Đồ án Thiết kế động cơ điện không đồng bộ xoay chiều 3 pha roto lồng sóc

Động cơ điện không đồng bộ kiểu kín IM1001 này được tính toán nhiệt theo sơ đồ thay thế ở hình 8-7. Máy có quạt thổi ngoài vỏ máy qua các cánh tản nhiệt đồng thời có gió thổi tuần hoàn trong vỏ máy nhờ cánh quạt đặt trên vành ngắn mạch của rôto lồng sóc. Tâm máy cao h=160mm và chiều dài lắp đặt của vỏ máy là M.

pdf41 trang | Chia sẻ: tienthan23 | Ngày: 06/12/2015 | Lượt xem: 2206 | Lượt tải: 7download
Bạn đang xem trước 20 trang tài liệu Đồ án Thiết kế động cơ điện không đồng bộ xoay chiều 3 pha roto lồng sóc, để xem tài liệu hoàn chỉnh bạn click vào nút DOWNLOAD ở trên
- 1 - Khoa Điện Bộ môn Kỷ thuật điện ĐỒ ÁN MÔN HỌC MÁY ĐIỆN. Họ và tên sinh viên: Lớp: Tên đề tài: Thiết kế động cơ điện không đồng bộ xoay chiều 3 pha roto lồng sóc. a/ Số liệu cho trước: Công suất định mức : P2 = 15kW; vận tốc đồng bộ n1 = 1500v/ph; Điện áp định mức 220/380V. Động cơ thuộc loại thông dụng kết cấu kín (IM1001) chịu nhiệt độ loại Y3. b/ Nội dung thực hiện đồ án: 1/ Tính toán các kích thước cơ bản và dây quấn của động cơ 2/ Tính toán kích thước vùng rãnh dây stator của động cơ. 3/ Tính toán khe hở không khí 4/ Tính toán roto 5/ Tính toán mạch từ 6/ Tính toán các tham số động cơ ở chế độ định mức 7/ Tính toán tổn thất trong động cơ 8/ Tính toán đặc tính làm việc 9/ Tính toán quá trình tỏa nhiệt cho động cơ. c/ Yêu câu: - Thuyết minh đồ án đánh máy kiểu chữ Times New Roman 13, giãn dòng 1,5. Các bản vẽ kết cấu động cơ, đặc tính làm việc của động cơ thực hiện trên khổ giấy A0 theo tiêu chuẩn bản vẽ kỹ thuât. Thời gian nhận đồ án: 25/02/2015 Thời gian hoàn thành 30/3/2015 d/ Tài liệu tham khảo: Trần khánh Hà, Thiết kế máy điện. NXBKHKT, Hà Nội 2002 Duyệt bộ môn Giáo viên hướng dẫn - 2 - 1. TÍNH TOÁN KÍCH THƯỚC CƠ BẢN VÀ DÂY QUẤN CỦA ĐỘNG CƠ 1.1. Số cực: p = dmn f60 = 2 1500 50.60  Dựa vào mối quan hệ chiều cao tâm trục h theo công suất va số đôi cực Bảng 10.1 (Tr.602 TKMĐ) ta chọn chiều cao tâm trục h = 160 mm = 16 cm. 1.2. Đường kính ngoài stator Theo bảng 10.3 (T230 TKMĐ) ta có đường kính ngoài stator. Dn = 27,2 cm 1.3. Đường kính trong stator Tra theo bảng 10.2 (trang 230 TKMĐ) trị số của kD, phụ thuộc vào số đôi cực, ta chọn: kD = 0,640,68 D = kD .Dn = (0,640,68).27,2= 17,408 18,496(cm)  chọn D = 18 Trong đó: kD là tỷ số giữa đường kính trong và đường kính ngoài của stator 1.4. Công suất tính toán: P’ =  cos. .PkE =  88,0.89,0 15.975,0 = 18.67 (kw) Trong đó, kE = 0,975. Hình 10-2 (trang 231 TKMĐ), là tỷ số sức điện động sinh ra trong máy và điện áp đặt vào. 1.5. Chiều dài tính toán của lõi sắt stator: Theo hình 10-3b (trang 233 TKMĐ), chọn A = 310A/cm; Bδ = 0,77 T lδ= 1 2 '7 ****** *10*1,6 , nDBAkk P ds  = 02,15 1500*18*77,0*310*92,0*11,1*64,0 10*67,18*1,6 2 7  Lấy lδ = 15 Trong đó: - 3 -  =  2 = 0,64 : hệ số tính toán cung cực từ. ks= 22  =1,11 : hệ số sóng kd=0,92 : hệ số dây quấn A: tải đường n 1 =1500 v/ph : tốc độ đồng bộ. Bδ: cảm ứng từ trong khe hở không khí. Do lõi sắt ngắn nên làm thành một khối. Chiều dài lõi sắt stator, rotor là: l1 = l2 = lδ = 15cm 1.6.Bước cực: τ = p D *2 * = 2*2 18* = 14,14 cm 1.7. Lập phương án so sánh: Hệ số hình dáng λ: 06,1 14,14 15     l Trong dãy động cơ không đồng bộ 3K công suất P =15 kW, 2p = 4 có cùng đường kính ngoài (nghĩa là cùng chiều cao tâm trục h). Theo hình 10-3b (trang 235- TKMĐ) ta thấy hệ số  nằm trong phạm vi kinh tế do đó việc lựa chọn phương án trên là hợp lý. 1.8. Dòng điện pha định mức: I1 =  cos...3 10. 1 3 U P = 88,0.89,0.220.3 10.15 3 = 29 A Trong đó: 1U =220V : điện áp đặt vào stator P =15 kW: công suất định mức  = 0,89 : hiệu suất ; cos =0,88 : hệ số công suất - 4 - 2. TÍNH TOÁN KÍCH THƯỚC VÙNG RÃNH DÂY STATOR CỦA ĐỘNG CƠ Chọn dạng rãnh stator. Stator máy điện nhỏ có thể dùng các rãnh có dạng hình quả lê, nửa quả lê hoặc hình thang, với các dạng rãnh này chiều rộng răng sẽ đều suốt cả chiều cao rãnh. Rãnh hình quả lê có khuôn dập đơn giản nhất, từ trở ở đáy rãnh so với hai dạng rãnh kia nhỏ hơn vì vậy giảm được sức từ động cần thiết trên răng. Rãnh hình nửa quả lê có diện tích rãnh lớn hơn dạng rãnh hình quả lê. Diện tích rãnh hình thang lớn nhất nhưng công nghệ kém hơn dạng rãnh nửa quả lê. Nếu không đặt vấn đề giảm giá thành khuông dập, có thể căn cứ vào diện tích rãnh và trị số sức từ động để tính toán, so sánh giữa 3 dạng rãnh sau đó chọn phương án tốt nhất. Đối với đề tài này chọn dạng rãnh hình quả lê. 2.1. Số rãnh stator Z1 Với máy công suất nhỏ thường lấy q1=2. Máy tốc độ cao, công suất lớn có thể chọn