합니다. 및 , .
4.2 농형 로터의 외경:
4.3 로터의 길이는 공극의 길이와 같습니다. , .
4.4 표 9.18에서 홈 수를 선택합니다.
4.5 로터의 톱니 분할 값을 결정합니다.
(4.2)
4.6 샤프트 직경 계산을 위한 계수 k B 값은 표 9.19에서 결정됩니다. 및 , .
로터의 내경은 다음과 같습니다.
4.7 로터 로드의 전류를 결정합니다.
여기서 ki는 비율에 대한 자화 전류 및 권선 저항의 영향을 고려한 계수입니다. 에서 그래픽으로 정의합니다. ;
전류 감소 계수는 다음 공식으로 결정됩니다.
그런 다음 로터 로드의 원하는 전류:
4.8 막대의 단면적을 결정합니다.
허용 전류 밀도는 어디에 있습니까? 우리의 경우 
.
4.9 로터의 홈은 그림 9.40, b에 따라 결정됩니다. 우리는 , , .
간격에서 로터 톱니의 자기 유도를 선택합니다. 
표 9.12. 수락합시다.
허용되는 톱니 폭을 결정합시다.
그루브의 치수를 계산합니다.
너비 b 1 및 b 2:
, (4.9)
높이 1:
로터 홈 h P2의 전체 높이를 계산합니다.
막대의 단면적을 지정하십시오.
4.10 막대 J 2의 전류 밀도를 결정합니다.
(4.13)
그림 4.1. 설계된 농형 모터의 홈
4.11 단락 링 q cl의 단면적 계산:
링의 전류는 어디에 있으며 다음 공식에 의해 결정됩니다.
,
4.12 클로징 링의 치수와 링의 평균 직경을 계산합니다.
(4.18)
링의 단면적을 지정하십시오.
5. 자화 전류 계산
5.1 회 전자 및 고정자 톱니의 유도 값 :
, (5.1)
(5.2)
5.2 고정자 요크 B a의 유도를 계산합니다.
5.3 회전자 Bj의 요크에서 유도를 결정합니다.
, (5.4)
여기서 h "j는 계산된 로터 요크의 높이 m입니다.
부싱 또는 핀 샤프트에 회전자 코어가 장착된 2р≥4 모터의 경우 h "j는 다음 공식에 의해 결정됩니다.
5.4 에어 갭 자기 응력 Fd:
, (5.6)
여기서 k d는 에어 갭 계수이며 다음 공식으로 결정됩니다.
, (5.7)
어디 
에어 갭 자기 전압:
5.5 고정자 F z 1의 톱니 영역의 자기 전압:
F z1 =2h z1 H z1 , (5.8)
여기서 2h z1은 고정자 톱니의 계산된 높이 m입니다.
H z1 은 표 A-1.7에서 결정됩니다. 에 , 
.
5.6 로터 F z 2의 톱니 영역의 자기 전압:
, (5.9)
, 표 P-1.7.
5.7 치아 영역 k z의 포화 계수를 계산합니다.
(5.10)
5.8 고정자 요크 L a의 평균 자력선 길이를 구합니다.
5.9 허용된 강종 2013 표 P-1.6의 요크에 대한 자화 곡선에 따라 유도 B a에서 전계 강도 H a를 결정합시다. 에 , .
5.10 고정자 요크 F a의 자기 전압 찾기:
5.11 회전자 Lj의 요크에서 플럭스의 평균 자속선 길이를 결정합시다.
, (5.13)
여기서 h j - 로터 후면의 높이로 다음 공식으로 구합니다.
5.12 유도 동안 전계 강도 Hj는 허용된 강종 표 P-1.6에 대한 요크의 자화 곡선에서 결정됩니다. 에 , .
로터 요크 F j의 자기 전압을 결정합시다.
5.13 기계 자기 회로의 총 자기 전압을 계산합니다(극 쌍당) F c:
5.14 자기 회로 포화 계수:
(5.17)
5.15 자화 전류 :
자화 전류의 상대적 값:
(5.19)
6. 작업 모드 매개변수
비동기 기계의 매개 변수는 고정자 권선 x 1, r 1, 회 전자 r 2, x 2의 능동 및 유도 저항, 상호 인덕턴스 저항 x 12 (또는 x m) 및 계산 된 저항 r 12 (또는 r m) 모터의 특성에 대한 고정자 강 손실의 영향을 고려한 도입.
그림 6.1은 회전 기계에서 정지된 기계로 프로세스를 가져오는 것을 기반으로 하는 비동기 기계의 위상 교체 회로를 보여줍니다. 비동기 기계의 물리적 프로세스는 그림 6.1에 표시된 다이어그램에 보다 명확하게 반영되어 있습니다. 그러나 계산을 위해 그림 6.2에 표시된 회로로 변환하는 것이 더 편리합니다.
그림 6.1. 감소 된 비동기 기계 권선의 위상 교체 회로
그림 6.2. 축소된 비동기 기계의 변환된 권선 위상 등가 회로
6.1 고정자 권선 위상의 활성 저항은 다음 공식으로 계산됩니다.
, (6.1)
여기서 L 1은 권선 단계의 유효 도체의 총 길이 m입니다.
a는 병렬 권선 가지의 수입니다.
c 115 - 설계 온도에서 권선 재료(고정자용 구리)의 비저항. 구리용 
;
k r은 전류 변위 효과의 영향으로 인한 권선 위상의 활성 저항 증가 계수입니다.
비동기식 기계의 고정자 권선의 도체에서 기본 도체의 크기가 작기 때문에 전류 변위의 영향이 미미합니다. 따라서 일반 기계의 계산에서는 원칙적으로 k r =1을 취합니다.
6.2 권선 위상 도체 L 1의 총 길이는 다음 공식으로 계산됩니다.
여기서 l cf는 권선의 평균 길이, m입니다.
6.3 코일 l cf의 평균 길이는 코일의 직선 홈 및 곡선 전면 부분의 합으로 구합니다.
, (6.3)
여기서 l P는 기계 코어의 구성 길이와 동일한 홈 부분의 길이입니다. ;
l l - 정면 부분의 길이.
6.4 느슨한 고정자 권선 코일의 정면 부분 길이는 다음 공식에 의해 결정됩니다.
, (6.4)
어디서 K 내가 - 표 9.23의 경우 극 쌍의 수에 따라 값이 달라지는 계수.
b CT - 홈 높이의 중간점을 통과하는 원호에 의해 결정되는 코일의 평균 너비 m:
, (6.5)
여기서 b 1은 고정자 권선 피치의 상대적 단축입니다. 일반적으로 허용됩니다.
코어가 하우징에 압입되기 전에 홈에 배치된 느슨한 권선에 대한 계수.
평균 길이:
유효 권선 위상 도체의 총 길이:
고정자 권선 위상 활성 저항:
6.5 정면 부분을 따라 출발 길이를 결정하십시오.
