Міністерство освіти і науки України НАЦІОНАЛЬНИЙ ТЕХНІЧНИЙ УНІВЕРСИТЕТ «ХАРКІВСЬКИЙ ПОЛІТЕХНІЧНИЙ ІНСТИТУТ» Факультет Центр заочного та дистанційного навчання Кафедра Електричні машини Спеціальність 141 – Електротехніка, електроенергетика та електромеханіка До захисту допускаю Завідувач кафедри проф. В. І. Мілих (ініціали та прізвище) ________________________ (підпис, дата) ДИПЛОМНИЙ ПРОЕКТ першого (бакалаврського) рівня вищої освіти Тема проекту «Проектування трифазного асинхронного двигуна потужністю 4 кВт та синхронною частотою обертання 1500 об/хв» Шифр проекту ЕМБЗ – 14.01 (група, номер теми за наказом) Виконавець Бутко Володимир Віталійович (прізвище, ім’я та по-батькові) Керівник доц. Маслєнніков Андрій Михайлович (посада, прізвище, ім’я та по-батькові) Харків 2018 1 ОГЛЯД АСИНХРОННИХ ДВИГУНІВ, ЩО ВИПУСКАЮТЬСЯ СЕРІЙНО 1.1 Характеристика основних серій вітчизняних асинхронних двигунів Зараз в промисловості асинхронні двигуни (АД) випускаються серійно. Серія електричних машин представляє собою ряд електричних машин зростаю- чої потужності, що мають однотипну конструкцію і вдовольняють загальному комплексу вимог. На підприємствах нашої країни випускаються чотири основних серії асин- хронних двигунів загальнопромислового призначення: АД, АДТ, ML та АИР, окрім того випускаються та оновлюються серії: А, 5А, 5АИ, 5АМ, 4А, 4АМ. Ці двигуни призначені для комплектації електроприводів різних механізмів у всіх галузях промисловості і аграрного комплексу. Основними підприємствами, що випускають двигуни цих серій є: ПАТ «ХЕЛЗ «Укрелектромаш» (м. Харків) , ПАТ «Електромотор» (м. Полтава), ДП «ХЕМЗ» (м. Харків). Також освоюється технологія виготовлення роторів з литою мідною коро- ткозамкненою обмоткою двигунів серії ВАД. Ці двигуни випускає СП «Укрпро- мекологія» (м. Донецьк). Розглянемо більш детально основні серії АД. 1.1.2 Серія АИР Найбільш поширеною є серія АИР. Трифазні асинхронні двигуни серії АИР випускаються на потужності від 0,18 – 5,5 кВт, та синхронною частотою обертання від 750 до 3000 об/хв. Загальній вид двигуна серії АИР показано на рис. 1.1 Рисунок 1.1 – Трифазний асинхронний двигун серії АИР Робоча частота АД серії АИР 50 або 60 Гц, напруга 220 – 660 В (АИР 71 – напруга 220 – 440 В). Ступінь захисту електродвигуна IP 54, клас нагрівостійко- сті ізоляції F. Допускаються такі монтажні виконання: на лапах (IM1081), з фла- нцем (IM3081, 3681), комбіновані (IM2081, 2181), із другим вільним кінцем валу (IM1082, 2082, 2182, 3082, 3682), вмонтовані (IM5010). Кліматичні виконання: У2, У3, У5, УХЛ2, УХЛ4, Т2. Двигун серії АИР може мати спеціальне виконан- ня: хімічностійке (Х2), морське (ОМ2), із вбудованим температурним захистом (Б), підвищеної точності (П) [1]. 1.1.3 Серія АДТ Електродвигуни серії АДТ використовуються при виробництві електрона- сосів, вентиляторів, побутової техніки і т. ін. Енергетичні показники: підвище- ний ККД (до 69 %) та низький рівень реактивних струмів (cosφ до 0,79) забезпе- чує стабільну роботу енергосистеми споживача і значно знижує ризик перенап- руження в мережі, підвищення кратності пускового та максимального моменту. Має знижений рівень шуму (не більше 56 дБ), що досягається за рахунок вико- ристання підшипників підвищеної точності і оптимальної системи вентиляції. Середній моторесурс – 20 000 годин. Також є відмінність у конструкції корпусу. За рахунок того, що станина поєднана із заднім підшипниковим щитом і кожу- хом вентиляторного вузла, підвищилась жорсткість конструкції. Загальний вид двигуна серії АДТ зображено на рис. 1.2. Рисунок 1.2 – Загальний вид АД серії АДТ 1.1.4 Серія ML АД серії ML по установчо-приєднувальним розмірам повністю взаємоза- мінні з двигунами серій 4А, АИР, А, АИ та АДМ. Вони відрізняються від інших: підвищеним ККД, збільшеною на 15 % перевантажувальною здатністю, збіль- шеним до 30 000 годин середнім ресурсом до капітального ремонту, зниженим рівнем шуму. 1.1.5 Серія АД Двигуни серії АД відрізняється виконанням з чавунним корпусом з радіа- льними ребрами та посиленими підшипниковими щитами. Вентилятор охоло- дження з алюмінію [2]. По приєднувальним розмірам взаємозамінні з двигунами інших серій асинхронних двигунів. 1.1.6 Двигуни з литою мідною короткозамкненою обмоткою ротора Нещодавно створена українська технологія виготовлення роторів з мідною литий обмоткою енергоефективних вибухозахищених асинхронних двигунів (ВАД) потужністю від 1,1 до 400 кВт. Ротори з мідною литою обмоткою зобра- жені на рис. 1.3. Рисунок 1.3 – Ротор ВАД з литою короткозамкненою обмоткою У порівнянні з аналогами з алюмінієвою обмоткою ротора ВАД з мідною обмоткою мають суттєві переваги (рис. 1.4): 1) Підвищення потужності та перевантажувальної здатності в 1,5 рази, ККД на (1,5 – 3) % та надійності в 1,5 – 2,5 рази; 2) Зниження рівня звукового тиску на 15 – 20 дБ; 3) Стійкість роботи при частих пусках до 160 пусків за хвилину; 4) Зменшення масо-габаритних показників [3]. Рисунок 1.4 – Розподіл втрат потужності у двигунів з мідної обмоткою короткозамкненого ротора Продукція українського виробника за рахунок універсальності та низької собівартості має високу конкурентоспроможність. А широка номенклатура ви- робництва асинхронних двигунів повинна забезпечити українському виробнику вихід на нові ринки збуту. 1.2 Асинхронні двигуни російського виробника Основні виробники асинхронних двигунів в Росії – це ПАТ «ELDIN» та ПАТ «ВЭМЗ», на які припадає близько 30 % російського ринку продажу елект- родвигунів. Окрім перелічених серій АД, російський виробник випускає такі се- рії двигунів: 7A (енергозберігаючий), АИС (RA, 6A, 6AM), 5А, АНП (для ліфтів, виробляється без валу). 1.2.2 Серія 5А Електродвигуни серії 5А повністю взаємозамінні з відповідними типами електродвигунів серій 4А і АИР. АД цієї серії з висотою осі обертання 200 мм виконуються в станині, отриманій методом екструзійної технології з високоміц- них алюмінієвих сплавів. А з висотою осі обертання понад 200 мм в чавунній оболонці. 1.2.3 Серія АИС АД серії АИС призначені для використання у верстатобудуванні, деревоо- бробній промисловості, сільському господарстві, системах промислової венти- ляції, транспортерах, підйомниках, насосному устаткуванні і т.п. При розробці двигунів цієї серії використовувалася нова концепція дизай- ну і нові матеріали. Конструкція електродвигунів відповідає діючим вимогам національних і міжнародних стандартів. Станина двигунів з висотою осі обер- тання 132 – 200 мм виготовляються з алюмінію, 225 – 315 мм – з чавуну. Елект- родвигуни основного виконання випускаються в корпусі з алюмінієвого сплаву, який має ребра розташовані вертикально та горизонтально. Підшипникові щити також виготовлені з алюмінієвого сплаву, поверхня під посадку підшипників армована сталевою втулкою. Кожух вентилятора сталевий, вентилятор з морозо- стійкого поліпропілену [4]. Зовнішній вигляд електродвигуна серії АИС показа- но на рис. 1.5. Рисунок 1.5 – Електродвигун серії АИС Двигуни серій 5А і АИС відносяться до нових серій АД з короткозамкне- ним ротором. Для поставок на експорт двигуни цих серії виготовляються по но- рмах CENELEK-DOCUMENT 28/64 [4]. 1.2.4 Серія 7А Серія 7A передбачає підвищення ККД від 1,1% для більших габаритів та до 5% для менших габаритів серії. Ці двигуни виробляються на потужності від 1,5 до 500 кВт. Особливістю цих двигунів є можливість демонтажу лап, а вико- нання ребер для охолодження в радіальному напрямку значно покращує усі по- казники машини. Як усім підприємствам країн СНГ, російським виробникам АД характерні тенденції розвитку, що викладені вище для українського машинобу- дування [5]. 1.3 Асинхронні двигуни європейського виробника 1.3.1 Продукція європейського виробника АД Одними з основних виробників асинхронних двигунів в Європі є «Motova- rio» (м. Форміджине, Італія) та «Siemens» (м. Берлін, м. Мюнхен ФРН). Ці ком- панії випускають АД різних типів і конструкцій, деякі з них аналогічні українсь- ким. Особливо слід відмітити двигуни серії Т («Motovario») та 1LА6 і 1LA7 («Siemens»), а також серію 1LA1 з мідною короткозамкненою обмоткою ротора. Двигуни серії Т компанії «Motovario» випускаються закритими – ступінь захисту IP 55, ізоляція класу нагрівостійкості F. Охолодження забезпечується ві- дцентровим вентилятором з радіальними лопатками, які охолоджують двигун незалежно від напряму обертання. Вентилятор виготовляють з термопластика посиленого фібергласом або з алюмінію [6]. Двигуни надійно працюють в режимі жорсткої експлуатації, в складних кліма- тичних умовах, і навіть після повного вироблення ресурсу вимагають мінімаль- ного технічного обслуговування. Зовнішній вигляд електродвигуна серії Т пока- заний на рис. 1.6. Рисунок 1.6 – Електродвигун серії Т компанії «Motovario» АД фірми «Siemens» серій 1LA6 і 1LA7 призначені для широкого викори- стання в різних галузях промисловості. Конструктивно виконуються закритими, із ступенем захисту IP55 або IP56. Корпус виготовляється з чавуна або алюмі- нію. Ці серії охоплюють найбільший діапазон потужностей від 60 Вт до 1 МВТ при високих економічних показниках. Зовнішній вигляд електродвигуна серії 1LA6 показано на рисунку 1.7. Рисунок 1.7 – Електродвигун серії 1LA6 фірми «Siemens» Компанія «Siemens» займається також пошуком інноваційних рішень пи- тання економічності асинхронних двигунів. Так серія 1LA1 випускається з рото- рами, обмотка яких виготовлена мідним литтям. Виготовлення короткозамкне- ної обмотки ротора з міді, мають забезпечити підвищення ККД на 3% та cosφ на 0,03 – 0,07 в.о., а також зменшення габаритів. АД з короткозамкненою обмот- кою, що виготовлено з міді, показано на рис. 1.8 [7]. Рисунок 1.8 – АД з короткозамкненою обмоткою, виготовленою з міді 1.3.2 Тенденції розвитку машинобудування в Європі 1.3.2.1 Окремо слід розглянути і тенденції розвитку машинобудування Єв- ропи. Напрямки подальшого виробництва в Європі базуються на міркуваннях економічності та екологічності машин. За статистикою в період з 1998 по 2008 роки кількість двигунів що мали ККД нижче за 0,7 скоротилась з 69% до 1%. Надзвичайно широкий спектр виробництва та наукових досліджень ком- паній Європи робить її зразками машинобудування. А розробка та виготовлення енрегоефективних двигунів дозволить у майбутньому вирішити гострі проблеми енергетики, та екології. Двигуни російського та українського виробництва також відповідають но- рмам СЕМЕР. Окрім того швидкими темпами розвивається і технологія мідного лиття для короткозамкненої обмотки ротора, прикладом якої є СП «Укрпроме- кологія». 1.4 Обґрунтування вибору базової конструкції АД для виконання дип- ломного проекту бакалавра Для виконання дипломного проекту бакалавра за базову була прийнята конструкція АД серії АИР. Даний вибір оснований на тому, що електродвигуни двигуни цієї серії виробляються на підприємствах міста Харкова, мають просту конструкцію та високі енергетичні показники. А багаторічний досвід з виробни- цтва АД та повноцінна виробнича база роблять впровадження даної машини в виробництво найбільш економічним. 13 2 ТЕХНІЧНІ УМОВИ 2.1 Вимоги за призначенням 2.1.1 Спроектований двигун застосовується в електроприводах різних при- строїв, механізмів і машин, у тому числі в приводах верстатів, компресорах і ве- нтиляторах різного призначення, системах автоматичного керування, приводах нестандартного устаткування, підйомно - транспортних машинах, в будівельній техніці, виробах, що відносяться до товарів народного споживання. 2.1.2 Двигун виконується на номінальну напругу 220 В (Δ) /380 В (Y), при частоті 50 Гц. 2.1.3 Вид кліматичного виконання УХЛ, категорія розміщення 4 по ГОСТ 15150 і ГОСТ 15543.1. 