Особенности новой конструкции и технологии прессовки магнитопроводов синхронных машин до 100кВт промышленной частоты Абовян Гагик Аветикович

Содержание к диссертации

Введение

Глава I. Традиционные конструкции статора и ротора.формирование конструктивно-технологическихтребований к разрабатываемым конструкциям 12

1.1. Конструкции статора синхронных генераторов до 100 кВт. Формирование требований к разрабатываемой конструкции 12

1.2. Конструкции явнополюсного ротора синхронных генераторов до 100 кВт. Формирование требований к разрабатываемой конструкции 22

1.3. О качестве шихтованных магнитопроводов (ШМ) 30

1.4. Цель работы 45

Результаты и выводы 46

Глава II. Обоснование и постановка задачи по комплексномуобеспечению показателей качества шихтованного магнитопровода 48

2.1. Комплекс показателей, характеризующий качество ШМ 48

2.2. Основные причины, препятствовавшие постановке задачи обеспечения комплекса показателей качества (КПК) в магнитопрово де 49

2.3. Обоснование возможности постановки задачи обеспечения КПК в магнитопроводе 52

2.3.1. Новый подход к решению задачи обеспеченияКПК в магнитопроводе 52

2.3.2. Конструктивно-технологические факторы (КТФ),влияющие на качество магнитопровода и степень их изменения в конкретном (ШМ(К)) и повторяемом (ШМ(П)) в производстве ШМ 54

2.3.3. Методика исследования зависимости КПК от давлений в конкретном магнитопроводе 55

2.3.4. Деформативные характеристики пакета ШМ(К) при многоступенчатых циклах "сжатие-разжатие". Способ ускоренного определения этих характеристик 56

2.3.5. Основные свойства пакета ШМ, подвергшегося многоступенчатым циклам "сжатие-разжатие" 67

2.3.6. Разработка способа прессовки пакетов ШМи выявление характерных давлений, обеспе чивающих КПК в ШМ(К) 68

2.4. Постановка задач 74

2.5. Последовательность решения задач 74

Результаты и выводы 80

Глава Ш. Методика обеспечения комплекса показателейкачества в конкретном шихтованном магнито проводе „ 81

3.1. Способ определения величины давления 4кРе обеспечивающего в пакете ШМ(К) заданное значение коэффициента КРе 81

3.2. Способ определения необходимых величин давлений прессовки ( Цпресс.) и обеспечения КПК ( 4 КПК ) в ШМ(К) 85

3.3. Способ определения необходимой величины давле ния фиксации пакета ШМ(К) - 91

Результаты и выводы 97

Глава IV. Экспериментальная проверка методики обеспечения комплекса показателей качества в конкретном магнитопроводе 99

4.1. Экспериментальное определение влияния изменения различных КТФ на коэффициент KFe и на давления. 101

4.2. Точность обеспечения коэффициентов r\Fe в пакетах ШМ при применении методики обеспечения КПК в ШМ(К) Ц8

4.3. Выявление причин и методика расчета величин коррек тировок длины пакетов ШМ 123

4.4. Об обеспечении коэффициентов r\Fe в производстве и выявлении рациональных их значений 127

4.5. Выигрыш в МДС возбуждения и КПД электрической машины при применении методики обеспечения КПК в ШМ(К) 132

4.6. Зависимость разнотолщинности и распушения магнито-провода от давления прессовки 135

Результаты и выводы 136

Глава V. Методика обеспечения комплекса показателей качества в повторяемых шихтованных магнито-проводах 141

5.1. Методика ускоренного определения допустимых пределов изменения величин КТФ, обеспечивающих заданные отклонения КПК в ШМ(П) 142

Результаты и выводы .146

Глава VІ. Метод обеспечения комплекса показателей качества в шихтованных магнитопроводах разных конструкций 147

6.1. Определение величины оптимального остаточного давления ( Цопт. ) яля готового жесткого пакета ШМ 147

6.2. Выявление требований к конструкциям и способам крепления пакетов ШМ, допускающим реализацию в них КПК 159

6.3. Метод обеспечения КПК в ШМ разных конструкций 159

Результаты и выводы 161

Глава VII. Новые конструкции бесстанинного статора иявнополюсного ротора ж сг до 100 квт.технологическое оборудование, эффективность работы 163

7.1. Конструктивно-технологические требования к разрабатываемым бесстанинному статору и явнополюс-ному ротору 163

7.2. Новая конструкция бесстанинного статора с заданным КПК в ШМ 163

7.3. Методика расчета бесстанинного статора на прочность и жесткость с учетом обеспечения КПК в ШМ 178

7.4. Модернизация конструкции полюса явнополюсногоротора генераторов серии ОС 183

7.5. Новая конструкция явнополюсного ротора с заданнымКПК в ШМ 185

7.6. Выявление конструкций пакетов ШМ, в которых возможно обеспечение КПК 192

7.7. Технологическое оборудование для прессовки-сварки пакетов ШМ 199

7.7.1. Полуавтоматические установки с определенными усилиями прессовки 199

7.7.2. Принцип обеспечения КПК в ШМ с автоматической корректировкой усилия при прессовке 200

7.8. Экономическая эффективность от применения новыхконструкций бесстанинного статора и явнополюсногоротора в генераторах серии ОС и основные итоги Результаты и выводы 207

Основные выводы 211

Литература 213

Приложение I

• Конструкции явнополюсного ротора синхронных генераторов до 100 кВт. Формирование требований к разрабатываемой конструкции
• Основные причины, препятствовавшие постановке задачи обеспечения комплекса показателей качества (КПК) в магнитопрово
• Способ определения необходимых величин давлений прессовки ( Цпресс.) и обеспечения КПК ( 4 КПК ) в ШМ(К)
• Точность обеспечения коэффициентов r\Fe в пакетах ШМ при применении методики обеспечения КПК в ШМ(К) Ц8

Введение к работе

Актуальность работы. В "Основных направлениях экономического и социального развития СССР на I98I-I985 годы и на период до 1990 года" указывается, что повышение эффективности и качества выпускаемой продукции является важнейшей народнохозяйственной задачей.

Для электрических машин до 100 кВт эта задача весьма актуальна в связи со значительными объемами их выпуска. Уровень технико-экономических показателей этих машин в основном определяется конструкцией и технологией изготовления узлов статора и ротора, выполненных, как правило, с шихтованными магнитопроводами (ШМ) .

Конструкции статора и явнополюсного ротора (РЯ), ставшие традиционными для современных синхронных генераторов мощностью до 100 кВт, на 50 Гц, 1500 об/мин (далее СГ или СГ до 100 кВт), тем не менее недостаточно технологичны (повышенная металлоемкость и трудоемкость изготовления) и нестабильны в качестве (значительный разброс массы стали в пакете ШМ, а также дополнительных зазоров в магнитопроводе "гребенчатого" РЯ и др.) при серийном производстве.

Основными направлениями повышения технологичности конструкций при разработке во Всесоюзном научно-исследовательском и проектно-конструкторском институте комплексного электрооборудования (ВНИЙКЭ г.Ереван) СГ общесоюзной серии ОС были выбраны: для статора - бесстанинное его исполнение, для ротора - создание конструкции, в которой реализуются достоинства широко применяемых РЯ.

Несмотря на существенную давность (1923 г.) идеи бесстанинного статора (БСС), область его применения, из-за отсутствия технологичной и малометаллоемкой конструкции,ограничивалась в основном микромашинами и выпуском в небольших количествах асинхронных дви-

Принятые в работе сокращения дополнительно даны в приложении I.

гателей (АД). Примеров выполнения БСС для СГ до 100 кВт не имелось. Серийному выпуску машин до 100 кВт в бесстанинном исполнении препятствовало также отсутствие методики расчета БСС на жесткость и прочность, тем более с учетом обеспечения требуемого качества пакетов ШМ.

Существенный вклад в повышение качества пакетов ШМ и технологичности их конструкции, а также в механизацию процессов их сборки внесен работами Бронина СВ., Веретника Л.Д., Гольдберга М.Е., Дагаева В.А., Дереша И.Х., Дружинина В.В., Кагана Я.И., Костроми-на В.А., Ревенко В.А., Хитерера М.Я., Видемана Е. (ФРГ), Келлен-бергера В. (ФРГ), Уолкера И. (Англия) и др.

Наряду с этим,анализ отечественных и зарубежных исследований по обеспечению требуемого качества пакетов ШМ показывает, что, несмотря на множество рекомендаций по давлениям прессовки (изменяющихся в диапазоне от 0,7 до 150 МПа), получение пакетов ШМ с заранее заданными отклонениями массы и длины практически не обеспечивается. Поэтому, как правило, механизация (автоматизация) процессов сборки пакетов ШМ для АД осуществляется корректировкой их длины (или предварительной и окончательной фиксацией расчетной длины пакета), а отклонения массы и потерь в стали не нормируются. В результате качественные показатели ШМ, следовательно, электромагнитные и энергетические показатели машин нестабильны. Между тем, устранение процесса корректировки длины (или массы) не только стабилизирует качество пакетов ШМ и машин, но и существенно повышает их технологичность, особенно в БСС.

Поэтому разработка новых технологичных конструкций БСС и РЯ для СГ, решение важной для электромашиностроения технологической задачи по обеспечению комплекса показателей качества (КПК) пакетов ШМ, гарантирующих стабильность технических параметров машины, и их реализация являются актуальными задачами.

Актуальность задачи обеспечения КПК в пакетах ШМ, в частности одновременное стабильное обеспечение расчетных масс и длин пакетов, для СГ серии ОС приобретает особое значение. Объясняется это применением в них самовозбуждения от третьей гармоники поля (с повышенной чувствительностью к изменению магнитного состояния машины) и современного требования к величине верхней уставки напряжения (которая выше чем в СГ серии ЕСС на Ъ%), В связи с этим, в СГ серии ОС возрастает необходимость в стабильности индукции по третьей гармонике поля и МДС возбуждения, т.е. обеспечения КПК в ШМ.

Целью работы является разработка и реализация новых технологичных конструкций БСС и РЯ, с технологическим обеспечением КПК в пакетах ШМ, для СГ серии ОС.

Основные задачи, вытекающие из поставленной цели, включали:

разработку метода по технологическому обеспечению КПК в ШМ;

разработку методики по ускоренному определению допустимых пределов изменения величин конструктивно-технологических факторов (КТФ), обусловливающих обеспечение КПК в ШМ в заданных пределах;

выявление требований к конструкциям и способам крепления пакетов ШМ, допускающим реализацию в них КПК;

разработку методики инженерного расчета БСС на жесткость и прочность с учетом обеспечения КПК в ШМ;

конкретную разработку для всех типоисполнений СГ серии ОС новых технологичных конструкций БСС и РЯ с обеспечением КПК в ШМ;

разработку рекомендаций для проектирования и реализации полуавтоматического оборудования по прессовке-сварке пакетов ШМ с заданным КПК применительно к серийному производству генераторов типа ОС.

Научная новизна. Впервые решены основные вопросы проектирования и изготовления пакетов ШМ (из цельноштампованных листов) с

обеспечением КПК путем разработки:

метода обеспечения КЖ в ШМ и способа ускоренного определения его деформативных характеристик;

технических требований к конструкциям и способам крепления пакетов ШМ;

эффективного способа прессовки пакетов ШМ и способов определения требуемых величин характерных давлений;

методики ускоренного определения допустимых пределов изменения величин КТФ, обусловливающих обеспечение КЖ в ШМ в заданных пределах;

принципа обеспечения КЖ в ШМ с автоматической корректировкой усилия при прессовке;

рекомендаций по проектированию полуавтоматических установок для прессовки-сварки пакетов ШМ, обеспечивающих заданный КЖ без корректировки длин пакетов.

Автор защищает:

1. Решения основных вопросов проектирования и изготовления пакетов ШМ с обеспечением КЖ, приведенные в разделе "Научная новизна" .

2. Новые конструкции бесстанинного статора и явнополюсного ротора для СГ серии ОС.