여기서 K out은 표 9.23에 따라 결정된 계수입니다. 에 .
6.6 고정자 권선의 위상 저항의 상대 값을 결정합시다.
(6.7)
6.7 회 전자 권선 r 2 위상의 활성 저항을 결정하십시오.
여기서 rc는 막대의 저항입니다.
r cl - 링 저항.
6.8 다음 공식으로 막대의 저항을 계산합니다.
6.9 링의 저항을 계산합니다.
그런 다음 로터의 활성 저항:
6.10 고정자 권선의 회전 수에 r 2를 가져오고 다음을 정의합니다.
6.11 회전자 권선의 위상 저항의 상대적 값.
(6.12)
6.12 회전자 권선 위상의 유도 저항:
, (6.13)
여기서 lp는 슬롯 로터의 자기 전도도 계수입니다.
그림 9.50을 기반으로 elp는 표 9.26의 공식에 의해 결정됩니다.
, (6.14)
(컨덕터는 슬롯 커버로 고정됩니다).
, (6.15)
자기 전도도의 정면 산란 계수:
미분 산란의 자기 전도도 계수는 다음 공식으로 결정됩니다.
, (6.17)
여기서 그래픽으로 결정됩니다. , 그림 9.51, e, .
공식 (6.13)을 사용하여 고정자 권선의 유도 저항을 계산합니다.
6.13 고정자 권선의 유도 저항의 상대 값을 결정합시다.
(6.18)
6.14 다음 공식에 따라 회 전자 권선 위상의 유도 저항을 계산해 봅시다.
여기서 l p2는 로터 슬롯의 자기 전도도 계수입니다.
l l2 - 회 전자 전면 부분의 자기 전도도 계수;
l d2 - 회 전자의 차등 산란의 자기 전도도 계수.
회전자 슬롯의 자기 전도도 계수는 표 9.27에 기초한 공식으로 계산됩니다.
6.15 회 전자 전면 부분의 자기 전도도 계수는 다음 공식에 의해 결정됩니다.
,
6.16 회 전자의 차등 산란의 자기 전도도 계수는 다음 공식에 의해 결정됩니다.
, (6.23)
어디 
.
6.17 공식 (6.19)에 따라 유도 저항의 값을 찾아봅시다.
고정자의 회전 수에 x 2를 가져옵니다.
상대값, :
(6.25)
7. 손실 계산
7.1 다음 공식에 따라 비동기 기계 고정자 강재의 주요 손실을 계산하십시오.
, (7.1)
특정 손실은 어디에 있습니까? 
표 9.28;
b - 강종 2013에 대한 지수;
k 예 및 k d z -강철 손실에 대한 영향을 고려한 계수, 강종 2013 , ;
m a - 다음 공식에 따라 계산된 요크의 질량:
어디 
강철의 비중입니다.
고정자 톱니 무게:
7.2 로터의 총 표면 손실을 계산합니다.
여기서 p sur2 - 특정 표면 손실, 다음 공식으로 결정합니다.
, (7.5)
특정 손실에 대한 로터 톱니 헤드의 표면 처리 효과를 고려한 계수는 어디에 있습니까?
В 02 - 에어 갭의 유도 리플 진폭은 다음 공식으로 결정됩니다.
여기서 그림 9.53에서 그래픽으로 결정됩니다. b.
7.3 공식(7.5)에 따라 비표면적 손실을 계산합니다.
7.4 로터 톱니의 맥동 손실을 계산합니다.
, (7.7)
여기서 m z 2는 로터 톱니의 강철 질량입니다.
В pool2는 로터의 자기 맥동 진폭입니다.
, (7.9)
7.5 강철의 추가 손실량을 결정합니다.
7.6 총 강철 손실:
7.7 기계적 손실을 정의해 봅시다.
여기서 , 표 9.29 에 따를 때 .
7.8 공칭 모드에서 추가 손실 계산:
7.9 모터 무부하 전류:
, (7.14)
여기서 나는 x.x.a. - 무부하 전류의 활성 구성 요소는 다음 공식으로 결정됩니다.
여기서 Р e.1 x.x. - 유휴 상태에서 고정자의 전기 손실:
7.10 유휴 상태에서 역률을 결정합니다.
(7.17)
8. 성능 계산
8.1 저항의 실수 부분을 결정합니다.
(8.1)
(8.2)
8.3 모터 상수:
, (8.3)
(8.4)
8.4 전류의 활성 구성 요소를 결정합니다.
8.5 수량 정의:
8.6 슬립 변경으로 변경되지 않는 손실:
수용하다 
다음과 같은 슬립으로 성능을 계산합니다. 0.005; 0.01; 0.015; 0.02; 0.0201. 계산 결과를 표 8.1에 기록합니다.
P 2n \u003d 110kW; U 1n \u003d 220/380V; 2p \u003d 10I 0a \u003d 2.74A; 나는 0p \u003d 나는 m \u003d 61.99A;
P c t + P 모피 \u003d 1985.25W; 아르 자형 1 \u003d 0.0256 옴; r ¢ 2 \u003d 0.0205 옴; c1=1.039;
a ¢ = 1.0795; a=0.0266옴; b¢=0; b=0.26옴
표 8.1
비동기 모터의 성능 특성
| 계산 공식 |
슬립 에스 |
|||||
|
|
||||||
|
|
||||||
|
|
||||||
그림 8.1. 엔진 출력 대 출력 P 2
그림 8.2. 엔진 효율 대 전력 그래프 P 2
그림 8.3. 모터 슬립 s 대 전력 P 2의 그래프
그림 8.4. 전력 P 2에 대한 엔진의 고정자 전류 I 1의 의존성 그래프
9. 열 계산
9.1 엔진 내부 공기 온도에 대한 고정자 코어 내부 표면의 온도 상승을 결정합시다.
, (9.1)
여기서 보호 등급 IP23, table.9.35;
a 1 - 표면으로부터의 열전달 계수, 그림 9.68, b, 
.
, (9.2)
내열 등급 F에 대한 손실 증가 계수는 어디에 있습니까?
,
9.2 고정자 권선의 슬롯 부분 절연 온도차:
, (9.4)
여기서 P p1은 고정자 홈 단면의 둘레이며 다음 공식으로 결정됩니다.
l 등가 - 내열 등급 F에 대한 홈 부분의 평균 등가 열전도율 
, 452쪽;
- 내부 절연체의 열전도 계수의 평균값. 그래픽으로 정의 
, 
, 그림 9.69.
9.3 전면 부분의 단열재 두께에 따른 온도 차이를 결정합니다.
, (9.6)
어디 , 
.
따라서 고정자 권선의 정면 부분은 절연되지 않습니다.
9.4 기계 내부 공기 온도에 대한 전면 부품 외부 표면의 초과 온도를 계산합니다.
9.5 기계 내부 공기 온도에 대한 고정자 권선의 평균 온도 상승을 결정합니다.