2.1.4 Двигун повинен відповідати вимогам ГОСТ 183, ДСТУ 2365, цих те- хнічних умов і комплекту документації згідно специфікацій. 2.1.5 Матеріали і комплектуючі, які використовуються для виготовлення двигуна повинні відповідати вимогам стандартів і технічним умовам на ці мате- ріали і комплектуючі вироби. 2.1.6 Двигун повинен працювати в приміщеннях із природною вентиляці- 4 єю. Висота над рівнем моря до 4300 метрів (при тиску 5,4·10 Па). При експлуа- тації двигуна на висотах 1000 – 4300 м потужність на валу повинна бути зниже- на. 2.2 Основні номінальні параметри і розміри 2.2.1 Основні номінальні параметри електродвигуна повинні відповідати вказаним в таблиці 2.1. Таблиця 2.1 – Номінальні параметри електродвигуна Найменування параметра Номінальні значення Потужність РN, кВт 4 Напруга (лінійна) UN, В 380 14 Закінчення таблиці 2.1 Найменування параметра Номінальні значення Частота живильної мережі fs, Гц 50 Частота обертання (синхронна) ns, об/хв 1500 Ковзання, s 0,036 Коефіцієнт корисної дії (ККД), N 0,85 Коефіцієнт потужності, cos 0,84 N Кратність пускового моменту, М /M 2,55 1 N Кратність пускового струму, I1/I 6,78 SN Перевантажувальна здатність, М /M 3,4 max N Примітка. Граничні відхилення параметрів номінальних значень по ГОСТ 183. 2.2.2 Параметри двигуна, які вказані в таблиці 2.1, відповідають темпера- турі оточуючого повітря від 1°С до 35°С і висоті над рівнем моря до 1000 м. 2.2.3 Габаритні, установчі та приєднувальні розміри прив’язані до висоти осі обертання та регламентуються ГОСТ 18709. Граничні відхилення на встанов- лювальні та приєднувальні розміри регламентовані ГОСТ 8592. 2.3 Конструктивно-технічні вимоги 2.3.1 Електродвигун повинен безвідмовно працювати в наступних умовах: 1) при температурі оточуючого повітря від плюс 35°С до плюс 1°С і відно- сній вогкості 80% при 25 °С – для кліматичного виконання УХЛ4 по ГОСТ 15150 і ГОСТ 15543.1; 2) при висоті над рівнем моря до 1000 м; 3) навколишнє середовище невибухонебезпечне, не містить струмо- провідного пилу, не містить парів речовин, що шкідливо впливають на ізоляцію. 3 Запилення повітря не більше 10 мг/м . 2.3.2 Умови експлуатації двигуна у частині впливу механічних факторів зовнішнього середовища по групі М8 ГОСТ 17516.1. 15 2.3.3 Основний режим роботи двигуна – тривалий S1 по ГОСТ 183. 2.3.4 Ступінь захисту двигуна IР44 за ГОСТ 17494. 2.3.5 Спосіб охолодження двигуна IC0141 за ГОСТ 20459. 2.3.6 Конструктивне виконання електродвигуна за способом монтажу по- винне бути IM1001 по ГОСТ 2479. 2.3.7 Система ізоляції класу нагрівостійкості F за ГОСТ 8865. 2.3.8 Рівень шуму - за ГОСТ 16372. 2.3.9 Норми власної вібрації за ГОСТ 20815. 2.3.10 Двигун повинен мати струмоввід, розташований на станині. 2.3.11 Опір ізоляції обмотки статора від корпуса і між обмотками при нормальних кліматичних умовах зовнішнього середовища, повинен бути не менше 5 МОм, при температурі близькій до робочої – не менше 1 МОм. 2.3.12 Двигун з вбудованим температурним захистом повинен мати вмонтований в обмотку статора ланцюг терморезисторів. 2.3.13 Для двигуна встановлюються наступні показники надійності: 1) середній ресурс до капітального ремонту не менше 20000 год.; 2) середній наробіток до відмови не менше 25000 год.; 3) середній термін служби до списання не менше 20 років. 2.4 Вимоги безпеки 2.4.1 Електродвигун повинен відповідати вимогам ГОСТ 12.2.007.0, ГОСТ 12.2.007.1 і ГОСТ 12.1.004. 2.4.2 Монтаж, наладка і введення в експлуатацію електродвигуна повинна виконуватися з урахуванням вимог безпеки, що пред'являється до заземлення електродвигуна, опору і електричній міцності ізоляції відповідно до вимог на- ступних документів: – ГОСТ 21130 «Изделия электротехнические. Зажимы заземляющие и зна- ки заземления. Конструкция и размеры»; – «Правила устаткування електроустановок »; – «Правила технічної експлуатації електроустановок споживачів »; 16 – «Правила техніки безпеки при експлуатації електроустановок спожива- чів». 2.4.3 Всі частини (муфта або деталі іншого механізму), що обертаються та розміщені на кінці валу двигуна, повинні бути захищені захисними кожухами. 2.4.5 Встановлений на об'єкті двигун повинен бути заземлений, для чого на торцях лап є затиски заземлення. Біля затиску заземлення повинен бути нанесе- ний знак заземлення, виконаний по ГОСТ 21130. Значення опору між заземляю- чим болтом і кожною доступною дотику металевою неструмопровідною части- ною двигуна, яка може виявитися під напругою, не повинне перевищувати 0,1 Ом. 2.5 Комплектність 2.5.1 У комплект постачання входять: – двигун зі шпонкою – 1 шт.; – паспорт – 1 шт.; – технічний опис та інструкція з експлуатації. 2.6 Маркування 2.6.1 На двигуні повинна бути прикріплена паспортна табличка, яка виконується за ГОСТ 12971 і ГОСТ 26772 із вказаними даними двигуна за ГОСТ 183 і ГОСТ 18620. 2.7 Упакування 2.7.1 Упакування і консервація двигуна за ГОСТ 23216. 2.7.2 Відправлення двигунів виконується транспортними пакетами і контейнерами за ГОСТ 23216. Консервація двигунів виконується на термін три роки гарматним змащенням за ГОСТ 19537 відповідно до вимог ГОСТ 23216. 17 2.8 Правила приймання 2.8.1 Правила приймання повинні відповідати ГОСТ 183 і ДСТУ 2365. 2.8.2 Для перевірки відповідності двигуна вимогам цих технічних умов установлюється наступна категорія контрольних випробувань – приймально- здавальні за ГОСТ 183. 2.9 Методи випробувань 2.9.1 Методи випробувань двигуна повинні відповідати вимогам ГОСТ 7217 і ГОСТ 11828. 2.9.2 Випробування на нагрівання необхідно проводити в номінальному режимі роботі двигуна. 2.9.3 Конструктивне виконання за способом монтажу, способом охолодження двигуна, розташуванням струмоввіду, маркування паспортної таблички перевіряють зовнішнім оглядом перед проведенням випробувань. 2.9.4 Комплектність постачання, маркування вантажу і транспортне маркування, консервацію й упакування перевіряють зовнішнім оглядом при упакуванні та відвантаженні. 2.9.5 Метод контролю установчо-приєднувальних розмірів двигуна за ГОСТ 8592. 2.9.6 Метод оцінки вібрацій двигуна за ГОСТ 20815. 2.9.7 Метод визначення шумових характеристик двигуна за ГОСТ 11929. 2.9.8 Визначення втрат і ККД для двигуна із установленою нормою ККД нижче 85 %, визначення втрат і ККД може здійснюватися як методом виміру механічної потужності, так і непрямим методом за ГОСТ 25941. 2.9.9 Методи випробувань ступеня захисту двигуна за ГОСТ 17494. 2.9.10 Випробування на вологостійкість проводяться по методу 207-1 ГОСТ 16962 тривале випробування. 2.9.11 Випробування двигуна на холодотривалість, теплотривкість, вібро- тривкість і вплив змін температур проводять за ГОСТ 16962.1. 2.9.12 Методи випробувань на надійність за ТУ 16.0.801.373. 18 2.10 Транспортування і зберігання 2.10.1 Умови транспортування двигуна у частині впливу механічних факторів за ГОСТ 23216, у частині впливу кліматичних факторів за ГОСТ 15150. 2.10.2 Умови зберігання упакованого двигуна за ГОСТ 15150. 2.10.3 Термін зберігання двигуна в упаковці і з консервацією підприємства-виробника – три роки. 2.10.4 Складування двигунів як у заводському упакуванні, так і без нього здійснюється в штабелях на стелажах і повинне забезпечувати збереження їх якості і товарного виду. Зберігання транспортного пакету допускається в два яруси. 2.11 Вказівки щодо експлуатації 2.11.1 Експлуатація двигуна повинна проводитися відповідно до “ Правил технічної експлуатації електроустановок споживачів ” і “ Технічним описом і інструкцією з експлуатації ”. 2.11.2 Перед монтажем двигун повинен бути очищений від змащення, а потім необхідно виміряти опір ізоляції. Якщо опір менше 5 МОм, то двигун треба піддати сушінню. 2.11.3 Двигун повинен бути заземлений. Необхідно також виключити можливість доступу до обертових части і частин, по яким протікає струм. Заборонена робота зі знятими кожухами і відкритим струмоввідом. 2.11.4 Захист двигуна із вбудованим температурним захистом при перевантаженнях повинен забезпечувати замовник із застосуванням апаратів захисту, що спрацьовують при опорі ланцюга терморезисторів у межах 1650 – 4000 Ом. 2.11.5 При експлуатації двигуна на висоті вище 1000 м над рівнем моря потужність на валу необхідно знизити з урахуванням коефіцієнта навантаження, який наведено в табл. 2.2 19 Таблиця 2.2 – Залежність коефіцієнта навантаження від висоти над рівнем моря Висота, м 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 Коефіцієнт 1 0,98 0,95 0,92 0,88 0,84 0,80 0,75 навантаження βp, в.о. 2.11.6 Двигун допускає роботу в режимах, відмінних від обговорених у п. 2.3.3 за умови, що перевищення температури обмотки статора, заміряне методом опору за ГОСТ 11828 не перевищує допустимої величини. 2.12 Гарантії виробника 2.12.1 Виробник гарантує відповідність двигуна вимогам дійсних технічних умов при дотриманні споживачем правил експлуатації, зберігання, транспортування і монтажу двигуна. 2.12.2 Гарантійний термін експлуатації двигуна три роки з дня введення в експлуатацію. 20 3 ЕЛЕКТРОМАГНІТНИЙ РОЗРАХУНОК 3.1 Визначення головних розмірів двигуна 3.1.1 Головними розмірами асинхронного двигуна є зовнішній діаметр статора d se , і довжина осердя статора ls . Ці розміри жорстко пов’язані з ви- сотою осі обертання вала h. Висота осі обертання h, пов’язана з номінальною потужністю PN і синхронною частотою обертання ns двигуна. Її попереднє значення вибирається по 8, h 100мм. 3.1.2 Зовнішній діаметр статора d se , визначається згідно [9] з урахуванням обраної величини h, d se 168 мм. 3.1.3 Попереднє значення внутрішнього діаметра статора визначається за співвідношенням ds  kds dse , (3.1) де kds – коефіцієнт, значення якого вибирається по [8], kds  0,64 . Підставляємо отримане значення kds у (3.1) ds  0,64 168 108 мм. 3.1.4 Знаходимо довжину осердя статора. Починаємо з розрахунку його попереднього значення  8,62 10 10  P l  calc s , (3.2) d 2s  As  B  KWs  ns де Pcalc – розрахункова потужність, Вт; Аs – лінійне навантаження, визначається по [8], As  242 А/см; B – магнітна індукція в повітряному проміжку, визначається по [9], B  0,87 Тл; KWs – обмотувальний коефіцієнт, який для одношарових обмоток статора приймається рівним 0,95 [8]. 21 Розрахункова потужність визначається за формулою PN KP  Ecalc , (3.3) N cosN де KЕ – коефіцієнт відношення ЕРС в фазі обмотки статора до номінальної фазної напруги, визначається по [8], KЕ = 0,97; N – номінальний ККД, визначається по [8], N  0,82 ; cos N – коефіцієнт потужності, визначається по [8], cosN  0,82 . Підставляємо отримані значення у (3.3) 4  0,97 Pcalc   5,77кВ·А. 0,82  0,82 Отримане значення Pcalc підставляємо у (3.2) / 8,62 10 10 5,77 ls  142,1мм. 1082  242  0,87  0,95 1500 В результаті розрахунку попереднє значення l / округляємо до цілого s числа з точністю до 1 мм при l /s < 100 мм і з точністю до 5 мм при l / s > 100 мм. Тобто, остаточно приймаємо значення ls 140мм. Оцінка правильності вибору головних розмірів здійснюється за величиною  s  ls ds , при правильному виборі головних розмірів λ ≈ 1,3. За результатами проведеного розрахунку  s  ls ds = 140/108 = 1,3, як бачимо умова виконується. 3.2 Проектування статора 3.2.1 Для осердя статора і ротора приймаємо сталь марки 2013. Ізолю- вання листів сталі проводиться шляхом оксидування, у цьому разі коефіцієнт заповнення осердя сталлю KFe  0,97 . Визначаємо кількість пазів статора Qs  2 p ms  qs , (3.4) де 2р – кількість полюсів, 2р = 4; ms – кількість фаз статора, ms = 3; 22 qs − кількість пазів статора на полюс і фазу, вибирається по [8], qs = 3. Підставляємо отримані значення ms, qs та 2р у (3.4) Qs  4 3 3  36 . 