Практическая ценность работы состоит в том, что использованием приведенных выше новых конструктивно-технологических решений в СГ серии ОС достигается:

уменьшение металлоемкости и трудоемкости изготовления генераторов за счет замены станины нажимными плитами, а также замены РЯ с привинчиваемыми полюсами предлагаемой новой конструкцией (при модернизации СГ серии ОС);

повышение качества пакетов ШМ путем применения предложенного метода обеспечения КЖ в ШМ;

- II -

возможность повышения коэффициента заполнения пакетов сталью ( r\Fe) при практически незначительном увеличении потерь в стали ШМ;

сокращение разброса электромагнитных и энергетических показателей генераторов;

снижение трудоемкости изготовления СГ за счет механизации процесса прессовки-сварки пакетов ШМ.

Принятые в работе буквенные обозначения дополнительно даны в приложении 2,

Г Л А В A I ТРАДИЦИОННЫЕ КОНСТРУКЦИИ СТАТОРА И РОТОРА. ФОРМИРОВАНИЕ КОНСТРУКТИВНО-ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ТРЕБОВАНИЙ К РАЗРАБАТЫВАЕМЫМ КОНСТРУКЦИЯМ

Синхронные генераторы необращенного явнополюсного исполнения, с аксиальной самовентиляцией, общепромышленного назначения, для агрегатов питания от 4 до 100 кВт на 1500 об/мин, 50 Гц, 230 и 400 В (далее СГ или СГ до 100 кВт) - характерны значительным выпуском и разнообразием применения.

При разработке во ВНИИКЭ новой серии ОС таких СГ было рассмотрено применение новых конструктивных решений [2.10, 2.22, 4.1-4.5, 5.2]. Основными из них являются решения по системе возбуждения [4.1, 4.4, 4.5 и др.] , конструкции статора [2.ю] и ротора [5.2] .

В данной работе рассматриваются вопросы, связанные с разработкой для СГ новых технологичных конструкций статора и ротора (необмотанных) с обеспечением требуемого качества пакетов ШМ.

I.I. Конструкции статора синхронных генераторов до 100 кВт. Формирование требований к разрабатываемой конструкции

Распространенной традиционной (еще со времен Доливо-Добро-вольского [і.5, І.І2]) конструкцией статора, рассматриваемых в работе необращенных явнополюсных СГ до 100 кВт промышленной частоты, является станинная (серии ЕС, ЕСС, ДГФ). При ней пакет ШМ вложен в основной несущий элемент-станину (рис.1.1). Для СГ со значительным объемом выпуска,станины - обычно литые чугунные.

В таких конструкциях достаточно отработаны решения основных

Рис.I.I. Конструктивная схема трациционной синхронной машины мощностью до 100 кВт на 50 Гц со станинным статором и ее охлаждение.

I - станина; 2 - пакет статора; 3 - щит подшипниковый; 4 - ротор; 5 - вен
тилятор; 6 - лобовая часть статорной обмотки; 7 - катушка обмотки возбуж
дения; 8 - роторный воздушный междуполюсный канал;⁽>статорный воздушный
канал.

компоновочных, вентиляционных и технологических вопросов. В то же время их производству присущи и недостатки:

массы литья велики, формы его сложны, практических перспектив автоматизации такого литья в производстве СГ до 100 кВт в подотрасли нет, а транспортировка удорожена;

работы по литью в основном ручные, малопроизводительные, в загрязненных условиях. При этом литейные, складские и производственные площади чрезмерно велики, а себестоимость литья высока;

качество литья низко, брак велик (до 15%);

радиальная жесткость станины недостаточна;

номенклатура литья для СГ разных мощностей велика;

запрессовка в станину обмотанных и пропитанных магнитопрово-дов снижает надежность обмотки, деформирует пакет [2.4l], увеличивает потери в стали [2.16_|. При этом наблюдаются и разрывы станин (до 1%);

мехобработка замков выполняется на обмотанном статоре, снижая надежность обмотки;

технология получения пакета ШМ несовершенна, так как сборка его проводится с корректировкой длины, что приводит к нестабильности качества ШМ, электромагнитных и энергетических показателей машины;

корректировка длины и лакировка листов затрудняют механизацию (автоматизацию) прессовки-сварки пакета.

Анализ состояния вопроса, проведенный при проектировании СГ серии ОС L8.IJ показал, что для устранения этих недостатков традиционного статора перспективен переход на конструкцию бесстанинного статора (БСС), если она будет достаточно проста и технологична в условиях нынешнего серийного производства общепромышленных СГ до 100 кВт.

При БСС основные несущие функции переносятся на пакеты ШМ,

обычно зажимаемые между двумя торцевыми плитами (ТП) и скрепляемые элементами крепления (ЭК). Такой ШМ должен отличаться более высокими, чем при станинном исполнении прочностью и жесткостью. Для СГ до 100 кВт примеров выполнения БСС не имелось, в отличие от асинхронных. Поэтому ниже рассматриваются некоторые специфические особенности этих генераторов с целью выявления возможности их перевода на бесстанинное исполнение.

Используя это, а также анализируя известные характерные работоспособные для машин до 100 кВт конструкции БСС, можем выявить основные технические требования к конструкции БСС для серийных СГ до 100 кВт.

Перевод рассматриваемых СГ на бесстанинностъ, при которой ШМ лишен наружной оболочки, защищающей от осадков, облегчен тем, что они работают и хранятся в помещениях или под навесом. Но работы по созданию простой и технологичной конструкции БСС очень затруднены тем, что станиной явноплюсного СГ выполняется также и функция интенсификации охлаждения - проведением части воздуха по каналам между пакетом и станиной (рис.1.1). Воспроизведение же данной функции в БСС сложно. Правда, это было сделано в БСС асинхронного двигателя фирмы иМ matins , Англия (18 кВт, 1500 об/мин, 50 Гц), но оно привело к малоприемлемому усложнению как конструкции в целом, так и контура статорного листа (рис.1.2).

С учетом этого, при разработке СГ серии ОС выявилась необходимость рассмотрения тепловых и вентиляционных характеристик СГ с системой охлаждения по рис.1.1. Оно проводилось [2.9, 2.IIJ на станинных широко применяемых СГ типа ЕС и ЕСС.

Оказалось, что перегревы обмоток машины (необращенных, явно-полюсных, с dp- h ) практически не менялись от перекрытия статор-ных каналов. Такой результат нашел объяснение при рассмотрении коэффициента теплоотдачи сА охлаждаемых поверхностей и движения

Рис.I.2. Конструктивная схема бесстанинного статора асинхронного двигателя фирмы BufiG motots (Англия).

I - пакет ШМ; 2 - сварные швы; 3 - щит подшипниковый; 4 - штифт; 5 - отверстие под штифт; 6 - канал для опорного стержня; 7 - опорный стеркенъ; 8 - ршл-болт; 9 - внутренняя резьбе в стержне; 10 - болт; II - охлаждающие каналы; 12 - лист статора

воздуха по каналам - статорному и междуполюсному роторному.

Измерение величин oL этих генераторов способом [2.42J показало, что они находятся в пределах 167 (для лобовых частей статора) - 100 (для обмотки возбуждения) ВТ/С nt - по поверхностям, омываемым воздухом от междуполюсных каналов. Эти значения намного больше величин (а поверхностей, омываемых воздухом статорных ка-налов (30-40 Вт/ См). При перекрытии статорных каналов измеренный расход воздуха снижался всего на 16-26,5$. При этом величины оС поверхностей, до перекрытия омываемых воздухом каналов статора, и так незначительные, понизились лишь вдвое. Таким образом, находит объяснение выявленная малость эффекта статорных каналов в охлаждении данных СГ (и подобных им по мощности, геометрии, электромагнитным и тепловым нагрузкам). Тем самым, выявляется возможность отказа от статорных каналов в БСС серии ОС, вследствие чего конструкция может быть существенно упрощена.

Эмпирически было установлено [2.IIJ, что достаточно эффективное охлаждение без статорных каналов в подобных машинах сохраняется при дополнительных условиях, вполне выполнимых для проектирования и производства:

в пазах железа ротора свободное от обмотки возбуждения (и ее деталей) сечение, образующее вентиляционный канал, должно составлять от площади паза не менее 35% (У габарит),40% (УП) и 45$ (IX);

многорядные катушки возбуждения должны быть качественно намотаны под натягом. Их конструкция, пропитка и цементация должны обеспечивать монолитность при работе;

отношение суммарного вылета обеих лобовых частей статорной обмотки и длины пакета должно быть

^ж'Здесь и далее (с учетом разработанного в работе способа прессовки пакетов ШМ) буквенные обозначения со стрелкой вверху условно показывают: —>- - значение величины при сжатии ШМ; -«- - при разжатии.

Идея бесстанинности статора проявилась еще в 1923 г., когда Шарлоттенбургом была предложена L5.7J облегченная станина, выполненная в виде стального каркаса, собранного с помощью заклепок или болтов. Но она не нашла применения из-за высокой трудоемкости и стоимости материалов.

В ряде известных конструкций БСС пакет ШМ совместно с ТП собирались посредством: заклепок (.5.13.1; винтов L5.5J; болтов или шпилек [б. 18]; гофрированных полос [5.4], или полос со специальным профилем [ 5.9], которые при прессовке в продольные профильные наружные канавки пакета распрямлялись, фиксируя листы с плитами; обычных полос L5.IIJ или стержней [б.Щ, впрессованных в наружные канавки ШМ, загибающихся на торцы ШМ; стержней (установленных свободно в наружных канавках ШМ), концы которых сваривались с торцевыми плитами [5.20j и др.

Эти БСС нашли применение в основном в микромашинах и в АД малых мощностей.

Известны также конструкции БСС [5.19, 5.22 и др.] с охлаждающими наружными ребрами, сборка которых осуществляется заливкой алюминиевым сплавом под давлением. Высокие конечные давления в пакете, приводящие к существенному (до 46%) росту потерь в стали в сравнении с исходными потерями [2.19], а также недостаточная мощность литейных машин препятствуют распространению этих конструкций на машины больших габаритов.

Конструктивно более жесткими и работоспособными для машин до 100 кВт являются БСС, в которых ЭК - полосы сварены как с ТП, так и с пакетом ШМ по всей его длине [5.16, 5.2IJ. Работоспособными являются и конструкции ШЛ и БСС [5.8, 5.15], замоноличиваемых без ЭК - клеем [5.12, 5.17 и др.], а также сварными швами [2.13, 2.14, 2.30, 2.39 и др.].

Рассмотрение разнообразных конструкций БСС, предназначенных

для АД, применительно к СГ до 100 кВт, показало, что целесообразно особо остановиться на анализе двух характерных конструкций: по патенту № I0440I (ЧССР) [ 5.2IJ и фирмы BuBfi motors (Англия).

В первой (рис.1.3) - пример традиционного подхода - ИМ (I) за-моноличен между двумя стальными ТП (2), с замковыми выточками (3) для подшипниковых щитов. Плиты притянуты стальными же ЭК, могущими служить и охладительными ребрами (4). Воедино пакет, ТП и ЭК скреплены сварными швами (5). Конструкция характерна чрезмерным использованием стали (массивные ТП) и ручной сварки.

Вторая же конструкция - пример нетрадиционности (рисЛ.2). В ней пакет ШМ (I) замоноличен отдельно - без применения ТП и ЭК: сначала аксиальными наружными сварными швами (2), затем пропиткой пакета в клеяще-изолиругощем составе, с последующей сушкой-запеч-кой в подпрессованном состоянии. Неприменение ЭК и ТП снижает металлоемкость БСС, но отсутствие ТП вынуждает вместо обычного испытанного замкового соединения со щитами (3) использовать экзотичное и трудноосуществимое (по точности) в условиях серийного производства СГ сочленение. При нем щит и пакет от радиального смещения фиксируются соединением штифт (4) - отверстие (5), а от аксиального - упором на свободно проходящие сквозь каналы (6) в углах пакета торцы стальных опорных стержней (7). В стержни ввинчиваются рым-болты (8).предусмотрена и внутренняя резьба (9) для привинчивания щита болтами (10).