(9.8)
9.6 주변 온도에 대한 기계 내부 공기 온도의 평균 초과를 계산합니다.
여기서 a는 그림 9.68과 같이 그래픽으로 정의합니다. 
;
- 엔진 내부의 공기 중으로 배출되는 손실의 합:
공칭 모드에서 모터의 총 손실은 어디에 있습니까?
P e1 - 공칭 모드에서 고정자 권선의 전기 손실;
P e2 - 공칭 모드에서 회 전자 권선의 전기 손실.
, (9.12)
여기서 S 오호. 프레임의 표면적입니다.
P p는 그래픽으로 결정됩니다. 언제 , 그림 9.70 .
9.7 주변 온도에 대한 고정자 권선의 평균 온도 상승을 결정합니다.
9.8 환기에 필요한 공기 흐름을 결정합니다.
(9.14)
9.9 4A 시리즈에서 채택된 설계 및 치수를 가진 실외 팬이 제공하는 공기 흐름은 다음 공식으로 대략적으로 결정될 수 있습니다.
, (9.15)
어디서 그리고 - 방사형 환기 덕트의 수와 너비, m, 페이지 384;
n - 엔진 속도, rpm;
계수, 모터의 경우 .
저것들. 실외 팬이 제공하는 기류는 모터를 환기시키는 데 필요한 기류보다 큽니다.
10. 파이 차트 성능 계산
10.1 먼저 다음 공식을 사용하여 동기식 무부하 전류를 결정합니다.
10.2 활성 및 유도 단락 저항을 계산합니다.
10.3 원형 차트의 크기를 계산합니다.
현재 규모는 다음과 같습니다.
여기서 D to - 다이어그램 원의 지름은 다음 간격에서 선택됩니다. 
, 선택하다 .
파워 스케일:
모멘트 스케일:
(10.6)
모터 파이 차트는 아래와 같습니다. 직경이 D이고 중심이 O¢인 원은 다양한 슬립에서 모터 고정자 전류 벡터 끝의 궤적입니다. 포인트 A 0은 동기 유휴 상태에서 현재 벡터 I 0의 끝 위치를 결정하고 엔진의 실제 유휴 상태입니다. 세그먼트 는 유휴 시 역률과 같습니다. 포인트 A 3은 단락(s=1)의 경우 고정자 전류 벡터의 끝 위치를 결정하며 세그먼트는 현재 I 단락입니다. 이고 각도는 입니다. 점 A 2는 고정자 전류 벡터의 끝 위치를 결정합니다.
호 A 0 A 3의 중간 지점은 모터 모드의 다양한 부하에서 현재 벡터 I 1의 끝 위치를 결정합니다. OB 다이어그램의 가로축은 1차 전원 P1의 선입니다. 전자기력 Rem 또는 전자기 모멘트 Mem의 선은 A 0 A 2입니다. 샤프트의 유용한 동력선(2차 동력 P 2)은 선 A’ 0 A 3입니다.
그림 10.1. 파이 차트
결론
이 과정 프로젝트에서는 농형 로터가 있는 비동기식 전기 모터가 설계되었습니다. 계산 결과 주어진 출력 h 및 cosj의 엔진에 대한 주요 지표가 얻어졌으며 이는 일련의 엔진 4A에 대한 GOST의 최대 허용 값을 충족합니다. 설계된 기계의 성능 특성을 계산하고 구성하였다.
따라서 계산 데이터에 따르면 이 엔진에는 다음 기호가 지정될 수 있습니다.
4 – 시리즈의 일련 번호;
A - 엔진 유형 - 비동기식;
315 - 회전축의 높이;
M - IEC에 따른 침대의 조건부 길이;
10 - 극 수;
U - 온대 기후를 위한 기후 설계;
설계된 모터의 정격 데이터:
P2n = 110kW, U1n = 220/380V, I1n = 216A, cosjn = 0.83, hn = 0.93.
서지
1. 전기 기계 설계: Proc. 대학용 / P79
I.P. Kopylov, B.K. Klokov, V.P. 모로즈킨, B.F. 토카레프; 에드. I.P. 코필로프. – 4판, 개정. 추가 - M.: 더 높게. 학교, 2005. - 767쪽: 병.
2. Voldek A.I., Popov V.V. 전기차. AC 기계: 고등학교 교과서. - 상트페테르부르크: - Peter, 2007. -350p.
3. 카츠만 M.M. 전기 기계 핸드북: 교육 학생을 위한 교과서. 중간 기관. 교수 교육 / Mark Mikhailovich Katsman. -M.: 출판 센터 "아카데미", 2005. - 480p.
부록 A
(필수적인)
그림 1. 피치가 짧은 2층 권선 구조 , ,
러시아 연방 교육 과학부
연방교육청
이르쿠츠크 주립 기술 대학교
전기구동전기운송학과
나는 다음을 방어할 수 있습니다:
헤드__ Klepikova T.V __
Squirt-Close Rotor가 있는 비동기 모터의 설계
설명 메모
분야의 코스 프로젝트로
"전기차"
096.00.00P3
_EAPB 11-1 ________ __ Nguyen Van Vu____ 그룹의 학생이 작성함
규범 통제 ___________ _EET Klepikova T.V 부교수 __
이르쿠츠크 2013
소개
1. 주요 치수
2 고정자 코어
3 로터 코어
고정자 권선
1 사다리꼴 반폐쇄 슬롯이 있는 고정자 권선
다람쥐 감금
1 폐쇄된 타원형 슬롯의 치수
2 단락 링 치수
자기 회로 계산
공극용 MDS 1개
사다리꼴 반폐쇄 고정자 슬롯이 있는 톱니용 2 MMF
폐쇄형 타원형 로터 슬롯이 있는 로터 톱니용 3 MMF
고정자 후면용 4 MDS
로터 후면용 5 MDS
6 자기 회로 매개변수
능동 및 유도 권선 저항
1 고정자 권선 저항
2 폐쇄형 타원형 슬롯이 있는 농형 회전자의 권선 저항
3 변환된 모터 등가 회로의 권선 저항
유휴 및 공칭
1 유휴 모드
2 공칭 작동 모드의 매개변수 계산
원형 차트 및 성능
1 원형 차트
2 성능 데이터
최대 모멘트
초기 기동 전류 및 초기 기동 토크
1 시작 모드에 해당하는 능동 및 유도 저항
2 초기 시동 전류 및 토크
열 및 환기 계산
1 고정자 권선
2 보호 등급이 IP44이고 냉각 방식이 IC0141인 모터의 환기 계산
결론
사용된 소스 목록
소개
전기 기계는 발전소, 다양한 기계, 메커니즘, 기술 장비, 현대 운송 수단, 통신 등의 주요 요소입니다. 전기 에너지를 생성하고 기계 에너지로 매우 경제적으로 변환하며 다양한 신호를 변환 및 증폭하는 다양한 기능을 수행합니다. 자동 제어 시스템 및 관리에서.