q1=6. Thường lấy q1=34 Khi q1 tăng thì Z1 tăng dẫn đến diện tích rãnh tăng làm cho hệ số lợi dụng rãnh giảm, răng sẽ yếu vì mãnh, quá trình làm lõi stator tốn hơn. Khi q1 giảm thì Z1 giảm, dây quấn phân bố không đếu trên bề mặt lõi thép nên sức từ động có nhiều sóng bậc cao. Trị số q1 nguyên có thể cải thiện được đặt tính làm việc và giảm tiếng ồn của máy. Lấy q1 = 3 .Khi đó:  Z1 = 2.m.p.q1 = 2.3.2.3= 36 rãnh Trong đó: m =3 là số pha. 2.2. Bước rãnh stator. t1 = 36 .D = 36 18. = 1,57cm 2.3. Số thanh dẫn tác dụng của một rãnh ur1 Chọn số mạch nhánh song song : a1= 2 - 5 - ur1 = 1 11.. I atA = 29 2.57,1.310 =33,56 thanh Chọn: ur1 = 33 thanh dẫn. 2.4. Số vòng dây nối tiếp của một pha w1 = p.q1. 1 1 a ur = 2.3. 2 33 = 99 vòng Kiểm tra lại phụ tải đường A A = D Iwm . ...2 11  = 18.14,3 29.99.3.2 =304,6 2.mmcm A Sơ bộ chọn phụ tải đường là A=310 2.mmcm A .Vậy sai số thực tế và tính chọn là: 310 3106,304  .100%=1,74% Ta thấy : Tải đường A không lớn hay nhỏ hơn 10% so với giá trị đã chọn ban đầu nên có thể sử dụng số liệu này để tính toán. 2.5. Tiết diện và đường kính dây dẫn - Tiết diện dây: 1s = ' 111 1 jna I Theo hình 10-4b (trang 237 TKMĐ) chọn tích số: A.J = 1850 2 2 .mmcm A Mật độ dòng điện: J1’ = A JA. = 310 1850 = 6 2mm A Tiết diện dây (tính sơ bộ): S’1 = 111 1 '.. Jna I = 6.1.2 29 = 2,41mm2 Trong đó : 1n = 1 là số sợi chập song song 1I = 29 A 1a = 2 là số mạch nhánh song song - 6 - Theo Phụ lục VI, bảng VI. 1 (trang 618 TKMĐ) chọn dây đồng tráng men PET- 155 có đường kính d/dcđ = 825,1 74,1 mm 2 Khi đó : s1 = 2,38 mm 2 2.6. Kiểu dây quấn Dây quấn stator đặt vào rãnh của lõi thép stator và được cách điện với lõi thép. Dây quấn có nhiệm vụ cảm ứng được sức điện động nhất định, đông thời cũng tham gia vào việc chế tạo từ trường cần thiết cho sự biến đổi năng lượng điện có trong máy. * Các yêu cầu của dây quấn: - Đối với dây quấn điện trở và điện kháng của các pha bằng nhau và của mạch nhánh song song cũng bằng nhau. - Dây quấn được thực hiện sao cho có thể đấu thành mạch nhánh song song một cách dễ dàng. Dây quấn được chế tạo và thiết kế sao cho tiết kiệm được lượng đồng, dễ chế tạo, sửa chữa, kết cấu chắc chắn, chịu được ứng lực khi máy bị ngắn mạch đột ngột. *Việc chọn dây quấn stator phải thỏa mãn tính kinh tế và kỹ thuật: - Tính kinh tế: tiết kiệm vật liệu, vật liệu cách điện, thời gian lồng dây. - Tính kỹ thuật: dễ thi công hạn chế những ảnh hưởng xấu đến đặc tính của động cơ. Từ yêu cầu trên ta chọn dây quấn một lớp đồng khuôn bối dây bước ngắn. Tác dụng là để làm giảm lượng đồng sử dụng, khử sóng bậc cao, giảm từ trường tản ở phần bối dây và trong rãnh stator, lám tăng cos, và cải thiện đặc tính mở máy của động cơ, giảm tiếng ồn điện từ lúc động cơ vận hành. Các hệ quả xấu tồn tại trong động cơ khi sóng bậc cao không bị khử. - Tính năng mở máy xấu do các trường trên đặc tuyến mômen (do sóng bậc 5 và 7 gây ra) làm cho động cơ không đạt đến tốc độ định mức. - Nếu số răng của statorvà rotor không phù hợp động cơ gây ra tiếng ồn khi vận hành, có khi rotor bị hút lệch tâm (do lực hút điện từ tạo nên). Sóng bậc cao gây tổn hao nhiệt trong lõi thép do tác dụng của dòng phucô. Thực ra việc chọn bước ngắn thích hợp không có tác dụng khử hoàn toàn sóng bậc cao mà - 7 - chỉ có tác dụng giảm nhỏ chúng xuống đến một giá trị có thể chấp nhận được. Trong thiết kế, bước bối dây có tác dụng khử sóng bậc 5 và 7, cách đấu dây hình sao có tác dụng khử sóng bậc 3. Tiêu chuẩn xét sự tổn hao sóng bậc cao  5% xem như sóng bậc cao không đáng kể, từ 5 - 10% chấp nhận được, > 10% có tồn tại sóng bậc cao. Sóng bậc cao không bị khử không cho phép khả thi. Để khử triệt hoàn toàn sóng bậc 3 ta dùng hệ số  = 3 2 , sóng bậc 5 ta dùng hệ số  = 5 4 , sóng bậc 7 ta dùng hệ số  = 7 6 . Tuy nhiên ta không khử triệt hoàn toàn sóng bậc cao nào cả mà chọn bước bối dây để làm nhỏ các sóng bậc cao 3, 5, 7 cùng một lúc. Chọn dây quấn hai lớp bước ngắn với y = 7 Ta có:  = 1 y  = 9 7 = 0,78 Với : Bước cực từ 1  = 9 2.2 36 .2 1  p Z 2.7. Hệ số dây quấn Hệ số bước ngắn ky: ky = sin 2 . = sin 2 .78,0  = 0,94 Hệ số bước rãi kr: kr = 2 sin. 2 .sin   q q = 2 20sin.3 2 20.3sin = 0,96 với α = 1 360. Z p = 36 360.2 = 20 0 Hệ số dây quấn kd: kd = ky.kr = 0,94.0,96 = 0,9024 2.8. Từ thông khe hở không khí Ф - 8 - Ф = 1 1 ....4 . wfkk Uk ds E = 92,0.11,1.99.50.4 220.975,0 = 0,01 Wb 2.9. Mật độ từ thông khe hở không khí Bδ Bδ = 1 4 .. 10. l   = 14,14.15.64,0 10.01,0 4 = 0,74T Ta thấy sai số mật độ từ thông khe hở không khí so với giá trị ban đầu nhỏ hơn 10% nên ta không cần chọn lại. 2.10. Sơ bộ định chiều rộng của răng b’z1 b’z1 = cz klB tlB .. .. 