Характерен и наружный прямоугольный контур листа, углы которого использованы для конструктивных функций - для проведения охлаждающего воздуха через статорные каналы (II), для установки штифтов и опорных стержней. Недостатком следует считать то, что контуры листа (12) сложны, а участки в его углах не несут дополнительную и целесообразную здесь (при lp~ k ) функцию снижения ЩС и потерь в спинке использованием рассыщения в углах. В данном

го о

Рис.1.3. Конструктивная схема бессташшного статора асинхронного двигателя по патенту )h I0440I [б.2і](ЧССР). I - пакет; 2 - плита торцевая (стальная); 3 - замковая выточка; 4 - элемент крепления; 5 - сварочный шов

случае это было бы осуществимо без завышения заготовительной массы динамной стали. Недостаток таких БСС - в низком коэффициенте ^р_е, а также в неприемлемой для серийного производства технологии сборки пакета.

Особенности и недостатки характерных БСС были учтены при разработке новой конструкции.

В конструкции БСС для СГ серии ОС для облегчения ее выпуска необходимо было сохранить основные материалы и процессы, ныне используемые в серийном производстве общепромышленных СГ до 100 кВт. В нем применение литой стали, монолитизации пакета склеиванием -исключено; использование стального проката и малопроизводительной ручной сварки - ограничено; несложная автоматизация в процессах прессовки и сварки пакетов - целесообразна. При этом пакеты статора собираются из цельноштампованных листов горячекатаной динамной стали, покрываемой изолирующим лаком. Производственные ограничения усложняют разработку приемлемой конструкции. "Запрет" на сталь принуждает для корпусных деталей БСС ограничиваться обычным серым чугуном, из-за несвариваемости которого осложняется сборка, а хрупкость и непрочность при изгибе - завышают массу БСС. Преимущественное использование лакированных листов снижает качество сварных швов по пакету.

В итоге, для проектирования БСС СГ до 100 кВт могут быть сформированы следующие основные конструктивно-технологические требования [2.ю]:

3. Уровень показателей технологичности должен превосходить станинное исполнение, с возможностью широкой механизации (автоматизации) процессов литья, прессовки-сварки пакета и сборки БСС;

4. Конструкция должна обеспечивать генерацию электроэнергии высокого качества, притом без ощутимых добавочных потерь в конструктивных контурах;

3. Статорные вентиляционные каналы должны отсутствовать. Но при зтом должны выполняться оговоренные выше условия, приведенные также в [2.IIJ;

4. Контур листа должен быть выполнен некруговым, - с утолщенной спинкой в углах для рассыщения магнитопровода и базирования конструктивных элементов;

5. БСС должен изготовляться из материалов, применяемых в производстве общепромышленных СГ до 100 кВт;

6. Металлоемкость конструктивных элементов должна быть заметно снижена;

7. Должны быть стабильно обеспечены требуемые прочность, жесткость, монолитность пакета и цилиндричностъ формы его расточки -обычными для производства СГ технологическими операциями;

J3. Должна быть обеспечена в допустимых пределах расчетная длина 4ІКре и практическая равнотолщинностъ пакета (входящие в осевую размерную цепь машины), при неизменной расчетной массе ( LlKFe ) и практически небольшом росте потерь в стали, обусловливаемых, в итоге, давлением в пакете.

Таким образом, одна из целей данной работы - разработка БСС для СГ до 100 кВт, конструкция которого удовлетворила бы заданным требованиям (по пунктам 1-8).

1.2. Конструкции явнополгосного ротора синхронных генераторов до 100 кВт. Формирование требований к разрабатываемой конструкции

Распространенными конструкциями явнополюсных роторов (РЯ) в современных серийно выпускаемых СГ до 100 кВт являются РЯ с неразъемным и с разъемным шихтованными магнитопроводами. Последние можно подразделить на РЯ:

со съемными полюсами;

со съемными полюсными наконечниками.

РЯ с неразъемным магнитопроводом применены в СГ типа ДГФ (рис.1.4).

Наиболее характерным представителем РЯ со съемными полюсами является конструкция с привинчиваемыми полюсами (СГ типа ГСФ, МСС - рис.1.5), а со съемными полюсными наконечниками - РЯ с гребенчатыми наконечниками (СГ типа ЕСС, ЕСС5 - рис.1.6).

Особенности этих характерных конструкций РЯ общепромышленных серийно выпускаемых машин приведены в сводной таблице I.I.

Как видно из таблицы I.I, в конструкциях РЯ с неразъемным магнитопроводом и с привинчиваемыми полюсами успешно решен вопрос установки технологичной и эффективной демпферной обмотки. Однако при "неразъемном" РЯ малопроизводительна (для коэффициента полюсного ПерекрЫТИЯ oL ^ U,О ) _или труДНООСущеСТВИМа (ПРИ СЛ 5J 0,75)

намотка обмотки возбуждения. При "привинчиваемом" РЯ - значительны металлоемкость конструкции (бочка вала, массивные винты) и трудоемкость по мехобработке и сборке; форма кривой напряжения недостаточно удовлетворительна и нестабильна (по сравнению с РЯ с крестовиной) из-за трудности симметрической установки отдельных полюсов на валу ротора.

Там же показано, что в "гребенчатом" РЯ наряду с общей технологичностью конструкции, меньшей металлоемкостью и со стабильной формой кривой напряжения, практически не решен вопрос установки приемлемой демпферной обмотки, а ЩС возбуждения из-за дополнительных зазоров весьма нестабильна и велика.

Поскольку в современных серийных СГ до 100 кВт на 50 Гц необходимы: установка роторных (в основном для улучшения качества электроэнергии) демпферов; устранение нестабильности формы кривой напряжения и тока возбуждения; повышение общей технологичности

Рис.I.4. Конструктивная схема язнополюсного ротора с неразъемным магнитопровоцом, применяемая в СГ типа ДО.

I - магнитопровоя; 2 - Еал; 3 - обмотка воз-Суждения; 4 - демпферная обмотка

Рис.1.5. Конструктивная схема язнополюсного ротора со съемными полюсами (привинчиваемое исполнение), применяемая в СГ серии МСС и

типа ret».

I - полюс; 2 - вал; 3 - бинт; 4 - обмотка

возбуждения; 5 - демпферная оСкс-тка

Рис.І.б.Язнопошосннй ротор "гребенчатой" конструкции со

съемными полисными наконечниками (СГ типа ECG-82-72, 30 кВт, IdOO об/мин. 50 Гц).

I - ярмо; 2 - зал; 3 и 4 - низкая и высокая крестовины (листы);с -полюсный наконечник; 6 и 7 - низкий

_ff-Я

высокий пакеты; 8 - шпилька.

Рис.1.7. Конструкция демпферной обмотки язнополесного "гребенчатого" ротоэа синхронной машины. (А.с. .¹ё 40052 по [5.11).

I - пакет из высоких листов; 2 - пакет из низких листов; 3 - полисный наконечник; 4 - немпфешыи стержень; 5 - л

Таблица I.I

Особенности характерных конструкций явнополюсных роторов (ЕЯ) с ШМ общепромышленных серийно выпускаемых СГ до 100 кВт

Достоинства

Недостатки

РЯ с неразъемным магнитопроводом -- рис.1.4 (лист-крестовина с полюсными наконечниками)

1. Небольшая трудоемкость по сборке маг-нитопровода.

2. Легкость установки технологичной и эффективной демпферной обмотки.

3. Высокая надежность обмотки возбуждения.

4. Стабильность формы кривой напряжения и тока возбуждения, минимальный уровень последнего.

5. Возможность отказа от обточки ротора в производстве.

6. В связи с этим сравнительная легкость обеспечения начального самовозбуждения путем использования магнитотвердой и труднообрабатываемой вставки в пакете ШМ.

I. Сложность и трудоемкость как намотки, так и ремонта обмотки возбуждения непосредственно на магни-топровоце даже при коэффициенте полюсного перекрытия с^ ^ 0,6 (да).при

oU 0,75 (СГ серии ОС) -намотка вообще трудноосуществима. 2.Неудобство от пропитки обмотки возбуждения вместе с магнитопроводом.

Продолжение таблицы I.I

РЯ со съемными по люсами - рис.1.5. (Полюс - ШМ, привинчиваемый к б оч ке вала [і.з])

- I. Намотка и пропитка обмот ки возбуждения в виде от цельного узла, резко облегчающая эти процессы. 2. Легкость установки техно логичной и эффективной демпферной обмотки.

- I. Высокая трудоемкость по механической обработке, непосредственно связанная со сборкой магнитопровода.

2. Повышенная металлоемкость конструкции (бочка вала, массивные винты).

3. Нестабильность и малоудовлетворите льностъ формы кривой напряжения.

4. Необходимость отдельной сборки нескольких громоздких и тяжелых шихтованных полюсов.

5. Сложность изготовления полюсов длиной свыше 300 мм с сохранением требуемой правильной геометрической формы.

6. Трудности в сборке тяжелых полюсов (с надетыми обмотками возбуждения) с валом.

7. Затруднения с надежным обеспечением достаточного напряжения для самовозбуждения.

-v3

Продолжение таблицы I.I

РЯ со съемными полюсными наконечниками -рис.1.6 ("гребенчатый" РЯ, лист ярма-кресто-вина, лист наконечни-ка-сегмент [і.з])

1. Намотка и пропитка обмотки воз- I. буждения в виде отдельного узла.

2. Сборка магнитопровода без дополнительной механической обработки ШМ.

3. Стабильность формы кривой напря- 2: жения.

4. Достаточно высокое остаточное 3. напряжение для самовозбуждения (сегменты - из тонколистовой конструкционной стали).

5. Отсутствие бочки вала, небольшое сечение элементов крепления, уменьшающие металлоемкость конструкции. 4.

6. Легкость сборки полюсных наконечников на крестовине из-за их небольшой массы.

Практическая невозможность установки технологичной и эф-эективной демпферной обмотки. Изобретение [б.і] также не решает эту задачу (см.рис.1.7) Чрезвычайная нестабильность тока возбуждения. Достаточно высокая трудоемкость сборки магнитопровода из-за необходимости чередования низких и высоких пакетов крестовины и сборки множества сегментов (наконечников).

Повышенная затрата листового проката (сегменты наконечников изготавливаются из тонколистовой конструкционной стали).

конструкции, то выявляется настоятельная необходимость разработки новой перспективной конструкции РЯ.

С учетом анализа особенностей характерных конструкций (табл. I.I), в итоге, для проектирования перспективного РЯ могут быть сформированы следующие основные конструктивно-технологические требования:

7. Уровень показателей технологичности, превышающий показатели распространенных серийно выпускаемых характерных конструкций РЯ - "привинчиваемой" и "гребенчатой";

8. Конструкция магнитопровода должна допускать установку технологичной и эффективной демпферной обмотки, аналогичной РЯ "привинчиваемому" и "с неразъемным магнитопроводом";

9. Ярмо магнитопровода должно быть собрано из листов в виде крестовины для облегчения обеспечения чистоты формы кривой напряжения;

10. Стабильность ЩО возбуждения, ее величина и металлоемкость нового РЯ должны быть лучше, чем в "гребенчатом". Уровень остаточного напряжения должен быть близок к нему;

11. Катушка возбуждения должна быть выполнена в виде отдельного съемного узла;

12. Должно быть обеспечено малометаллоемкое, нетрудоемкое и надежное соединение частей магнитопровода - на уровне, не уступающем "гребенчатому" РЯ;

13. Должна быть обеспечена требуемая жесткость магнитопровода и стабильность зазоров при работе машины;

14. Должны быть обеспечены расчетные длины пакетов ШМ при их неизменных расчетных массах и практической равнотолщинности.

Таким образом, целью работы является также и разработка перспективной технологичной конструкции явнополюсного ротора, удовлетворяющей заданным требованиям (по пунктам 1-8).

_{- зо -}

1.3. О качестве шихтованных магнитопроводов (ШМ)

Анализ сформированных конструктивно-технологических требований (п.п.1-8) к перспективным конструкциям БСС и РЯ показывает существенную их общность. Наиболее общими, характерными как для БСС и РЯ, так и для ШМ вообще, являются требования п.п.7 и 8, которые относятся к обеспечению необходимого качества ШМ. В то время как требования п.п.1-6 являются достаточно ясными и конкретными, вопросы обеспечения требуемого качества ШМ, даже в постановочном плане, вызывают необходимость конкретизации и уточнения задач исследования.

