Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Определение потерь в стали сещечников статоров
1.1. Выбор метода оценки потерь в стали 16
1.2. Проектирование и тарирование фазньк роторов . 23
1.3. Исследование влияния неравномерности воздушного зазора на потери в стали 38
1.4." Установка для проведения исследований магнитных свойств стали сердечников статоров.40
Глава 2. Исследование технологического прсцесса изготовления сердечников статоров
2.1. Исследование влияния технологических операций на потери в стали сердечников статоров асинхронных двигателей 52
2.2. Исследование влияния запрессовки сердечников статоров . 64
2.3. Определение потерь в стали с учетом запрессовки сердечников в станину 73
2.4. Математическая модель технологического процесса изготовления сердечников статоров асинхронных двигателей 81
2.5. Определение границ для контроля электромагнитных характеристик сердечников статоров асинхронных двигателей. 89
Глава 3. Влияние технологии изг0т0еііенш на выбор асинхронных рольганговых двигателей
3.1. Исследование влияния рассеивания конструк- торско-технологических параметров на парал лельную работу асинхронных рольганговых дви гателей 110
3.2. Определение допустимого числа циклов в час при работе двигателей без статической нагрузки 120
3.3. Определение допустимого числа циклов в час для сложных режимов работы 129
3.4. Влияние электромеханических переходных про цессов на динамические постоянные рольганго вых двигателей 136
Глава 4. Определение динамической постоянной с учетом статической нагрузки и методика выбора рольганговых двигателей по динамической постоянной
4.1. Расчет динамической постоянной с учетом статического момента нагрузки для цикла работы: пуск, торможение, пауза... 153
4.2. Расчет динамической постоянной с учетом статического момента нагрузки для цикла работы: пуск, работа с установившейся частотой вращения, торможение, пауза 161
4.3. Влияние температуры окружающей среды на динамические постоянные 169
4.4. Получение регрессионной модели динамической постоянной для цикла работы: пуск, работа с установившейся частотой вращения, торможение, пауза 175
Заключение 183
Литература 186
Приложение 201
- Проектирование и тарирование фазньк роторов
- Исследование влияния запрессовки сердечников статоров
- Определение допустимого числа циклов в час для сложных режимов работы
- Расчет динамической постоянной с учетом статического момента нагрузки для цикла работы: пуск, работа с установившейся частотой вращения, торможение, пауза
Проектирование и тарирование фазньк роторов
Для проведения исследований влияния технологического процесса изготовления сердечников статоров на потери в стали и ток намагничивания выбран метод тарированного (калиброванного) ротора. Так как исследуемые двигатели выпускаются с коротко замкнутым ротором, то необходимо было спроектировать и изготовить фазный ротор. Основные требования, предъявляемые к фазному ротору: - магнитный поток, создаваемый обмоткой ротора в сердечнике статора, должен быть таким же или близким по величине, как и при нормальной работе двигателя в номинальном режиме, при этом значения индукций в ярме и зубцах статора соответствуют значениям при питании со стороны статора; - число пазов ротора Е2 выбирается из условия возможности выполнения трехфазной симметричной обмотки.
Для новой серии рольганговых двигателей 2АР и электродвигателей серии 4А 112 предусмотрены аналогичные технологические процессы изготовления сердечников статоров. Поскольку промышленный выпуск двигателей 2АР намечен с I986-1988гг., исследование сердечников статоров проведено на серийных статорах двигателей 4А II2M4, как наиболее массовых. Полученные результаты исследований будут использованы для обеспечения качества сердечников статоров при изготовлении рольганговых двигателей серии 2АР. Для этого спроектированы фазные роторы двигателей 2АР с высотой оси вращения 112 и 132 мм.
Для короткозамкнутого электродвигателя 4А II2M4 число пазов статора Zi = 36, 2= 34. При таком числе пазов ротора его обмотка получается с дробным числом на полюс и фазу (Q - - ), а трехфазная обмотка - несимметричной. Ближайшими числами для по лучения трехфазной симметричной обмотки в роторе с целым О являются Z2= 36 и Z2= 24.