전기 기계는 국가 경제의 모든 부문에서 널리 사용됩니다. 이들의 장점은 강력한 전기 기계에서 95~99%에 달하는 고효율, 상대적으로 작은 무게 및 전체 치수, 경제적인 재료 사용입니다. 전기 기계는 다양한 용량(1와트에서 수백 메가와트까지), 속도 및 전압으로 만들 수 있습니다. 높은 신뢰성과 내구성, 제어 및 유지 보수의 용이성, 에너지 공급 및 제거의 용이성, 대량 생산 및 대량 생산시 저렴한 비용, 환경 친화적이라는 특징이 있습니다.
비동기 기계는 가장 일반적인 전기 기계입니다. 그들은 주로 전기 모터로 사용되며 전기 에너지를 기계 에너지로 변환하는 주요 변환기입니다.
현재 비동기 전기 모터는 전 세계에서 생성되는 모든 전기의 약 절반을 소비하며 대부분의 메커니즘을 위한 전기 드라이브로 널리 사용됩니다. 이는 이러한 전기 기계의 설계 단순성, 신뢰성 및 고효율 때문입니다.
우리나라에서 가장 방대한 전기 기계 시리즈는 4A 비동기 기계의 일반 산업용 시리즈입니다. 이 시리즈에는 0.06~400kW의 출력을 가진 기계가 포함되며 회전축의 17가지 표준 높이로 제작됩니다. 각 회전 높이에 대해 길이가 다른 두 가지 동력의 엔진이 생성됩니다. 단일 시리즈를 기반으로 대부분의 소비자의 기술 요구 사항을 충족하는 다양한 엔진 수정이 이루어집니다.
단일 시리즈를 기반으로 특수 조건에서 작동하도록 설계된 다양한 버전의 엔진이 생산됩니다.
다람쥐 회 전자를 사용한 유도 전동기 계산
기술과제
농형 회전자가 있는 비동기식 3상 모터 설계: P=45kW, U= 380/660 V, n=750 rpm; 디자인 IM 1001; 보호 방법 IP44에 따라 실행.
1. 모터 자기 회로. 치수, 구성, 재질
1 주요 치수
엔진 회전축의 높이 h=250mm를 허용합니다(표 9-1).
고정자 코어의 외경 DH1=450mm를 허용합니다(표 9-2).
고정자 코어 내경(, 표 9-3):
1= 0.72 DH1-3=0.72ˑ450-3= 321 (1.1)
계수(, 그림 9-1)를 받아들입니다.
효율성의 예비 값을 수락합니다(그림 9-2, a).
예비 값을 수락합니다(그림 9-3, a).
예상 전력
(1.2)
예비 선형 하중을 받아들입니다. 
A / cm (, 그림 9-4, a 및 표 9-5).
틈틈이 예비입학도 받습니다 
(, 그림 9-4, b 및 표 9-5).
권선 계수의 예비 값을 수락합니다(, 119페이지).
고정자 코어의 예상 길이
우리는 고정자 코어의 구성 길이를 받아들입니다.
코어 길이 대 직경 비율의 최대값(표 9-6)
코어 길이와 지름의 비율
(1.5)
1.2 고정자 코어
우리는 2013년 강종을 받아들입니다. 우리는 0.5mm의 시트 두께를 받아들입니다. 우리는 시트 절연 - 산화의 형태를 취합니다.
강철 kC=0.97의 충진 계수를 받아들입니다.
극 및 위상당 슬롯 수를 허용합니다(표 9-8).
고정자 코어 슬롯 수(1.6)
1.3 로터 코어
우리는 2013년 강종을 받아들입니다. 우리는 0.5mm의 시트 두께를 받아들입니다. 우리는 시트 절연 - 산화의 형태를 취합니다.
강철 kC=0.97의 충진 계수를 받아들입니다.
베벨 홈이 없는 로터 코어를 사용할 수 있습니다.
고정자와 회전자 사이의 공극을 허용합니다(표 9-9).
로터 코어의 외경
로터 시트의 내경
고정자 코어의 길이와 동일한 회전자 코어의 길이를 취합니다.
.
로터 코어의 홈 수를 받아들입니다(표 9-12).
2. 고정자 권선
우리는 사다리꼴 반폐쇄 홈에 배치된 피치가 짧은 2층 권선을 허용합니다(표 9-4).
분포 계수
(2.1)
어디 
우리는 상대적 권선 피치를 받아들입니다.
와인딩 피치:
(2.2)
단축 계수
권선 비율
자속의 예비 값
위상 권선의 예비 회전 수
슬롯의 유효 컨덕터의 예비 수
(2.7)
여기서 고정자 권선의 병렬 분기 수입니다.
수용하다
위상 권선의 지정된 회전 수
(2.8)
자속 보정값
에어 갭의 유도 값 보정
(2.10)
정격 상전류의 예비 값
이전에 허용된 선형 하중에서 수신된 선형 하중의 편차
(2.13)
편차는 허용 값인 10%를 초과하지 않습니다.
고정자 후면에서 자기 유도의 평균값을 취합니다(표 9-13).
고정자의 내경에 따른 톱니 분할
(2.14)
2.1 사다리꼴 반폐쇄 슬롯이 있는 고정자 권선
고정자 권선과 그루브는 그림 9.7에 따라 결정됩니다.
우리는 고정자 톱니에서 자기 유도의 평균값을 받아들입니다(표 9-14).
치폭
(2.15)
고정자 백 높이
그루브 높이
큰 슬롯 너비
임시 슬롯 폭
더 작은 슬롯 너비
여기서 슬롯 높이(, 131페이지)입니다.
그리고 요구 사항에 따라
다이 그루브 단면적
그루브 클리어 영역
(2.23)
어디 
- 너비와 높이에서 각각 고정자와 회전자 코어에 대한 조립 공차(, 131페이지).
선체 단열재의 단면적
여기서 는 선체 단열재의 단면 두께의 평균값입니다(, 131페이지).
그루브의 바닥과 쐐기 아래에서 그루브의 상단 및 하단 코일 사이의 스페이서 단면적
권선이 차지하는 슬롯의 단면적
일하다
여기서 수동 배치를 위한 슬롯의 허용 충전 계수입니다(. 132페이지).
유효한 기본 전선의 수를 허용합니다.
기본 절연 전선의 직경
(2.28)
기본 절연 전선의 직경은 수동 설치의 경우 1.71mm, 기계 설치의 경우 1.33mm를 초과하지 않아야 합니다. 이 조건이 충족됩니다.
기본 절연 및 비절연 (d) 전선의 직경을 허용합니다(부록 1).
우리는 와이어의 단면적을 허용합니다 (부록 1).
정제된 슬롯 채우기 비율
(2.29)
조정된 슬롯 채움 계수의 값은 수동 적재 및 기계 적재 조건을 충족합니다(기계 적재 시 허용 가능한 
).
세련된 슬롯 폭
수용하다 
, 같이 .