Отдельные аспекты качества ШМ были и являются объектами рассмотрения ряда исследований. В связи с необходимостью одновременного обеспечения ряда показателей качества ШМ в перспективных конструкциях БСС и РЯ, ниже рассматривается состояние совокупности вопросов, относящихся к качеству ШМ.

Одной из важных задач в процессе проектирования и изготовления электрических машин является разработка технологичных конструкций ШМ с определенными показателями качества, обеспечивающими в производстве стабильные уровни как основных электромагнитных и энергетических показателей машин, так и длин пакетов, что создает необходимые условия для механизации (автоматизации) процессов их сборки.

В связи с тем, что от качества сборки пакета ШМ существенно зависит также и возможность механизации последующих операций (изолировки пазов, намотки и др.), то ШМ можно отнести к одному из основных узлов машины, во многом предопределяющим ее производственно-экономические показатели Ll.I5j. Так например, увеличение коэффициента KFe пакетов ШМ статора и ротора АД (4A90L 4) от 0,95 до 0,96 обеспечивает экономический эффект свыше 300 тыс.

- ЗІ -

руб. на Імлн. двигателей, и может дать экономию меди ~ 9% |_2.28j.

Рассмотрение работ I968-I97I гг. [2.24, 2.29 и др.] , относящихся к технологии сборки пакетов ШМ и обеспечению их качества, показало, что к сердечникам и листам статоров АД предъявлялись разноречивые и часто необоснованные требования: отклонение массы сердечника в обе стороны не более массы одного листа; отклонение длины сердечника от 0,5 до 4 мм или в пределах 0,5 мм; требования к точности размеров листов были необоснованно разнообразны; на чертежах листов в большинстве случаев не указывались допустимые высоты заусенцев и толщины электроизоляционного покрытия; на чертежах сердечников отсутствовали (либо давались необоснованные) вежчины давлений прессовки; отсутствовал также ряд требований по точности геометрических размеров сердечников.

В настоящее время столь различные, неполные и, в ряде случаев, малообоснованные требования продолжают предъявляться также к листам и сердечникам серийно выпускаемых СГ до 100 кВт. А отсутствие обоснованных и унифицированных требований к листам и ШМ СГ сдерживает разработку как базовых надежных конструкций и типовой технологии изготовления ШМ, так и специального несложного оборудования для механизации (автоматизации) сборочных работ.

Определение обоснованных требований к листам и ШМ вообще и их обеспечение - достаточно сложные задачи, зависящие от многочисленных и разнообразных по сочетаниям величин факторов, и нуждающиеся во всестороннем рассмотрении |_ 1.15J. Конечной целью их решения является повышение качества ШМ и электрических машин в целом.

До настоящего времени еще не сформирован комплекс показателей качества (КПК), достаточно полно характеризующий качество ШМ электрической машины.

Вместе с тем, как показано в нижеприведенном анализе известных данных, основная тематика задач по исследованию ШМ АД, в ее

разрозненном и часто недостаточно взаимно связанном виде, касается:

уточнения допускаемых отклонений массы и длины пакета ШМ;

уточнения расчета величины остаточного усилия разжатия пакета;

обеспечения условий сохранения стабильной плотности пакета при длительной работе;

определения влияния различных КТФ на рост потерь в стали ШМ;

обеспечения необходимой точности геометрических размеров пакета (размеров пазов в свету, цилиндричность расточки и др.);

уменьшения влияния разнотолщинности листов на разнотолщин-ностъ пакета ШМ, особенно в пакетах, заливаемых алюминиевым сплавом.

Перечисленная тематика задач в значительной мере охватывает основные показатели качества ШМ.

Рассмотрим результаты этих исследований.

А. Фактические отклонения в массе или длине пакета ШМ. Стабильное обеспечение расчетных длин пакетов ШМ с допустимыми отклонениями является необходимым условием механизации (автоматизации) процессов сборки пакетов (особенно заливаемых алюминием [і.15, 2.30, 2.32, 2.35, 2.36, 2.39, 2.40, 2.46 и др.] ) и обмо-точно-изолировочных работ. А стабильное обеспечение расчетных масс и длин - является одним из основных условий стабильности электромагнитных и энергетических показателей машины [ 2.14,2.37, 2.38 и др.] .

Зависимости, приведенные в[і.З, І.І5, 2.24, 2.29, 2.38 и др.], выражающие соотношение между массой и длиной пакета ШМ,.в итоге можно записать в виде:

CkFe ⁼ S helltehh , (i.i)

где о - площадь поверхности листа, cwr; ((р_е - плотность динам-

ной стали, г/см ; Кре - заданный коэффициент заполнения пакета сталью; UKFe(^r) иІЇИре (см) - расчетные значения массы и длины пакета ИМ, соответствующие заданному значению коэффициента KFe .

В Li-15J коэффициент \ih в зависимости (I.I) воспринимается и как относительная материалоемкость (М) ШМ.

Отечественный опыт показывает L 2.29J, что при сборке ШМ,рассчитанных по (I.I) и прессуемых рекомендуемыми в литературе давлениями прессовки, требуются корректировки их массы или длины. Это вызвано наличием технологических погрешностей в производстве Li.15J и применением недостаточно обоснованных для каждого ШМ фиксированных давлений прессовки.

Такое же положение констатируется и в зарубежных публикациях, обобщенных в [2.29]. Например, фирмой "Ноуеч " (Англия), а также различными фирмами ГДР, США ( uene'tad ЕбесІТІС ) и Японии, после дозировки пакета по длине под некоторым давлением, производится предварительная опрессовка пакета (например, давлением 30 МПа - ГДР), корректируется его длина (добавлением или снятием листов оператором или автоматически [2.30, 2.32, 2.35, 5.6 и др.] ) и затем производится окончательная прессовка и скрепление пакета. Аналогичная же технология принята также в массовом производстве АД серии 4А (СССР) [2.30, 2.35, 2.36, 2.39 и др.] .

Для одновременного обеспечения массы и длины пакета ШМ в СССР[ 2.29, 2.4б], США и Англии [2.29] в отдельных случаях применяют дозировку ШМ по массе, с последующей опрессовкой их по жесткому упору^При этом способе фактические значения остаточно-

~"~ Факт. _ост ) в повторяемых в производстве ШМ будут существенно отличаться друг от друга. Это приводит к заметным отклонениям в потерях стали, а также неоправданно большим сечениям ЭК и ТП в ШМ.

В 1.2.24J рассмотрено влияние производственных фактических отклонений величин 0Fe , О и KFe на разброс массы и длины_^такета ШМ электродвигателей серии А0Л2 при давлениях прессовки Ц_пресс< = = 3 f 10 МПа. Целью |_2.24 J было определение фактических величин отклонений массы ( URFe ) и длины ( 4ІKFe ) пакетов при сборке, а также выявление возможности механизации (автоматизации) процесса сборки ИМ.

По [2.24 J итоговые отклонения величин LiKfe или Унре от расчетных составляют 4,2%. А это означает, что фактические отклонения длины или массы пакета ШМ в 5-Ю раз больше допускаемых по чертежу [2.24, 2.29].

В итоге авторы [2.24] приходят к заключению, что при изготовлении АД (а значит и электрических машин вообще), ШМ которых рассчитаны по (I.I) и запрессованы рекомендуемыми в литературе давлениями - одновременное обеспечение заданных требований к точности массы и длины невыполнимо. В этих условиях, при настоятельной необходимости механизации сборочных работ, авторы, с учетом заметно большего влияния отклонения длин ШМ на энергетические показатели АД, чем массы [2.38J, предлагают точно выдерживать длины ШМ, а на массу расширить величины допускаемых отклонений. Разумеется, это приводит к дальнейшему расширению отклонений между нормируемыми и фактическими значениями электромагнитных и энергетических показателей машины.

Последующее развитие положений [2.24 J привело к созданию методики расчета ожидаемой точности сборки пакетов ШМ [2.34, 2.37].

В [2.24] авторы ограничивались оценкой наблюдаемых в производстве двигателей А0Л2 фактических отклонений в величине К Ре от изменений высоты заусенцев (Пз.), длины пакета (И ), толщины (пл.) и площади ( С!) ) листов, а также в зависимости от наличия и отсутствия изоляционного покрытия и конструктивных особенностей листа.

Однако коэффициент r\Fe зависит и от многих иных, не отмеченных в [2.24J, факторов: от величин давлений прессовки, как предварительной ( Цпресс. ). так и окончательной ( Цлресс.)'» от способа крепления пакета ШМ; от качества поверхности и механических характеристик материала листа, его конфигурации и габарита; дефектов штамповки (например, вогнутость в зубцах - Пвогн. ); свойств и толщины ( Оиз.) электроизоляционного покрытия и др. В встречающемся на практике расширенном диапазоне изменения перечисленных в [2.24 J и отмеченных выше факторов в различных ШМ, отклонения длины при неизменной массе будут заметно большими, чем зафиксированные в [2.24J.

Рассмотрение изменения коэффициента К Ре в этих условиях способствовало бы одновременному обеспечению на практике массы и длины пакетов ШМ, близких к расчетным значениям. Однако, чрезмерная трудоемкость такой работы сдерживает ее проведение. Но и при обеспечении расчетных значений массы и длины пакета ШМ, последний все еще нельзя считать качественным ввиду того, что потери в стали ШМ в этих условиях могут быть чрезмерно завышенными.

Согласно принятой в отечественной практике методике расчета пакетов ШМ, в соответствии с толщиной листа и видом его электроизоляции выбирается [і.13, 6.1, 6.2 и др.] рекомендуемое значение r\Fe ( r\Fe ), по которому производятся электромагнитные расчеты и определяется по (I.I) масса (или длина) пакета ШМ.

Самой сложной задачей, как видно из вышеизложенного, представ-

и ре*-ляется одновременное обеспечение в ШМ как коэффициента KFe (^а>

следовательно, и близких к расчету значений массы и длины пакета),

так и практически небольшого роста потерь в стали (г ) в сравнении

с исходными потерями отштампованного и изолированного листа.

Объясняется это в основном тем, что для обеспечения коэффици-

peu. Fe , как правило, требуется высокое давление прессовки, а

для минимальных потерь в стали ШМ - небольшое. Поэтому совокупность рекомендуемых в [i.I, 1.3, 1.4, I.I5-I.I7, 2.12, 2.15-2.18, 2.25, 2.30, 2.36, 2.40, 2.44-2.46, 2.51 и др.] давлений прессовки изменяется в чрезмерно широких пределах (0,7*150 Ша), что существенно затрудняет их применение в качестве рекомендации для практических конкретных задач.

С учетом вышеизложенного и с целью создания условий для механизации (автоматизации) процессов сборки ИМ, в СССР и за рубежом широко применяется дозировка пакетов по длине. При этом предусматривается точная ручная или автоматическая корректировка длины пакета, а отклонения массы и потерь в стали не оговариваются.

Работы ВНИИТэлектромаш (г.Харьков) за 1970-1980 гг. в деле коренного усовершенствования технологии производства массово выпускаемых АД (в частности, серии 4А), в том числе и ШМ к ним в указанном направлении, оказались чрезвычайно плодотворными.

Но и при столь налаженном (механизированном) производстве ШМ АД в 1.2.33 J отмечается: "В условиях производства и при проектировании магнитопроводов, состоящих из тонких листов, вызывают затруднения оценка соотношения массы и длины сердечников и выбор режимов опрессовки". Для решения этих задач, в соответствии с 1.1.15, 2.1, 2.3, 2.4, 2.6, 2.33, 2.48J, требуются количественные данные об изменении длины в результате контактных деформаций при сжатии пакета.