Из условия создания в магнитопроводе статора таких же индукций как и при нормальной работе двигателя, рассчитываем число витков намагничивающей (основной) обмотки. Число проводников в пазу ротора с Я = 36 принимаем оп- 47, а обмотку выполняем из провода ПЭТВ 00,77/0,83 мм. Число витков измерительной обмотки принимаем равным числу витков основной обмотки. Обмотку выполняем из провода марки ПЭТВ 0 0,38/0,43 мм. Для измерения магнитного потока, создаваемого обмоткой ротора, укладывается полюсная обмотка. На рис.1-4 приведен эскиз паза фазного ротора, на рис.1-5 - эскиз паза с обмотками. Для проведения исследований на сердечниках статоров двигателей 4AII2M4 с Zf= 36 были спроектированы и изготовлены фазные роторы с i2= 36 и г= 24, а также беспазовые статоры и роторы.
Точность исследования технологического процесса и определения потерь в стали статора определяется погрешностью измерения потерь в стали сердечников роторов, поэтому рассмотрим вопросы тарирования фазных роторов.
При использовании метода калиброванного фазного ротора, принятого в наших исследованиях, потери в фазном роторе-индукторе должны быть известны. Нахождение потерь в стали сердечника ротора получило название "тарирование ротора". Для определения потерь в стали ротора-индуктора можно применить два метода.
По первому методу /84/ рекомендуется проводить тарирование в два этапа. Сначала тарируется магнитопровод сердечника статора. Для этого статор, в пазах которого размещены две трехфазные обмотки - намагничивающая и измерительная, собирают с ротором, изготовленным из электротехнической стали без пазов и обмотки.
С помощью машины постоянного тока методом "гистерезисного скачка" определяют потери в стали сердечника статора. На втором этапе беспазовый ротор заменяют на тарируемый фазный ротор, имеющий также две обмотки - намагничивающую и измерительную. При неподвижном роторе и питании со стороны ротора определяются суммарные потери в стали сердечника статора и ротора. По разности между суммарными потерями и потерями в статоре определяются потери в стали сердечника фазного ротора. Магнитный поток определяется по э.д.с. катушки, уложенной на ярмо ротора. Индуктор рекомендуется изготовлять из стали с возможно меньшими удельными потерями и с числом зубцов равным числу зубцов статора. Воздушный зазор предлагается минимальным.
С целью упрощения способа тарирования и повышения точности измерения потерь в стали ротора нами предлагается новый метод тарирования, на который получено авторское свидетельство /10/. Сущность его заключается в том, что фазный ротор тарируется непосредственно без промежуточных этапов. Для этого в пазы ротора укладываются две трехфазные обмотки, концы которых соединяются в звезду, а начала выводятся соответственно к своим контактным кольцам. Кроме этого, для измерения магнитного потока в верхнюю часть пазов ротора с шагом, равным полюсному делению, укладывается катушка, концы ее также выводятся к контактным кольцам. Наружный диаметр тарируемого ротора соответствует наружному диаметру серийного ротора, что обеспечивает измерение магнитного потока и потерь при номинальном воздушном зазоре. При вращении фазного ротора в серийном сердечнике статора двигателем постоянного тока в сторону, противоположную направлению вращения магнитного поля ротора с частотой, равной частоте вращения магнитного поля ротора, фазный ротор тарируется непосредственно без промежуточных этапов. На рис.1-6 показана установка для тарирования фазных роторов. Схема тарирования по предложенному методу приведена на рис.1-7, а на рис.1-8 - двигатель для тарирования фазного ротора.
Фазный ротор I (рис.1-8), насаженный на вал с коническим свободным концом 2, и содержащий две трехфазные обмотки - намагничивающую 3 и измерительную 4, собирается со статором 5 и щитами 6. Концы обмоток 3 и 4 выведены соответственно к контактным кольцам 7 и 8. Катушка 9, служащая для контроля магнитного потока, подключена к контактным кольцам 10. Все кольца расположены на специальной изолированной втулке II, позволяющей осуществлять механическое соединение вала 2 с валом вспомогательного двигателя постоянного тока. Определение потерь в стали сердечника ротора при тарировании производится по схеме трех ваттметров.
Тарирование ротора осуществляется следующим образом. К намагничивающей обмотке 3 подводится питание через контактные кольца 7. Вспомогательным двигателем вал 2 фазного ротора I приводится во вращение в сторону, противоположную направлению вращения магнитного поля ротора, и методом "гистерезисного скачка" определяются потери в стали сердечника ротора. Механические и добавочные потери покрываются двигателем постоянного тока. Проведем сравнение двух методов тарирования.