3.2.2 Приймаємо трифазну, одношарову концентричну обмотку. Середній крок обмотки по пазах Q 36 y sQs   = 9. 2 p 4 Коефіцієнт скорочення обмотки K ps 1 і обмотувальний коефіцієнт KWs  Kds K ps визначається тільки коефіцієнтом розподілу обмотки Kds [9] 0,5 0,5 KWs  Kds   = 0,96. qs  sin 30 / qs  3  sin 30 /3 Схему обмотки статора зображено на рис. 3.1. 3.2.3 Визначаємо попередню кількість витків у фазі обмотки статора N ' KE U sNs , 4,44  f  K ' (3.5) s Ws   де UsN – номінальна фазна напруга, UsN = 220 В; Ф ' – попереднє значення магнітного потоку, Вб. Попереднє значення магнітного потоку визначається за формулою B  d  l 106 0,87 108 140 106  '   s s   0,00658Вб. p 2 Підставляємо отримане значення Ф' у (3.5) 0,97  220 N 's  153,8 . 4,44 50 0,96  0,00658 Для уточнення кількості витків необхідно визначити кількість ефекти- вних провідників в пазу N ' z ' s  as Qs  , (3.6) p  qs де аs − кількість паралельних віток обмотки статора, приймаємо аs = 1. 23 Рисунок 3.1 – Схема одношарової концентричної обмотки статора 24 Підставляємо значення аs у (3.6) ' 153,8 1zQs   25,6 . 2 3 Приймаємо zQs  25 . Уточнюємо значення кількості витків zQs  p  qs 25  2 3 N s   150 . as 1 Уточнюємо значення магнітного потоку Ф '  N 's 0,00658 153,8Ф   = 0,00675 Вб. N s 150 Визначаємо магнітну індукцію в повітряному проміжку Ф p 106 0,00675  2 106 Bδ   = 0,89 Тл. ds  ls 108 140 Для оцінки правильності визначення кількості витків уточнюється лі- нійне навантаження 10  zQs Qs  I sN As  , (3.7) d s as де I sN − номінальний фазний струм обмотки статора, А. Номінальний фазний струм обмотки статора визначається за формулою P 3N 10 4 10 3 IsN    9 А. 3 U sN N cos N 3 220 0,82 0,82 Підставляємо отримане значення I sN у (3.7) 10 25 36 9 As   238,74А/см. 3,14 108 1 3.2.4 Розміри трапецеїдальних пазів статора: 1) зубцевий крок статора на розточці його осердя  ds 3,14 108s    9,4мм; Qs 36 25 2) висота спинки статора Ф 106 hys  , (3.8) 2 KFe  ls Bys де Bys – магнітна індукція в спинці статора, вибирається по [8], Bys 1,65 Тл. Підставляємо отримане значення Bys в (3.8) 0,00675 106 hys  14,8 мм ; 2  0,97 140 1,68 3) висота паза статора dse  ds 168 108hs   hys  14,8 15,2 мм; 2 2 4) ширина зубця статора bts по всій висоті його основної частини приймається однаковою s Bb  δts , (3.9) KFe Bts де Bts − середнє значення магнітної індукції в зубцях статора, яке ви- бираємо по [8], Bts 1,85 Тл. Підставляємо отримане значення Bts у (3.9) 9,4  0,89 bts   5 мм; 0,97 1,72 5) висота шліца hs1 приймається рівною 0,5 мм, відповідно [8]; 6) ширина шліца bs1  0,3  h =0,3  100  3мм; 7) менша bs2 та більша bs3 ширина паза відповідно:   ds  2  hb  s1  bs1Qs bts 3,14  108 2 0,5336 5 s2   4,7 мм; Qs   363,14  (ds  2 hs ) 3,14  (108  2 15,2)bs3  bts   5 7,1мм. Qs 36 На рис. 3.2 зображено зубцево-пазову структуру осердя статора. 26 Рисунок 3.2 – Зубцево-пазова структура осердя статора 3.2.5 Для обмоток статора застосовуємо провід ПЭТ-155 (клас нагріво- стійкості F ). При механізації обмотувальних робіт застосовують провід з ме- ханічно міцнішою ізоляцією марки ПЭТМ-155. Попередній діаметр елементарного ізольованого проводу KQs  S' s nds c is  , (3.10) zQs  Nc де KQs − коефіцієнт заповнення паза, який приймаємо по [8], KQs  0,72 ; 2 Ss n − площа поперечного перерізу паза, зайнята обмоткою, мм ; Nc − кількість елементарних провідників в одному ефективному, Nc =1. Площа поперечного перерізу паза, зайнята обмоткою, визначається за формулою S 's n  Ss n  Sis p  Sis fr , (3.11) 2 де S 's n − площа поперечного перерізу паза напросвіт, мм ; Sis p − площа поперечного перерізу прокладок на дні паза і під кли- 2 ном, мм ; 2 Sis fr − площа поперечного перерізу корпусної ізоляції, мм . Площа поперечного перерізу паза напросвіт визначається за формулою 27 ' bs2 bs   b b Ss n   3 0,1  h h  s2 s1  s s1 0,1   2    2   4,7  7,1   4,7  3  2    0,1  15,2  0,5   0,1  79,75мм .  2   2  Площа поперечного перерізу прокладок на дні паза і під клином знахо- диться як 2 Sis p  0,5 bs3  0,75 bs2  0,5 7,1 0,75 4,7  7,08мм . Площа поперечного перерізу корпусної ізоляції визначається за фор- мулою Sis fr bis fr  2hs  bs2  bs3 , (3.12) де bis fr − товщина односторонньої корпусної ізоляції, приймаємо по [8] bis fr  0,25 мм. Підставляємо прийняте значення bis fr (3.12) Sis fr  0,25   2 2 15,2 4,7  7,110,55мм . ’ Підставляємо отримані значення S sn, Sis p, S у (3.11) is fr 2 Ss n  79,7510,55 7,08 62,13мм . Підставляємо отримане значення Ss n в (3.11) ' 0,72  62,13ds c is  1,33мм. 25 1 Вибираємо по [2, 3] найближчий стандартний провід: 1) найближчий стандартизований діаметр проводу ds c is = 1,33 мм; 2) відповідний йому діаметр неізольованого проводу ds c = 1,25 мм, 2 площа поперечного перерізу якого Ss c = 1,227 мм . Оскільки попереднє d 's c is і остаточне значення ds c is не співпадають, тому уточнюємо коефіцієнт заповнення паза KQs і ширину шліца bs1 z 2Qs Nc ds c is 25 1 1,33 2 KQ s    0,71; Ss n 62,13 28 bs1  dscis 2 bis fr 0,4 1,33 2 0,25 0,4  2,23мм. Після порівняння уточненого і заздалегідь прийнятого значення bs1 ос- таточно приймається більше з них, тобто bs1  3мм. Визначаємо густину струму в провіднику обмотки статора IsN 9 2J s c    7,33А/мм . Nc  Ss c as 11,227 1 Проводимо оцінку правильності вибору ds c is за добутком лінійного нава- 2 2 нтаження Аs на цю густину струму J : As  Js c = 238,74∙7,33 = 1751 А /(см·мм ). s c 2 2 Максимально допустиме значення As  Jsc 1970 А /(см·мм ). Розрахо- ване значення знаходиться в межах норми, умова дотримана – вибір вірний. 3.2.6 Визначаємо розміри елементів обмотки статора: 1) середній зубцевий (або пазовий) крок статора  ds  hs  3,14  10815,2sav   10,8 мм; Qs 36 2) середня ширина котушки обмотки статора bWav  sav  yQs 10,8 9  97,2 мм; 3) середня довжина однієї лобової частини котушки l fh  (1,160,14  p) bWav 15  (1,16  0,14  2) 97,2 15 155мм; 4) середня довжина витка обмотки lWav  2  (ls  l fh )  2  (140 155)  590 мм; 5) довжина вильоту лобової частини обмотки l fs  (0,190,1 p)bWav 10  (0,19  0,1  2)97,2 10  48мм. 3.3 Проектування ротора 3.3.1 Повітряний проміжок між осердям статора і осердям ротора  = 0,3мм. 3.3.2 Зовнішній діаметр ротора dr  d s  2 108 2 0,3107,4мм. 3.3.3 Довжина пакету осердя ротора lr  ls 140 мм. 3.3.4 Кількість пазів короткозамкненого ротора Qr=27. 29 3.3.5 Форма паза ротора − напівзакритий паз трапецеїдальної овальної форми. Висоту паза приймаємо hr = 18 мм. 3.3.6 Внутрішній діаметр осердя ротора dri  0,23  d se =  0,23 168 38,6 мм. 3.3.7 Рекомендована розрахункова висота спинки ротора hyr  0,38dr hr  0,38 107,4 18  22,8 мм, але у підсумку треба узгодити значення dri і hyr , зважаючи на співвідношен- ня dr  dri 107,4  37hyr  hr  18 17,2 мм. 2 2 3.3.8 Магнітна індукція в спинці ротора Ф 106 0,00675 10 6 Byr   1,44 Тл. 2 KFe  lr hyr 2  0,97 140 17,2 d 3,14 107,4 3.3.9 Зубцевий крок ротора r  r  12,5мм. Qr 27 3.3.10 Магнітна індукція в зубцях ротора Btr = 1,8 Тл. 3.3.11 Ширина зубця ротора Bδ  r 0,89 12,5btr    6,4мм. Btr KFe 1,8 0,97 3.3.12 Визначаємо розміри напівзакритого паза ротора: 1) висота і ширина шліца hr1 = 0,5 мм, br1 =1,5 мм; 2) більший і менший радіуси  dr  2 hr1Qr btr 3,14  107,4 2 0,5 27 6,4rr1    2,7 мм; 2  Qr   2  273,14  dr  2 hr Qr btr 3,14  107,4 2 18 28 6,4rr2   1,1мм; 2  Qr   2  283,14 3) відстань між центрами дуг радіусів rr1 і rr2 hr2  hr  hr1  rr1  rr2 18  0,5  2,7 1,113,7 мм; 30 4) площа поперечного перерізу паза S (і одночасно стрижня S ) r n r c Srn  Src  0,5    (r 2 r1  r 2 r2)  (rr1  rr2) hr2   0,5 3,14  (2,72 1,12)  (2,7 1,1) 13,7  65,4 мм2. Радіуси rr1 і rr2 визначені, виходячи з умови, що btr const. Перевірку правильності їх визначення здійснюють за допомогою виразу hr2 Qr rr1  rr2  0 . В нашому випадку hr2 Qr rr1  rr2  3,14 13,7  27  2,7 1,1 0 , умова виконується, тобто розміри пазової зони ротора визначено вірно. Зубцево-пазову структуру короткозамкненого ротора зображено на рис. 3.3. Рисунок 3.3 – Зубцево-пазова структура короткозамкненого ротора 31 3.3.13 Визначаємо розміри короткозамикального кільця литої алюміні- євої клітки: 1) поперечний переріз кільця 0,39 Qr  Sr n 0,39  27  65,4 2 S fhr   175 мм ; 2 p 4 2) висота кільця h fhr 1,15 hr 1,15 18  20,7 мм; S fhr 158,2 3) довжина кільця l fhr    8,5 мм; h fhr 20,7 4) середній діаметр кільця d fhavr  dr  h fhr 107,4 20,7 86,7 мм. 3.3.14 Визначаємо кількість та розміри вентиляційних лопаток: 1) кількість лопаток nbl при h від 50 до 100 мм повинна знаходитися в межах від 6 до 9, приймаємо nbl = 9; 2) товщина лопатки bbl  0,3  h  0,3  100  3мм; 3) довжина лопатки lbl  0,31  h  0,31 100  31 мм; 3 3 4) висота лопатки hbl  0,83  h 2  0,83  1002 18мм. Виходячи з того, що висота вентиляційної лопатки не може бути біль- ша за висоту короткозамикального кільця, остаточно приймаємо hbl 18 мм. Переріз короткозамикального кільця литої алюмінієвої клітки приведе- но на рисунку 3.4. Рисунок 3.4 – Переріз короткозамикального кільця литої алюмінієвої клітки 32 3.4 Перевірний розрахунок 3.4.1 Розрахунок магнітного кола 3.4.1.1 Коефіцієнт повітряного проміжку KC  KCs KCr , (3.13) де KCs і KCr – коефіцієнти, які враховують зубчасту структуру статора і ротора. Коефіцієнт, що враховує зубчату структуру статора KCs визначається за формулою 5       s 5  0,3 9,4s 9,4  b K  s1  3Cs 1,27.5     5  0,3 9,4  ss  bs1  9,4  3  bs1 3 Коефіцієнт, що враховує зубчату структуру ротора KCr визначається за формулою 5    r 5  0,3 12,5r  12,5  br1 1,5KCr   1,064. 5    r 5  0,3 12,5r  br1  12,5 1,5  br1 1,5 Підставляємо отримані значення KCs і KCr у (3.13) KC 1,7 1,064 1,351 . 3.4.1.2 Магнітна напруга сила повітряного проміжку Fδ 0,8   KC Bδ10 3  0,8 0,3 1,3510,89 103  289,6 А. 3.4.1.3 Напруженість магнітного поля в зубцях статора Hts = 12,2 А/см. 3.4.1.4 Середня довжина шляху магнітного потоку в зубці статора lmts  hs 15,2 мм. 3.4.1.5 Магнітна напруга зубців статора Fts  0,1  H ts  lmts  0,1 12,2 15,2 18,54 А. 3.4.1.6 Напруженість магнітного поля в спинці статора Нуs = 10,7 А/см. 33 3.4.1.7 Середня довжина шляху магнітного потоку в спинці статора   dse  hys  3,14  168 14,8 lmys    60,16 мм. 4  p 4  2 3.4.1.8 Магнітна напруга спинки статора Fys  0,1H ys  lmys  0,110,7 60,16  64,37 А. 3.4.1.9 Напруженість магнітного поля в зубцях ротора H tr = 15,2 А/см. 3.4.1.10 Середня довжина шляху магнітного потоку в зубці ротора lmtr  hr  0,2  rr2 18  0,2 1,117,78 мм. 3.4.1.11 Магнітна напруга зубців ротора Ftr  0,1 H tr  lmtr  0,115,2 17,78 27,03 А. 3.4.1.12 Напруженість магнітного поля в спинці ротора Нyr = 4,1 А/см. 3.4.1.13 Середня довжина шляху магнітного потоку в спинці ротора  dri  hyr  3,14  37 17,2 lmyr   17,2 мм. 4  p 4 2 3.4.1.14 Магнітна напруга спинки ротора Fyr  0,1H yr  lmyr  0,1 4,117,2 8,73 А. 3.4.1.15 Магніторушійна сила обмотки статора на один полюс F  Fδ  Fts  Fys  Ftr  Fyr  = 289,6 18,54  64,37  27,03 8,73 408,3А 3.4.1.16 Коефіцієнт насичення магнітного кола F 408,3 k   1,41. μ Fδ 289,6 3.4.1.17 Складова намагнічувального струму статора 2,22  p F 2,22  2  408,3 I sμ    4,2 А, ms  N s  KWs 3 150 0,96 I sμ 4,2 у відносних одиницях I sμ    0,47 . * I sN 9 34 3.4.1.18 Головний індуктивний опір Е Х  sμ , (3.14) I sμ де Es – ЕРС в обмотці статора, В. Електрорушійна сила в обмотці статора визначаємо за формулою Es  KE U sN  0,97  220  213,4В. 213,4 Підставляємо отримане значення Es у (3.14) Хμ   50,81Ом, 4,2 у відносних одиницях X  I X * μ sN 50,819 μ*    2,08 . U sN 220 3.4.2 Визначення активних і індуктивних опорів обмоток двигуна 3.4.2.1 Питомі опори при базовій температурі a=20С, за [8] прийма- ються такі: 1 1) для міді ρCu 20C  Ом·мкм; 57 1 2) для алюмінію ρ Al 20C  Ом·мкм. 27 3.4.2.2 Активний опір фазної