С учетом этого, принятием сравнительно упрощенной схемы (учитывая только упруго-пластические деформации микронеровностей листов), ВІ.Ї.І5, 2.33J выводится зависимость относительной материалоемкости - М (или коэффициента KFe ) от сближения листов (или от деформации пакета), в виде:

_{М = -J^— . «-2'}

^{Hf+ сц}

где М - относительная материалоемкость пакета {%); riFe - толщина листа (см) с идеально гладкой поверхностью контакта; С1$" -значение сближения (см) реальной поверхности с идеальной плоскостью при давлении ^

Наряду с этим, за основу разработки технологии сборки ШМ принимается [l.I5J, что при неизменном (фиксированном) давлении сжатия компенсатором погрешностей производства должен стать один из выходных параметров - масса или длина пакета.

Вышеизложенное показывает, что при такой постановке задачи даже при выдаче (с использованием зависимости (1.2)) обоснованных, но фиксированных давлений прессовки, процесс корректировки длин ШМ (повторяемых в производстве) сохраняется и одновременное обеспечение заданных отклонений массы и длины пакета невыполнимо.

На основании проведенного анализа приходим к заключению, что применение обоснованных давлений прессовки является необходимым, но недостаточным условием для одновременного обеспечения в производстве заданных отклонений массы и длины пакета.

Вторым, не менее важным условием одновременного обеспечения заданных отклонений массы и длины пакета является то, что выходные параметры - масса или длина не должны быть компенсаторами погрешностей производства. Роль компенсатора должен брать на себя технологический процесс прессовки пакета.

Иной подход к решению этой задачи показан в L2.5IJ. Английскими исследователями в 1964 году изучались деформативные характеристики пакетов ШМ при их сжатии и последующем разжатии. Рассматривались ШМ, собранные как из круглых листов средних габаритов, так и из сегментов для более мощных машин. Цель заключалась в изучении особенностей деформации пакетов ШМ и в определении наименьшего давления прессовки, которое обеспечит должную плотность ШМ и позволит применять ЭК возможно малого сечения.

В [2.51J рассматривались максимальные давления прессовки до 4_mQX= 2 МПа. Согласно результатам основная усадка пакетов ШМ происходит до давления 4n_Pe«r 0,35 МПа. Дальнейший рост давления прессовки сопровождался резким ростом сопротивления сжатия и уменьшением усадки пакетов. С учетом необходимости сохранения в пакете ШМ требуемой плотности при длительной работе машины, авторы предлагают применять (для всех встречающихся на практике ШМ электрических машин) давления прессовки - 7"pecc ⁼ ^»3 * 1.5 МПа.

На базе данных [2.51J для определения коэффициента t\Fe, в соответствующих британских стандартах, согласно [2.44J, предусмотрено применение удельного давления прессовки 4пресс.⁼ 0 »35 МПа.

Применение НебОЛЬШОГО ОДНОКраТНОГО ДаВЛеНИЯ ПреССОВКИ (4п_Ресс =

= 1,3 * 1,5 МПа) при сборке ИЛ с различными исходными данными непременно приводит к различной и часто недостаточной плотности ШМ. Это неприемлемо в условиях длительной работы машины, особенно, когда листы имеют многократное (утолщенное) лаковое покрытие [2.44].

В итоге, из-за применения фиксированных давлений, важный вопрос обеспечения стабильных длин в повторяемых в производстве аналогичных ШМ в L2.51 J также не решается.

Таким образом, в настоящее время на практике одновременно не обеспечиваются расчетные значения массы ( икр_е ) и длины (JikFe ) пакета ШМ. Основными причинами существенных (более чем на 4%, а по нашим данным - от 0,7 до минус 7,Ъ% - см. 4.3) расхождений между расчетными и фактическими значениями UKf_e (или JikFe ) являются применение фиксированных и недостаточно обоснованных для каждого ШМ давлений прессовки и принятие за компенсатор погрешностей производства выходных параметров - массы или длины пакета. Подобное расхождение имеет место и тогда, когда, с целью обеспечения и сравнительно небольших потерь в стали, предлагается [ 2.15,

2.16, 2.30, 2.46 и jp.J применить предварительные высокие (рихтующие) давления ( Чпресс. = 13,7; 80 или 150 МПа) и окончательные -небольшие ( 4пресс = 3,9 или 6,7 МПа) - для скрепле_ния пакета ШМ.

Для одновременного обеспечения величин URFe и tRFe , в первую очередь необходимо^определить обоснованное значение величины давления прессовки ( Цкре ) для рассматриваемого ШМ, гарантирующего обеспечение заданного значения коэффициента Kfe .

Несовершенство зависимости (I.I), выражающееся в отсутствии в ней взаимосвязи коэффициента KFe и деформации пакета ШМ (AliKFe)» препятствовало определению обоснованных значений величин давлений Ццр_е . Действительно, в (I.I) величина KFe зависит лишь от весьма ограниченного числа КТФ, недостаточного для определения необходимой величины AOFe . обусловливающей как требуемое значение 4kFe > ^{так и} возможность обеспечения в пакете ШМ заданного коэффициента KFe . Из (I.I) следует, что

NFe4^KFe,SjFe,tKFe)= _с ^\ ' (1.3)

О OFe Ш«

Введя же в рассмотрение очевидную зависимость

h?z = ( АЙНРе ) (1.4)

вместо (1.3) получим:

KFe =J₃[ QkFe, S, ^Fe, }₂(JkFe)] , (1.5)

где дtikp_e - абсолютная деформация (см) ШМ, соответствующая давлению 4KFe ^и коэффициенту ^Fe.

В (1.5) уже учитывается влияние основных КТФ (отмеченных выше) на KFe , так как AcRfe (или вообще деформация ШМ - дИ ):

AlkFe⁼i(GKFe,SjFejKF_e^KFe^3.,ll8o_1H.,^₄AbA_bA3,ys)(^I-6)

А,. А,. А,Л

и А - зависимости деформации (ДЙ ) паке-

та ШМ (при \- COnsl), соответственно, от КТФ, характеризующих: материал динамной стали; конфигурацию листа; габариты листа; свойства электроизоляционного покрытия; способ крепления пакета.

Зависимостями (1.5) и (1.6) _в принципе можно определить необходимые обоснованные величины д-cKFe и 7KFe » гарантирующие обеспечение заданного коэффициента r\Fe в каждом ШМ.

Однако, экспериментальное выявление сложной зависимости (1.6) по известной методике раздельного исследования влияния участвующих в (1.6) КТФ на величину д-cKFe чрезмерно трудоемко из-за множества исполнений ШМ на практике и многообразия сочетаний в них указанных КТФ с различными их величинами.

Поэтому требуется разработка нового подхода, существенно облегчающего решение задачи определения величины ЦкРе ^пля ^ ^{с за}~ данными конкретными исходными данными, что приведено в 2.3.1.Способ определения величины ^RFe ^новым подходом приведен в 3.1.

Б. Об определении величины остаточного усилия разжатия пакета ШМ. В большинстве руководств по проектированию и прочностным расчетам электрических машин [і.II, І.ІЗ, І.І6, І.І7 и др.], с целью упрощения задачи, усилия, действующие на ЭК пакета ШМ, определяются с учетом широко применяемых на практике рекомендуемых

пресс. = 0,7 * 4,5 МПа. Между тем, в готовых пакетах ШМ на ЭК фактически действуют совершенно иные усилия, обусловленные не давлением прессовки

а остаточным давлением в пакете "^/Уост. > величина кото-

QpeK. *

рого из-за разжатия пакета всегда меньше ^_првс<г. и существенно зависит от способа его крепления. ^ +_

Определение фактического значения ост. ) ^в собранном пакете необходимо не только для уточнения расчета сечений ЭК,

но и для определения фактических значений показателей качества в

гГфакт.

ШМ. С учетом этого точное определение величины Чгост. в пакетах

ЦІМ приобретает важное значение.

В U.3J приведена методика расчета величины остаточной силы Цост. (следовательно и Цост. ) для ШМ, собранных стяжными стержнями, приваренных концами к торцевым плитам.

Согласно [1.3 J сила Uoct. определяется графо-аналитически и равна ординате точки пересечения характеристик упругости сжимаемого пакета ШМ и растягиваемого стержня.

Наряду с тем, что общий подход к решению задачи возражений не вызывает, методике [ 1.3 J все же присущи следующие недостатки:

значение Uoct. определяемое авторами принципиально не верно. Оно всегда больше, чем фактическое, так как для его определения по L1.3J вместо кривой разжатия (по которой фактически разжимается пакет ШМ после сварки стержней и устранения усилия пресса) используется кривая сжатия пакета ШМ;

экспоненциальная аппроксимация зависимости относительной деформации ( fe ) пакета ШМ от давления прессовки ( ^_npeec ) при ІМПа < ^ЧпресегЮ МПа, принятая в L1-4 J в качестве характеристики упругости для сжимаемых пакетов ШМ вообще, заметно отличается от экспериментальных зависимостей \о — у w' в конкретных пакетах с их чрезвычайным разнообразием. В практике встречаются разные ШМ с различными исходными данными, рекомендуемые давления прессовки которых, как показано выше, изменяются в иных и более широких пределах (от 0,7 до 150 МПа), чем рассмотренные авторами.

В итоге отметим, что для повышения точности определения вели-_ост необходимо устранить выявленные упущения методики

[і.з].

В. Стабильность плотности пакета ШМ при длительной работе машины. Помимо стабильности в длине и массе, стабильность плотности пакета ШМ при длительной работе машины является важным показателем его качества.

Основными причинами расслабления пакета ШМ при длительной работе машины по [2.44 J являются:

разноплотность пакета ШМ, вызванная разнотолщинностью листов, особенно в сравнительно длинных пакетах;

значительная суммарная толщина межлистового лака, подверженного усадке под воздействием длительного нагрева машины в условиях рабочего режима;

интенсивность нагрузок на железо ШМ, создаваемая электромагнитными силами, которые растут с ростом мощности машины.

Опытным путем установлено [ 2.44 J, что при температуре Ю0С и давлении в пакете 0,7 МПа, ШМ с однократно лакированными листами после 24-х часов работы сократился по длине на 0,1$. При двукратном лакировании листов и длительной работе машины с вибрацией сокращение длины ШМ достигла уже 0,3$.

В L2.44J считается нецелесообразным для повышения плотности пакета ШМ увеличивать давление его прессовки выше 1-2 МПа, так как при этом согласноL2.51J практически прекращается сокращение длины пакета. В L2.44 Jсчитается также, что применение сравнительно больших давлений прессовки приведет как к разрушению лакового покрытия и нарастанию проводимости между листами, так и к необходимости применения громоздких ЭК.

Обеспечение_стабилъной плотности пакета ШМ в условиях небольшого давления (4 <2 МПа) автор |_ 2.44 J видит в применении сложной технологии монолитизации пакета ШМ с помощью клеевого соединения лакированных листов, в настоящее время малоприемлемой для серийного производства.

Рекомендация |_2.44_|по ограничению давления (Ц< 2 МПа) из-за предполагаемых прекращения деформации пакета ШМ и разрушения лакового покрытия представляется малообоснованной. Поэтому ниже приводятся дополнительно еще и результаты исследований по опре-

делению влияния на потери в стали различных КТФ, в том числе давления прессовки.

