Курсовая работа (т): Вертикальный синхронный двигатель типа ВДС2 325 - 18 мощностью 4000

Размеры паза должны удовлетворять соотношениям

b_n = (0,34 - 0,45)t₁ = (0,34 - 0,45)*0,04 = 0,014 - 0,018 м,

h_n = (4,5 - 7.5)b_n = (4,5 - 7.5)×0,018 = 0,08 - 0,133 м.

Соотношения выполняются.

Средний перепад температуры в изоляции обмотки статора

˚С,

где - плотность тока в обмотке статора;

λ_из = 0,022 Вт/мм² - теплопроводность изоляции для термореактивной изоляции.

Средний перепад температуры Θ_из не должен превышать 25 - 30 ˚С.

Число витков в фазе

Шаг обмотки (округляется до ближайшего целого)

, y =10,

где m = 3 - число фаз.

Укорочение шага

Коэффициент укорочения

 .

Коэффициент распределения

.

Обмоточный коэффициент

2.4 Коррекция главных размеров статора по уровню индукции в воздушном зазоре, зубцах и спинке статора

Число вентиляционных каналов (округляется до ближайшего целого)

, n_в = 9,

где b_г = 0,04 м - ширина пакета статора;

b_в = 0.01 м - ширина вентиляционного канала.

Длина сердечника статора

м.

Индукция в воздушном зазоре над серединой полюса

Тл,

где α = 0,77 - 0,12τ = 0,77 - 0,12*0,483 = 0,712 - коэффициент полюсного перекрытия. 2.4.4. Индукция в спинке статора

 Тл,

где м - высота спинки статора;

м - суммарная длина пакетов статора.

Индукция в зубцах на высоте 1/3 от основания паза

Тл,

гдем

b_{z1/3 -} ширина зубца на высоте 1/3 от основания паза.

Значения индукций в различных участках магнитной цепи при холостом ходе обычно находятся в пределах:

B_δ0 = (0,6 - 0,82) Тл;

B_j = (1,46 - 1,6) Тл;

B_z1/3 = (1,6 - 1,8) Тл.

Так как полученные значения индукций не попадают в указанный диапазон, то необходимо выполнить коррекцию главных размеров: внутреннего диаметра D_i и длины l_t.

 Таблица 1. Коррекция главных размеров статора

.5 Расчет величины воздушного зазора

Линейная нагрузка

А/м.

Величина воздушного зазора под серединой полюса

 м,

Найденное значение δ не должно быть ниже граничного δ_гр, определяемого условиями изготовления и монтажа

м.

Одновременно проверяется условие

м.

.6 Расчет полюса и демпферной обмотки

Ширина полюсного наконечника

м.

Высота полюсного наконечника

м.

Ширина сердечника полюса

м.

Высота сердечника полюса

м.

Число стержней демпферной обмотки (округляется до ближайшего целого числа)

.

Сечение стержня демпферной обмотки

мм².

Диаметр стержня демпферной обмотки (округляется с точностью до 0,5 мм)

мм.

Размеры демпферной обмотки корректируются по условию термической устойчивости

n_cS_c > 0,05A_sτ, 10*39,645 > 0,05*52924^*0,49, гдемм².

1539.8 >1296.1

Шаг демпферной обмотки

м.

Для уменьшения добавочных потерь и исключения прилипания ротора при пуске число стержней n_c и их шаг t₂ корректируют так, чтобы выполнялось условие

(n_c -1)(1- t₂/t₁) > 0,75.

(10 -1)*(1 - 0,034/0,04) = 1,32 - условие выполняется.

Площадь поперечного сечения короткозамыкающих колец

S_к = 0,5n_cS_c = 0,5*10*153.938=769.69мм².

Поперечные размеры короткозамыкающих колец

мм;

мм.

Размеры колец b_к и h_к приводятся в соответствие со стандартными значениями шинной меди [4, табл. П3.2.].

b_к = 12,5 мм;

h_к = 55 мм.

Ширина шлица паза демпферной обмотки

м.

Высота шлица паза демпферной обмотки

h_s = 0,003м.

2.7 Расчет магнитной цепи

Рис.4 Магнитная цепь

Первая гармоника основного магнитного потока Ф₀₁ на холостом ходу

Вб,

МДС обмотки статора F_ad по продольной оси

А,

А;

K_ad = 0,911 - 0,59(α - 0,5) + 0,829(α - 0,5)² = 0,911 - 0,59*(0,712 - 0,5) + 0,829*(0,712 -- 0,5)² = 0,823

коэффициент приведения обмотки статора по продольной оси.

Полный поток Ф

Поскольку характер распределения полного потока Ф отличается от синусоидального, то вводится коэффициент формы поля К_Ф = Ф/Ф₀₁.