обмотки статора при 20С 1 Cu 20C  N  l 150 590 s Wav 3 57 3Rsθa  10  10 1,27 Ом. as  Nc  Ss c 111,227 3.4.2.3 Активний опір обмотки статора, приведений до робочої темпе- ратури Rs  kθCu Rsa 1,38 1,27 1,75 Ом. 3.4.2.4 Активний опір обмотки ротора: 1) активний опір стрижня клітки ротора 1  140Al 20C  lr R 3 27rθ a1  10  10 3  0,00008 Ом; Sr c 65,4 35 2) коефіцієнт зведення струму короткозамикального кільця до струму стрижня ротора    p  3,14 2  K fhr  2 sin    2 sin   0,46 ;  Qr   27  3) опір короткозамкнених кілець, зведений до струму стрижня 1 2     d 2 3,14  86,7Al 20C fhavr 3  27 103  2 105Rr θa2  10 Ом; Qr  S fhr K 2 fhr 28 175 0,46 2 4) центральний кут скосу пазів 2  p  s sq sq  , (3.15) ds де βsq – відносний скіс пазів ротора в частках зубцевого кроку статора. Відносний скіс пазів ротора в частках зубцевого кроку статора визнача- ється за формулою bsq sq  , (3.16) s де bsq – ширина дуги скосу і в асинхронних двигунах з короткозамкне- ним ротором при h 160 береться рівною одному зубцевому кроку статора bsq  s 9,4 мм [8]. Підставляємо значення bsq у (3.16) bsq 9,4 sq   1, s 9,4 2 2 9,4 1 а значення sq у (3.15) sq   0,35 рад; 108 5) коефіцієнт скосу пазів ротора Ksq = 0,98; 6) коефіцієнт зведення опору обмотки ротора до обмотки статора 2 2 4 m  N K  4 3 150 0,96  K  s   s Ws sr      7194,35; Q  s  Ksq  36  0,98  36 7) зведений активний опір обмотки ротора при 20С R '  K  R  R   7194,35  8 105 5rθ a sr r θa1 r θa 2  2 10  0,72 Ом; 8) зведений активний опір обмотки ротора при робочій температурі R '  k  R 'r  Al rθa 1,410,72 1,01Ом. 3.4.2.5 Індуктивний опір фази обмотки статора: 1) коефіцієнт провідності пазового розсіяння h  s4 3hs2 hs1 hs3 s n     , (3.17) 3bs2 bs2  2bs1 bs1 bs2 де hs2 – висота коронки зубця, hs2  0,6 мм; hs3 – проміжок між коронкою зубця та обмоткою, hs3  0,6 мм; hs4 – висота обмотки, мм; hs5 – величина проміжку між обмоткою та дном пазу, hs5  0 мм. Висота обмотки визначається за формулою hs4  hs  hs1  hs2  hs3  hs5  15,2  0,5  0,6  0,6  0 13,5мм. Розміри паза статора, що необхідні для виконання розрахунків пазово- го розсіяння вказані на рис. 3.5. Рисунок 3.5 − Розміри паза статора до розрахунку пазового розсіяння 37 Підставляємо отримані значення у (3.17) hs4 3hs2 hs1 hs3 13,5 3 0,6 0,5 0,6s n     s n     1,42 ; 3bs2 bs2  2bs1 bs1 bs2 3  4,7 4,7  2 3 3 4,7 2) коефіцієнт провідності диференціального розсіяння  2s KWs  Kr dm Kn s Kd s s d  0,9  , (3.18)  KC де Kr dm − коефіцієнт, що враховує демпфувальну реакцію струмів, на- ведених в короткозамкненій обмотці ротора вищими гармоніками поля ста- тора, Kr dm = 0,93; Kn s – коефіцієнт, що враховує вплив відкриття пазів статора; Kd s − коефіцієнт диференціального розсіяння статора, рівний відно- шенню сумарної ЕРС від вищих гармонік магнітного поля статора до ЕРС від першої гармоніки, вибирається по [8], Kd s = 0,0141; Коефіцієнт, що враховує вплив відкриття пазів статора 2 0,033b2 0,033 3 K s1n s 1 1  0,89. s   9,4 0,3 Підставляємо отримані значення Kr dm , Kn s і Kd s у (3.18)  29,4  0,96  0,93  0,89  0,0141 s d  0,9   2,12 ; 0,3 1,351 3) коефіцієнт провідності розсіяння лобових частин обмотки статора q s fh  0,34  s  l fh 0,64 Q   p , (3.19) ls де Q − скорочення кроку обмотки статора, при одношаровій обмотці з діаметральним кроком, Q 1. p – полюсний крок двигуна по розточці статора, мм; Полюсний крок двигуна по розточці статора знаходиться по формулі d 3,14 108   sp   84,8мм. 2 p 2 2 38 Підставляємо отримані значення p і Q у (3.19) 3 s fh  0,34   155 0,64 184,8 0,73; 140 4) сумарний коефіцієнт провідності розсіяння обмотки статора  s s n  s d  s fh 1,42  2,12  0,73 4,27; 5) індуктивний опір розсіяння фази обмотки статора fs  ls N 2 s  s 50 140 150 2  4,27 Xσs 1,58  1,58  1,77 Ом. p q 108s 2 3 10 8 3.4.2.6 Індуктивний опір обмотки ротора: 1) коефіцієнт провідності диференціального розсіяння 2Q 0,9    r  r 6  p Kd r   (3.20) r d  , KC де Kd r – коефіцієнт диференціального розсіяння ротора, визначається по [8], Kd r = 0,02. Підставляємо отримане значення Kd r у (3.20) 2 0,9 12,5  27   0,02  6  2r d   2,81; 0,3 1,351 2) коефіцієнт провідності пазового розсіяння для овального напівзакри- того паза 2 h  2    r1 hr2  0,8  r r2   r 1 r1  b r n  0,66 r1  br1 6  r   r1  2 Sr с  4rr1 2 2 0,5 13,7 0,8 1,1  3,14 2,7   1,5   1  0,66 1,47; 1,5 6 2,7  2 65,4  4 2,7   3) кількість пазів ротора на полюс і фазу статора Q 27 q  rr   2,25; 2  p ms 2  2 3 39 4) коефіцієнт провідності розсіяння короткозамикальних кілець 2,9 d fhavr  2,35 d fhavr  r fh   lg  Qr  l 2  h  r K fh r  fhr  l fhr  2,9 86,7  2,35 86,7    lg   0,26; 27 140 0,452  20,7  8,5  5) коефіцієнт провідності розсіяння скосу пазів r  2 sqr r sq  , (3.21) 9,5  KC kμ де sqr – відносний скіс пазів ротора в частках зубцевого кроку ротора. Визначаємо відносний скіс пазів ротора в частках зубцевого кроку ро- тора s 9,4sqr sq  1  0,75. r 12,5 Підставляємо отримане значення у (3.21) 12,5 0,752 r sq  1,3; 9,5 0,3 1,3511,41 6) сумарний коефіцієнт провідності розсіяння обмотки ротора σ r  r n r d r fh r sq 1,47  2,81 0,26 1,3  5,84; 7) індуктивний опір обмотки ротора Xσr  7,9  fs  lr   10 9  r  7,9 50 140 5,84 10 9  0,000323Ом; 8) зведений індуктивний опір обмотки ротора X 'σr  Ksr  Xσr  7194,35 0,000323 2,32Ом. У правильно спроектованій машині зазвичай співвідношення X / X ' s r знаходиться у межах від 0,7 до 1,0. X / X ' r 1,77/ 2,32  0,76 – умова виконується. s 3.4.2.7 Опори обмоток перетвореної Г-подібної схеми заміщення, з ви- несеним намагнічувальним контуром: 40 1) коефіцієнт розсіяння статора kσ s  Xσ s / Xμ 1,77/50,81 0,03; 2) коефіцієнт опору статора Rs 1,75Cs    0,03; X σs  X μ 1,77  50,81 3) перетворені опори обмоток R 's  Rs 1,75Ом; X 'σs  Xσs  1 ks  1,77  1 0,031,83Ом; R '' 2 r  R ' r  1 kσs  1,01 1 0,03 2 1,1Ом; 2 2 X ''σr  X ' σr  1 kσs   2,32  1 0,03  2,5Ом. Перетворена Г-подібна схема заміщення, з винесеним намагнічуваль- ним контуром зображена на рис. 3.6 Рисунок 3.6 – Схема заміщення зведеного асинхронного двигуна 3.4.3 Режим неробочого ходу 3.4.3.1 Реактивна складова струму статора при синхронному обертанні U sN 220I sμs    4.2 А. X 2 2μ  1 kσ  1 Cs  50.81 1 0,03 1 0,03 s 3.4.3.2 Електричні втрати в обмотці статора при синхронному обертанні Pelμ  ms  I 2 sμs R '  1C2s s  3 3,62 1,96  1 0,032  76,28 Вт. 41 3.4.3.3 Магнітні втрати в окремих елементах осердя статора: 1) для сталі марки 2013 питомі магнітні втрати p1 50  2,6 Вт/кг, емпі- ричний показник ступеню  f 1,5 , а поправочний коефіцієнт, який враховує збільшення магнітних втрат через різні технологічні пошкодження листів осердя в процесі його виготовлення, для машин змінного струму приймається по [8] Kmag 1,7; 2) розрахункова маса сталі зубців статора m  7,8 Q b  h  l  K 106Fets s ts s s Fe  7,8 36 5 15.2 140 0,97 10 6  2,9 кг 3) розрахункова маса сталі спинки статора mFe ys  7,8    d 6se  hys  hys  ls  KFe 10   7,83,1416814,814,81400,97 106  7,54кг; 4) магнітні втрати в зубцях статора при fs = 50 Гц і вказаних значеннях p1 50 і Kmag для сталі марки 2013 P 2magts  4,4  Bts mFets  4,4 1,72 2  2,9  37,72 Вт; 5) магнітні втрати в спинці статора при fs=50 Гц і вказаних значеннях p і K для сталі марки 2013 1 50 mag Pmag ys  4,4  B 2 ys mFe ys  4,4 1,68 2 7,54  93,7 Вт; 3.4.3.4 Сумарні магнітні втрати в осерді статора з урахуванням додат- кових втрат   2  P smags  Pmagts  1 2   KC 1   Pmag ys   10   9,4 2   37,72  1 2   1,3511   93,7 157,1 Вт.  10  3.4.3.5 Механічні втрати при ступені захисту IP44 і способі охолоджен- ня IC0141 2 4 ns   dse Pmec  Kmec      , (3.22) 1000 100  42 де Kmec – коефіцієнт, що враховує механічні втрати, Kmec = 1 [8]. Підставляємо отримане значення Kmec у (3.22) 2 4 1500 168 Pmec 1      17,9 Вт. 1000 100 3.4.3.6 Активна складова струму неробочого ходу Pelμ  Pmags  Pmec 92,51157,117,9 I sao    0,41А. msU s 3  220 3.4.3.7 Струм неробочого ходу I  I 2 2 2 2so sao  Isμs  0,41  4,2  4,22А. 3.4.3.8 Коефіцієнт потужності при неробочому ході I 0,41 coso  sao   0,1 Iso 4,22 3.4.4 Параметри і характеристики номінального режиму роботи 3.4.4.1 Активний опір короткого замикання Rk = R ' s + R '' r =1,751,1 2,85Ом. 3.4.4.2 Індуктивний опір короткого замикання X k = X ' σs + X '' σr =1,83+ 2,5= 4,33Ом. 3.4.4.3 Повний опір короткого замикання Z  R2  X 2  2,852  4,332k k k  5,18Ом. 3.4.4.4 Додаткові втрати в номінальному режимі 103 103 Pad  Pad nom  0,005  PN   0,005  4   24,4 Вт. N 0,82 3.4.4.5 Механічна потужність двигуна Pm  P 3 N 10  Pmec  Pad 1,5 10 3 17,9  24,4  4042,3Вт. 3.4.4.6 Повний опір схеми заміщення 2Zl  R  R   X 2 l k k , (3.23) де Rl  опір схеми заміщення (див. рис. 3.6), який імітує навантаження двигуна, Ом. 43 Опір схеми заміщення, який імітує навантаження двигуна, знаходиться як 2 ms U 2  2  R  sN m U l  Rk   s sN  R   Z 2k k  2  P  m  2  Pm  2 3  2202  3  2202    2,85    2,85  5,182  29,31Ом. 2  4042,3  2  4042,3    Підставляємо отримане значення R l у (3.23) 2 Zl  29,31 2,85  4,33 2  32,45 Ом. 3.4.4.7 Ковзання у номінальному режимі 1 1 sN    0,036 . 1 R R '' 1 29,31 1,1l r 3.4.4.8 Номінальна частота обертання nN = ns  1 sN =1500  1 0,036 1446 об/хв. 3.4.4.9 Активна складова струму статора при синхронному обертанні Pelμ  Pmags 92,51157,1 I sas    0,38 А. ms U sN 3  220 3.4.4.10 Зведений струм ротора '' UI = sN 220 r   6,78А. Zl 32,45 3.4.4.11 Активна складова струму статора ''  R  R  (1C 2)  2 X C  Isa  Isas  Ir   l k s k s     Zl  (1C 2 s )    29,31 2,85 (1 0,032 )  2 4,33 0,03  0,38 6,78     7,14А.   32,45  (1 0,03 2 )  3.4.4.12 Реактивна складова струму статора  '' X k  (1C 2 s ) - 2  (Rl  Rk ) C I  I  I   s sμ sμs r   2   Zl  (1 Cs )  44  4,33  (1 0,032 )  2  (29,31 2,85) 0,03  4,2  6,78     4,66 А.   32,45  (1 0,03 2 )  3.4.4.13 Фазний струм статора IsN  I 2  I 2 2 2sa sμ  7,14  4,66 8,53А. 3.4.4.14 Коефіцієнт потужності I 7,14 cosN = sa = = 0,84. IsN 8,53 3.4.4.15 Лінійне навантаження статора 10  I sN  zQs 10 8,53  25 As    226,8А/см. as  s 1 9,4 3.4.4.16 Густина струму в обмотці статора I J  sN 8,53 2 s c   6,95 А/мм . Nc  Ss c  as 1 1,227 1 3.4.4.17 Лінійне навантаження ротора A  I ''s r  1 kσ s   KWs  1 C 2 A sr  , (3.24) IsN  KWr  Ksq де KWr – обмотковий коефіцієнт короткозамкненого ротора, визначаєть- ся по [8], KWr = 1. Підставляємо отримане значення у (3.24) 226,8 6,78  1 0,03 0,96  1 0,032 Ar  182,88 А/см. 8,53 10,98 3.4.4.18 Струм в стрижні ротора 2 ms  Ns  K  I '' Ws r  1 kσ s  1 C2s Ir1   Qr  Ksq 2 3 150 0,96 6,78  1 0,03  1 0,032   229,2А. 27 0,98 45 3.4.4.19 Густина струму в стрижні ротора I J = r1 229,2 2 r c =  3,5 А/мм . Sr c 65,4 3.4.4.20 Струм в короткозамикальному кільці Ir1 229,2Ir2 = =  496,9 А. K fh r 0,46 3.4.4.21 Електричні втрати в обмотці статора P 2 ' 2els = ms  IsN  Rs = 3 8,53 1,75= 380,9Вт. 3.4.4.22 Електричні втрати в обмотці ротора P '' 2 '' 2elr = ms  (Ir )  Rr = 3 6,78 1,1=151,7Вт. 3.4.4.23 Сумарні втрати потужності в двигуні P  Pels Pelr PmagsPmec Pad   380,9 151,7 157,117,9  24,4  732 Вт. 3.4.4.24 Потужність (електрична), що підводиться до двигуна P = P 103 +ΔP= 4 103in N + 732 4732 Вт. 3.4.4.25 Коефіцієнт корисної дії ΔP 732 N =1 =1  0,85 . Pin 4732 3.4.4.26 Уточнене значення номінальної корисної потужності двигуна PN  ms U sN  IsN N cosN  3 220 8,53 0,85 0,84  3985 Вт. 46 4 РОЗРАХУНОК ХАРАКТЕРИСТИК 4.1 Розрахунок робочих характеристик 4.1.1 Результати основних етапів розрахунку механічних характеристик викладені в табл. 4.1. За цими результатами в загальній координатній системі побудовано залежності Is(Р), (Р), cos(Р), Pin (Р), s(Р). Графіки наведені на рис. 4.1. 