Г. Влияние различных конструктивно-технологических факторов (КТФ) на рост потерь в стали ШМ. Рассмотрим результаты известных исследований по определению влияния различных КТФ (давления прессовки (4„ресс.)» амплитуды магнитной индукции (D ), толщины электроизоляционного покрытия (Оиз. ) листа и высоты заусенцев (ГЬ.)) на удельные потери в стали (И ) ШМ. Рассмотрение этих результатов показывает, что:

влияние указанных КТФ на изменение удельных потерь в стали ШМ определено разными исследователями на различных марках динамной стали в основном при несовпадающих и узких пределах изменения факторов, что затрудняет обобщение и применение результатов для решения конкретных практических задач;

в работах по определению влияния давлений прессовки на потери в стали L2.I7-2.I9, 2.21, 2.25, 2.45, 2.50 и др.] приводятся результаты, заметно отличающиеся друг от друга; влияние магнитной индукции в широком диапазоне ее изменения ( D = 0-5-1,5 Тл ) изучалось LI.9J при отсутствии прессующего давления, тогда как пакеты ШМ собираются при определенных давлениях прессовки; влияние толщины (или привеса) лакового покрытия рассматривалось L2.23 J на одной марке лака, в узком диапазоне изменения прессующих давлений (4пресс.= 0 * 6,7 МПа) и при одном значении индукции и = 1,5 Тл , несмотря на существенную роль межлистовой изоляции в снижении потери в стали L1.3, 2.17, 2.18, 2.25 и др.] ; влияние высоты заусенцев определено в основном на неизолированных листах в пределах изменения ГЪ.= 0,1 * 0,35 мм и 4пре^-= + ^{20 МПа} [2.17, 2.25 и др.] , в то время как в сердечниках якорей электрических машин широко применяются изолированные (лаком или оксидной пленкой) листы, а допускаемые чертежами высоты заусенцев на них не превышают ве-

личин Пз. = 0,03 * 0,1 мм (например, на листах СГ мощностью до 100 кВт Ьз. 0,03 мм);

рекомендуемые в литературе [ І.І, 1.3, 1.4, І.І5-І.І7, 2.12, 2.15-2.18, 2.25, 2.30, 2.36, 2.40, 2.44-2.46, 2.51 и др.] величины давлений прессовки ШМ, обеспечивающие приемлемые потери в стали и возможно высокие коэффициенты [\Fe і существенно отличаются друг от друга (от 0,7 до 100-150 МПа), что крайне затрудняет их использование;

в І2.І5, 2.17, 2.18, 2.25, 2.45 J выявлено (и подтверждено автором в главе УІ) существенно важное явление - восстанавливаемость первоначальных (соответствующих Цпре«. = 24-4 МПа) низких потерь в стали, после предварительного сжатия пакета ШМ высокими

давлениями ( Ц'лр*"- = ²⁰ МПа, ^{и даже} Д HⁿP^e"^r ^I0 * -^0 МПа) и последующем снижении его до прежних величин - Чу =4*2 МПа . Эти исследования не подтвердим опасений, высказываемых в [2.44J о разрушении лакового покрытия при высоких давлениях прессовки;

при давлениях 1-2 МПа практически не прекращается сокращение длины пакета вопреки отмеченному в L2.5IJ. Так например, при повышении величины Цпрвсс. от 0,5 до 5 МПа длина пакета уменьшается на 2,5$ [2.17], а от 0,5 до 20 МПа - даже на 4$ [2.18].

С учетом этого и предыдущего пунктов приходим к заключению, что отказ от применения высоких давлений прессовки для обеспечения в пакете ШМ стабильной плотности при длительной работе машины [2.44]необоснован. Это позволяет расширить область рассматриваемых давлений для обеспечения качества ШМ;

в ШМ из изолированных листов без заусенцев при индукции D = 1,5 Тл и повышении давления до 10 МПа, потери увеличиваются на 3-3,5$ L2.25J, а наличие заусенцев высотой Пз.= 0,1 мм даже

т Далее для краткости применяется - "восстанавливаемость первоначальных низких потерь в стам".

на неизолированных листах при Цпресс. = 20 МПа увеличивает потери всего на 3-5$ [2.17, 2.25J. На основании этого можно плагать,что

max Ъ. =

= 0,1 мм и давлениях ^ = 1,5*2 МПа потери повысятся незначительно - менее чем на 3-5$.

Д. Обеспечение практически необходимой точности геометрических размеров пакетов ШМ (размеров пазов в свету, цилиндричность расточки и др.). Ввиду подробного изучения L 1.4, 2.20, 2.30 и др.] и практического подтверждения их обеспечения далее этот вопрос в работе не рассматривается.

Е. Уменьшение влияния разнотолщинности листов на разнотол-щинность пакетов ШМ (особенно в пакетах, заливаемых алюминиевым сплавом). С этой целью отдельными фирмами Японии и ФРГ вводится операция деления общего пакета на несколько четных (2 или более) пакетов с их последующим взаимным разворотом на 180 [і. 15,2.32]. Такая операция введена также в автомате П2Р-2 (для сборки сердечников роторов) и в автоматической линии (ЛСІС-І20) сборки сердечников статоров, разработанных во ВНИИТэлектромаш [і.15]. Однако введение такой операции пока не нашло широкое применение, так как оно связано с высокой точностью изготовления штампов, предназначенных для вырубки листов ШМ. С учетом этого, целесообразно изыскать более простые способы решения этого вопроса с практически приемлемыми результатами.

В итоге отметим, что рассмотренные выше материалы подтверждают актуальность и недостаточность решения задачи по обеспечению требуемого качества ШМ.

1.4. Цель работы

Обобщая итоги подразделов І.І-І.З, можем сформулировать цель работы. Ею является разработка и реализация новых технологичных

конструкций бесстанинного статора и явнополюсного ротора с заданным качеством магнитопровода для синхронных генераторов до 100 кВт (на 50 Гц, 1500 об/мин).

Как видно, для решения конструкторской задачи и, тем самым, достижения поставленной цели, выдвигается и общая для электромашиностроения важная технологическая задача - обеспечение требуемого качества ШМ.

Результаты и выводы

15. Проанализированы конструкции и выявлены недостатки традиционных станинных статоров и явнополюсных роторов (РЯ) синхронных генераторов до 100 кВт на 50 Гц, 1500 об/мин (СГ), а также технологии изготовления их шихтованных магнитопроводов (ШМ).

16. Показано, что в новой серии СГ типа ОС до 100 кВт эти недостатки могут быть устранены, если вместо традиционных конструкций статора и ротора разработать новые технологичные конструкции бесстанинного статора (БСС) и явнополюсного ротора (РЯ), с одновременным обеспечением требуемого качества магнитопровода.

17. Сформированы конструктивно-технологические требования к этим новым конструкциям БСС и РЯ.

В этих требованиях существенную роль играют вопросы обеспечения требуемого качества ШМ.

4. В известных исследованиях, относящихся к обеспечению тре
буемого качества ШМ, до настоящего времени:

не сформирован комплекс показателей качества (КПК), характеризующий качество ШМ;

из-за отсутствия методик определения необходимых величин давлений прессовки для ШМ с различными исходными данными, выявленное существенно важное явление - восстанавливаемость первоначальных низких потерь в стали при последовательном применении высоких и

затем пониженных давлений прессовки - используется недостаточно в решении задачи обеспечения КПК в ИМ;

в связи с несовершенством известной зависимости по определению соотношения массы и длины пакета ИМ (отсутствие взаимосвязи коэффициента r\Fe и деформации пакета ШМ) и применением из-за этого недостаточно обоснованных фиксированных давлений прессовки, расчетные длины пакетов ШМ обеспечиваются на производстве за счет корректировки (вручную или автоматически) массы;

вопросы обеспечения КПК в ШМ не всегда связываются с конструкцией и со способами крепления последних, несмотря на то, что именно они предопределяют возможность обеспечения КПК в ШМ;

из-за нерешенности отмеченных выше вопросов, не была поставлена задача одновременного обеспечения расчетных масс и длин пакетов ШМ, практически небольшого роста потерь в стали ШМ по сравнению с их исходными значениями, необходимых жесткости, плотности и равнотолщинности пакетов ШМ.

5. Выявлены причины невыполнения и сформированы необходимые условия одновременного обеспечения заданных отклонений массы и длины пакетов ШМ.

6. Выявлена взаимосвязь между коэффициентом r\Fe и деформацией пакета ШМ, позволяющая определить необходимое давление 4Кр_е» обеспечивающее заданное значение r\Fe в пакете ШМ. Полученные зависимости сложны и для облегчения определения требуемой величины

тКРе требуется разработка нового подхода.

7. На основе рассмотренных материалов сформулирована цель ра
боты. Для достижения этой цели ставится важная и общая для элек
тромашиностроения технологическая задача - обеспечение требуемо
го качества ШМ.

Конструкции явнополюсного ротора синхронных7 генераторов до 100 кВт. Формирование требований к разрабатываемой конструкции

Распространенными конструкциями явнополюсных роторов (РЯ) в современных серийно выпускаемых СГ до 100 кВт являются РЯ с неразъемным и с разъемным шихтованными магнитопроводами. Последние можно подразделить на РЯ: со съемными полюсами; со съемными полюсными наконечниками. РЯ с неразъемным магнитопроводом применены в СГ типа ДГФ (рис.1.4). Наиболее характерным представителем РЯ со съемными полюсами является конструкция с привинчиваемыми полюсами (СГ типа ГСФ, МСС - рис.1.5), а со съемными полюсными наконечниками - РЯ с гребенчатыми наконечниками (СГ типа ЕСС, ЕСС5 - рис.1.6). Особенности этих характерных конструкций РЯ общепромышленных серийно выпускаемых машин приведены в сводной таблице I.I. Как видно из таблицы I.I, в конструкциях РЯ с неразъемным магнитопроводом и с привинчиваемыми полюсами успешно решен вопрос установки технологичной и эффективной демпферной обмотки. Однако при "неразъемном" РЯ малопроизводительна (для коэффициента полюсного ПерекрЫТИЯ oL U,О ) или труДНООСущеСТВИМа (ПРИ СЛ 5J 0,75) намотка обмотки возбуждения. При "привинчиваемом" РЯ - значительны металлоемкость конструкции (бочка вала, массивные винты) и трудоемкость по мехобработке и сборке; форма кривой напряжения недостаточно удовлетворительна и нестабильна (по сравнению с РЯ с крестовиной) из-за трудности симметрической установки отдельных полюсов на валу ротора. Там же показано, что в "гребенчатом" РЯ наряду с общей технологичностью конструкции, меньшей металлоемкостью и со стабильной формой кривой напряжения, практически не решен вопрос установки приемлемой демпферной обмотки, а ЩС возбуждения из-за дополнительных зазоров весьма нестабильна и велика. Поскольку в современных серийных СГ до 100 кВт на 50 Гц необходимы: установка роторных (в основном для улучшения качества электроэнергии) демпферов; устранение нестабильности формы кривой напряжения и тока возбуждения; повышение общей технологичности РЯ со съемными по люсами - рис.1.5. (Полюс - ШМ, привинчиваемый к б оч ке вала [і.з]) - I. Намотка и пропитка обмот ки возбуждения в виде от цельного узла, резко облегчающая эти процессы. 2. Легкость установки техно логичной и эффективной демпферной обмотки. - I. Высокая трудоемкость по механической обработке, непосредственно связанная со сборкой магнитопровода. 2. Повышенная металлоемкость конструкции (бочка вала, массивные винты). 3. Нестабильность и малоудовлетворите льностъ формы кривой напряжения. 4. Необходимость отдельной сборки нескольких громоздких и тяжелых шихтованных полюсов. 5. Сложность изготовления полюсов длиной свыше 300 мм с сохранением требуемой правильной геометрической формы. 6. Трудности в сборке тяжелых полюсов (с надетыми обмотками возбуждения) с валом. 7. Затруднения с надежным обеспечением достаточного напряжения для самовозбуждения. го -v3 Продолжение таблицы I.I РЯ со съемными полюсными наконечниками -рис.1.6 ("гребенчатый" РЯ, лист ярма-кресто-вина, лист наконечни-ка-сегмент [і.з]) 1. Намотка и пропитка обмотки воз- I. буждения в виде отдельного узла. 2. Сборка магнитопровода без дополнительной механической обработки ШМ. 3. Стабильность формы кривой напря- 2: жения. 4. Достаточно высокое остаточное 3. напряжение для самовозбуждения (сегменты - из тонколистовой конструкционной стали). 5. Отсутствие бочки вала, небольшое сечение элементов крепления, уменьшающие металлоемкость конструкции. 4. 6. Легкость сборки полюсных наконечников на крестовине из-за их небольшой массы. Практическая невозможность установки технологичной и эф-эективной демпферной обмотки. Изобретение [б.і] также не решает эту задачу (см.рис.1.7) Чрезвычайная нестабильность тока возбуждения. Достаточно высокая трудоемкость сборки магнитопровода из-за необходимости чередования низких и высоких пакетов крестовины и сборки множества сегментов (наконечников). Повышенная затрата листового проката (сегменты наконечников изготавливаются из тонколистовой конструкционной стали). оо конструкции, то выявляется настоятельная необходимость разработки новой перспективной конструкции РЯ. С учетом анализа особенностей характерных конструкций (табл. I.I), в итоге, для проектирования перспективного РЯ могут быть сформированы следующие основные конструктивно-технологические требования: 1. Уровень показателей технологичности, превышающий показатели распространенных серийно выпускаемых характерных конструкций РЯ - "привинчиваемой" и "гребенчатой"; 2. Конструкция магнитопровода должна допускать установку технологичной и эффективной демпферной обмотки, аналогичной РЯ "привинчиваемому" и "с неразъемным магнитопроводом"; 3. Ярмо магнитопровода должно быть собрано из листов в виде крестовины для облегчения обеспечения чистоты формы кривой напряжения; 4. Стабильность ЩО возбуждения, ее величина и металлоемкость нового РЯ должны быть лучше, чем в "гребенчатом". Уровень остаточного напряжения должен быть близок к нему; 5. Катушка возбуждения должна быть выполнена в виде отдельного съемного узла; 6. Должно быть обеспечено малометаллоемкое, нетрудоемкое и надежное соединение частей магнитопровода - на уровне, не уступающем "гребенчатому" РЯ; 7. Должна быть обеспечена требуемая жесткость магнитопровода и стабильность зазоров при работе машины; 8. Должны быть обеспечены расчетные длины пакетов ШМ при их неизменных расчетных массах и практической равнотолщинности. Таким образом, целью работы является также и разработка перспективной технологичной конструкции явнополюсного ротора, удовлетворяющей заданным требованиям (по пунктам 1-8). Анализ сформированных конструктивно-технологических требований (п.п.1-8) к перспективным конструкциям БСС и РЯ показывает существенную их общность. Наиболее общими, характерными как для БСС и РЯ, так и для ШМ вообще, являются требования п.п.7 и 8, которые относятся к обеспечению необходимого качества ШМ. В то время как требования п.п.1-6 являются достаточно ясными и конкретными, вопросы обеспечения требуемого качества ШМ, даже в постановочном плане, вызывают необходимость конкретизации и уточнения задач исследования. Отдельные аспекты качества ШМ были и являются объектами рассмотрения ряда исследований. В связи с необходимостью одновременного обеспечения ряда показателей качества ШМ в перспективных конструкциях БСС и РЯ, ниже рассматривается состояние совокупности вопросов, относящихся к качеству ШМ. Одной из важных задач в процессе проектирования и изготовления электрических машин является разработка технологичных конструкций ШМ с определенными показателями качества, обеспечивающими в производстве стабильные уровни как основных электромагнитных и энергетических показателей машин, так и длин пакетов, что создает необходимые условия для механизации (автоматизации) процессов их сборки. В связи с тем, что от качества сборки пакета ШМ существенно зависит также и возможность механизации последующих операций (изолировки пазов, намотки и др.), то ШМ можно отнести к одному из основных узлов машины, во многом предопределяющим ее производственно-экономические показатели Ll.I5j. Так например, увеличение коэффициента KFe пакетов ШМ статора и ротора АД (4A90L 4) от 0,95 до 0,96 обеспечивает экономический эффект свыше 300 тыс.