(2.31)
선형 부하와 전류 밀도의 곱
선형 부하와 전류 밀도의 곱의 허용값을 받아들입니다(그림 9-8). 여기서 계수 k5=1(표 9-15).
고정자의 평균 톱니 분할
평균 고정자 코일 폭
하나의 코일 헤드의 평균 길이
평균 감기 길이
감기 끝의 오버행 길이
3. 농형 와인딩
닫힌 타원형 로터 홈을 사용할 수 있습니다.
3.1 폐쇄형 타원형 슬롯의 치수
회 전자의 홈은 그림에 의해 결정됩니다. 9.10
그루브의 높이를 받아들입니다. (, 그림 9-12).
예상 로터 백 높이
여기서 로터 코어의 원형 축 환기 덕트의 직경은 설계된 엔진에 제공되지 않습니다.
로터 후면의 자기 유도
로터 외경에 따른 톱니 분할
(3.3)
회전자 톱니에서 자기 유도를 받아들입니다(표 9-18).
치폭
(3.4)
더 작은 홈 반경
더 큰 홈 반경
여기서 - 슬롯 높이(, 142페이지);
슬롯 너비(, 142페이지);
닫힌 슬롯의 경우(, 142페이지).
반지름 중심 사이의 거리
정의의 정확성을 확인하고 조건에 따라
(3.8)
막대의 단면적은 다이의 홈 단면적과 같습니다.
3.2 단락 링 치수
우리는 캐스트 케이지를 받아들입니다.
로터의 단락 링은 그림 1에 나와 있습니다. 9.13
링 단면
링 높이
링 길이
(3.12)
평균 링 직경
4. 자기 회로의 계산
공극용 MDS 1개
고정자의 기어 구조로 인한 공극의 자기 저항 증가를 고려한 요인
(4.1)
로터의 기어 구조로 인한 공극의 자기 저항 증가를 고려한 계수
고정자 또는 회 전자에 방사형 채널이 있는 경우 에어 갭의 자기 저항 감소를 고려한 계수를 받아들입니다.
전체 에어 갭 계수
공극용 MDS
4.2 사다리꼴 반폐쇄 고정자 슬롯이 있는 톱니용 MMF
(, 부록 8)
자속 경로의 평균 길이를 취합니다.
치아용 MDS
4.3 타원형의 폐쇄 로터 슬롯이 있는 로터 톱니용 MMF
이후 우리는 자기장 강도를 받아들입니다. 
(부록 8).
치아용 MDS
4.4 고정자 후면용 MMF
(, 부록 11).
자속의 평균 경로 길이
고정자 뒤를 위한 MDS
로터 후면용 4.5MMF
우리는 자기장 강도를 받아들입니다 
(, 부록 5)
자속의 평균 경로 길이
로터 후면용 MDS
4.6 자기 회로 파라미터
1극당 자기회로의 총 MMF
자기 회로 포화 계수
(4.13)
자화 전류
상대 단위의 자화 전류
(4.15)
무부하 emf
주요 유도성 리액턴스
(4.17)
상대 단위의 주요 유도 리액턴스
(4.18)
5. 권선의 능동 및 유도 저항
1 고정자 권선 저항
20 0С에서 위상 권선의 능동 저항
어디 
-200C에서 구리의 특정 전기 전도도(, 158페이지).
상대 단위로 20 0С에서 위상 권선의 능동 저항
(5.2)
정의의 정확성 확인
고정자 홈의 치수를 수락합니다(, 표 9-21).
높이: (6.4)
단계 단축을 고려한 계수
산란 전도도
(5.7)
고정자의 미분 손실 계수를 수락합니다(표 9-23).
차등 산란 전도도에 대한 고정자 슬롯 개방의 영향을 고려한 요인
우리는 고정자 필드의 더 높은 고조파에 의해 농형 로터의 권선에 유도된 전류의 감쇠 응답을 고려한 계수를 받아들입니다(표 9-22).
(5.9)
폴란드 분할:
(5.10)
권선 종단의 손실 컨덕턴스 계수
고정자 권선 누설 전도도 계수
고정자 위상 권선의 유도 리액턴스
상대 단위의 고정자 위상 권선의 유도 저항
(5.14)
정의의 정확성 확인
5.2 폐쇄형 타원형 슬롯이 있는 농형 회전자의 권선 저항
20 0C에서 케이지 막대의 능동 저항
어디 
- 20 °C에서 알루미늄의 전기 전도도(, 161페이지).
로드 전류에 대한 링 전류 감소 계수
(5.17)
단락 링의 저항, 20 0С에서 막대의 전류로 감소
자기 회로 저항 권선
그루브 경사의 중심각은 ask=0입니다. 왜냐하면 경사가 없습니다.
로터 슬롯 베벨 비율
고정자 권선에 대한 회 전자 권선의 저항 감소 계수
20 0C에서 회전자 권선의 능동 저항, 고정자 권선으로 감소
20 0C에서 회전자 권선의 능동 저항, 상대 단위로 고정자 권선으로 감소
작동 모드에 대한 로터 바 전류
(5.23)
타원형 폐쇄 로터 슬롯에 대한 누설 컨덕턴스 계수
(5.24)
극 및 위상당 회전자 슬롯 수
(5.25)
로터의 차동 산란 계수를 받아들입니다(그림 9-17).
미분 산란의 전도도
(5.26)
캐스트 케이지 쇼트 링의 산란 전도도 계수
로터 슬롯의 상대 베벨(로터의 톱니 분할 비율)
(5.28)
베벨 누설 컨덕턴스 계수
회 전자 권선의 유도 저항
고정자 권선으로 감소된 회 전자 권선의 유도 저항
상대 단위로 고정자 권선으로 감소된 회 전자 권선의 유도 저항
(5.32)
정의의 정확성 확인
(5.33)
조건이 충족되어야 합니다. 이 조건이 충족됩니다.
5.3 변환된 전동기 등가회로의 권선저항
고정자 손실 계수
고정자 저항 계수
계수는 어디에 있습니까(, 72페이지).
변환된 권선 저항
자기 회로의 재계산은 필요하지 않습니다.
6. 공회전 및 정격
1 유휴 모드
같이 
, 추가 계산에서 우리는 받아들일 것입니다.
동기 회전 중 고정자 전류의 무효 성분
동기 회전 중 고정자 권선의 전기 손실
사다리꼴 홈이 있는 고정자 톱니의 예상 강철 중량
고정자 톱니의 자기 손실
고정자 뒤 강철 무게
고정자 후면의 자기 손실
강철의 추가 손실을 포함한 고정자 코어의 총 자기 손실
(6.7)
보호 등급 IP44의 기계적 손실, 냉각 방식 IC0141
(6.8)
여기서 2p=8
현재 x.x.의 활성 구성 요소입니다.