4.2 Розрахунок максимального обертального моменту 4.2.1Для розрахунку максимального моменту використовується Г- подібна схема заміщення асинхронного двигуна (див. рис. 3.6). 4.2.1.1 Змінна частина коефіцієнта провідності пазового розсіяння ста- тора  3hs2 hs1snv     K ' , (4.1) bs2 bs1 βs bs1  де K 'βs − коефіцієнт, що враховує укорочення кроку обмотки статора, вибирається по [8], K 'βs 1 . Підставляємо отримане значення K 'βs у (4.1)  3  0,6 0,5 snv    1 0,4 4,7  3 3   4.2.1.2 Складова коефіцієнта провідності розсіяння обмотки статора, залежна від насичення sv =snv +s d  0,4 2,12 2,52 4.2.1.3 Змінна частина коефіцієнта пазового розсіяння обмотки ротора для напівзакритого паза овальної форми hr1 0,5rnv    0,33. br1 1,5 47 Таблиця 4.1 – Розрахункові дані для побудови робочих характеристик двигуна Параметри Корисна потужність P* , в.о. Відносна корисна потужність P* , в.о. 0 0,1 0,25 0,5 0,75 1 1,25 Корисна потужність P, кВт 0,00 0,4 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 Механічні втрати потужності Pmec, Вт 17,92 17,92 17,92 17,92 17,92 17,92 17,92 Магнітні втрати в осерді статора Pmags, Вт 157,84 157,84 157,84 157,84 157,84 157,84 157,84 Додаткові втрати потужності Pad, Вт 0,00 2,44 6,10 12,20 18,29 24,39 30,49 Опір що імітує навантаження двигуна Rl, Ом 8060,97 339,94 135,91 65,42 41,49 29,31 21,84 Повний опір схеми заміщення Zl, Ом 8063,82 342,82 138,82 68,41 44,54 32,45 25,06 Ковзання s, в.о. 0,0001 0,003 0,008 0,017 0,03 0,036 0,05 Частота обертання ротора n, об/хв 1499,85 1495,50 1488,00 1474,50 1455,00 1446,0 1425,00 Зведений струм ротора Ir'', А 0,03 0,64 1,58 3,22 4,94 6,78 8,78 Активна складова струму статора Isa, А 0,41 1,02 1,96 3,59 5,31 7,14 9,10 Реактивна складова струму статора Isμ, А 4,20 4,17 4,14 4,19 4,35 4,66 5,14 Фазний струм статора Is, А 4,22 4,29 4,59 5,52 6,87 8,53 10,46 Коефіцієнт потужності cosφ, в.о. 0,10 0,24 0,43 0,65 0,77 0,84 0,87 Електричні втрати в обмотці статора Pels, Вт 93,19 96,34 110,14 159,66 247,25 380,86 572,69 Електричні втрати в обмотці ротора Pelr, Вт 0,00 1,36 8,29 34,13 80,50 151,68 254,23 Сумарні втрати потужності ΔP, Вт 269,0 276,0 300,0 382,0 522,0 732,0 1033,0 Потужність, що підводиться до двигуна Pin, Вт 269,0 676,0 1300,0 2382,0 3522,0 4732,0 6033,0 Коефіцієнт корисної дії η, в.о. 0,0 0,59 0,77 0,84 0,8518 0,8451 0,8288 48 Рисунок 4.1 Робочі характеристики двигуна 49 4.2.1.4 Складова коефіцієнта провідності розсіяння обмотки ротора, зале- жна від насичення rv =rnv +r d  0,33 2,813,14 . 4.2.1.5 Індуктивний опір розсіяння двигуна, залежний від насичення ' sv '' rv 2,52 3,14Xv  Xσs   Xσr  1,83   2,5   2,43Ом. s r 4,27 5,84 4.2.1.6 Індуктивний опір розсіяння двигуна, незалежний від насичення X  X ' s   sv  X ''   r  rv σ c σs σr  s r 4,27  2,52 5,843,14 1,94   2,93  1,91 Ом. 4,27 5,84 4.2.1.7 Струм ротора при максимальному моменті U I '' sr Mmax   2[(R ' 2 2 s )  Xσc  0,0825 Xσv   R ' s  Xσc  0,0825 Xσv ] 1,24 103 δ as [R ' s  2 X σc  0,0825 X σv ] X σv  2 z [(R ' )2 2 Qs s  X σc  0,0825 X σv   R ' s  X σc  0,0825 X σv ] 220   2 2[1,752  1,91 0,08252,43 1,75 1,91 0,08252,43] 1,24 103 0,31[1,75 2 1,91 0,08252,43]2,43   36,93 А. 2 236 [1,752  1,91 0,08252,43 1,96 1,91 0,08252,43] 4.2.1.8 Повний опір схеми заміщення при максимальному моменті U s 220ZMmax = = = 5,96Ом. I '' 36,93r Mmax 4.2.1.9 Повний опір схеми заміщення при нескінченно великому ковзанні Zs  0,5   (R ' 2 2 's )  2  ZMmaх  Rs   0,5   (1,75)2  2 5,962 1,75 3,43 Ом. 4.2.1.10 Еквівалентний опір схеми заміщення при максимальному моменті R 'Mmax = Zs + Rs = 3,43+1,75 = 5,17 Ом. 50 4.2.1.11 Кратність максимального моменту Mmax ms U 2 s  1 s kMm   N , (4.2) M N 2 RM max P 10 3 де M N – номінальний обертальний момент двигуна, Н·м. Номінальний обертальний момент двигуна, знаходиться за формулою P 103 4 103 M NN = 9,55 = 9,55 = 25,47 H∙м. nN 1500 Підставляємо отримане значення M N у (4.2) M 3 2202  1 0,036 k  maxMm   3,4 M N 2 25,47 4 10 3 4.2.1.12 Максимальний момент M max = kMm M N = 3,4 25,47 = 86,11 Н·м. 4.2.1.13 Критичне ковзання при максимальному моменті R '' 1,1 scr = r = = 0,32. Zs 3,43 4.3 Розрахунок початкових пускових струму і обертального моменту 4.3.1 Активні і індуктивні опори двигуна в режимі пуску 4.3.1.1 Висота стрижня клітки ротора hrc  hr  hr1 18  0,5 17,5 мм. 4.3.1.2 Зведена висота стрижня ротора для литої алюмінієвої клітки ' 1 1hrc  0,0735 hrc   0,0735 17,5  1,08 . kθ Al 1,41 4.3.1.3 Розрахункова глибина проникнення струму в стрижні h h rcrc  , (4.3) 1 kRa де kRa − коефіцієнт активного опору, визначається по [8], kRa = 0,2. Підставляємо отримане значення kRa у (4.3) 17,5 hrc  14,58 мм. 1 0,2 51 4.3.1.4 Ширина стрижня на розрахунковій глибині проникнення струму 2  r  r  brc  2  r r1 r2 r1   hrc  rr1= hr2 2  2,7 1,1  2 2,7   14,58 2,7 2,62 мм. 13,7 4.3.1.5 Площа поперечного перерізу стрижня при розрахунковій глибині проникнення   b  Src   r 2 rc r1  rr1    hrc  rr1 2  2  3,14  2,62  2  2,72  2,7    14,58 2,7 59,13 мм . 2  2  4.3.1.6 Коефіцієнт витіснення струму Sr c 65,4 kcδ = = = 1,11. Srcδ 59,13 4.3.1.7 Активний опір стрижня при 20С для пускового режиму R 5 5rθa1 f = Rrθa1 kcδ = 8 10 1,11= 8,8 10 Ом. 4.3.1.8 Активний опір обмотки ротора при 20С, зведений до обмотки ста- тора, для пускового режиму R ' 5 5rθa f = Ksr  Rrθa1f + Rrθa2 = 7194,35  8,8 10 + 2 10 = 0,78Ом. 4.3.1.9 Коефіцієнт провідності розсіяння пазу ротора при пуску для оваль- ного напівзакритого пазу  2  hr1 hr2  0,8  r  2     r2    r b 1 r1   0,66 r1 rnf  k   Lr (4.4) br1  6  rr1  2  Sr с  4rr1   де k − коефіцієнт індуктивного опору, визначається по [8], kLr = 0,92. Lr Підставляємо отримане значення k Lr у (4.4)  2  0,5 13,7  0,8 1,1  2,72  1,5   rnf   1   0,66  0,92  0,57 . 1,5  6 2,7  2 65,4  4 2,5     52 4.3.1.10 Коефіцієнт провідності розсіяння обмотки ротора при пуску σrf = λrnf +λrd +λrfh +λr sq = 0,57 2,810,261,3 4,95 . 4.3.1.11 Індуктивний опір розсіяння двигуна при пуску, залежний і не за- лежний від насичення ' sv '' rv 2,52 3,14Xσvf  Xσs   Xσr  1,83   2,5   2,67 Ом; σs σrf 4,27 4,95   σrf rv 4,27  2,52 4,953,14 Xσcf  X '  σs svσs  X '' σr   1,83   2,5  1,66Ом. σs σrf 4,27 4,95 4.3.1.12 Активний опір двигуна при пуску R  R ' ' 2 2 kf s  Rra f  kAl  1 kσ   1Cs s  2 1,75 0,78 1,41 1 0,03  1 0,032  2,93Ом. 4.3.2 Початкові пускові струм і момент двигуна 4.3.2.1 Струм ротора при пуску U 1,24 10 3 as   X'' s σvf  X σcf  0,0825  X σvf I rf    2  2Rkf  X σcf  0,0825  X  z 2 2σvf Qs  Rkf  X σcf  0,0825  X σvf   3 220 1,24 10 10,32,67  1,66 0,0825 2,67    54,64 А. 2 2,932  1,66 0,0825 2,67 60  2,932  1,66 0,0825 2,67 2  4.3.2.2 Повний опір схеми заміщення при пуску Z ''kf =U s / Irf = 220/54,64= 4,03Ом. 4.3.2.3 Індуктивний опір схеми заміщення при пуску X  Z 2 2kf kf  Rkf  4,03 2  2,932  2,77Ом. 4.3.2.4 Активна складова струму статора при пуску  Rkf X kf  I saf  I ''   sas  I rf   2 C   s   Zkf Zkf   4,03 2,77   0,38 54,64    2 0,03  42,58А.  40,3 4,03  53 4.3.2.5 Реактивна складова струму статора при пуску  X kf Rkf  Isμf  I  I ''    2 C sμs rf s =    Zkf Zkf   2,77 2,93   4,2  54,64    2 0,03  39,1 А  4,03 4,03  4.3.2.6 Фазний струм статора при пуску I  I 2  I 2  42,582 2sf saf sμf 39,1  57,8 А. 4.3.2.7 Кратність початкового пускового струму kI1 = Isf / Is =57,8/8,53= 6,78 . 4.3.2.8 Активний опір ротора при пуску, зведений до статора, при розраху- нковій робочій температурі R '' ' 2 2 rf  Rra f  k Al  1 kσ   1Cs  s 2  0,78 1,41 1 0,03  1 0,032 1,18Ом. 4.3.2.9 Кратність початкового пускового обертального моменту M R '' rf  1 sN 1 '' 2 2 1,18  1 0,036kM1   ms  (I rf )   3 54,64   2,55. M 3 3N P 10 4 10 4.3.2.10 Початковий пусковий момент M1 = kM1 M N = 2,55 25,47 = 64,85 Н∙м. 4.4 Побудова механічної характеристики двигуна 4.4.1 В таблиці 4.2 наведені числові значення величин необхідних для по- будови характеристики. На рис.4.2 побудовано механічну характеристику три- фазного асинхронного двигуна. Таблиця 4.2 – Внутрішня механічна характеристика P, кВт 0,0 0,4 1,0 2,0 3,0 4,0 9,2 28,10 s, в.о. 0,0001 0,003 0,01 0,02 0,03 0,04 0,32 1 n, об/хв 1499,85 1495,5 1488,0 1474,5 1455,0 1446,0 1018,6 0,0 M, Н·м 0,0 2,55 6,42 12,95 19,7 26,42 86,11 64,85 54 Рисунок 4.2 – Механічна характеристика (внутрішня) трифазного асинхронного двигуна 55 Рисунок 4.3 – Механічна характеристика трифазного асинхронного двигуна 56 5 ТЕПЛОВИЙ РОЗРАХУНОК 5.1 Тепловий розрахунок обмотки статора 5.1.1 Електричні втрати в обмотці статора P  m  I 2 2els max s sN Rsθa  kθmaxCu  3 8,53 1,27 1,48  408,46 Вт. 5.1.2 Площа умовної внутрішньої поверхні охолоджування активної ча- стини статора 2 Ss i α = π ds ls =3,14104,3140= 47499,48 мм . 5.1.3 Умовний периметр поперечного перерізу трапецеїдального напів- закритого паза lpn = 2 hs +bs2 +bs3 = 2 15,2+4,7+4,7= 42,2 мм. 5.1.4 Площа умовної поверхні охолоджування пазів 2 Ssn α = Qs  lpn  ls = 36 42,2 140  212688 мм . 5.1.5 Площа умовної поверхні охолоджування лобових частин обмотки 2 Ss fh  4 π ds l fs  4 3,1410848 65142,14 мм . 5.1.6 Площа умовної поверхні охолоджування двигуна з охолоджую- чими ребрами на станині Ssext  π dse 8nν hν  ls  2  l fs , де h − висота ребра, яку приймаємо h = 19 мм; (5.1) n − кількість ребер, приймаємо n = 12. Підставляємо отримані значення у (5.1) 2 Ssext  3,1416881219140248555018,2 мм . 5.1.7 Питомий тепловий потік від електричних втрат в активній частині обмотки і від магнітних втрат в осерді статора, віднесених до внутрішньої поверхні охолоджування активної частини статора  2  l  kФth   s Рels max   Pmagsl  Ф  Wav th sa  , (5.2) Ss i 57 де kФth − коефіцієнт, як частка втрат потужності в активній частині, яка передається повітрю всередині двигунів із ступенем захисту IP44, визнача- ється по [8], kФth = 0,2. Підставляємо отримане значення у (5.2)  2 140  0,2  408,46  157,84  590  Ф th sa   0,0015 2 Вт/мм . 47499,48 5.1.8 Питомий тепловий потік від втрат в активній частині обмотки, ві- днесених до поверхні охолоджування пазів 2  l Р  s 2 140els max 408,46  l 2 Фth s n  Wav  590  0,0009 Вт/мм . Ssn 212688 5.1.9 Питомий тепловий потік від втрат в лобових частинах обмотки, віднесених до поверхні охолоджування лобових частин обмотки 2  l fh Р  2 155els max 408,46  l Ф Wav 590th s fh    0,0033 2 Вт/мм . Ss fh 65142,14 5.1.10 Окружна швидкість ротора dr ns 3,14 107,4 1500 vr   8,43 м/с. 60000 60000 5.1.11 Перевищення температури внутрішньої поверхні активної час- тини статора над температурою повітря усередині машини Фth sa s a i  , (5.3) αth s де th s – коефіцієнт тепловіддачі поверхні статора, визначається по [8], -5 2 th s = 10∙10 Вт/(мм град). Підставляємо отримане значення у (5.3) 0,0015 Δθs a i = =14,81С. 10 105 58 5.1.12 Перевищення температури в ізоляції паза і котушок з круглих провідників  b b  b is fr θ s2 s3s n is Фth s n     , (5.4) λ '  eq i is 16 λeq i is  де λ 'eq i is − еквівалентний коефіцієнт теплопровідності внутрішньої ізо- -5 ляції котушки, визначається по [8], λ 'eq i is = 125∙10 Вт/(ммград); λeq i is – еквівалентний коефіцієнт теплопровідності ізоляції в пазу, що враховує повітряні прошарки, визначається по [8], λ 5eq i is 16 10 Вт/(ммград). Підставляємо отримані значення у (5.4)  0,25 4,7  7,1  θs nis  0,0009     1,96  С. 16 10 -5 16 125 10-5  5.1.13 Перевищення температури зовнішньої поверхні лобових частин обмотки над температурою повітря усередині машини Фth s fh 0,0033 Δθs fh i = =  32,95 С. αth s 10 10 5 5.1.14 Перевищення температури в ізоляції лобових частин котушки з круглих провідників  b is fh h θ Ф    s  , (5.5) s fhis th s fh λ ' eqiis 12 λeqiis  де bis fh − однобічна товщина ізоляції котушок в лобових частинах об- мотки, bis fh 0,25 мм. Підставляємо отримане значення у (5.5)  0,25 15,2  θ s fhis  0,0033    8,5  С. 0,00016 12 0,00125   59 5.1.15 Середнє перевищення температури обмотки над температурою повітря всередині двигуна 2  l 2  l θ s fh Ws air i  θsai  θsnis    θs fhi  θs fh is   lWav lWav 2 140 2 155  14,811,96  32,958,5  29,74 С. 590 590 5.1.16 Втрати потужності в двигуні, що передаються повітрю всередині двигуна,  2  ls  2  l fhPair i  kФth  Pels max   Pmags  Pels max   , (5.6)  lWav  lWav  Pelr max  0,1Pmec  Pad де Pelr max − електричні втрати в обмотці ротора при максимально допу- стимій температурі, які знаходиться як kθmax Al 1,52 Pelr max  Pelr  151,7  163,53 Вт. kθAl 1,41 Підставляємо отримане значення у (5.6)  2 140  2 155 Pair i  0,2  408,46  157,84  408,46    590  590 163,53 0,117,92 24,4  474,68 Вт. 5.1.17 Середнє перевищення температури повітря усередині двигуна над температурою зовнішнього повітря Pair i θair  , (5.7) Ss ext αair -5 2 де air − коефіцієнт підігріву повітря, air = 2,310 Вт/(мм град). Підставляємо отримане значення у (5.7) Pair i 474,68 θair    37,18С. Ssext αair 555018,2 2,3 10 5 60 5.1.18 Середнє перевищення температури обмотки статора над темпе- ратурою зовнішнього повітря Δθ Ws air =ΔθWs air i +Δθair = 29,7437,18  66,92 С. 5.1.19 Середня температура обмотки статора θWs av θWs air  θa , (5.8) де θ – прийнята температура охолоджуючого середовища,θ  40C . a a Підставляємо отримане значення у (5.8) θWs av  66,92 40 107 С. Температура θWs av не перевищує гранично допустиму температуру об- моток – 140°С, для вибраного класу нагрівостійкості системи ізоляції F, як бачимо, умова виконується. 