Основные причины, препятствовавшие постановке задачи обеспечения комплекса показателей качества (КПК) в магнитопрово

Исследование вопросов, связанных с обеспечением требуемого качества пакетов ШМ до настоящего времени проводилось по общепринятой методике, согласно которой исследуется влияние различных КТФ на отдельные показатели качества, с тем, чтобы последующим обобщением результатов экспериментов вывести общие зависимости для решения конкретных задач. Но решение задачи обеспечения КПК в ШМ по этой методике осложняется тем, что как КПК, так и, особенно, КТФ - многочисленны (см. 2.1, 1.3 и 2.3.2). Встречающееся на практике многообразие конструкции пакетов ШМ с различными сочетаниями величин этих КТФ велико. Вдобавок, задача затруднена и тем, что влияние отдельных КТФ на КПК в ШМ может приводить к противоположным результатам. Так например: ПОВЫШеНИе ДаВЛЄНЙЯ ПреССОВКИ пресс. , увеличивая (улучшая) коэффициент r\Fe , в то же время приводит к росту потерь в стали. Оно же увеличивая жесткость и плотность пакета ШМ вызывает существенный рост сечений ЭК; при Цпресс.= COnst утолщение покрытия на листах до определенного уровня снижает потери в стали L2.23J, но при этом снижает (ухудшает) и величину коэффициента r\Fe . Все это приводит к практической невозможности решения задачи обеспечения КПК в ШМ по общепринятой методике. И действительно, противоположность в воздействии ряда КТФ на качество DIM, в целом вынудило одних авторов, предпочитающих і Jрек-обеспечение коэффициента Кре и стабильных длин пакетов ШМ, рекомендовать высокие давления прессовки, изменяющиеся в пределах от 10 до 150 МПа [і.15, 2.12, 2.15, 2.16, 2.30, 2.36, 2.40, 2.45, 2.46 и др.] . А ведь при этом потери в стали ШМ существенно возрастают. Другие же, например, отдающие приоритет обеспечению практически небольшого роста потерь в стали ШМ рекомендуют небольшие давления прессовки вплоть до 0,7 МПа [і.І, 1.3, 1.4,1.17, і ирек 2.44, 2.51 и др.], при которых, как правило, значения KFe обеспечиваются редко. В итоге, диапазон рекомендуемых литературой [l.I, 1.3, 1.4, I.I5-I.I7, 2.12, 2.15-2.18, 2.25, 2.30, 2.36, 2.40, 2.44-2,46, 2.51 и др.] давлений прессовки, как отмечалось в главе I, весьма широк (от 0,7 до 150 МПа). С учетом вышеизложенного, в [і.15, 2.15-2.18, 2.25, 2.30,2.45, 2.46 и др.] предлагался переход на двукратную прессовку пакетов ШМ: предварительную (для рихтовки) - при упресс.= 8 4- 80 МПа (а в [2.46 ] и до 150 МПа) и окончательную (для дозировки и скрепления) при 4прасс. = 4 6,7 МПа. Для_пакетов ШМ двигателей серии А4 уже применяется такая прессовка: Цпресс =13,7 МПа, 4прее.с. =6,7 МПа [2.1б]; пресс = 80 МПа, 9nj eee= 3 9 МПа [2.30 и др.]. При этом длина пакетов ШМ всегда корректируется. Применение этих рекомендаций при сборке многочисленных пакетов ШМ, встречающихся на практике, в лучшем случае, обеспечивает сравнительно большие значения KF (в отдельных ШМ совпадающее с рекомендуемым К Ре ) и приемлемые, но не минимально возможные, значения потерь в стали. Указанное состояние вынуждает технологов на практике при сборке пакетов ШМ СГ до 100 кВт пользоваться в основном однократной прессовкой с необоснованными для каждого конкретного случая, но широко рекомендованными в литературе [і.З, 1.4, І.І7 и др.] давлениями, изменяющимися в сравнительно узких пределах - от 0,7 до 4,5 Ша. Как видно, при таких рекомендациях не может идти и речи об обеспечении КПК в ШМ. Проведенный анализ показывает, что общепринятая методика исследования качества пакетов ШМ не только не решает задачу обеспечения КПК, но и запутывает, и без того, достаточно сложную задачу. Сказанное подтверждается тем, что, до настоящего времени, несмотря на проведение по упомянутой методике значительного объема экспериментальных исследований, не только не получены общие зависимости для решения конкретных практических задач, но и не сделано даже попытки их обобщения и выдачи рекомендаций для различных пакетов ШМ (например, в виде таблиц или номограмм). Несовершенством такой методики объясняется и тот факт, что до настоящего времени в аналитической зависимости (I.I) отсутствует взаимосвязь между коэффициентом KFe и деформацией пакета ШМ (ДЙКРЄ ), обусловленной прессовкой пакета. По этой причине чрезмерно затруднено определение требуемого давления прессовки (4fre) гарантирующего обеспечение в пакетах ШМ заданного значения коэффициента r\Fe из условия обеспечения КПК в ШМ. В итоге, с учетом 1.3 и 2.2, к основным причинам, препятствовавшим постановке задачи обеспечения КПК в пакетах ШМ, можно отнести: 1. Отсутствие сформированного КПК, характеризующего качество ШМ; 2. Использование общепринятой методики исследования влияния различных КТФ на отдельные показатели качества ШМ при: многочисленности КПК в ШМ и особенно КТФ (с их многообразием по сочетанию величин), влияющих на эти показатели; наличии противоположности влияния некоторых КТФ на ряд показателей качества ШМ; невнявленности связи между коэффициентом Kfe и деформацией пакета ( Д ilkFe ) в расчетной формуле по определению соотношения массы и длины пакета ШМ; недостаточности учета конструкции и способа крепления пакета ШМ; недостаточной реализации преимущества идеи двукратной прессовки пакета ШМ; 3.Применение недостаточно обоснованных фиксированных давлений прессовки, приводящих к неизбежной компенсации погрешностей производства за счет выходных параметров - массы или длины пакетов ШМ. Проведенный в 1.3 и 2.2 анализ литературных данных внес определенную ясность в сложные и запутанные вопросы, связанные с обеспечением требуемого качества ШМ. Основным результатом этого анализа оказалось выявление неприемлемости общепринятой методики исследования качества ШМ в решении задачи обеспечения в ШМ КПК. Ход анализа в то же время показал настоятельную необходимость разработки нового подхода к решению сложной задачи - обеспечения КПК в ШМ. Сущность предложенного нового подхода заключается в следующем. Так как при применении известных способов прессовки с фиксированными давлениягли компенсация погрешностей производства неизбежно осуществляется за счет массы (или длины) пакетов ШМ, то для обеспечения КПК в ШМ предлагается такую компенсацию осуществить процессом самой прессовки путем использования упругих свойств листов и пакетов ШМ в целом. При этом в соответствии с изменения

Способ определения необходимых величин давлений прессовки ( Цпресс.) и обеспечения КПК ( 4 КПК ) в ШМ(К)

Приведенные в главе П исследования и разработка способа определения величины давления (fRFe (см-3-1) создали необходимые ус ловия для разработки графического способа определения необходимых величин давлений Цщ и Цпресс. яяя ШМ(К) ("способ Цщ 7пресс" для краткости). Разработка этого способа осуществляется при условии известности величины оптимального остаточного давления опт в готовом жестком ШМ, которая определяется в главе УІ. На практике КПК в ШМ необходимо обеспечить при дозировке пакетов как по массе, так и по длине. Прессовое оборудование при этом подбирается в соответствии с необходимыми значениями давлений Цпресс. » Определенных "СПОСОбоМ Цщ- Цпресс. "

Наряду с этим, на практике часто сталкиваемся и с задачей, и соответствующую ему минимальную длину пакета ШМ KFe {ощ.) требуется определить и обеспечить с учетом уже имеющегося прессового оборудования.

С учетом вышеизложенного, ниже описывается сущность "способа rRIlR" гпресс." при рассмотрении решений вышеуказанных трех характерных технологических задач (см.рис.3.1 и табл.3.1). На рис.3.1 и в табл.3.1 приведены последовательность определения величин давлений ЦкРе гШ їЗ Сущность "способа Цщ Цпресс. " заключается в следующем.

Из рис.3.1 видно, что при одних и тех же деформациях в пакете ШМ, т.е. при f\Fe = С0П5І (например, на линии 1\\1\ ), увеличение давления Цпресс, приводит к уменьшению давлений на ветвях разжатия, т.е. к снижению потерь в стали в готовом ШМ. С учетом этого, искомая ветвь разжатия пакета (в соответствии с предложенным в 2.3.6 способом прессовки) должна быть выбрана так, чтобы она пересеклась с ординатой точки А\ (где обеспечено заданное значение KFe) в зоне допустимых уровней оптимального давления ( 4опт и Нопг ) в готовом пакете, н пример, в точке Мг . Действительно, веточке hz обеспечивается заданное значение Нн и давление 4ш на уровне величин Цопт и Ц . В итоге определено упруго-напряженное состояние пакета ШМ(К), соответствующее обеспечению в нем КПК. По выбранной ветви разжатия находится давление Ччесс. (точка /Ь на рис.3.1).