11 11 = 95,0.15.70,1 57,1.15.74,0 = 0,72cm Chọn b’z1 = 0,72 cm Trong đó : Chọn Bz1 = 1,70 T (theo bảng 10-5b, trang 241- TKMĐ) Bz1 : là mật độ từ thông trên răng có cạnh song song kc = 0,95 : Hệ số ép chặt lõi sắt khi không cần phủ sơn (Bảng 2-2, trang 23 -TKMĐ). 2.11. Sơ bộ chiều cao của gông stato hg1 h’g1 =  cg klB ...2 10. 11 4 19,2 95,0.15.60,1.2 10.01,0 4  (cm) Ở đây lấy 1gB = 1,60T; (1,45 ÷ 1,60), (theo Bảng 10.5 Tr.240_TKM Đ) 2.12. Kích thước rãnh và cách điện Chọn kích thước miệng rãnh như sau : Chiều cao miệng rãnh h41 = 0,5 ÷ 1 mm  chọn h41 = 0,5 mm.=0,05 cm Chiều cao rãnh stato : )(1,24)(41,219,2)182,27( 2 1)( 2 1 , mmcmhDDh glnrl  Trong đó : h’g1 =2,19(cm) chiều cao gông, - 9 - Dn =27,2(cm) đường kính ngoài Stato D =18 (cm) đường kính trong Stato Chiều cao thực của rãnh Stato : hZ1 = hrl – h41 = 24,1 0,5 = 23,6 (mm) * Bề rộng rãnh Stato: Chọn bề rộng miệng rãnh Stato là: Chiều rộng miệng rãnh : b41 = dcđ + ( 1,1÷ 1,5) mm Trong đó : cdd = 1,825mm - là đường kính dây dẫn kể cả cách điện của dây quấn stator Vậy: 41b =2,925 mm ÷ 3,325 mm Lấy 41b = 3 mm - Đường kính d2 được tính theo công thức: )(2,1 36 36*72,0)19,2*22,27(**)*2( 1 1 '' 2 cmZ ZbhD d zlgln            d2 = 1,2cm = 12(mm) - Đường kính d1 được tính theo công thức: )(94,0 36 72,0*36)05,0*218(**)*2(* 1 1 ' 41 1 cmZ ZbhDd zl            d1 = 0,94cm= 9,4(mm) Trong đó: D n = 27,2cm đường kính trong stator g1h’ = 2,19cm b’z1 = 0,72cm chiều rộng răng - Chiều cao rãnh Stator được tính theo công thức Khi đó,chiều cao h12 là: h 12 = h rl – 0,5 *(2*h 41 + d 1 + d 2 ) = 2,41– 0,5 *(20,05 + 1,2+ 0,94) = 1,3cm = 13(mm) Theo bảng VIII.1 (T629_TKMĐ) ta có chiều dày cách điện rãnh là: + Chiều dày cách điện rãnh: C = 0,4 (mm)) - 10 - + Chiều dày cách điện của tấm lót: C’ = 0,5 (mm) - Diện tích rãnh trừ nêm: Sr ' =  8 )( 22 2 1 dd ) 2 ( 2 1 12 21 dhdd  )(06,180) 2 4,913( 2 124,9 8 )124,9( 222 mm  - Diện tích lớp cách điện rãnh: Scđ = ( 2 * 2d +2*h 12 +d 1 +d2)*c+ '12 d c  )(5,335,0* 2 4,9*4,0*)124,913*2 2 12*( 2mm  - Diện tích có ích của rãnh: S r = S 'r – S cđ = 180,06-33,5 = 146,56 mm 2 - Hệ số lấp đầy rãnh: ldk = r cdr s dnu 211 ** = 56,146 825,1*1*33 2 = 0,75 Ta thấy hệ số lấp đầy rãnh nằm trong khoảng tốt nhất (0,7÷0,75) nên cũng không cần tính lại. Vậy, chọn k ld = 0,75 2.13. Bề rộng răng stator bz1 bz1” = 1 1 141 )*2(* d Z dhD   = )(72,094,0 36 )94,005,0*218(* cm d1 d2 hr1 h12 h41 - 11 - bz1’=   2 1 1241 )(*2* d Z hhD   =   )(6,02,1 36 )3,105,0(*218* cm bz1 = 2 '" 11 zz bb  = 2 6,072,0  = 0,66 (cm) 2.14. Chiều cao gông stator hg1 = 2 DDn  - hr1 + 6 1 *d2 = 2 182,27  - 2,41 + 6 1 *1,2 = 2,39 (cm) 3. TÍNH TOÁN KHE HỞ KHÔNG KHÍ 3.1. Khe hở không khí δ =0,25+ 1000 D = 0,25+ 1000 180 =0,43(mm) Theo những máy đã chế tạo ở bảng 10-8 (trang 253 TKMĐ ta chọn : δ = 0,5 mm =0,05cm 4. TÍNH TOÁN ROTOR 4.1 Số rãnh rotor Z2 Việc chọn số rãnh rotor lồng sóc Z2 là một vấn đề quan trọng vì khe hở không khí của máy nhỏ, khi mở máy momen phụ do từ thông sóng bậc cao gây nên ảnh hưởng đến quá trình mở máy và ảnh hưởng cả đến đặc tính làm việc. Để loại trừ momen phụ đồng bộ khi mở máy, cần chọn: Z2Z1 Z20,5*Z1 Z22*Z1 Z26*p*g với g=1,2,3 Để tránh momen đồng bộ khi quay ,ta chọn: Z26*p2*p*g Z2Z12*p Z22*Z12*p Z20,5p Z2Z1p - 12 - Để tránh lực hướng tâm do momen không đồng bộ sinh ra trong khi quay ,cần chọn: 12 ZZ  0,1,2 12 ZZ  p,p+1 12 ZZ  2*p,2*p1,2*p2 12 ZZ  2*p Dựa vào các điều kiện trên và bảng 10-6 trang 246 TKMĐ Chọn Z2= 28 rãnh 4.2. Đường kính ngoài rotor D’ D’ = D- 2δ = 18– 2*0,05 = 17,9 cm 4.3. Bước răng rotor t2 t2 = 2 '* Z D = 28 9,17* = 2,0cm 4.4. Sơ bộ định chiều rộng của răng rotor b’z2 b 2Z ’ = cz klB tlB ** ** 22 22 = 95,0,*15*75,1 0,2*15*74,0 = 0,89 cm Ở đây lấy Bz2 = 1,75 T., (1,7  1,85).Theo bảng 10-5b trang 241_TKMĐ 4.5. Đường kính trục rotor Dt Dt = 0,3*D = 0,3*18= 5,4 (cm) Lấy Dt = 5(cm) 4.6. Dòng điện trong thanh dẫn rotor Itd Itd = I2 = KI*I1* 2 1 **6 Z KW d = 28 9024,0*99*6*9,0*29 = 500A Trong đó KI = 0,9 lấy theo hình 10-5 trang 244_TKMĐ 4.7. Dòng điện trong vòng ngắn mạch Iv Iv = Itd* 2 *sin*2 1 Z p = 500* 28 2*180sin*2 1 = 1123,5 A - 13 - 4.8. Tiết diện thanh dẫn vòng nhôm S’td S’td = 2J I td = 3 500 = 166,67 mm2 Trong đó, J 2 nằm trong khoảng 0,25 ÷0,35  Chọn J2= 3 A/mm 2 4.9. Sơ bộ chọn mật độ dòng điện trong vòng ngắn mạch J v =2,5 2mm A Tiết diện vòng ngắn mạch Sv: Sv = v v J I = 5,2 5,1123 = 449,4 mm2 Chọn J v =2,5 vì điều kiện J v < (20÷30)% J 2 4.10. Kích thước rãnh rotor và vòng ngắn mạch