Расчет коэффициента формы поля К_Ф выполняется по формуле

К_Ф = В₁В₂ = 1,08*0,92 = 0,994,

где В₁ = 1,0 + 0,325(α - 0,5) + 1,6(α - 0,5)³ = 1,0 + 0,325*(0,712 - 0,5) + 1,6*(0,712 - 0,5)³ = 1,08;

В₂ = 0,88 + 2,5δ/τ - 1,22(δ/τ)² - 198,3(δ/τ)³ = 0,88 + 2,5*0,009/0,49-1,22*(0,009/0,49)²- 198,3*(0,009/0,49)³ = 0,92.

Ф = К_ФФ₀₁ = 0,994*0,097 = 0,097 Вб.

Поток, приходящийся на полюсный наконечник Ф_λ

Часть потока Ф, приходящегося на полюсный наконечник Ф_λ, определяет индукцию в зазоре и зубцах статора. Расчет потока Ф_λ выполняется с помощью коэффициента приведения К_λ.

Ф_λ = К_λФ0 = 0,912*0,097 = 0,088 Вб.

Величина К_λ определяется по формуле

К_λ = В₃В₄ = 1,078*0,85 = 0,912,

где В₃ = (1,039 + 1,5δ/τ + 33,6(δ/τ)² - 608(δ/τ)³ )(1 + (α - 0,7)) =

(1,039+1,5*0,009/0,49+33,6*(0,009/0,49)²-608*(0,009/0,49)³*(1+(0,712-0,7)*)= 1,078;

В₄ = 0,93 - 5,5δ/τ + 48,3(δ/τ)² + 33,2(δ/τ)³ = 0,93 - 5,5*0,009/0,49+48,3*(0,009/0,49)² + 33,2*(0,009/0,49)³ = 0,85.

Определение коэффициента Картера

Наличие пазов на статоре и роторе создает дополнительное магнитное сопротивление для потока Ф_λ в воздушном зазоре. Такой же эффект оказывает и вентиляционные каналы. Учет этих эффектов производится с помощью коэффициента Картера К_δ путем соответствующего увеличения величины воздушного зазора (см. табл. 2).

где ;

;

;

м; м.

Таблица 2. Размеры магнитной цепи

При расчете магнитной цепи необходимо также учесть потоки рассеяния Ф_σр обмотки возбуждения, которые дополнительно нагружают полюсы

Ф_m = σ_mФ,

где σ_m = 1+ Ф_σр /Ф - коэффициент рассеяния обмотки возбуждения.

Величина потока рассеяния Ф_σр зависит о коэффициента проводимости λ_mp

где ;

[0,49 - 0,238 -π/(2*9)*(0,267 +2*0,052 +2*0,009] = 0,796;

;

;

;

.

Расчет магнитной цепи выполняется для режима холостого хода (К_нг = 0) и режима номинальной нагрузки (К_нг = 0,8). Для удобства вычислений весь расчет сведен в таблицы 3 и 4.

Таблица 3 Расчет магнитной цепи для режима холостого хода

Магнитный поток при номинальной нагрузке Ф₀₂ вычисляется по формуле

 Вб,

,

*₁- активное сопротивление обмотки статора, о.е.;

X*_σ - индуктивное сопротивление рассеяния обмотки статора, о.е.

Для расчета сопротивлений r* и X*_σ используются соотношения

о.е.,

 м;

+0,15 = 0,83 м;

= 0,134 о.е.,

;

;

.

Таблица 4 Расчет магнитной цепи для номинальной нагрузки

Определение МДС обмотки возбуждения

Потоки Ф_0i, i = 1,2 определяют соответствующие магнитные напряжения:

F_δi - магнитное напряжение воздушного напряжения;

F_zi - магнитное напряжение зубцов статора;

F_ji - магнитное напряжение спинки статора.

Сумма этих магнитных напряжений совместно с МДС обмотки статора определяют магнитные напряжения F_σpi на участке рассеяния полюсов

 А;

 А.

Зная магнитные напряжения F_σpi, находим коэффициенты рассеяния

;

,

и полные потоки полюсов

Вб;

Вб.

Потокам Ф_mi соответствуют магнитные напряжения полюсов F_mi.

Результирующие магнитные напряжения

А;

А.

Магнитное напряжение F₀₂ определяет напряжение МДС обмотки возбуждения при номинальной нагрузке

А.

.8 Расчет перегрузочной способности

МДС обмотки возбуждения в режиме трехфазного короткого замыкания при номинальном токе статора

А.