Вышеизложенное показывает, что применением "способа Ч( е " и "способа 4кпк гпРесс-" стало возможным во всех трех технологических задачах (см.табл.3Л) определить необходимые величины давлений 4кр » 4кПк и Нпр сс. . Для обеспечения КЖ в ШМ(К) необходимо определить еще величину давления Чфикс. . ределения величины давления Ц ц . , так и к нестабильности КПК в таких ШМ.

Ввиду этих осложнений и, особенно, нестабильности КПК в ШМ, рассмотрение задачи определения величины Ц?"". в общем виде нецелесообразно. Подход к решению подобной задчи правильнее проследить в свар ной конструкции пакета, где деформация ЭК носит наиболее опреде ленный и единообразный характер. _ Сущность способа определения величины давления ЦТЦкс. ("способ Ц рцкс " Для краткости) удобнее изложить при рассмотрении обратной задачи - определения величины 4ш (точка Аг на рис.3.2) при известном значении -LUKC. (точка А ).

Ниже приводится решение такой задачи для сварной конструкции пакета ШМ. Примем, что ЭК(1) (рис.3.2в) соединены сварными швами (2) с торцевыми плитами (кольцами) (3) при нахождении пакета (4) под Згсилием Цфикс (рис.3.2а). Это усилие создает в пакете давление Цсрим. (точка А/, на рис.3.26). После сварки ЭК и устранения усилия ЦФикс. (устранения упора приспособления) пакет ШМ разжимается на оправке (со снижением давления в пакете от Цфикс. до Цщ ) на величину (ом.рис.3.2):

Разжатие пакета ШМ на дЕ ке." дш происходит за счет упругой деформации ЭК некоторым, пока неизвестным в данной задаче, усилием Цщ на ту же величину. В соответствии с законом Гука деформацию ЭК можно выразить зависимостью где АІІсрцкс. , АІІШ - абсолютные деформации (см) пакета, соответ ствующие давлениям Цфикс. и \щ ; Uffl (МН) - сила разжатия, обеспечивающая в пакете давление разжатия Цщ ; c j u«. - длина пакета ШМ под усилием U « , равная начальной длине ЭК Л0 см; П - число ЭК. Принимается, что они изготовлены из ошшакового материала с модулем упругости t (МПа), имеют равные сечения г (сиг) и расположены так, что после устранения усилия Цярмк . загружаются одинаково. Изменение длины пакета на оправке в зависимости от усилия ЦШ (точка А2 ) выразится некоторой

Точность обеспечения коэффициентов r\Fe в пакетах ШМ при применении методики обеспечения КПК в ШМ(К) Ц8

Ниже определяется степень повторяемости обеспечения величины UpeK KFe в пакетах ШМ (на оправке) с одинаковыми исходными данными, при применении одних и тех же необходимых давлений ЦПрес«.и 4ш определенных по методике обеспечения КПК в ШМ(К). Исходные данные и результаты опытов такого сравнения, в виде примера, представлены в табл.4.1 (опыты Ш 14 и 15) и на рис.4.6 и 4.7. В опыте № 14 пакет ШМ БСС опытного образца генератора ОС УЇЇ габарита подвергался многоступенчатому циклу "сжатие-разжатие" при возрастающих значениях Цта в соответствии с рис.4.6. С по мощью методики обеспечения КПК_в ШМ(К) при Ч опт = Цщ = 1 5 МПа определялись значения величин Цп =8,4 Ша и Q,npecc= 15,6 Ma, и рек. обеспечивающие в пакете ШМ на оправке KFe =0,93 (рис.4.6). На основании этих данных, второй аналогичный пакет (опыт № 15 на рис.4.7) подвергался сжатию также до Цпресс= 15,6 Ша и разжатию до Цщ = 1,5 МПа. При этом, до сварки ЭК, в пакете ШМ (на оправке) обеспечивался \ih = 0,933. Таким образом, значение KFV" во втором пакете по сравнению с первым, повторялось с точностью 0,32$. Аналогичные сравнения пакетов ШМ при других габаритах лис .ірек. тов подтвердили точность обеспечения Кре в пределах 0,30-0,35$. При разжатии же пакета ШМ не до давления 4ш (более точно до Цфцкс ), а до жесткого упора в шихтовочном приспособлении (т.е. до .Вертке. ) в соответствии с предложенным в (2.3.6) способом прессовки, эта точность существенно выше (см.4.3). Была проведена также проверка точности обеспечения величины рек. ре (по методике обеспечения КПК в ШМ(К)) в окончательно собранных и снятых с оправки пакетов ШМ БСС (со стальными ТП)35 СГ серии ОС до 100 кВт при выпуске их первых установочных партий на заводах БЭМЗ (Бавлены, Владимирской области) и АЭЗ (Ереван), а также при серийном производстве (с чугунными плитами на АЭЗ - пакет ШМ см. на рис.4.8). рек, fe в повторяемых на производстве пакетах МЛ (при применении методики обеспечения КПК в ШМ(К)) объясняется в основном обоснованностью требуемых величин давлений прессовки и применением предложенного (см.2.3.6) способа прессовки пакетов ШМ. Корректировка длины (за счет изменения величины расчетной массы) пакетов ШМ в производстве приводит как к отклонениям в электромагнитных и энергетических показателях электрической машины по отношению к нормируемым значениям, так и к существенному затруднению процесса механизации (автоматизации) сборки пакетов ШМ. С учетом этого, вопрос выявления и устранения причин корректировок длины пакетов ШМ на практике приобретает важное значение. Для решения этой задачи необходимо экспериментально определить влияние изменения рассмотренных в 4.1 основных КТФ на точность обеспечения величин (лРе и %е как при широко рекомендуемых ли Ґ Л рек тературой давлениях прессовки ( Цпресс = 0,7 4,5 МПа), так и при давлениях 4KF(, , Цпрвсс. и Цщ , определенных в 4.1 по методике обеспечения КЖ в ШМ(К). Многоцикличные кривые "сжатия-разжатия" таких опытов и определенные по этой_ методике..." необходимые величины характерных давлений Ццг , Цпресс. и ЦМ обеспечивающие в ШМ(К) заданные значения KFe и Л-Ціч (ПРИ нахождении ШМ на оправке), приведены в 4.1. Здесь, на этих кривых по этой же методике определяются фак I j «f ЧКТ. n «pnicT. тические значения величин \\іг ж ь (в ШМ на оправке) при рекомендуемых литературой давлениях прессовки ( npee.t, = = 0,7 4,5 МПа). _ Few И результаты которых даны в продолжении табл.4.1, приведем на примере. Листы пакетов опытов Ш II и 13, имеющие заусенцы высотой П . = 0,03 мм, были лакированы лаком КФ-965 с Ous. = 2,6 мкм (опыт № II) и лаком K0-9I6 с Ой . =14,4 мкм (опыт .№ 13) (см. табл.4.1). Согласно рекомендации [l.3j оба пакета необходимо прессовать давлением Цс. = 0,7 МПа36. С учетом этого, с помощью кривых, приведенных на рис.4.3, графически определяются (во избежание загромождения графика построения не показаны) величины относительных деформаций пакетов опытов ІШ II и 13 - jbRF = 0,0132 и ЬкРе = 0,0237, соответствующие давлению сжатия 7пре«.= 0,7 МПа. Р С«) Далее, по зависимости (3.4а), с использованием значений к е и Ь(ре подсчитываются фактические величины коэффициентов rSFeM) = = 0,919 и r\Few = 0,865, обеспечиваемых при давлении n есе = =0,7 МПа в пакетах (на оправке) опытов Ш II и 13. Как видно из feCl) и КреС1) в сравнении с Кре =0,93, соответственно, меньше на 1,2 и 7$. __ Затем, по известным значениям начальных длин пакетов 0 3 и ПИЗ) Г(М СИЗ) U0/5 (см.табл.4.1), а также ЬКр и &RFe , по зависимости (3.1а) подсчитываются величины фактических длин пакетов (на оправке) "ПфакТ.011) гцракТ-ОЗ) РТре ІІ ж_х, (см.табл.4.1) при давлении Чпре«.= 0,7 МПа. Они П ракТ (11) ПФОкТ. (15) равны: Ц = 10,75 см, J = 11,42 см, тогда, как рас ХВ табл.4.1_ для длин пакетов до 16,5 см, из листов до У габарита, давление Скорме, выбрано равным 0,7 МПа, а для листов IX габарита (опыты Ш 7 и 10) - 4,5 МПа [1.4], как это обычно принимают на практике. - 125 четные длины (BRF ) ЭТИХ же пакет ов опре де ленные зависимостью (І.І) при kfT = 0,93, равны t= Щ\ = 10,62 см (см.табл.4.1). На практике,для обеспечения расчетной длины этих пакетов (при 4npec«.= 0,7 МПа), просто снимают "лишние" листы, которые в пакете опыта № II равны трем, а опыта № 13 - 14-и (табл.4.1). При этом, в ..рек. пакетах опытов Ш II и 13, взамен f\Fe = 0,93, как отмечалось вы „„, _ _ . F«ti) = 0,919 и Few = 0,865, меньшие от KF« . соответственно, на 1,2 и 7 А В табл.4.1 количество "лишних" (Илиш.) или "недостающих" (Пне}. ) листов, соответственно, подсчитывались зависимостями: (на оправке) опыта № II необходимо по отношению к npdce. = 0,7 Ша увеличить давление прессовки в 3,9 раза, а в опыте № ІЗ - в 207 раз! Эти данные наглядно показывают, что с точки зрения обеспечения величин Кре И Днре сравнительно невысокими давлениями, явно целесообразно рассмотреть возможность уменьшения толщины покрытия листа в пакете опыта № 13. Для этого необходимо дополнительно определить (см.6.1) влияние толщины покрытия на потери в стали. Аналогично этому примеру определены и данные в остальных опытах, приведенных в табл.4.1. В табл.4.I с учетом данных 4.2, приведены также величины от-клонений KF U) В сравнении с Кр« (в %) для законченных в изготовлении пакетов ШМ. Эти отклонения в наших опытах составляют (см.табл.4.1): при применении рекомендуемых литературой [1.3, 1.4, І.І7 и др.] и широко применяемых на практике давлениях прессовки ( = = 0,7 4,5 Ша) - от 0,7 до минус 7,5$; при применении предложенных автором давлений прессовки - от минус 0,3 до минус 0,8 %, Анализ результатов опытов, приведенных в продолжении табл.4.I, показывает:

Похожие диссертации на Особенности новой конструкции и технологии прессовки магнитопроводов синхронных машин до 100кВт промышленной частоты

Теоретические основы технологии изготовления металлопластмассовых конструкцийБеневоленский, Игорь Евгеньевич

Разработка технологии, специализированного оборудования и конструкции баллонов для сжатых, сжиженных и растворимых газовПетров Алексей Владимирович

Разработка технологии контактного формования композитных конструкций с учетом индивидуальных свойств исходного сырьяБеляков, Евгений Владимирович

Технология формирования и повышения прочности клеевых соединений деталей машиностроительных конструкцийПещерова Татьяна Николаевна

Технология ультразвукового модифицирования углеродными нанотрубками полиэфирного связующего для изготовления композитных конструкцийСтепанищев Николай Алексеевич

Особенности конструкций и технологии защитных тугоплавких покрытий электродов ЭВПЛамонов, Сергей Владимирович

Разработка технологии литья и конструкции кристаллизатора с учетом особенностей формирования корки для повышения качества полунепрерывнолитого стального слитка круглого сечения Цукерман Виктор Яковлевич

Математическое моделирование подвески АТС с учетом особенности работы гидроамортизатора на высоких частотахПодзоров Андрей Валерьевич

Особенности энергопреобразования и режимы работы электромагнитного резонансного вибратора с регулируемой частотой колебанийПозднов Максим Владимирович

Оценка влияния особенностей конструкции и нагрузки на напряженное состояние и прочность ездовых поясов систем типа подкраново-подстропильных ферм. ПриложенияЛампси Борис Борисович