61 6 ВЕНТИЛЯЦІЙНИЙ РОЗРАХУНОК 6.1 Розрахунок за спрощеною методикою 6.1.1 Середній діаметр зовнішньої поверхні охолодження корпусу (на рівні половини висоти ребер) d fr e  2  hhee  hv , (6.1) де he e мінімально допустима відстань від нижньої частини корпусу машини до опорної площини, визначається по [8], he e = 5 мм. Підставляємо отримане значення у (6.1) d fr e  2  100519  209 мм. 6.1.2 Зовнішній діаметр вентилятора dvente  0,85d fr e  0,85209177,65 мм; ширина (довжина) лопатки lvbl  0,2 d fr e  0,2 209  41,8 мм; кількість лопаток nv bl 1,25  3 d fr e 1,25  3 209  8 6.1.3 Коефіцієнт, що враховує зміну тепловіддачі за довжиною корпусу машини залежно від його діаметра і частоти обертання 3 k 4  ns  d fr e v  2,2      2,2 4 1500 3  209  4,31.  1000 100 1000 100 6.1.4 Необхідна витрата повітря k v Pair i q v a  , (6.2) ca  θair 3 де са – питома теплоємність повітря, са=1100 Дж/(См ). Підставляємо отримане значення у (6.2) 4,31474,68 3 q va   0,05 м /с. 110037,18 62 6.1.5 Витрата повітря (об’ємна швидкість потоку повітря), яка може бу- ти забезпечена зовнішнім вентилятором 3 3 n d q  0,6  s  fr e  2 1500  209 2 3 v a vent     10  0,6     10  0,08 м /с. 1000  100  1000 100  Необхідно, щоб задовольнялася нерівність qv a vent  qv a 0,08 > 0,05 – умова виконується. 6.1.6 Натиск повітря, що розвивається зовнішнім вентилятором 2 2d 2 2 ns   fr e  1500  209pa 12,3         12,3      120,9 Па. 1000   100  1000 100  63 7 МАСА ДВИГУНА І ДИНАМІЧНИЙ МОМЕНТ ІНЕРЦІЇ РОТОРА 7.1 Визначення маси двигуна і динамічного моменту інерції ротора 7.1.1 Маса ізольованого мідного проводу обмотки статора  2 d    s c is  z m   Qs 6 Cu s is  7,551,35  Qs   lWav  Nc  Ss c 10    d s c  2      21,33   25  7,551,35     36  590 11,227 10 6  2,96 кг.  1,25  2  7.1.2 Маса алюмінію короткозамкненого ротора mAl r  2,7 [Qr Sr c  lr  2 π d fhavr S fhr  , (7.1) 1,1nbl  lbl  l fhr h 6fhr bbl ] 10 , де bbl – товщина лопатки bbl  0,28  h  0,28  100  3 мм; lbl – довжина лопатки lbl  0,31 h  0,31 100  31 мм; hbl – висота лопатки 3 h  0,83  h2 3 bl  0,83  100 2 18 мм; nbl – кількість лопаток, nbl  9 . Підставляємо отримані значення у (7.1) mAl r  2,7 [27 65,4140 2 3,14 86,7 175 1,19  318,520,7 3]106  0,96 кг 7.1.3 Маса сталі осердь статора і ротора mFes r  7,8  ls KFe 0,785 d 2se d 2ri Qs Ss n Qr Sr n  106   7,8 140 0,97  0,785  1682 372 36 62,13 27 65,4 106 17,42кг. 64 7.1.4 Маса ізоляції статора mis s 1,35 ls  20 2 hs  3 b 6 sav bis fr Qs 10 , (7.2) де bsav – середня ширина паза статора bsav = 0,5  bs2 +bs3 = 0,5  4,7  7,1= 5,9 мм. Підставляємо отримане значення bsav у (7.2) m 1,35 140 20 2 15,2 3 5,90,25 36 106is s  0,11 кг. 7.1.5 Маса конструкційних матеріалів двигуна (ступінь захисту IP44, h  200 мм, корпус і щити з алюмінієвого сплаву)   mc m  0,21d 2  l  2,2 d 3 6se s se  10    0,211682 140 2,2 1683106 11,26 кг. 7.1.6 Маса двигуна mAM  mCus is mAl r mFes r mis s mc m   2,96 0,9617,42 0,1111,26  32,7 кг 7.1.7 Динамічний момент інерції ротора J  0,65 d 4  l 1012  0,65 107,44 140 1012 2 din re r  0,01 кгм . 65 8 ОПИС КОНСТРУКЦІЇ АСИНХРОННОГО ДВИГУНА 8.1 Конструкція асинхронного двигуна Асинхронний двигун складається з двох основних частин: нерухомої частини – статора і обертової частини – короткозамкненого ротора, які розділені повітряним проміжком. Статор складається із осердя (у пази якого укладена обмотка) і корпуса. Вид асинхронного двигуна у розрізі показаний на рис. 8.1. 1 – корпус, 2 – статор, 3 – обмотка, 4 – ротор Рисунок 8.1 – Двигун у розрізі Для зменшення втрат на вихрові струми і гістерезис (перемагнічування) осердя статора і ротора шихтується (набирається) з окремо відштампованих листів електротехнічної сталі марки 2013 за ГОСТ 21427.2. Пакети листів пресують, а потім скріплюють скобами. Пази осердя статора ізолюються, і в них укладається трифазна одношарова концентрична обмотка статора, яка виконана з круглого мідного 66 ізольованого провідника, марки ПЭТМ – 155. Станина відливається з алюмінієвого сплаву марки АК10Су за ГОСТ 1583 разом з охолоджуючими ребрами, коробкою виводів і лапами, що служать для кріплення асинхронного двигуна до фундаменту. Обмотане осердя статора запресовується в попередньо нагріту станину. Ротор складається з вала, на який напресовано шихтоване осердя ротора. В пази осердя залита алюмінієва короткозамкнена обмотка. Вал ротора виготовляється з круглої пруткової вуглецевої сталі марки 45 за ГОСТ 1050. Осердя ротора виконується зі скосом пазів, в які заливається коротко- замкнена обмотка у виді стрижнів разом з короткозамкненим кільцем і лопатками з алюмінію марки А5 за ДСТУ ГОСТ 11069:2008. Попередньо нагріту бочку ротора напресовують на вал. Потім на вал ротора напресовують шарикопідшипники радіальніоднорядні за ГОСТ 8338. Ротор вставляється до розточки статора і закріплюється з двох сторін підшипниковими щитами, які прикручуються болтами до станини. Підшипни -кові щити відливаються з алюмінієвого сплаву АК10Су. На неробочий кінець валу кріпиться вентилятор, відлитий із алюмінію, і закривається кожухом вентилятора, який у свою чергу, прикручується гвинтами до станини. На корпусі є заземлювальні болти, а також табличка з паспортними даними двигуна. Коробка виводів із клемником герметично закривається кришкою. У цій коробці виводів встановлені штуцери, що служать для безпечної експлуатації асинхронного двигуна. 67 9 МЕХАНІЧНИИЙ РОЗРАХУНОК 9.1 Вихідні дані щодо розрахунку вала Вихідними даними для розрахунку вала є розміри ротора, отримані при електромагнітному розрахунку і конструктивній проробці двигуна. В прак- тиці проектування розміри виступаючого кінця вала двигунів загального призначення вибираються за ГОСТ 18709 і ГОСТ 12080. У свою чергу, зале- жно від діаметра d , вибирають розміри шпонки b і h , а також висоту паза bk bk h для неї. Розміри шпонок, а відповідно і пазів для них, встановлені ГОСТ nbk 23360. Ці розміри показано на рис. 9.1. A A-A r hbk d d0 A hn bk l0 Рисунок 9.1 – Кінець вала При номінальному моменті M N  25,47 Н∙м, по [8] приймаються такі попередні розміри вільного кінця валу (див. рис. 9.1): d  28мм; l0  60 мм; d0  24 мм; hnbk =4 мм; bbk =8 мм; hbk = 7 мм. Відповідно конструктивній про- робці двигуна визначені попередні розміри вала, ескіз вала показано на рис. 9.2. Рисунок 9.2 – Ескіз вала bbk 68 9.2 Розрахунок вала на жорсткість 9.2.1 Розрахунок на жорсткість виконується за схемою вала, яка подана на рис. 9.3. Рисунок 9.3 – Розрахункова схема вала асинхронного двигуна 9.2.2 Сила тяжіння осердя ротора з обмоткою і ділянкою вала на дов- жині осердя P  64 d 2g r r  lr 10 6  64 107,42 140 106 103,35 Н. 9.2.3 Прогин вала під дією сили P на ділянці, відповідній середині g r пакету осердя Pg r f 2g r   Sb a  Sa b2 106 , (9.1) 3 Est  l 2 bear де Est − модуль пружності сталі, Est =2,06 10 11 Па; lbear − відстань проміж умовними центрами підшипників, lbear= 243мм; а, b – частки lbear від середини пакета осердя ротора, a = b = 121,5 мм; Sa і Sb – величини, які визначаються підсумовуванням значень y3i  y 3 i1 для і-тих уступів валу. J i Розрахункові дані для визначення величин Sa і Sb наведені в таблиці 9.1. 69 Таблиця 9.1 – Розрахункові дані для визначення величин S і Sb a  d 4 3 3 J  i , y  y , 3i y  y 3 i d , мм 64 y , мм y3 3 i i1 i i1 - i i , мм , ммi 3 4 мм J i мм 1 30 39759,61 8,00 512,0 512,0 0,0129 2 37 91994,95 121,50 1793613,38 1793101,38 19,4913 Визначаємо Sa і Sb 2 y3i  y 3 i1 -1Sа  Sb   0,012919,49 19,5 мм . i1 Ji Підставляємо отримані значення у (9.1) 103,35 f g r   19,5 121,52 19,5 121,52 106  0,002 мм 3  2,06 1011  243 9.2.4 Радіальне зусилля передачі на виступаючий кінець вала двигуна М Pge  k N ge  10 3 , (9.2) rge де kge − коефіцієнт, що залежить від способу сполучення двигуна з приводним механізмом, визначається по [8], k = 1,8; ge rge – радіус обводу на якому розташовані елементи, що передають зусилля, визначається по [8], r = 56 мм. ge 25,47 Підставляємо отримані значення в (9.2) P  0,3 103ge  818,6 Н. 56 9.2.5 Прогин вала під дією сили Pge посередині осердя Pge  c fge   1,5  lbear  S0  Sb  a  Sa b10 6 , (9.3) 3  Est  l 2 bear де c– відстань (див. рис. 9.3), c= 58 мм; 70 y3  y3 S0 – величина, яка визначається підсумовуванням значень i i1 J i для і-тих уступів валу. Розрахункові дані для визначення величини S0 наведені в таблиці 9.2. Таблиця 9.2 – Розрахункові дані для визначення величини S0 2 2 di,  d 4 y  y , y 2  y 2i i1 i J  i 4 2 2 2 i i1 -2 , мм y ,мм yi , мм , ммi i мм 64 2мм J i 1 30 39759,61 8 64,0 64,0 0,0016 2 37 91994,95 121,5 14762,25 14698,25 0,1598 Визначаємо S0 2 y2  y2 -2 S  i i10  0,0016 0,1598  0,1614 мм . i1 Ji Підставляємо отримані значення у (9.3) 818,6 28 fge   1,5 243 0,161419,5121,519,5 121,510 6  0,0093 3 2,06 1011 2432 9.2.6 Початковий розрахунковий ексцентриситет осердя ротора eg , що вини- кає через нерівномірність повітряного проміжку і прогин вала під дією сил Pg r і Pge eg  ke    fg r  fge , (9.4) де ke – коефіцієнт, що враховує нерівномірність повітряного проміж- ку, ke = 0,15 [8]. Підставляємо отримане значення у (9.4) eg  0,15 0,30,0020,0093 0,056 мм. 9.2.7 При зсуві осердя на величину eg виникає початкова сила однобі- чного магнітного тяжіння 0,15dr  lr eg 0,15 107,4 140 0,056 Fm r    423,25 Н.  0,3 71 9.2.8 Додатковий прогин вала від дії сили F mr Fmr 423,25fm r  fg r   0,002   0,008 мм. Pg r 103,35 9.2.9 Сталий прогин вала під дією сил магнітного тяжіння fmr c  fmr /(1 k f e), (9.5) де k f e – відношення прогину від дії сили Fmr до ексцентриситету осе- рдя ротора eg . Знаходимо відношення прогину від дії сили Fmr до ексцентриситету осердя ротора e g fmr 0,008 k f e    0,14 eg 0,056 Підставляємо отримане значення у (9.5) 0,008 fm r c   0,0093 мм. 1 0,14 9.2.10 Сумарний прогин вала посередині ротора у найгіршому разі fsum  fgr  fge  fmr c  0,0020,00930,0093 0,02 мм. Для забезпечення нормальної роботи асинхронного двигуна необхідно, щоб виконувалася умова – fsum  0,1 . Перевіряємо 0,02 мм < 0,1·0,3 = 0,03 мм – умова виконується. 