В случае тарирования статора гладким ротором добавочные потери в роторе покрываются за счет механической мощности, которую берет на себя двигатель постоянного тока /90,93/. Мощность, показываемая ваттметрами, состоит из основных потерь в стали статора A cm, потерь в измерительной обмотке цз и параллель-ной обмотке ваттметров
Исследование влияния запрессовки сердечников статоров
Запрессовка сердечников статоров в станины оказывает существенное влияние на потери в стали и ток намагничивания. Поэтому необходимо более подробно исследовать различные условия проведения этой технологической операции - запрессовка проточенных по наружной поверхности сердечников в холодные станины; - запрессовка сердечников проточенных и покрытых по наружной поверхности пропиточным лаком в нагретые до 300 С станины; - запрессовка непроточенных сердечников в холодные станины; - запрессовка в станины из алюминиевого сплава.
В качестве образцов выбирались станины и сердечники статоров из серийной заводской продукции. Величина натяга контролировалась и находилась в пределах допуска (0,05-0,23 мм). Результаты эксперимента приведены в табл.2-5 и на рис.2-4.
Потери в стали и намагничивающие токи при запрессовке сердечников в станины Примечание. Показатели измерения в числителе до запрессовки, в знаменателе - после запрессовки.
Анализ обработки экспериментальных данных показал, что во всех случаях при запрессовке сердечников в чугунные станины наблюдается увеличение основных потерь в стали в среднем от 20 до 30 %.
При запрессовке проточенных сердечников в холодные станины потери в стали в области расчетного натяга (от 0,05 до 0,23 мм) больше, чем при запрессовке в нагретые станины, в среднем на Ь% При запрессовке в холодные станины наблюдается большее рассеива ниє величины потерь. При запрессовке непроточенных сердечников в холодные станины наблюдается наименьшее увеличение потерь в стали. При хорошей шихтовке сердечников статоров превышение температуры обмотки статора снижается примерно на 3 С. Качество шихтовки сердечников определяется величиной неровностей (гребешков) листов в сердечнике. Хорошей считается шихтовка, при которой величина неровностей пакета не превышает 0,02-0,03 мм. Существующая технология изготовления сердечников не обеспечивает требуемого качества шихтовки и превышение температуры обмотки статора при отмене обработки увеличивается на 1-3 С.
Проведенный экспериментально-статистический анализ запрессовки сердечников в станины позволил получить ряд регрессионных зависимостей этой технологической операции.
Для проточенных сердечников, запрессованных в холодные станины, потери в стали сердечников после запрессовки при коэффициенте корреляции Z = 0,908.
Для проточенных сердечников, покрытых лаком и запрессованных в нагретые станины коэффициент корреляции = 0,895. Для непроточенных сердечников коэффициент корреляции Z - 0,957.
При расчете уравнений регрессии были использованы данные нескольких выборок, так как размах варьирования фактора в одной выборке мал и эффект отклика не обнаруживается, а изменение фак тора в более широких интервалах имеет отчетливый эффект /42/.
Как видно из таблицы 2-5 и рис.2-4, уменьшение потерь в стали при запрессовке непроточенных сердечников в чугунные станины по сравнению с запрессовкой проточенных сердечников составляет минимум 10 Вт (от 10 до 30 Вт). Отмена этой операции позволила бы сэкономить у заказчика за 5 лет эксплуатации при односменной работе двигателей со средней наработкой 1500 часов, при средней цене электроэнергии 0,01 руб/кВт час - 0,75 руб.
При объеме выпуска электродвигателей 500 тыс. штук в год экономический эффект у заказчика составит 375 тыс.руб.
При хорошей, ровной сборке сердечника обработка их по внешнему диаметру не требуется.
Как отмечалось ранее, одной из причин увеличения потерь в стали при запрессовке является деформация сердечника, вызванная натягом, однако, проведенные исследования влияния натяга в пределах его допустимых значений показали, что на долю этого фактора приходится около 15 % общего увеличения потерь. Кроме того, запрессовка сердечников с ослабленным натягом не дает существенного снижения потерь, а лишь усложняет крепление сердечника в станине. Одной из основных причин увеличения потерь в стали является ответвление электромагнитного потока в чугунную станину и, следовательно, использование ее как дополнительного магнито-провода. Была определена зависимость потерь в стали для неза-прессованного и запрессованного сердечника от величины магнитного потока в зазоре (рис.2-5). Из графиков видно, что разность между ординатами кривых I и 2, представляющих увеличение потерь в стали после запрессовки, увеличивается при индукциях близких к насыщению для данной марки стали, что объясняется возрастанием доли магнитного потока, вытесняемого в станину. Для подтверждения этого были проведены испытания сердечников статоров, запрессованных вначале в чугунные станины, а затем в станины из алюминиевого сплава.