Кратность максимального синхронного момента

.9 Расчет обмотки возбуждения

Ширина провода обмотки возбуждения

мм,

Ширина провода обмотки возбуждения ограничивается условием ее размещения в межполюсном пространстве

мм,

где К_m = 785 - при Р > 2,

и условием надежного крепления обмотки возбуждения на полюсе

мм.

Условия выполняются.

Высота провода обмотки возбуждения

мм.

Размеры провода обмотки возбуждения приводятся в соответствие со стандартными значениями шинной меди и затем определяется сечение провода S_в: a_em = 4 мм; b_em = 40 мм; S_в = 159,5 мм².

Средняя длина витка обмотки возбуждения при b_m > 0,2 м

м.

Номинальное напряжение возбуждения

В.

Число витков обмотки возбуждения (округляется с точностью до ½ витка)

Ток возбуждения холостого хода

А.

Ток возбуждения при номинальной нагрузке

А.

Плотность тока в обмотке возбуждения при номинальной нагрузке

А/мм².

Перегрев обмотки возбуждения

˚С.

Номинальные значения напряжения и тока обмотки возбуждения должны быть приведены в соответствии с номинальными данными возбудителей, имеющихся в соответствующих каталогах. Номинальные данные тиристорного возбудителя: I_вн = 630 А, U_вн = 230 В.

Выбор размеров проводника обмотки возбуждения осуществляется с учетом следующих условий:

W_в = (20 - 55), W_в = 54;

˚С.

Номинальные значения напряжения и тока обмотки возбуждения должны быть приведены в соответствие с номинальными данными тиристорных возбудителей: =630 А, =230 В.

Глава 3. Параметрическая оптимизация явнополюсных синхронных двигателей на персональных компьютерах

За последние годы ЭВМ нашли применение практически во всех отраслях народного хозяйства, в том числе при проектирование электрических машин. В настоящее время единичные электрические машины практически не выпускаются (кроме особо мощных турбо- и гидрогенераторов), проектируют лишь серии электрических машин. При этом расчеты выполняются на ЭВМ, что вполне оправданно технически и экономически. Переход к автоматизированному проектированию позволяет решать технически более трудоемкие задачи с минимальными затратами времени и наименьшей погрешностью дает возможность анализировать множество вариантов и сравнивать их между собой по ряду параметров. При проектировании электрических машин с использованием ЭВМ в зависимости от принятых критериев оптимальности и граничных условий для изменения выходных параметров удается спроектировать электрические машины соответствующие предъявляемым требованиям. При проектировании единичных электрических машин использование ЭВМ необходимо для выполнения различных расчетных исследований, а так же для определения оптимальных параметров электрической машины.

При применении ЭВМ для решения задачи синтеза электромагнитного ядра процесс проектирования разбивается на два этапа: аналитический и пошаговый. На аналитическом этапе вручную выполняется расчет некоторых характеристик электромагнитного ядра. Целью этого этапа является сужение круга возможных вариантов синхронного двигателя, определение начальных приближений для некоторых его параметров и представление их в качестве исходных данных второго этапа. На втором этапе осуществляется более полное исследования характеристик двигателя и решается задача его параметрической оптимизации. Этот этап выполняется на персональном компьютере с помощью пакета программ "OPTCD".

В этой главе приводится процесс поэтапной корректировки исходного варианта двигателя, полученного в результате расчёта во второй главе.

Номинальные данные:

номинальная мощность4000 кВт

номинальное линейное напряжение10 кВ

номинальный коэффициент мощности0,9

номинальная частота напряжения сети50 Гц

число пар полюсов9

номинальный ток возбудителя630 А

Исходные значения конструктивных параметров:

- внутренний диаметр статора2,81 м

число пазов статора216

число эффективных проводников в пазу8

длина сердечника статора0,34 м

величина воздушного зазора0,009 м

ширина паза статора0,018 м

высота паза статора0,097 м

ширина сердечника полюса0,238 м

высота сердечника полюса0,267 м

ширина полюсного наконечника0,349 м

высота полюсного наконечника0,052 м

ширина проводника обмотки возбуждения40 мм

высота проводника обмотки возбуждения4 мм

число стержней демпферной обмотки10

Для того чтобы удовлетворял техническим требованиям и техническому заданию, необходимо контролировать ряд параметров. С данной целью вводятся ограничения и допустимые уровни контролируемых показателей:

кратность пускового момента0,5

кратность максимального момента1,9

кратность входного момента1,4

кратность пускового тока4,8

индукция в спинке статора1,6

индукция в зубцах статора1,8

индукция в сердечнике полюса1,6

перепад в изоляции обмотки статора30

перегрев обмотки возбуждения 80

перегрев обмотки статора70

перегрев демпферной обмотки при пуске200

После занесения данных ручного расчета в программу выполняется поверочный расчёт, а его результаты выводятся на экран в виде экспресс-информации. Первые две колонки таблицы содержат заданные значения конструктивных параметров, а последние две - рассчитанные значения основных показателей двигателя. В нижней строке таблицы указываются индукции магнитного поля в воздушном зазоре при холостом ходе, величина линейной нагрузки, приведенная стоимость двигателя, отнесённая к полной мощности, и целевая функция, включающая в себя стоимость и штрафы за нарушения ограничений.