무부하 전류
x.x에서의 역률
6.2 공칭 의무 매개변수 계산
단락 활성 저항
유도 리액턴스 단락
단락 임피던스
정격 부하에서 추가 손실
모터 기계력
등가 회로 저항
(6.17)
등가 회로 임피던스
계산의 정확성을 확인하고
(6.19)
슬립
동기 회전 중 고정자 전류의 활성 구성 요소
회전자 전류
고정자 전류의 유효 성분
(6.23)
고정자 전류의 무효 성분
(6.24)
위상 고정자 전류
역률
고정자 권선의 전류 밀도
(6.28)
농형 로터의 권선 계수는 어디에 있습니까(, 171페이지).
농형 로터의 전류
농형 회전자 막대의 전류 밀도
단락 전류
고정자 권선의 전기 손실
회 전자 권선의 전기 손실
전기 모터의 총 손실
입력 전원:
능률
(6.37)
전원 입력: (6.38)
공식 (6.36)과 (6.38)로 계산된 입력 전력은 반올림까지 서로 같아야 합니다. 이 조건이 충족됩니다.
전원 출력
출력 전력은 참조 조건에 지정된 출력 전력과 일치해야 합니다. 이 조건이 충족됩니다.
7. 파이 차트 및 성능 데이터
1 원형 차트
현재 규모
어디 
- 작업 원 직경 범위(, 175페이지).
수용하다 
.
작동 원 직경
(7.2)
파워 스케일
무효 현재 세그먼트 길이
활성 현재 세그먼트 길이
차트의 막대
(7.7)
(7.8)
7.2 성능 데이터
표 1의 형식으로 성능 특성을 계산합니다.
표 1 - 비동기 모터의 성능 특성
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정황 호송 |
분수로 전달된 전력 |
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cos0.080.500.710.800.830.85 |
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피, W1564.75172520622591.53341.74358.4 |
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, %13,5486,8891,6492,8893,0892,80 |
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8. 최대 모멘트
사다리꼴 반폐쇄 홈이 있는 고정자 계수의 가변 부분
포화 의존 고정자 누설 컨덕턴스 구성요소
폐쇄형 타원형 슬롯이 있는 회전자 계수의 가변 부분
(8.3)
포화에 따른 회전자 누설 컨덕턴스 구성요소
최대 토크에 해당하는 회전자 전류(9-322)
(8.7)
최대 토크에서 등가 회로 임피던스
무한히 큰 슬립에서 등가 회로의 총 저항
최대 토크에서 등가 회로의 등가 저항
최대 토크의 다중성
최대 토크에서 미끄러짐
(8.12)
9. 초기 기동 전류 및 초기 기동 토크
1 시작 모드에 해당하는 능동 및 유도 저항
로터 케이지 바 높이
감소된 로터 바 높이
계수(, 그림 9-23)를 받아들입니다.
로드에 전류가 침투하는 예상 깊이
막대에 전류가 침투하는 계산된 깊이에서 막대의 너비
(9.4)
계산된 현재 침투 깊이에서 막대의 단면적
(9.5)
현재 변위 비율
시작 모드에 대한 20 0C에서 케이지 로드의 능동 저항
시작 모드에 대해 고정자 권선으로 감소된 20 0C에서 회 전자 권선의 활성 저항
계수(, 그림 9-23)를 받아들입니다.
타원형 폐쇄형 슬롯에 대한 시동 시 회전자 슬롯의 누설 전도도 계수
시동 시 회전자 권선의 누설 전도도 계수
포화에 따른 모터 누설 인덕턴스
포화와 무관한 모터 누설 인덕턴스
(9.12)
단락 활성 저항 처음에
9.2 초기 기동 전류 및 토크
엔진 시동 시 로터 전류
시동 시 등가 회로 임피던스(전류 변위 및 표류 경로 포화의 영향 고려)
시작 시 등가 회로의 유도 리액턴스
시동 시 고정자 전류의 활성 구성 요소
(9.17)
시동 시 고정자 전류의 무효 성분
(9.18)
시작 시 위상 고정자 전류
초기 시동 전류의 다중성
(9.20)
계산된 작동 온도 및 L자형 등가 회로에서 시동 시 회전자의 능동 저항, 고정자로 감소
(9.21)
초기 시동 토크의 다양성
10. 열 및 환기 계산
1 고정자 권선
최대 허용 온도에서 고정자 권선의 손실
계수는 어디에 있습니까(, 76페이지).
고정자 활성 부분의 조건부 내부 냉각 표면
실외 팬이 제공할 수 있는 공기 흐름은 요구되는 공기 흐름을 초과해야 합니다. 이 조건이 충족됩니다.
실외 팬에 의해 발생하는 기압
결론
이 코스 프로젝트에서는 회전축 높이 h = 250mm, 보호 등급 IP44, 농형 회 전자로 기본 설계의 비동기식 전기 모터를 설계했습니다. 계산 결과 주어진 전력 P 및 cos의 엔진에 대한 주요 지표가 얻어졌으며 이는 GOST의 최대 허용 값을 충족합니다.
설계된 비동기 전기 모터는 에너지 표시기(효율 및 cosφ) 및 시동 특성 측면에서 모두 GOST 요구 사항을 충족합니다.
모터 종류 출력, kW 회전축 높이, mm 중량, kg 속도, rpm 효율, % 역률, 관성 모멘트,
2. Kravchik A.E. 외 시리즈 4A 비동기 모터, 핸드북. -M.: Energoatomizdat, 1982. - 504p.
3. 전기 기계 설계: 교과서. 전기 기계용. 그리고 전기. 대학의 특산품 / I. P. Kopylov [및 기타]; 에드. I. P. Kopylova. - 에드. 4번째, 수정. 추가 - M.: 더 높게. 학교, 2011. - 306쪽.
부록. 명세서 작성
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지정 |
이름 |
메모 |
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선적 서류 비치 |
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1.096.00.000.PZ |
주석 |
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1.096.00.000.CH |
조립 도면 |
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고정자 권선 |
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로터 와인딩 |
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고정자 코어 |
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로터 코어 |
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터미널 박스 |
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림. 볼트 |
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접지 볼트 |
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팬 |
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슈라우드 팬 |
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베어링 |
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소개
최신 전기 드라이브는 전기 모터의 물리적 및 전력 표시기를 제어하고 조절하도록 설계된 장치 및 장치의 복합체입니다. 산업에서 사용되는 가장 일반적인 전기 모터는 비동기식 모터입니다. 전력 전자 장치의 개발과 새롭고 강력한 유도 전동기 제어 시스템의 개발로 인해 유도 전동기와 주파수 변환기를 기반으로 하는 전기 드라이브는 다양한 기술 프로세스를 제어하기 위한 최선의 선택입니다. 비동기 전기 구동은 최고의 기술 및 경제적 지표를 가지고 있으며 새로운 에너지 절약형 모터의 개발로 에너지 효율적인 전기 구동 시스템을 만들 수 있습니다.