Результаты испытаний фазным ротором и периодические, приведенные в табл.2-6 и 2-7, показали, что при запрессовке сердечников в станины из алюминиевого сплава увеличения потерь в стали не наблюдалось, а превышение температуры обмотки статора в этих двигателях ниже, чем у двигателей с чугунными станинами на 4-5 С. Однако, уменьшение величины активных потерь у электродвигателей со станинами из алюминиевого сплава ведет к некоторому уменьшению активной составляющей тока, а за счет уменьшения сечения суммарной стенки магнитопровода приводит к возрастанию реактивной составляющей тока. Это, при прочих равных условиях, вызывает незначительное снижение коэффициента мощности.
Определение допустимого числа циклов в час для сложных режимов работы
Для определения допустимого числа циклов в час рольганговых электродвигателей для сложных режимов работы в конце 30-х годов Т.Г.Амбарцумовым и Б.И.Кузнецовым на заводе "Электросила" была предложена методика. Проверка пригодности двигателя для конкретных условий работы проводилась на основании теплового баланса -выделенные в двигателе потери равны рассеянным в окружающую среду.
Проверку средних эквивалентных потерь электродвигателя предлагалось производить следующим образом. Определялись потери при установившейся частоте вращения, потери при пуске, торможении противовключением.
Потери в обмотке статора и ротора Суммарные потери где Рс , , Ptfx- - соответственно потери в стали, механические и добавочные. Эквивалентные токи статора и ротора за время пуска
Потери при торможении противовключением. Эквивалентный ток статора Потери в омотке статора М1Т 1 "І Потери в обмотке ротора принимаются равными утроенным потерям в роторе при пуске (момент инерции и схема включения двигателя предполагаются одинаковыми) мг т пЪ2г? Общие потери в двигателе при торможении противовключением Потери при динамическом торможении. Потери в обмотке статора при включении по схеме "Открытая звезда"
Потери в обмотке ротора определяются как Общие потери в двигателе при динамическом торможении - Общие потери за цикл где Ьп , оп » то/ м тл Оц - соответственно время установившейся работы, пуска, торможения и цикла определяются по общеизвестным формулам. Если применяется торможение противовключением и динамическое, то общие средние потери определяются по формуле где Zf - число включений; %2 - "число торможений противовключением; Z-3 - число динамических торможений. Если в цикле имеются другие нагрузки, как, например, стоянка под током короткого замыкания, работа в режиме моментного двигателя, пробуксовка и др., то это должно также учитываться в средних потерях за цикл.
Ожидаемое превышение температуры обмотки статора В эту методику автором введены следующие уточнения. 1) Потери при пуске в обмотках статора и ротора предложено определить точнее, если соответствующий эквивалентный ток вычислить по формуле77
В книге автора приведены значения токов и коэффициентов мощности холостого хода и короткого замыкания, а также диаметров круговой диаграммы для двигателей всей серии АР. По этим данным легко построить круговые диаграммы. Это возможно, если учесть, что вытеснение в обмотке ротора практически отсутствует, а небольшим насыщением стали можно пренебречь. Предполагается, что ускорение при пуске постоянно. Эти допущения не вносят существенной погрешности.
По заданной нагрузке определяется ток статора и находится точка на окружности, соответствующая этой нагрузке. Таким образом определится участок окружности, по которому будут перемещаться концы векторов статорного и приведенного роторного тока. Определение эффективных значений токов статора и ротора во время пуска по предложенной формуле не представляет затруднений, если указанный участок окружности разбить на т частей. 2) Эквивалентный ток статора при торможении противовключе-нием следует определять по формуле что позволяет с большей точностью определять потери в обмотке статора.
Коэффициент С учитывает увеличение тока короткого замыкания статора (и ротора) в режиме противовключения. Коэффициент можно найти по круговой диаграмме на участке S = I (короткое замыкание) и S - 2 (торможение противовключением). Расчет коэффициента С по формулам показал, что Of и С„ практически равны, разница составляет примерно I %. Для серии АР = 1,09-1,13. 3) Потери в обмотке ротора при торможении противовключени ем принимаются равными утроенным потерям в роторе при пуске. Но в методике "Электросилы" не учтена разница времени пуска ( tn ) и времени торможения противовключением ( tT ). Поэтому в опре деление потерь в роторе при торможении противовключением вводит ся поправочный коэффициент /Г
Расчет динамической постоянной с учетом статического момента нагрузки для цикла работы: пуск, работа с установившейся частотой вращения, торможение, пауза
Динамическую постоянную с учетом статической нагрузки для цикла работы: пуск, работа с установившейся частотой вращения, торможение, пауза определим через допустимое количество циклов, на основании теплового баланса.