Lấy chiều cao miệng rãnh chọn h 42 = 0,5  1 (mm),ta chọn h 42 =1 b 42 = 1÷1,5 (mm)  lấy b 42 = 1( mm) hr2=1020(mm)chọn:h 2r =20(mm) ; ab = 3423 (mm) ( 2 1 d d ) = ( 64 5,75,6   ) (mm), ta chọn d 1 = 7 (mm) , d 2 = 5 (mm) ta có : h12 = hr2 – 1 d 2 - 2d 2 - h41 = 20 - 2 7 - 2 5 - 0,5 = 13,5 (mm) - Chiều cao vành ngắn mạch hv (Chiều cao vành ngắn mạch thường lấy cao hơn chiều cao rãnh Rotor ) hv = 1,1*hr2 = 1,1*2= 2,2 (cm) = 22 (mm) - 14 - b42 h42 dr2 dr2 bZ2tb b’Z2 b”Z2 D’ hr2 bV aV D’ DV R«to - Đường kính trung bình vành ngắn mạch Dv Dv = D-(a+1) = 180-(34+1)=145 (mm) - Bề rộng vành ngắn mạch b v : bv = v v h S =  22 4,449 20,4 (mm) 4.11. Diện tích rãnh rôtorSr2 Sr2 = 4  *(d 21 +d 22 )+0,5*h12*(d 1 +d 2 )= 4  *(72 +5 2 )+ 0,5*13,5*(7 +5)= 139 mm2 4.12. Diện tích vành ngắn mạch: ab = 3423 = 782mm2 4.13. Bề rộng răng rôto ở 1/3 chiều cao răng )(2,1 5,0 28 )5,035,1( 3 41,0*29,17 * )( 3 42' 3 1 2 2 21242 2 cm d Z dhhD bZ                  4.14. Chiều cao gông rôto hg2 hg2 = 2 ' tDD  - hr2 + 6 1 *d2 = 2 518 - 2 + 6 1 *0,5 = 4,58(cm) 4.15. Làm nghiên rãnh ở rôto bn - 15 - Độ nghiên bằng một bước rãnh stator bn = t1 = 1,57 (cm) 5. TÍNH TOÁN MẠCH TỪ 5.1. Hệ số khe hở không khí - Do bề mặt phần ứng có rãnh dẫn đến từ dẫn trên khe hở của bề mặt phần ứng có rãnh khác nhau. - Trên răng, từ trở nhỏ hơn trên rãnh do sức từ động của khe hở không khí của phần ứng có răng rãnh lớn hơn so với bề mặt phần ứng nhẵn. Khi thiết kế phải dùng một khe hở không khí tính toán, như vậy cần phải tính hệ số khe hở không khí. Hệ số khe hở không khí nói lên ảnh hưởng của răng stato và rôto tới khe hở kδ1 =  *11 1 t t = 05,0*27,357,1 57,1  = 1,1 Trong đó: ν1 =   /5 )/( 41 2 41 b b  = 5,035 )5,03( 2  = 3,27 kδ2 =  *22 2 t t = 05,0*57,02 2  = 1,01 Trong đó: ν2 =   /5 )/( 42 2 42 b b  = 57,0 5,0 15 5,0 1 2         kδ = kδ1* kδ2 = 1,1*1,01 = 1,11 Từ thông chính sau khi đi qua khe hở không khí thì phân thành hai mạch song song đi vào răngvà rãnh của phần ứng, nhưng từ dẫn của thép lớn hơn không khí nhiều nên đại bộ phận từ thông đi vào răng. 5.2. Dùng thép kỹ thuật điện cán nguôi 2211 5.3. Sức từ động khe hở không khí Fδ Fδ = 1,6*Bδ*kδ*δ*104 = 1,6*0,74*1,1*0,05*104 = 651,2 A - 16 - 5.4. Mật độ từ thông ở răng stator BZ1 BZ1 = cz klb tlB ** ** 11 11 = 95,0*15*66,0 57,1*15*74,0 = 1,85 T 5.5. Cường độ từ trường trên răng stato Theo bảng V-6 (Phụ lục V, trang 608_TKMĐ). Đường cong từ hóa trên răng động cơ KĐB thép 2211, ta chọn: B 1Z =1,85  HZ1 =33,3 A/cm 5.6. Sức từ động trên răng stato Fz1 = 2*h’Z1*HZ1 = 2*2,01*33,3 = 133,8 A Trong đó h’Z1 = hr1- 3 2d = 24,1 - 3 12 = 20,1 mm 5.7. Mật độ từ thômg ở răng rotor Bz2 Bz2 = cz klb tlB ** ** 22 22 = 95,0*2,1 0,2*74,0 = 1,3T 5.8. Cường độ từ trường trên răng rotor: - Theo bảngV-6 (Phụ lục V, trang 608 TKMĐ), ta có: B 2Z =1,3  Hz2 = 7,24A/vm 5.9. Sức từ động trên răng rotor Fz2 Fz2 = 2*h’z2*Hz2 = 2*1,8*7,24 = 26,064 (A) Trong đó: h’z2 = hr2- 3 d = 2- 3 6,0 = 1,8 (cm) 5.10. Hệ số bão hòa răng kz kz =   F FFF zz 21 = 2,651 064,268,1332,651  = 1,24 Theo TKMĐ trang 114, ta có: Hệ số kz nằm trong khoảng thiết kế hợp lý kz thuôc khoảng 1,2÷1,5.(nếu k z quá lớn thì sự bão hòa quá mức trong vùng răng.Nếu k z  1,2 thì vùng được sữ dụng quá ít hoặc khe hở không khí lấy quá lớn) 5.11. Mật độ từ thông trên gông stator Bg1 - 17 - Bg1 = cg klh ***2 10* 11 4 = 95,0*15*39,2*2 10*01,0 4 = 1,46T 5.12. Cường độ từ trường ở gông stator Hg1 Theo bảng V-9 (Phụ lục V, trang 611 TKMĐ), ta chọn B 1g =1,46  Hg1 = 7,89A/cm 5.13. Chiều dài mạch từ ở gông stator Lg1 Lg1 = p hD gn *2 )(* 1 = 2*2 )39,22,27(*  = 19,48 cm 5.14. Sức từ động ở gông stator Fg1 Fg1 = Lg1*Hg1 = 19,48*7,89= 153,7 A 5.15. Mật độ từ thông trên gông rôto Bg2 Bg2 = cg klh ***2 10* 22 4 = 95,0*15*58,4*2 10*01,0 4 = 0,76 T 5.16. Cường độ từ trường ở gông rôto Hg2: theo Bảng V-9 (Phụ lục V, trang 608 TKMĐ), ta chọn B 2g = 0,76  Hg2 = 2,72 A/cm 5.17. Chiều dài mạch từ ở gông rôto Lg2 Lg2 = p hD gt *2 )(* 2 = 2*2 )58,45(*  = 7,5 cm 5.18. Sức từ động ở gông rôto Fg2 Fg2 = Lg2*Hg2 = 7,5*2,72 = 20,4 A 5.19. Tổng sức từ động của mạch từ F F = Fδ+Fz1+Fz2+Fg1+Fg2 = 651,2+133,8+26,064+153,7+20,4 = 985,164 A 5.20. Hệ số bão hòa toàn mạch kμ kμ = F F = 2,651 164,985 = 1,5 5.21. Dòng điện từ hóa Iμ Iμ = 111 ***9,0 * dkwm Fp = 9024,0*99*3*9,0 164,985*2 = 8,16 A - 18 - Dòng điện từ hóa phần trăm: Iμ% = đmI I  = 29 16,8 *100% = 28,14 % 6. TÍNH TOÁN CÁC THAM SỐ ĐỘNG CƠ Ở CHẾ ĐỘ ĐỊNH MỨC 6.1. Chiều dài phần đầu nối của dây quấn stator Lđ1 lđ1= Kd1*τy+2*B=1,3*12,46+2*1 = 18,2 cm Trong đó: τy = 1 1 *)(* Z yhD