비동기 전기 모터, 전기 에너지를 기계 에너지로 변환하는 전기 비동기 기계. 비동기 전기 모터의 작동 원리는 3상 교류가 고정자 권선을 통과할 때 발생하는 회전 자기장과 회 전자 권선의 고정자 필드에 의해 유도된 전류의 상호 작용을 기반으로 합니다. 결과적으로 로터 속도 n이 필드 속도 n1보다 작은 경우 로터가 자기장의 회전 방향으로 회전하게 하는 기계적 힘이 발생합니다. 따라서 로터는 필드에 대해 비동기식으로 회전합니다.
코스 작업의 목적은 비동기 모터의 설계입니다. 이 디자인을 통해 우리는 이 엔진의 속성과 특성을 연구하고 이러한 엔진의 기능도 연구합니다. 이 작업은 전기 기계 연구 과정의 필수적인 부분입니다.
1. 모터 자기 회로. 치수, 구성, 재질
1.1 주요 치수
1. 비동기 모터의 회전축 높이:
Рн =75kW의 경우, n1=750rpm
h=280mm, 2p=8.
2. 회전축의 표준 높이가 h=280 mm인 코어 DH1의 외경. 이러한 조건에서 DH1=520mm.
3. 고정자 코어 D1의 내경을 결정하기 위해 표 9-3에 주어진 관계 D1=f(DH1)을 사용합니다. DH1=520mm의 경우;
D1=0.72 DH1-3;
D1 \u003d 0.72520-3 \u003d 371.4mm.
4. 비동기 모터의 평균값 kH=f(P2) 구하기
pH=75kW의 경우; 2p=8;
5. 보호 IP44가 있는 농형 모터의 경우 임시 값입니다.
pH=75kW의 경우
6. 보호 IP44의 농형 로터가 있는 모터의 경우 그림 9-3에 따라 cos 값을 취하고 2р = 8
7. 예상 전력 P? AC 모터의 경우:
어디서 - 효율성; cos - 정격 부하에서의 역률;
8. 고정자 권선 A1의 선형 부하 찾기
A1 \u003d 420 0.915 0.86 \u003d 330.4A / cm.
9. 공극 B에서 자기유도 최대값 찾기
B=0.77 1.04 0.86=0.69 T
10. 고정자 코어의 길이를 결정하기 위해 권선 계수 kob1의 예비 값을 2р=8로 설정합니다.
11. 코어 l1의 예상 길이 찾기
l1=366.7+125=426.7
12. 고정자 코어 l1의 구조적 길이는 가장 가까운 5의 배수로 반올림됩니다.
13. 비율
425 / 371,4 = 1,149
14. 최대 R4=1.1 찾기
최대 = 1.46 - 0.00071 DH1;
최대 = 1.46 - 0.00071 520 = 1.091
최대 =1.091 1.1 = 1.2
1.2 고정자 코어
코어는 와전류로 인한 강철 손실을 줄이기 위해 절연 코팅과 함께 0.5mm 두께의 전기 강철로 된 별도의 스탬핑 시트로 조립됩니다.
강철 2312의 경우 옻칠한 시트 단열재를 사용합니다.
극 및 위상당 슬롯 수:
선택된 값 q1에 따라 고정자 코어 z1의 슬롯 수가 다음과 같이 결정됩니다.
여기서 m1은 위상 수입니다.
z1 = 8 3 3 = 72.
1.3 로터 코어
주어진 회전축 높이에 대해 강종 2312를 선택합니다.
코어는 두께가 0.5mm인 별도의 스탬핑된 전기 강판으로 조립됩니다.
코어의 경우 고정자 - 니스 칠과 동일한 시트 단열재를 허용합니다.
강철의 채우기 비율은 다음과 같습니다.
고정자와 회 전자 사이의 공극 크기가 허용됩니다.
h = 280mm 및 2p = 8인 경우;
슬롯 모따기 ck(베벨 슬롯 없음)
로터 코어 외경 DH2:
DH2 = 371.4 - 2 0.8 = 369.8mm.
회전 높이 h 71 mm 로터 시트의 내경 D2:
D2 0.23 520 = 119.6mm.
냉각을 개선하고 로터의 질량 및 동적 관성 모멘트를 줄이기 위해 h250을 사용하여 로터 코어에 원형 축 환기 채널이 제공됩니다.
h>250 mm에서 로터 코어 길이 l2.
l2 \u003d l1 + 5 \u003d 425 + 5 \u003d 430mm.
z1=72 및 2р=8에서 농형 로터가 있는 모터의 코어에 있는 슬롯 수
2. 고정자 권선
2.1 모든 권선에 공통되는 매개변수
우리 엔진의 경우 직사각형 반 개방 홈에 배치 된 PETV 브랜드 (내열성 클래스 B)의 와이어로 만든 다중 섹션 2 층 동심 권선을 허용합니다.
일반적으로 고정자 권선은 6개 구역으로 구성됩니다. 각 구역은 60 전기 각도와 같습니다. 6구역 권선의 경우 분배 계수 kP1
kR1 = 0.5/(q1sin(b/20));
kΩ1 = 0.5/(3 sin(10)) = 0.95.
1 단계의 단축은 다음과 같습니다.
1 \u003d 0.8, 2p \u003d 8
짧은 피치 yP1로 이중층 권선 수행
yP1 = 1z1/2p;
yP1 = 0.8 72 / 8 = 7.2.
단축 계수 ky1
ky1=사인(190)=사인(0.890)=0.95.
권선 계수 kOB1
kOB1 = kP1 ky1;
kOB1 = 0.95 0.95 = 0.9.
자속 Ф의 예비 값
F \u003d B D1l1 10-6 / p;
Ф = 0.689 371.4 42510-6/4 = 0.027Wb.
위상 권선의 예비 회전 수?1
1 = knU1/(222kOB1(f1/50)F);
1 = 0,96 380/(222 0,908 0.027) ?66.9.
고정자 권선 a1의 병렬 분기 수는 극수 a1 = 1의 제수 중 하나로 선택됩니다.
그루브 NP1의 예비 유효 컨덕터 수
NP1 = 1а1(рq1);
NP1 \u003d 155.3 1 / (4 3) \u003d 5.58
NP1의 값은 NP1을 가장 가까운 정수 값으로 반올림하여 허용됩니다.
정수를 선택하면 값 1을 지정합니다.
1 = NП1рq1а1;
1 = 4 4 3/1 = 72.
자속 Ф의 값
F \u003d 0.02366.5 / 64 \u003d 0.028Wb.
공극 유도값 B
B = B? 1/ ? 1;
B = 0.8 66.9/72 = 0.689T
정격 위상 전류 I1의 예비 값
I1 = Рн 103/(3U1cos);
I1 \u003d 75103 / (3380 0.93 0.84) \u003d 84.216A
A1 = 10Np1z1I1(D1a1);
A1 \u003d 6 13 72 84.216 / (3.14 371.4) \u003d 311.8 A / cm.