Количество тепла, рассеиваемое двигателем за I час работы выделяемые двигателем за Z. циклов должны быть меньше или равны /у где Pfj , Рт , Ру - потери соответственно при пуске, торможении противовключением и р боте с установившейся частотой вращения при некоторой статической нагрузке; ty - время работы двигателя на установившейся частоте вращения.
Приравнивая уравнения (4.30) и (4.31) и решая их совместно с (4.26), получим допустимое число циклов в час при заданном ПВ для случая торможения противовключением с учетом статической нагрузки
Динамическая постоянная с учетом статического момента нагрузки и заданной ПВ при торможении противовключением Для случая динамического торможения допустимое число циклов в час Потери в двигателе при динамическом торможении где Рлс - добавочные потери при динамическом торможении. Динамическая постоянная с учетом статического момента нагрузки и заданной ПВ при динамическом торможении
В приложении I приведены рассчитанные динамические постоянные двигателей серии АР для основного исполнения при 50 Гц в зависимости от ПВ для различных моментов статической нагрузки от Мс - 0 до /Чс Мн Динамические постоянные имеют вид, показанный на рис.4-І. Значения динамических постоянных даны для ПВ = 40 и 100 %. Для других значений ПВ динамическая постоянная может быть легко найдена исходя из линейной зависимостиД „ от ПВ.
Результаты исследований показывают, что статический момент нагрузки существенно влияет на нагрев рольганговых двигателей и это необходимо учитывать при выборе двигателей. Как видно из таблиц приложения I, высокоскоростные (четырех и шестиполюсные) двигатели имеют малые значения динамических постоянных и поэтому предназначаются для длительных режимов работы с установившейся частотой вращения (транспортные рольганги). Многополюсные двигатели (2Р?-8) имеют высокие значения динамических постоянных при различных нагрузках и ПВ, что подтверждает /108/ целесообразность их использования для повторно-кратковременных режимов.
Следует отметить, что динамические постоянные при динамическом торможении меньше динамических постоянных при торможении противовключением. Это объясняется учетом потерь в обмотке статора. Поэтому с целью облегчения расчетов при выборе двигателей можно принять общую динамическую постоянную из условия торможения противовключением, но при этом следует ввести поправочный коэффициент учета потерь в статоре для динамического торможения. где В = I при самоторможении и торможении противовключением; jQ =1,05 1,20 для динамического торможения. Формулы для определения допустимого числа включений в час базируются на уравнении средних потерь. Однако это уравнение содержит ряд допущений, которые в той или иной степени оказывают влияние на его точность. Рассмотрим некоторые из них. 1. Принято, что среднее превышение температуры обмотки статора двигателя в одинаковой мере зависит как от потерь в меди статора, так и от потерь в обмотке ротора и потерь в стали. 2. При учете влияния статического момента на потери в обмотках статора и ротора двигателя в переходных режимах принято, что момент, развиваемый двигателем в этих режимах, является величиной постоянной и равной некоторому среднему значению. Для всех двигателей приняты единые усредненные коэффициенты для определения средних моментов при пуске, торможении противовключе » нием и динамическом торможении. Усредненные коэффициенты определены из статических механических характеристик. 3. Величины токов при пуске и торможении определены как средние эквивалентные значения. 4. Для всех электродвигателей принят один условный коэффициент теплоотдачи. В действительности он зависит от многих факторов: от коэффициента заполнения паза статора обмоткой, качества пропитки обмоток, состояния поверхности станин и щитов и т.д.
Именно этими допущениями и объясняется некоторое отличие расчетных значений динамических постоянных при Мс = 0 от каталожных значений. В таблице приложения I приведены опытные и расчетные значения динамических постоянных. Степень точности расчетных формул оценивалась сравнением результатов, полученных по предложенным формулам с экспериментальными данными. Погрешность расчета лежит в пределах до 10 %, Рассмотрим пример проверки электродвигателя АР 52-12 380 В 50 Гц по новой предложенной методике и по методике, приведенной