r = 36 7*)41,218(*  = 12,46 tra bảng 3.4 (trang 69_TKMĐ) các hệ số Kd1 = 1,3và K 1f =0,4  B=1 cm 6.2. Chiều dài trung bình nửa vòng của dây quấn stator ltb ltb=l1+lđ1=15+18,2= 33,2 cm 6.3. Chiều dài dây quấn một pha của stator L1 L1 = 2*ltb*w1*10-2 = 2*33,2*99*10-2= 65,7(m) 6.4. Điện trở tác dụng của dây quấn stator r1 r1 = ρ75* 111 1 ** san L = 1 46 * 38,2*2*1 7,65 = 0,3 Ω Trong đó: ρ75 = 1 46 Ώmm2/m : điện trở suất của dây quấn ở 75˚C (theo bảng 5.1 trang 117_TKMĐ) Tính toán theo đơn vị tương đối: r1* = r1* 1 1 u I = 0,3* 220 29 = 0,04 ( ) 6.5. Điện trở tác dụng của dây quấn rôto rtd rtd = Al * 2 2 2 10* rS l  = 23 1 * 139 10*15 2 = 4,7*10-5 Ω - 19 - Trong đó, Al = 23 1 )/( 2 mmm là điện trở của dây quấn ở nhiệt độ 75 cO 6.6. Điện trở vòng ngắn mạch rv rv = Al * )*(* 10** 2 2 baZ Dv  = 23 1 * 23*34*28 10*5,14* 2 = 0,904*10 6 Ω Trong đó, Al = 23 1 )/( 2 mmm là điện trở của dây quấn ở nhiệt độ 75 cO 6.7. Điện trở rôto r2 r2= rtd + 2 *2  vr = 4,710-5 + 2 6 44,0 10*904,0*2  = 5,6*10-5 Ω Trong đó: = 2*Sin 2 * Z p = 2*Sin 28 2*1800 = 0,44 6.8. Hệ số quy đổi γ . γ= 2 2 11 )*(**4 Z kwm d = 28 )9024,0*99(*3*4 2 = 3420,5 6.9. Điện trở rôto đã quy đổi r’2= γ*r 2 =3420,5*5,60*10 -5 = 0,19Ω Tính theo đơn vị tương đối: r2*=r2’* 1 1 U I = 0,19* 220 29 =0,025  6.10. Hệ số từ dẫn tản rãnh stator λr1 Hệ số từ dẫn tản rãnh λr1 phụ thuộc vào kích thước, hình dạng và kiểu dây quấn: λr1= b h 3 1 *kβ+(0,785- b b *2 41 + b h 2 + 41 41 b h )*k’β = 4,9*3 6,21 *0,9025 + ( 0,785 - 3 5,0 4,9 4,3 4,9*2 3  )*0,87 = 1,4 Trong đó: β=0,83 - 20 - k’β= 4 *31  =1 3*0,83 4  =0,87 kβ= 4 '*31 k =1 3*0,87 4  =0,9025 h1= hrs - 0,1*d2 - 2*C - C’= 24,1 - 0,1*12 - 2*0,4 - 0,5 = 21,6 mm Lấy : hrs = hr1 = 24,1 mm h2= - ( 2 1d - 2*C - C’) = - ( 2 4,9 - 2*0,4 - 0,5)= - 3,4 mm b= d1=9,4 mm ; h41=0,5 mm ; b41= 3 mm 6.11. Hệ số từ dẫn tản tạp stator λt1=    * ***)*(**9,0 1411 2 111 k kkqt td = 1,1*05,0 0324,0*962,0*882,0*)9024,0*3(*57,1*9,0 2 = 5,17 Trong đó: k41=1-0,033* *1 2 41 t b =1-0,033* 05,0*57,1 3,0 2 = 0,962 - ρt1: xác định theo bảng 5.3 trang 137 sách TKMĐ của tác giả Trần Khánh Hà và Nguyễn Hồng Thanh. Nội suy ρt1 theo 333,212 28 **2 2 2  pm Zq và 14 2 282  p Z ●        92,03 94,02 10 )10(2 )10(22 t t q q p Z   93,02 12 28 23 94,092,094,0 ) 12 28(           t  ●        87,03 87,02 15 )15(2 )15(22 t t q q p Z   87,02 12 28 23 87,087,087,0 ) 12 28(           t  Nội suy theo: 142  p Z - 21 -     882,001410115 930,0,87930,ρ 41t    σ1 tính theo bảng 5.2a trang 134_TKMĐ          35,21 85,20 2 )1( )0( 2     t tq 24,30 9 7 01 35,285,285,2 ) 6 5(             t 6.12. Hệ số từ tản phần đầu nối λđ1 λđ1=0,34* l q1 *(lđ1-0,64*β*τ) = 0,34* 15 3 *(18,2 - 0,64*0,83*14,14) = 0,73 6.13. Hệ số từ dẫn tản của stator Σλ1 = λr1+λt1+λđ1=1, 4+5,17+0,73 = 7,3 6.14. Điện kháng dây quấn stator x1 x1 = 0,158*100 1f *( 100 1w )2* 1* qp l * Σλ1 = 0,158* 100 50 * 2 100 99       * 3*2 15 *7,3 = 1,41 Ω Tính theo đơn vị tương đối: x1* = x1* 1 1 U I = 1,41* 220 29 = 0,185 6.15. Hệ số từ dẫn tản rãnh rôto λr2 λr2 = [ 1 h 3b *(1- 2 2 *8 * rS b ) 2 + 0,66 - b b *2 42 ]*k + 42 42 b h = [ 5*3 6,21 *(1- 139*8 5* 2 )2 + 0,66 - 5*2 1 ]*1+ 1 1 = 2,8 Trong đó: h1=21,6 mm ; b = d2 = 5mm ; S 2r =139 mm 2 - 22 - k=1 ; b42=1 mm ; h42=1 mm 6.16. Hệ số từ dẫn tản tạp rôto λt2 =    * ***)**(*9,0 2 222 2 222 k kkqt ttd = 05,0*33,1 1*0168,0*1*)1* 3*3*2 28(*2*9,0 2 = 2,46 Trong đó: 333,2 2*3*2 28 **2 2 2  pm Zq kδ2=1,33 ; k 2d =1 ρt2=1 kt2=1 σ2=0,0168 theo bảng 5-2c (Tr.136_TKMĐ) 6.17. Hệ số từ dẫn tản phần đầu nối λđ2 = 2 22 ** *3,2 lZ Dv *lg ba D v *2 *7,4  =  38,0 3,2*24,3 5,14*7,4log(* 44,0*15*28 5,14*3,2 2  6.18. Hệ số từ tản do rãnh nghiêng λrn=0,5*λt2*( 2t bn )2=0,5*2,46*( 2 57,1 )2=0,76 6.19. Hệ số từ tản rôto Σλ2 = λr2 + λt2 +λđ2 + λrn=2,8 + 2,46+0,38+0,76 = 6,4 6.20. Điện kháng tản dây quấn rôto x2 = 7,9*f1*l2* Σλ2*10-8 = 7,9*50*15*6,4*10-8 = 3,792*10-4 (Ω) 6.21. Điện kháng rôto đã quy đổi x’2 = γ*x2 = 3420,5*3,792*10-4 = 1,3(Ω) Tính theo đơn vị tương đối: x2* = x2’* 1 1 U I = 1,3* 220 29 = 0,17 6.22. Điện kháng hổ cảm x12 x12 =   I xIU 11 * = 16,8 41,1*16,8220  = 25,55 Ω - 23 - Tính theo đơn vị tương đối: x12* = x12* 1 1 U I = 25,55* 220 29 = 3,36 6.23. Tính lại kE kE= 1 * 11 U xIU  = 220 41,1*16,8220  = 0,95 Trị số này không sai khác so với giả thiết ban đầu kE = 0,975 nên không cần tính lạ 7. TÍNH TOÁN TỔN THẤT TRONG ĐỘNG CƠ Động cơ điện khi làm việc sinh ra tổn hao làm giảm hiệu suất máy. Tổn hao là dĩ nhiên nên người ta luôn tìm cách giảm tổn hao xuống thấp nhất để nâng cao hiệu suất và tăng công suất