Таблица 5 Поверочный расчет по исходным данным

Из поверочного расчета видно, что двигатель не соответствует техническому заданию - пусковой и входной моменты ниже требуемых значений, а максимальный момент сильно превышает требуемое значение. Также присутствует недогрев обмоток статора и возбуждения, что говорит о неэкономичном расходе меди. Демпферная обмотка , наоборот, перегрета. Поэтому значение целевой функции превышает значение приведенной стоимости двигателя.

С целью уменьшить максимальный момент путем увеличения индуктивного сопротивления воздушного зазора уменьшим воздушный зазор с 9 мм до 7.5 мм.

Таблица 6

Как видно из поверочного расчета, мы не только уменьшили максимальный момент, но и кратность входного момента стала удовлетворять техническому заданию.

Для уменьшения нагрева демпферной обмотки увеличим количество стержней демпферной обмотки с 10 до 14.

Таблица 7.

После изменения количества стержней демпферной обмотки перегрев демпферной обмотки стал меньше.

Для коррекции нагрева обмотки возбуждения подберем другое сечение провода обмотки возбуждения - 3,5х20мм вместо 4х40мм.

Таблица 8.

Значительно увеличился перегрев обмотки возбуждения, а также увеличился пусковой момент в связи с изменение сопротивления проводов обмотки возбуждения.

Для того, чтобы увеличить пусковой момент, уменьшим Lt до 0.31 м, что приведет к уменьшению индуктивного сопротивления рассеяния ротора и увеличению пускового момента.

Таблица 9.

Как видно, пусковой момент увеличился, но недостаточно. Также увеличились значения индукций, максимального момента и пускового тока. Все это является следствием уменьшения индуктивного сопротивления рассеяния.

Изменим внутренний диаметр сердечника статора с целью уменьшить максимальный момент и скорректировать значения индукций.

Таблица 10.

Удалось понизить максимальный момент, но появилось превышение пускового тока, а пусковой момент все еще меньше, чем требуется.

Увеличим ширину полюса, для того чтобы поднять значение пускового момента (увеличиться активное сопротивление рассеяния).

Таблица 11.

Мы добились нужного увеличения пускового момента, но многие значения все еще не удовлетворяют техническому заданию. Чтобы уменьшить пусковой ток уменьшим высоту полюса, тем самым уменьшим количество витков обмотки возбуждения.

Таблица 12.

Пусковой ток был уменьшен до приемлемого значения.

Увеличим перегрев обмотки статора коррекцией размеров паза статора.

Таблица 13.

Уменьшение высоты паза статора привело к возрастанию нагрева обмотки статора. Но также возрос и пусковой ток, и индукция зубцов статора. Попробуем уменьшить их с помощью коррекции ширины паза статора.

Таблица 14. Первый приемлемый вариант.

При уменьшении ширины паза статора мы получили первый приемлемый вариант, без штрафов и удовлетворяющий домашнему заданию.

Далее попытаемся подобрать более экономичный вариант.

Таблица 15. Второй приемлемый вариант.

Таблица 16. Третий приемлемый вариант.

Таблица 17. Четвертый приемлемый вариант.

Таблица 18. Сводная таблица вариантов двигателя.

Анализ вариантов показывает, что лучший - второй. Он имеет меньшую удельную цену, самые оптимальные значения индукций и в большей степени удовлетворяет техническому заданию.

Заключение

В результате оптимизации рассчитанного вручную варианта было получено 4 приемлемых варианта двигателя, оптимальный из которых - третий. Он соответствует техническому заданию и требованиям ГОСТ и обладает наилучшими технико-экономическими показателями. Сравнив оптимальный вариант с ручным расчетом можно отметить, что удалось уменьшить расход меди, увеличив нагревы обмоток возбуждения и статора. При этом кратности пускового, входного и максимального моментов равны или выше не более чем на 20% данных в техническом задании, а пусковой ток меньше. Таким образом, полученный вариант можно считать полностью удовлетворяющим условиям проектирования.

Применение средств автоматизированного проектирования при разработке электрических машин позволяет выполнить больший объем поисковых и поверочных расчетов, сократить сроки выполнения работ, а также обеспечивает большую экономию средств при внедрении спроектированных машин.