9.2.11 Сила тяжіння сполучного пристрою 9,81mge Pg ge  , (9.6) 2 де m – маса сполучного пристрою, визначається по [8], mge = 1,95 кг. ge 9,811,95 Підставляємо отримане значення у (9.6) Pg ge   9,56 Н. 2 9.2.12 Прогин від сили тяжіння шківа Pg ge 9,56 fg ge  fge   0,0093  0,00011 мм. Pge 818,6 72 9.2.13 Перша критична частота обертання двигуна nсr1 з достатнім сту- пенем точності може бути знайдена за формулою 1 k f e 1 0,14 nсr1  950   950   8288 об/хв. fg e  fg gr 0,0093 0,002 Другим критерієм жорсткості вала є забезпечення умови nсr1 1,3 ns , 8288 об/хв > 1950 об/хв – умова виконується. 9.3 Розрахунок вала на згин 9.3.1 Розрахунок ведемо, виходячи з теорії найбільшої дотичної меха- нічної напруги. Розрахунок вала проводимо на ділянці с в найбільш наванта- женому перерізі Г-Г (див. рис. 9.3) виступаючого кінця вала, зменшеному на висоту канавки шпонки (див. рис. 9.1). У даному перерізі вала згинальний момент на ділянці c Mbend  kz  Pge  P 3g gr  z1 10 , (9.7) де k z – коефіцієнт допустимого перенавантаження двигуна, визначаєть- ся по [8], k z = 2; z1 – відстань (див. рис. 9.3), яку відраховують від середини шківа, z1 = 30 мм. Підставляємо отримані значення у (9.7) Mbend  kz  Pge  Pg gr  z 1031  2  818,6103,3530 103  55,32Нм. 9.3.2 Момент крутний M tor  kz M N  2 25,47  50,93 Нм. 3. 9.3.3 Момент опору при згинанні Sbend  0,1d 3 0  0,124 3 1382,4 мм 9.3.4 При сумісній дії згину і кручення зведена механічна напруга M 2  M 2 55,32 2 50,932   bend tor 9 red 10 9  10  5,4 107 Па. Sbend 1382,4 Величина red не повинна перевищувати 0,7  flu , де  flu – межа меха- нічної напруги текучості для матеріалу з якого виготовлено вал, тобто для 73 сталі марки 45. Для цього матеріалу  8flu  3,5 10 Па, тоді допустима величи- на напруги 0,7  flu  0,7 3,5 10 8  2,45 108 Па. Як бачимо red  0,7  flu , тобто умова виконується. 9.4 Розрахунок підшипників кочення Обираємо підшипник 80206 за ГОСТ 7242 (рис.9.3): dbei = 30 мм; Fdinmax = 15000 H; dbee = 62 мм; Fstat = 10000H; bbe = 16 мм; nlim = 10000 об/хв; rbe = 1,5 мм. Рисунок 9.4 − Підшипник кочення 9.4.1 Найбільше радіальне навантаження на підшипники А і В (Pgr  Fmr) b  Pge c (103,35 423,25) 121,5 818,6 58 FAr    458,7 Н; lbear 243 Pgr + Fmr  a + Pge  lbear + c FBr =  lbear 103,35+423,25 121,5+818,6  243+58  1277,3 Н. 243 9.4.2 Для асинхронного двигуна з горизонтальним розташуванням вала у багатьох випадках можна не враховувати аксіальне навантаження. Але в даному проекті, приймемо, що аксіальне навантаження викликане осьовим 74 магнітним тяжінням осердь ротора і статора, яке виникає через їхній взаєм- ний зсув, і складає, Fbea  0,1Fber max  0,11277,3127,73 Н. де F be r max – більша з величин FAr і FBr . 9.4.3 Динамічне зведене навантаження для шарикопідшипника одноря- дного радіального Fbedin  kl be Fber , (9.8) kl be – коефіцієнт урахування характеру навантаження двигуна, який ви- значається по [8], kl be = 3. Підставляємо отримане значення у (9.8) Fbedin  31277,3 3832 Н. 9.4.4 Необхідна динамічна вантажопідйомність шарикопідшипника Fbedin F 3din max   Twork nmax , ( 25,6 9.9) де Twork – розрахунковий термін служби (довговічність) підши- пника, який приймаємо Twork = 12000 годин; nmax – найбільша робоча частота обертання машини, яка для асинхрон- ного двигуна може бути прийнята рівною ns і не повинна перевищувати гра- ничного значення nlim , nmax = 1000 об/хв. Підставляємо отримані значення у (9.9) 3832 F 3din max   12000 1500  3796 Н. 25,6 Знайдене розрахункове значення Fdin max не повинне перевищувати значення Fdin max підшипника. Отже, відповідно 3796 H < 15000 Н – умова ви- конується. 75 10 ОХОРОНА ПРАЦІ ТА НАВКОЛИШНЬОГО СЕРЕДОВИЩА 10.1 Загальні питання охорони праці та навколишнього середовища Охорона праці – це система законодавчих актів, соціально- економічних, організаційно-технічних, санітарно-гігієнічних і лікувально- профілактичних заходів і засобів, спрямованих на збереження здоров’я й працездатності людини у процесі праці [11]. Завдання охорони праці – звести до мінімуму ймовірність виникнення захворювання робітника з одночасним забезпеченням комфорту при макси- мальній продуктивності праці. Реальні виробничі умови характеризуються, як правило, наявністю небезпечних і шкідливих виробничих факторів. Закон «Про охорону навколишнього природного середовища», прийня- тий 25.06.91 (зі змінами 2014 р.), визначає правові, економічні, соціальні ос- нови охорони праці й навколишнього середовища в інтересах людей [20]. Темою дипломного проекту є: «Проектування трифазного асинхронного двигуна потужністю 4 кВт та синхронною частотою обертання 1500 об/хв». У зв’язку з цим у розділі «Охорона праці та навколишнього середови- ща» розглядається питання охорони праці для етапу обмотування інженером- обмотувальником. Для дослідження небезпечних факторів, розглянемо його робоче місце – обмотувальний верстат. На цьому робочому місці повинні бу- ти створені умови праці, гарантовані законом України про охорону праці, а саме, такі умови, при яких небезпечні і шкідливі фактори повинні бути усу- нуті чи знижені до безпечних величин. 10.2 Аналіз небезпечних і шкідливих виробничих факторів При роботі на обмотувальному верстаті на людину впливає ряд шкід- ливих і небезпечних факторів (несприятливий мікроклімат, недостатня освіт- леність робочого місця, наявність підвищеного шуму й вібрації) [12]. На ін- 76 женера-обмотувальника на обмотувальному верстаті під час випробувань ді- ють небезпечні та шкідливі виробничі фактори, які відображені у табл. 10.1. Таблиця 10.1 – Небезпечні та шкідливі фактори на робочому місці Шкідливі і не- Характер Джерела виник- Нормовані безпечні виро- впливу нення фактору значення бничі фактори на людину 1 2 3 4 1 Недостатня Недостатня кіль- Стомлення зоро- освітленість кість світильників, вого аналізатора eN 1,35% робочого місця їхня несправність 2 Підвищений Працюючі верста- Негативно впли- рівень шуму ти, устаткування ває на ЦНС, вини- L  80дБА p кнення професій- них захворювань 3 Електромагні Обмотки електро- Вплив на біо- Напруженість тне випромі- двигунів і контак- хімічні процеси в електричного нювання торів установки організмі людини поля Е<5 кВ/м 4 Вібрація Працюючі верста- Сонливість, по- Віброприскорен- ти, устаткування рушення дія- ня = 50 дБ, льності серця віброшвидкість = 92 дБ 5 Небезпечна Установка для ви- Виникнення елек- Uдот = 2 B напруга елект- пробування двигу- тротравм Ih= 0,3 мA ричної мережі на 77 10.3 Виробнича санітарія Виробнича санітарія – це система організаційних та технічних заходів, які запобігають або зменшують вплив на працюючих шкідливих виробничих факторів. 10.3.1 Мікроклімат у приміщенні Під мікрокліматом виробничого приміщення розуміють клімат внутрі- шнього середовища цих приміщень, які визначаються діючими на організм людини поєднанням температури, вологості та швидкості руху повітря, тем- ператури навколишньої поверхні. Показники мікроклімату на випробуваль- ній станції наводяться в таблиці 10.2 [13]. Нормалізація параметрів мікроклімату відбувається за допомогою вен- тиляції і опалення – ДБН В.2.5-67-2013 [14]. Таблиця 10.2 – Оптимальні та допустимі параметри Відносна Швидкість руху Температура, ºС Час року вологість, % повітря, м/с Опт. Доп. Опт. Доп. Опт. Доп. Холод 18–20 17–23 40–60 75 0,2 ≤0,3 Теплий 21–23 18–27 40–60 65 при 26 ºС 0,3 0,2–0,4 10.3.2 Виробниче освітлення Обмотувальна станція, як приміщення робочої зони відповідає I групі приміщень за завданням зорової роботи. Спостереження за апаратурою від- повідає IV в розряді зорової роботи (розмір об’єктів, що спостерігаються – 0,5–1 мм). Освітленість при штучному освітленні 200 лк. Природне освітлення нормується за допомогою коефіцієнта природної освітленості за ДБН В.2.5- 28-2006 [15]. Характеристика виробничого освітлення наведена у табл. 10.3 78 Таблиця 10.3 – Характеристика виробничого освітлення Точ- Мінімаль- Роз- Хара- Кон- Під- Нормативне визначення ність ний роз- ряд ктери- траст ро- при освітленні зоро- мір об`єк- зо- стика з фо- зряд При- Штучному вих та розріз- ро- типу ном зоро- род- Еmin, Тип робіт нення вих форм вих ному лк ламп ро- робіт е , % N біт Сере- 0,5–1 мм IV Сере- Сере- в 1,5 200 Газо- дня дній дній розря- точ- дний ність ЛБ-80 Нормування визначення коефіцієнта для споруд, здійснюється коефіці- єнтом природної освітленості. Для IV розряду зорових робіт КПО = 1,5 % 10.3.3 Шум, вібрація Через специфіку спроектованого двигуна на інженера-обмотувальника впливають також такі шкідливі фактори, як шум і вібрація. Відповідно до ДСН 3.3.6.039-99, допустимий рівень звуку на робочому місці інженера- обмотувальника не повинен перевищувати 60 дБ. Для послаблення наслідків шуму, необхідно використовувати індивідуальні засоби захисту [16]. 10.4 Електробезпека Електробезпека – це система організаційних та технічних заходів і за- собів, які забезпечують захист людей від шкідливих і небезпечних впливів електричного струму, електромагнітного поля та статичної електрики [17]. Електроживлення системи здійснюється від електричної мережі три- фазного змінного струму напругою 380 В та частотою 50 Гц. Електробезпека електричних приладів забезпечується комплексом конструктивних, схемно- конструктивних і експлуатаційних засобів і способів захисту. 79 Конструктивні заходи електробезпеки запобігають можливому дотику людини до струмоведучих частин. Розкривати кришки корпусів дозволено робити тільки після відключення машини від мережі живлення. Ступінь за- хисту оболонок і корпусів апаратури прийнятий не нижче IР44, де перший знак " 4 " – машина захищена від попадання твердих тіл розміром більше 1 мм, другий знак " 4 "– водяних бризок в будь-якому напрямку. Схемно-конструктивні заходи знижують небезпеку дотику людини до неструмоведучих струмопровідних частин електричних пристроїв при випад- ковому пробої ізоляції і виникненні електричного потенціалу на них. У да- ному випадку ефективною схемно-конструктивною мірою захисту є захисне заземлення. Експлуатаційні заходи безпеки: висока технічна грамотність та дисци- пліна персоналу, використання справних розеток, по закінченні роботи відк- лючення апаратури від мережі живлення. 10.5 Пожежна безпека Пожежна безпека об’єкта – це стан, за якого виключається можливість виникнення пожежі, а у випадку її розвитку, запобігається вплив на людей небезпечних факторів пожежі та забезпечується захист матеріальних ціннос- тей [18]. Причиною пожежі можуть бути аварії і неполадки в роботі електроус- тановок:  коротке замикання;  перевантаження провідників мережі;  виникнення великих перехідних опорів. Для гасіння пожеж у приміщеннях передбачаються ручні вогнегасники типу ВВК-5 та пересувний ВВК-10. Будинок забезпечується внутрішньою протипожежною сигналізацією [19]. 10.6 Охорона навколишнього середовища 80 Проектований двигун не є джерелом забруднення навколишнього сере- довища у процесі експлуатації. Однак у процесі його виготовлення утворю- ються відходи електроізоляційних матеріалів, чорних і кольорових металів, виділяються у повітря шкідливі пари і гази, пил, які можуть чинити шкідли- вий вплив на навколишнє середовище та атмосферу. Відходи виробництва сортуються, відправляються на переробку та утилізацію. Очищення вентиля- ційних викидів, здійснюється за допомогою фільтрів для виловлювання за- бруднюючих середовище компонентів. 