ra ở đầu trục. Tổn hao trong động cơ điện gồm có: - Tổn hao sắt: Tổn hao này sinh ra trong lõi thép stato và rôto. Nó phụ thuộc vào vật liệu dẫn từ (mã hiệu thép, chiều dài cách điện) và mật độ từ cảm trong đó. Khi tính ta bỏ ra tổn hao trên rôto vì khi làm việc, tốc độ quay rôto gần bằng tốc độ quay từ trường nên tổn hao này không đáng kể. - Tổn hao đồng: Tổn hao này sinh ra trong dây quấn stato và rôto do hiệu ứng Jun- Lenz. - Tổn hao cơ: Do ma sát tại các ổ đở, quạt gió. - Tổn hao bề mặt: trên bề mặt stato và rôto gia công không nhẵn làm khe hở không đều sinh ra tổn hao bề mặt. Nó phụ thuộc vào chất lượng gia công. - Tổn hao đập mạch: nó được sinh ra do hiện tượng đập mạch từ thông từ răng sang phần rãnh và ngược lại, nó phụ thuộc vào kích thước miệng rãnh, bước răng khe hở không khí v. v - Tổn hao phụ: là tổn hao sinh ra trong vỏ máy và các chi tiết khác, tổn hao đập mạch phần đầu nối v. v Tổn hao lớn làm máy mất công suất đồng thời cũng làm tăng nhiệt của động cơ. 7.1. Trọng lượng răng stato và răng rotor: GZ1 = γFe*Z1*bZ1*h’Z1*l1*kc*10-3 - 24 - = 7,8*36*0,66*2,01*15*0,95*10-3 = 5,3 (kg) Trong đó: γFe = 7,8 kg/dm3 tỷ trọng của sắt kc = 0,95 hệ số ép chặt Z1 = 36 số rãnh stato Z 2 =28 số rãnh rotor l1 = 15 cm chiều dài lõi thép stato h’Z1 = 2,01 cm chiều cao răng stato bZ1 = 0,66 (cm)chiều rộng răng stato 7.2. Trọng lượng gông từ stato Gg1 = γFe*l1*Lg1*hg1*2*p*kc*10-3 = 7,8*15*19,48*2,39*2*2*0,95*10-3= 20,7 ( kg) 7.3. Tổn hao sắt trong lõi sắt stato - Trong răng: PFeZ1 = kgc*PFeZ1 *B2Z1*GZ1*10-3 = 1,8*2,5*1,852*5,3*10-3 = 0,082 (kW) Trong đó: kgc = 1,8 đối với máy điện không đồng bộ (hệ số gia công sắt) PFeZ1 = 2,5 (w/kg) suất tổn hao thép ở tần số từ hóa f = 50(Hz).(tra theo bảng V.14 trang 618 sách TKMĐ của tác giả Trần Khánh Hà và Nguyễn Hồng Thanh.) - Trong gông: PFeg1 = kgcg*PFeg1*B 21g *Gg1*10 -3 = 1,6*2,5*1,46 2 *20,79*10-3 = 0,176 (kW) kgcg = 1,6 đối với máy không đồng bộ (hệ số gia công gông) - Trong cả lõi sắt stato: P’Fe = PFeZ1+ PFeg1 = 0,082 + 0,176 = 0,258 (kW) 7.4. Tổn hao bề mặt trên răng rotor - 25 - Khi máy điện quay, đối diện với răng roto của máy không đồng bộ lần lượt xuất hiện sự dao động của mật độ từ thông, biên độ dao động của từ thông càng lớn thì khe hở không khí càng nhỏ và miệng rãnh càng to. Tần số dao động phụ thuộc vào số răng và tốc độ quay . Vì tần số dao động cao nên các dòng điện xoáy cảm ứng trong thép điếu tập trung lên lớp mỏng trên bề mặt lõi thép, vì vậy tổn hao gây nên bởi các dòng điện xoáy này được gọi là tổn hao bề mặt. Ở máy điện không đồng bộ, tổn hao bề mặt lớn vì khe hở không khí nhỏ. Tổn hao chủ yếu đập trung trên bề mặt roto còn trên bề mặt stato ít hơn do miệng rãnh roto bé Pbm = 2*p*τ* 2 422 t bt  *l 2 *pbm*10 -7 = 2*2*14,14* 2 12  *15*184,15*10-7 = 0,0078 (kW) Trong đó: pbm = 0,5*k0*(Z1*n1*10-4) 5,1 *(10*B0*t1)2 = 0,5*2*(36*1500*10-4)1,5*(10*0,244*1,57)2 = 184,15 (kW) Với k0 = 2 là hệ số kinh nghiệm: Đối với stato (k0=1,41,8) Đối với rôto (k0=1,72) B0 = β0*kδ*Bδ = 0,3*1,1*0,74 = 0,244 (T) β0 = 0,3 khi  41b = 45,0 8,2 = 6 (tra Hình 6-1, trang 141_TKMĐ) 7.5. Tổn hao đập mạch trên răng rôto Pđm = 0,11*( đmB nZ *10* 10000 * 11 )2*GZ2*10-3 = 0,11* 2 053,0*10* 10000 1500*36       *4,98*10-3= 0,0045(kW) Trong đó: Bđm = 2 2 1 * *2 * ZBt  = 3,1* 2*2 05,0*27,3 = 0,053 - 26 - G 2Z = Fe *Z 2 *h’ 2Z *b’ 2Z *l 2 *k c *10 3 =7,8*28*1,8*0,89*15*0,95*10 3 =4,98(kg) 7.6. Tổng tổn hao thép PFe = P’Fe+Pbm+Pđm = 0,258+0,0078+0,0045 = 0,2703(kW) 7.7. Tổn hao cơ: Khi không có rãnh thông gió hướng kính Pcơ = Kcơ*( 1000 n )2*( 10 nD )4*10-3 = 1*( 1000 1500 )2*( 10 2,27 )4*10-3 = 0,123 (kW) Trong đó, K co được tính theo đường kính ngoài phần ứng D n như sau: D n (mm) 2p k co 250 2 5 250 4 6 250 2 6 250 4 7 Nhưng đối với động cơ không đồng bộ kiểu kín IP44 thì:k co =1 khi 2p 4 7.8. Tổn hao không tải Po = PFe + Pcơ = 0,2703 + 0,123 = 0,3933 (kW) 8. TÍNH TOÁN ĐẶC TÍNH LÀM VIỆC. Sau khi xác định kích thước và dây quấn của động cơ, tính toán các tham số máy điện và các tổn hao ta có thể xác định đặc tính làm việc của máy bằng hai phương pháp: - Phương pháp đồ thị vòng tròn - Phương pháp giải tích - 27 - Ở đây ta chọn phương pháp giải tích vì phương pháp này cho kết quả chính xác hơn. Phương pháp giải tích đưa vào mạch điện thay thế và giản đồ vectơ của động cơ không đồng bộ: Trong đó: r1 = 0,3 (Ω) ; x1 = 1,41( Ω ) ; x12 = 25,55 (Ω), r2 = 5,6*10-5 (Ω) ; x2 = 3,792*10-4(Ω) - Hệ số C1 : C1 = 1+ 12 1 x x = 1+ 55,25 41,1 = 1,055 (Ω) ; C 21 =1,113 1 1I I C U d b 1 2Z X R X R1 1 2 2 2I = , I2 / S Hình1.Mạch