고정자 BC1 후면의 자기유도 평균값
h \u003d 280mm, 2p \u003d 8
BC1 = 1.5T.
고정자 내경 t1에 따른 톱니 분할
t1 \u003d p 371.4 / 72 \u003d 16.1mm.
2.2 직사각형 반폐쇄 슬롯이 있는 고정자 권선
고정자 톱니의 가장 좁은 지점에서 자기 유도의 예비 값을 받아들입니다.
31최대 = 1.8T
가장 좁은 곳에서 고정자의 톱니 분할
가장 좁은 지점의 예비 톱니 폭
다이의 반개방 및 개방 슬롯의 예비 너비
반개홈의 슬롯 폭
전환 절연이 있는 유효 도체의 허용 폭
b?ef =()/=3.665mm;
슬롯 높이별 유효 컨덕터 수
고정자 등받이의 예비 높이
Ф 106Ω(2 kc l1 Вc1);
0.027 106? (2 0.95 425 1.5) = 22.3mm.
프리 그루브 높이
= [(DH1-D1)/2]-hc1;
\u003d \u003d [(520-371.4) / 2] -22.3 \u003d 53mm.
코일 절연이 있는 유효 도체의 허용 높이
유효 도체 면적
기본 도체의 예비 수
하나의 효과적인 기본 도체의 수
효과적인 하나의 기본 도체의 예비 수
4로 증가
홈의 높이에 따른 기본 기본 도체의 크기
기본 도체의 최종 수
베어 와이어의 더 작은 크기와 더 큰 크기
홈 높이 치수
우표에 있는 홈의 폭에 따른 크기
그루브 높이
= [(DH1-D1)/2]-hc1;
\u003d \u003d [(520-371.4) / 2] -18.3 \u003d 56mm.
가장 좁은 지점의 미세 톱니 폭
고정자 톱니의 가장 좁은 부분에서 정제된 자기 유도
고정자 권선 J1의 전류 밀도
J1 = I1(c S a1);
J1 = 84.216/(45.465 1) = 3.852A/mm2.
A1J1 \u003d 311 3.852 \u003d 1197.9 A2 / (cm mm2).
(А1J1)추가 \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 79.4mm.
고정자 tСР1의 평균 톱니 분할
tСР1 = (D1 + hП1)/z1;
tCP1 \u003d p (371.4 + 56) / 72 \u003d 18.6mm.
평균 고정자 코일 폭 bCP1
bSR1 = tSR1 uP1;
bСР1 = 18.6 7.2 = 133.6mm.
권선 ll1의 정면 부분의 평균 길이
ll1 \u003d 1.3 \u003d 279.6mm
평균 감기 길이 lcp1
lcp1 \u003d 2 (l1 + ll1) \u003d 2 (425 + 279.6) \u003d 1409.2mm.
권선 lv1의 정면 부분 오버행 길이
3. 농형 와인딩
비동기 자기 고정자 위상
병 홈이 있는 로터 와인딩을 사용합시다. h = 280mm.
그림에서 홈 높이. 9-12는 hp2 = 40mm와 같습니다.
2р=8 및 h = 280 mm에서 로터 백 hc2의 예상 높이
hc2 = 0.38 Dn2 - hp2 - Δdk2;
hc2 = 0.38 369.8 - 40 - ? 40 = 73.8mm.
로터 뒷면의 자기 유도 Vs2
Sun2 = Ф 106 / (2 kc l2 hc2);
Sun2 = 0.028 106 / (2 0.95 430 73.8) = 0.464 T
로터 외경 t2에 따른 톱니 분할
t2 = рDн2/z2 = р 369.8/86 = 13.4mm.
로터 Vz2 톱니의 자기 유도.
Int2 = 1.9T.
문학
1. Goldberg O.D., Gurin Ya.S., Sviridenko I.S. 전기 기계 설계. - M.: 고등학교, 1984. - 431s.
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유도 전동기의 전자기 부하 크기 및 선택. 홈 선택 및 고정자 권선 유형. 고정자의 톱니 영역의 권선 및 치수 계산. 농형 회전자와 자기 회로의 계산. 유휴 상태에서 전력 손실.
기말 보고서, 2012년 9월 10일 추가됨
4A100L4UZ 시리즈 DC 모터 데이터. 농형 유도 전동기의 주요 치수 선택. 톱니 영역 및 고정자 권선 계산, 슬롯 구성. 에어 갭 선택. 회 전자 및 자기 회로 계산.
기말 보고서, 2012년 9월 6일 추가됨
농형 로터가 있는 비동기 모터의 성능 특성 계산. 고정자 슬롯 수 결정, 고정자 권선 와이어 섹션의 권선 단계에서 회전합니다. 고정자의 톱니 영역과 에어 갭의 치수 계산. 주요 손실 계산.
기말 보고서, 2011년 1월 10일 추가됨
고정자, 회 전자, 자기 회로 및 유도 전동기의 손실 계산. 작동 모드 매개변수 및 시동 특성 결정. 비동기 모터의 열, 환기 및 기계적 계산. 샤프트의 강성과 강도를 테스트합니다.
기말 보고서, 2012년 10월 10일 추가됨
비동기 모터의 주요 치수 선택. 고정자의 톱니 영역 치수 결정. 회 전자, 자기 회로, 작동 모드 매개 변수, 작동 손실 계산. 시작 특성의 계산 및 구성. 비동기 모터의 열 계산.
기말 보고서, 2014년 9월 27일 추가됨
허용 전자기 부하 결정 및 모터의 주요 치수 선택. 무부하 전류, 권선 매개변수 및 고정자 톱니 영역 계산. 자기 회로의 계산. 크고 작은 미끄러짐에 대한 매개변수 및 특성 결정.
기말 보고서, 2015년 12월 11일 추가됨
고정자 권선과 다람쥐 회 전자의 절연. 능동 및 유도 권선 저항. 폐쇄형 타원형 슬롯이 있는 농형 로터의 권선 저항. 비동기 모터의 공칭 작동 모드 매개 변수 계산.
기말 보고서, 2011년 12월 15일 추가됨
3상 비동기 모터를 설계하기 위해 고정자 권선의 단면적, 톱니 영역의 크기, 에어 갭, 회 전자, 자기 회로, 작동 모드 매개 변수, 손실, 시동 특성 계산.
기말 보고서, 2010년 9월 4일 추가됨
고정자 권선의 확장 및 방사형 회로 구성, 단락 전류 벡터 결정. 유도 전동기의 원형 다이어그램 구성. 등가 회로에 따른 분석 계산. 비동기 모터의 성능 특성 구성.
테스트, 2014년 5월 20일 추가됨
비동기 모터의 무부하 전류, 고정자 및 회 전자 저항 결정. 고정자 권선의 주파수와 전압을 조절하는 법칙을 제공하는 전기 드라이브의 기계적 및 전기 기계적 특성의 계산 및 구성.