81 11 ЕКОНОМІЧНА ОЦІНКА ТА ОБҐРУНТУВАННЯ 11.1 Опис виробу 11.1.1 Живлення асинхронного двигуна з короткозамкненим ротором, що проектується, здійснюється від трьохфазної мережі змінного струму на- пругою 380 В, потужність двигуна 4 кВт, синхронна частота обертання 1500 об/хв, режим роботи S1. Двигун складається з нерухомого статора, який шихтується з листів електротехнічної сталі марки 2013 товщиною 0,5 мм. У пази статора вклада- ється трьохфазна розподілена одношарова обмотка, яка виконується з круг- лого проводу. Осердя статора з обмоткою впресовується до корпусу статора. Ротор шихтується з листів електротехнічної сталі і в пази заливаються стри- жні короткозамкненої обмотки. З торців стрижні замкнені кільцями. Ротор насаджується на вал, який закріплюється у підшипниках кочення. Підшипни- ки кочення зовнішніми обоймами фіксуються у підшипникових щитах, які замковими поверхнями приєднуються до корпусу статора. 11.2 Розрахунок собівартості двигуна 11.2.1 Розрахунок собівартості та ціни двигуна виконується на основі калькуляції. Калькуляція собівартості двигуна у проекті виконується на ос- нові планової калькуляції (ВАТ «СКБ Укрелектромаш») на конструктивно схожу машину, яку надалі приймаємо за базову. Калькуляційні статті та пос- лідовність розрахунку зведені до табл. 11.1 Таблиця 11.1 – Калькуляція собівартості спроектованого двигуна Послідовність Статті витрат Сума, грн розрахунку 1 2 3 1. Основні матеріали та придбані вироби Табл. 11.2 2140,55 2. Основна заробітна платня виробничих Згідно заводу ВАТ 308,2 працівників «Укрелектромаш» 82 Закінчення табл. 11.1 1 2 3 3. Додаткова заробітна плата виробничих 40 % п. 2 123,3 працівників 4. Єдиний соціальний внесок 22 % (п. 2 + п. 3) 94,9 5. Витрати на обслуговування та експлуатацію 105 % п. 2 323,6 обладнання 6. Загальнозаводські витрати 95 % п. 2 292,8 7. Інші виробничі витрати 3% Σ (п. 1 ÷ п. 6) 98,5 8. Виробнича собівартість Σ (п. 1 ÷ п. 7) 3381,9 9. Адміністративні витрати 10 % п. 8 338,2 10. Витрати на збут 15 % п. 8 507,3 11. Повна собівартість Σ (п. 8 ÷ п. 10) 4227,4 12. Прибуток 10 % п. 11 422,7 13. Проект розрахункової ціни п. 11 + п. 12 4650,1 14. Податок на додаткову вартість (ПДВ) 20 % п. 13 930,01 15. Проект оптової ціни п. 13 + п. 14 5580,1 16. Остаточна ціна продажу відповідно зі п 15 - 5 % 5301 стратегією маркетингу За даними ВАТ «СКБ Укрелектромаш»:  чорні метали – 21 грн./кг;  електротехнічна сталь – 27 грн./кг;  кольорові метали – 120 грн./кг;  провід ПЕТ-155 – 270 грн./кг;  ізоляція – 600 грн./кг. Коефіцієнт використання матеріалу, Кв: Кч.м. = 0,75; Кел.ст. = 0,75; Кк.м. = 0,95; Кпр.м. = 0,98; Кіз. = 0,985. Норма витрат матеріалу на деталь може бути визначена за формулою: G N p  (11.1) KВ 83 Зведена матеріальна відомість складається з видів однорідних матеріа- лів і зводиться до табл. 11.2 Таблиця 11.2 – Зведена матеріальна відомість Найменування виду Чиста Норма Ціна одини- Сума, матеріалу маса, кг витрат, кг ці, грн./кг грн. 1. Чорні метали 11,26 15,013 21 315,3 2. Електротехнічна сталь 17,42 23,2 27 626,4 3. Прокат кольорових металів 0,96 1,011 120 121,32 4. Провідникові матеріали 2,96 3,020 270 815,4 5. Ізоляційні матеріали 0,11 0,112 600 67,2 6. Інші 0,26 0,452 45 45 7. Покупні вироби 0,4 48 48 Разом 33,37 2038,6 Транспортно-заготовчі ви- 10 % Σ (п. 1 ÷ п. 7) 203,86 трати Реалізовані відходи 5 % Σ (п. 1 ÷ п. 7) 101,93 Всього за винятком відходів 2140,55 Середня годинна ставка визначається з виразу: Зmin Kp C  , Фp де Зmin – мінімальна зарплатна плата, Зmin  3723 грн.; Ф – кількість робочих годин, Фp 176 годин; p K – коефіцієнт, який враховує розряд працівника. p 37231,35 37231,5 CIII   28,56 , CIV   31,73 176 176 11.3 Виробнича технологічність конструкції 11.3.1 Мета оцінювання технологічності конструкції електродвигуна − досягнення оптимальних витрат матеріалів, праці та засобів на проектування, 84 виготовлення, експлуатацію та ремонт цього двигуна при забезпеченні вста- новлених показників якості в порівнянні з виробами того ж експлуатаційного призначення. Показники технологічності та порядок їх розрахунку наведені до табл. 11.3. Таблиця 11.3 – Показники технологічності конструкції виробу Найменування Розрахункова формула Умовні позначення показників 1 2 3 Питома матеріалоєм- m – загальна маса, кг; m 33,37 ність Kпм    8,34 РN – номінальна по- PN 4 тужність, кВт Питома матеріалоєм- mst 11,26 mst – загальна маса чо-Kпчм    2,8 ність чорних металів PN 4 рних металів, кг Питома матеріалоєм- mFe – загальна маса mFe 17,42 ність електротехніч- Kпетс    4,36 електротехнічної ста- PN 4 ної сталі лі,кг Питома матеріалоєм- mAl – загальна маса ко- mAl 0,96 ність кольорових ме- Kпкм    0,24 льорових металів, кг PN 4 талів Питома матеріалоєм- mCu – загальна маса mCu 2,96 ність провідникових Kппр    0,74 провідникових матері- PN 4 матеріалів алів, кг Коефіцієнт викорис- mst 11,26 Nвчм – норма витрат Kвчм    0,75 тання чорних металів Nвчм 15,013 чорних металів, кг Коефіцієнт викорис- Nветс – норма витрат m K  Fe 17,42 тання електротехніч- ветс   0,75 електротехнічної ста- Nветс 23,2 ної сталі лі, кг Коефіцієнт викорис- NAl – норма витрат ко- mAl 0,96 тання кольорових ме- Kвкм    0,95 льорових металів, кг N Al 1,011 талів 85 Закінчення табл. 11.3 Коефіцієнт викорис- NCu – норма витрат mCu 2,96 тання провідникових Kвпр    0,98 провідникових матері- NCu 3,02 матеріалів алів, кг Питома технологічна СВ 2990,54CПТ    747,6 , собівартість виробу, Р 4 грн. СВ  См  З0  ЗД  ВС  Вуео   2140,55 308,2 123,28 94,9  323,61 2990,54 11.4 Вибір стратегії маркетингу 11.4.1 Для розробленого асинхронного електродвигуна з метою збіль- шення рівня продажу та отримання більшого прибутку бажано застосувати широкий маркетинг, тому що для цих двигунів характерна велика ємність ринку та високий рівень автоматизації виробництва. В якості шляхів стиму- лювання продажу необхідно застосувати рекламу, сформувати після продаж- ний сервіс. 11.5 Розрахунок економічного ефекту виробництва 11.5.1 Економічний ефект від виробництва та реалізації асинхронного електродвигуна становить суму прибутку П, яка визначається на один двигун за формулою: Пцк Цпр Сп ПДВП, (11.3) де Ц – ціна продажу двигуна згідно з обраною стратегією маркетин-пр гу, Ц = 5301 грн.; пр Сп – повна собівартість машини, Сп = 4227,4 грн.; ПДВ – податок на додаткову вартість ПДВ = 20% Сп = 20 % ∙ 4227,4 = 845,5 грн.; П – податок на прибуток підприємництва в сумі 18% від скоректовано- го прибутку П ск , П  0,18  ЦПР СП ПДВ  0,18  5301  4227 ,4 845,5  41,1 грн. Отримані значення підставляються до (11.3) Пцк  53014227,4845,541,1187 грн. 86 Техніко-економічні показники асинхронного двигуна з короткозамкне- ним ротором наведені у табл. 11.4. Таблиця 11.4 – Техніко-економічні показники Одиниці Найменування Величина вимірювання 1 2 3 1 Технічні показники: 1.1 Номінальна потужність кВт 4 1.2 Частота обертання об/хв 1500 1.3 Коефіцієнт потужності в.о. 0,84 1.4 Коефіцієнт корисної дії % 85 1.5 Ковзання в.о. 0,036 1.6 Маса кг 32,7 1.7 Ресурс роботи рік 12000 1.8 Термін служби роки 5,5 2 Економічні показники 2.1 Повна собівартість грн. 4227,4 2.2 Остаточна ціна продажу грн. 5301 2.3 Питома матеріалоємність кг/кВт 8,3 2.4 Питома технологічна собівартість грн./кВт 747,6 2.5 Економічний ефект від виробництва грн. 187 Висновок: При застосуванні у виробництво спроектованого двигуна економічний ефект складає 187 грн. 87 ВИСНОВКИ Відповідно до технічного завдання було спроектовано асинхронний дви- гун з такими вихідними даними: - номінальна потужність 4 кВт; - номінальна лінійна напруга 380 В; -1 - синхронна частота обертання 1500 хв ; - коефіцієнт потужності дорівнює 0,84; - ККД дорівнює 0,85. В процесі проектування виконано огляд асинхронних двигунів, що випус- каються серійно та обрано в якості базової конструкцію двигуна серії АИР. Роз- роблено технічні умови на двигун, що спроектовано. Вибрано головні розміри двигуна. Спроектовано статор двигуна. Для осе- рдя статора використовується електротехнічна сталь марки 2013 і провід для обмотки статора марки ПЭТМ-155. Отримано високі значення коефіцієнта кори- сної дії і коефіцієнта потужності cos . Робочі характеристики спроектованого двигуна відповідають умовам технічного завдання. Спроектований двигун відповідає умовам техніки безпеки і охорони на- вколишнього середовища. При впровадженні у виробництво спроектованого в дипломному проекті двигуна буде отримано економічний ефект 187 грн. на одиницю випуску. 90 СПИСОК ДЖЕРЕЛ ІНФОРМАЦІЇ 1 Офіційний веб-сайт підприємства ПАТ «ХЕЛЗ «Укрелектромаш» http://www.helz.ua, 23.02.2018. 2 Офіційний веб-сайт підприємства ТОВ «Новокаховський електромеханічний завод», http://www.nkemz.rosenergomash.com/, 23.02.2016. 3 Офіційний веб-сайт підприємства СП «Укрпромэкология» http://ecoproekt.at.ua/ , 25.02.2018. 4 Офіційний веб-сайт підприємства ПАТ «ELDIN», http://www.eldin.ru/ 25.02.2018. 5 Офіційний веб-сайт підприємства ПАТ «ВЭМЗ» http://www.vemp.ru/ 25.02.2018. 6 Офіційний веб-сайт підприємства «Motovario» http:// www.motovario.com/ 27.02.2018. 7 Офіційний веб-сайт підприємства «Siemens» http://www.siemens.com/ 27.02.2018. 8 Мілих В.І. Проектування трифазних асинхронних двигунів з короткоза- мкненою обмоткою ротора: навч. посібник [для студ. електротехн. Спеці- альностей] / Мілих В.І. – Харків: НТУ «ХПІ», 2009. – 96 с. 9 Гольдберг О. Д., Гурин Я. С., Свириденко И. С. Проектирование элект- рических машин: учеб. для втузов / под ред. О. Д. Гольдберга. 2-е изд., пере- раб. и доп – М.: Высш. шк., 2001. – 430c. 10 Юхимчук В. Д. «Технология производства электрических машин»: Уч.пос. / в 2-х кн. Кн.2.: - Х.: .: – Тимченко, 2006. – 560с. 11 Закон України «Про охорону праці». – Чинний з 21.11.2002 (зміни 2011р.). 12 ДСанПіН Гігієнічна класифікація праці за показниками шкідливості та небезпечності факторів виробничого середовища, важкості та напруженості трудового процесу. Затверджено: наказ Міністерства охорони здоров’я України від 08.04.2014 р. №248. 13 ДСН 3.3.6.042-99. Санітарні норми мікроклімату виробничих примі- щень. 91 14 ДБН В.2.5-67:2013. Державні будівельні норми України. Інженерне обладнання будівель і споруд. Опалення, вентиляція та кондиціонування. – К.: Мінрегіон України, 2013. – Чинний з 01.09.2013. 15 ДБН.В.2.5-28:2006. Державні будівельні норми України. Інженерне обладнання будівель і споруд. Природне і штучне освітлення. – К.: Мінрегіон України, 2006 (зміни 2012 р.). 16 ДСН 3.3.6.037-99 Санітарні норми виробничого шуму, ультразвуку та інфразвуку. 17 НПАОП 40.1.-1.32-01. Правила будови електроустановок. Електрооб- ладнання спеціальних електроустановок.- Діє з 01.01.02 18 НАПБ Б.03.002-2007. Нормативний акт пожежної безпеки. Норми ви- значення категорії приміщень, будинків та зовнішніх установок за вибухопоже- жною та пожежною небезпекою, затверджений – Наказ МНС діє з 03.12.2007 №833. 19 ДБН В 1.1-7-2002. Державні будівельні норми України. Захист від по- жежі. Пожежна безпека об’єктів будівництва. – Діє з 01.01.2003. 20 Закон України «Про охорону навколишнього природного середови- ща». – Введений 25.06.91 із змінами та доповненнями 2002–2014 р.р. 21 Розрахунки з питань охорони праці та безпеки життєдіяльності: На- вчально-методичний посібник для студентів всіх спеціальностей та всіх форм навчання. / В.В. Березуцький, Т.С. Бондаренко, Г.Г. Валенко та ін.; За ред.. проф. В.В. Березуцького. – Х.: Факт, 2006. – 152. 22 Методичні вказівки по економічному обґрунтуванню дипломних прое- ктів для студентів спеціальності 7.09.2201 (конструкторські проекти) / Укладач В.Н. Кобєлєв – Харків: НТУ «ХПІ», 2003. – 13 с. 23 Літерні позначення величин та параметрів електричних машин: мето- дичні вказівки до використання в навчальному процесі кафедри «Електричні машини» для студентів і викладачів електротехнічних спеціальностей / Укладач В.І. Мілих – Харків: НТУ «ХПІ», 2007. – 28 с. 24 СТВУЗ–ХПИ–3.01–2006 Текстовые документы в сфере учебного про- цесса. Общие требования к выполнению.