điện thay thế hình Г của máy điện không đồng bộ. - Thành phần phản kháng của dòng điện ở chế độ đồng bộ Iđbx = Iμ = 8,16 A - Thành phần tác dụng của dòng điện ở chế độ đồng bộ Iđbr = 1 1 23 *3 **310* U rIPFe  = 220*3 3,0*16,8*310*2703,0 23  = 0,5 (A) - Sức điện động E1 E1 = U - Iμ*x1 = 220 – 8,16*1,41 = 208,5(V) kI = 2 11 **6 Z kw d = 28 9024,0*99*6 = 19,14 I’2 = 2 I I k = 14,19 500 = 26,12 (A) - Hệ số trượt định mức - 28 - sđm = 1 22 '*' E rI = 5,208 19,0*12,26 = 0,024 - Hệ số trượt tại momen cực đại s m = ' ' 2 1 1 2 x c x r  = 3,1 055,1 41,1 19,0  = 0,072 Các số liệu đặc tính làm việc được tính trong bảng ở mục 93 8.1. Bội số momen cực đại mmax = đmM M max = ( đm m I I 2 2 '' ' ) 2 * m đm S S = ( 207,24 99,52 )2* 072,0 024,0 =1,6 Mặt khác; Từ công thức: '2I = 2' 211 2 ' 2 11 1 )()( xcx s rcr U   I’2max = 52,99A -dòng điện rôto đã quy đổi về phía stato ứng với smax I’2đm = 24,207 A -dòng điện rôto đã quy đổi về phía stato ứng với sđm   U 1 1 I C 2 Idb dbxI dbrI 1 2 - 29 - Hình 2 (Đồ thị véc tơ để xác định đặc tính làm việc của động cơ không đồng bộ) Các số liệu đặc tính làm việc: S Đơn vị 0,005 0,01 0,015 0,024 0,025 0,072 rns=C12*( 1 2 1 ' )r r C s   42,610 21,463 14,414 9,138 8,775 3,253 xns=C12*( 1 2 1 ' )x x C   2,934 2,934 2,934 2,934 2,934 2,934 Zns= 2 2ns nsr x  42,71 21,663 14,709 9,588 9,252 4,380 I’2=C1* nsZ U1 A 5,434 10,714 15,779 24,207 25,086 52,99 cos 2' ns ns r Z   0,997 0,99 0,979 0,953 0,948 0,743 Sin 2' ns ns x Z   0,068 0,135 0,199 0,306 0,317 0,67 I1r=Idbr+ 2 1 2 'cos*'  C I A 5,64 10,554 15,142 22,35 23,04 37,82 I1x=Idbx+ 2 1 2 'sin*'  C I A 8,51 9,53 11,136 14,1 15,69 41,812 I1= 2121 xr II  A 12,13 14,22 18,79 25,4 27,88 56,38 cos 1 1 I I r 0,464 0,742 0,805 0,879 0,826 0,67 P1 = 3*U1*I1r*10 3 kW 3,722 6,965 9,993 14,751 15,206 24,96 Pcu1 = 3*I12*r1*10 3 kW 0,132 0,182 0,318 0,627 0,699 2,86 Pcu2 = 3*I’22*r’2*10 3 kW 0,0168 0,065 0,142 0,334 0,358 1,6 Pf = 0,005* P1 kW 0,018 0,0348 0,05 0,0737 0,076 0,125 P0 = PFe + Pcơ kW 0,393 0,393 0,393 0,393 0,393 0,393 P = Pcu1 +Pcu2 + Pf kW 0,559 0,675 0,903 1,43 1,526 4,978 P2 = P1 - P kW 3,163 6,29 9,09 13,321 13,68 19,98 100* 1 2 P P  % 85 90,3 90,9 90,3 89,9 80,04 - 30 - s P2(KW) I1 Cos  s CosI1 - 31 - 8.2. TÍNH TOÁN ĐẶC TÍNH KHỞI ĐỘNG 8.2.1. Tham số của động cơ điện khi xét đến hiệu ứng mặt ngoài với s = 1 - Tính hệ số quy đổi chiều cao rãnh rôto khi mở máy (s = 1):  = 0,067*a* s = 0,067*19 *1 = 1,273 Trong đó: a = hr2 - h42 = 20 - 0,5 = 19mm - Theo hình 10-13 (Tr.256_TKMĐ) Với  = 1,273  = 0,9 ,φ = 0,3 kR = 1 + φ = 1 + 0,3 =1,3 rtd = kR*rtd = 1,3*4,7*10-5 = 6,11*10-5 (Ω) - Điện trở rôto khi xét đến hiệu ứng mặt ngoài với s=1: r2 = rtd + 2 *2  vr = 6,11*10-5 + 2 6 44,0 10*904,0*2  = 7,04*10-5 (Ω) - Điện trở rôto đã quy đổi : r’2 = γ*r2 =3420,5*7,04*10-5 = 0,24 (Ω) - Hệ số từ dẫn rãnh rôto khi xét đến hiệu ứng mặt ngoài với s=1 : λr2 = [ 2 21 42**(1 ) 0,66 3* 8* 2*c h bb b S b     ]* + 42 42 b h =        5*2 166,0) 139*8 5*14,31( 5*3 6,21 22 *0,9+ 1 1 = 2,62 Trong đó: h1=21,6 (mm); Sc=Sr2=139 (mm2) - Tổng hệ số từ dẫn rôto khi xét đến hiệu ứng mặt ngoài với s=1 : Σλ2 = λ r 2+λt2 +λđ2+λrn = 2,62 + 2,46 +0,38 + 0,76 = 6,22 - Điện kháng rôto khi xét đến hiệu ứng mặt ngoài: x’2 = x’2* 2 2      = 1,3* 4,6 22,6 = 1,26 (Ω) - Tổng trở ngắn mạch khi xét đến hiệu ứng mặt ngoài: rn = r1 + r’2 = 0,3 + 0,24 = 0,54 (Ω) - 32 - xn = x1 + x’2 = 1,41+1,26 = 2,67 (Ω) Zn = 22  nn xr  = 267,254,0 2  = 2,72 (Ω) - Dòng điện ngắn mạch khi xét đến hiệu ứng mặt ngoài: In = nZ U1 = 72,2 220 = 80,88 (A) 8.2.2. Tham số của động cơ điện khi xét đến hiệu ứng mặt ngoài và sự bão hòa của mạch từ tản khi s=1: Sơ bộ chọn hệ số bão hòa kbh = 1,44 - Dòng điện ngắn mạch khi xét đến hiệu ứng mặt ngoài Inbh = kbh*In = 1,44*80,88 = 116,46 (A) - Sức từ động trung bình của một rãnh stator Fzbh = 0,7* )**(* * 2 1 1 Z Zkkk a uI đy rnbh   = 0,7* ) 28 369024,0*94,085,0( 2 33*46,116  = 2610,35 Trong đó: ur = 33 Số thanh dẫn tác dụng trong rãnh stator a1 = 2 Số mạch nhánh song song kβ=0,85 Hệ số tính đến sức từ động nhỏ bước ngắn lấy theo hình 10-14 trang 259_TKMĐ ky=0,94 hệ số bước ngắn của dây quấn kđ=0,9024 Hệ số dây quấn Cbh= 0,64 + 2,5* 21 tt   = 0,64 + 2,5* 257,1 05,0  = 0,935 B δ = 4*10 1,6* * ztb bh F C   = 05,0*935,0*6,1 10*35,2610 4 = 3,45 (T) Theo hình 10-15 (Tr.260_TKMĐ): Chọn:  = 0,64 - 33 - C 1= (t1-b 41 )*(1-  ) = (1,57 – 0,3)*(1 - 0,64) = 0,457 λ1bh= 411 1 41 341 *5,1 **58,0 bC C b hh   = 3,0*5,1457,0 457,0* 3,0 47,0*58,005,0   =0,54 - Hệ số từ tản rãnh khi xét đến bảo hòa mạch từ tản: λr1bh = λr1 - λ1bh = 1,4 – 0,54 = 0,86 - Hệ số từ tản tạp stator khi xét đến bảo hòa mạchtừ tản: λt1bh = λt1* = 5,17 * 0,64= 3,3088 - Tổng hệ số từ tản stator khi xét đến bão hòa mach từ tản: Σλ1bh = λr1bh + λt1bh + λđ1 = 0,86 + 3,3088 + 0,73 = 4,62 - Điện kháng stator khi xét đến bão hòa mach từ tản: x1bh = x1* 1 1     bh = 1,41 3,7 62,4 * = 0,89 (Ω) C2 = (t2 - b42)*(1 - ) = (2 - 0,1)*(1 - 0,64) = 0,684 422 2 42 42 2 *5,1 * bC C b h bh   = 1,0*5,1684,0 684,0* 1,0 1,0  = 0,82 - Hệ số từ tản rôto khi xét đến bão hòa mạch từ tản và hiệu ứng mặt ngoài: λr2bh = λr2 - λ2bh = 2,62 – 0,82 = 1,8 - Hệ số từ tản tạp rôto khi xét đến bão hòa mạch từ tản: λt2bh = λt2* = 2,46*0,64 = 1,57 - Hệ số từ tản do rãnh nghiêng rôto khi xét đến bão hòa mạch từ tản: λrnbh = λrn* = 0,76*0,64 = 0,48 - Tổng hệ số từ tản rôto khi xét đến bão hòa mạch từ tản và hiệu ứng mặt ngoài: Σλ2bh = λr2bh+ λt2bh+λđ2+λrnbh = 1,8+1,57+0,38+0,48 = 4,23 - Điện kháng rôto khi xét đến hiệu ứng mắt ngoài và bão hòa từ của mạch từ tản: x’2bh = x’2* 2 2      bh = 1,3* 4,6 23,4 = 0,85 (Ω) - 34 - 8.2.3. Các tham số ngắn mạch khi xét đến hiệu ứng mặt ngoài và sự bão hòa của nạch từ tản : rn = r1 + r '2  = 0,3+0,24 = 0,54 (Ω) xnbh = x1bh + x’2bh = 0,89 + 0,85= 1,74 (Ω) Znbh= bhnn xr  22  = 22 74,154,0  = 1,82 (Ω) 8.2.4. Dòng điện khởi động Ik= 89,11985,1 2201  bhnZ U  (A) 8.2.5. Bội số dòng điện khởi động: ik = 4,25 88,120  dm k I I =4,8 - Điện kháng hổ cảm khi xét đến bão hòa: x12n = x12*k = 25,55*1,5 = 38,325 C2bh = 1 + nx x 12 ' 2 = 1+ 325,38 26,1 =1,033 I’2k = 033,1 88,120 2  bh k C I  =117,02(A) 8.2.6. Bội số momen khởi động: mk=( đm k I I 2 2 ' ' )2* 2 2 ' ' r r  *sđm=( 2)4,25 02,117 * 19,0 24,0 *0,024 = 1,5 - 35 - PR PFe Qcd RCu QCu R'α Q'α QFe Vα ΣP Rα Vg Rcd 9. TÍNH TOÁN QUÁ TRÌNH TỎA NHIỆT CỦA ĐỘNG CƠ Động cơ điện không đồng bộ kiểu kín IM1001 này được tính toán nhiệt theo sơ đồ thay thế ở hình 8-7. Máy có quạt thổi ngoài vỏ máy qua các cánh tản nhiệt đồng thời có gió thổi tuần hoàn trong vỏ máy nhờ cánh quạt đặt trên vành ngắn mạch của rôto lồng sóc. Tâm máy cao h=160mm và chiều dài lắp đặt của vỏ máy là M. 9.1.Tính toán nhiệt trong sơ đồ thay thế: Các nguồn nhiệt trong sơ đồ thay thế: -Ta có sơ đồ nhiệt đơn giản dùng cho động cơ không đồng bộ kiểu kín.Trong dó: PCu:là tổn hao đồng PFe:là tổn hao sắt PR:là tổn hao trong rôto RFe:nhiệt trở chỗ tiếp giáp lõi sắt stato với vỏ và trên gông stato Rcd:nhiệt trở cách điện rãnh R'α:nhiệt trở đặc trưng cho độ chênh lệch nhiệt giữa với không khí nóng bên trong máy và vỏ máy Rα:nhiệt trở đặc trưng cho độ chênh nhiệt độ giữa bề mặt vỏ và không khí làm mát *.Tổn hao đồng trên stato: QCu1 = PCu1+0,5Pƒ1 = 627 + 0,5.73,7 = 663,85 (W) Trong đó các giá trị PCu1 và Pƒ được tra trong bảng đặc tính làm việc của động cơ ở chế độ định mức. *.Tổn hao sắt trên stato(bỏ qua tổn hao trên bề mặt): QFe=PFe=P 'Fe=0,258 (kW) = 258 (W) *.Tổn hao trên rôto: QR=PCu2+0,5.Pƒ+Pco+Pbm2+Pdm2=309+44,039+123,2+2,4+4,16=482,8(W) PFe RFe VFe - 36 - Trong đó: PCu2 = 334 W 0,5Pƒ = 0,5.73,7 = 36,85 W Pco=123 W Pbm2 = 7,8 W Pdm2 = 4,5 W 9.2.Tính các nhiẹt trở: 9.2.1.Nhiệt trở trên mặt lõi sắt stato theo công thức 8-28 và 8-26 TKMĐ. Trong đó: RFeg:là nhiệt trở khe phụ của khe hở không khí công nghệ giủa lõi sắt stato và vỏ máy do công nghệ chế tạo gây ra. với Sg1=SDn=π.Dn.l1=π.27,2.15 = 1281,12 cm2 Dn là đường kính ngoài stato,l1 là chiều dài lõi sắt stato. Chọn λFe=30.10-2 theo bảng 8-2 TKMĐ hg1=2,39 cm chiều cao gông stato αδg=(0,08-0,1)(W/cm2.0c) chọn αδg=0,09(W/cm2.0C) hệ số truyền nhiệt kinh nghiệm thay vào ta được : 9.2.2.nhiệt trở phần đầu nối của dây quấn stato: Theo công thức 8-29 TKMĐ ta có: Trong đó:δC=0,02cm ;chiều dày cách điện dùng băng vải.          ggDn gFegFe S RRR    111 11 1 . 1 . gggFe g Feg SS h R   )./(1255,0 39,2 10.30 202 1 cmCW hg Fe g    )/(0149,0 09,0 1 1255,0 1 12,1281 1111 0 WC S R ggDn Fe                 dddC C d SS R . 1 .    - 37 - λC=0,16.10-2(W/0C) tra trong bảng 8-1 TKMĐ cấp cách điện F. Sđ=2.Z1.Cb.lđ=2.36.19,277.2,35= 3261,67 (cm2) với Cb:chu vi của bối dây.được lấy gần bằng chu vi rãnh stato. αđ=(1+0,54.V2R).10-3=(1+0,54.13,7342).10-3=0,1029(W/cm2.0C) VR= π.D.n/6000 = π.18.1464/6000=137,9 (m/s) với n = n1 - Sđm .n1 = 1500 - 0,024.1500 = 1464 (vòng/phút) thay số vào công thức trên ta được: 9.2.3. Nhiệt độ đặc trưng cho độ chênh nhiệt giữa không khí nóng bên trong máy và vỏ máy : với α=α0.(1+k0.VR).10-3 α0=1,42.10-3(W/0C.cm2) hệ số tản nhiệt ở bề mặt ở môi trường tỉnh k0=(0,05-0,07)ta chọn k0=0,06 hệ số tính đến sự hoàn hảo của sự dịch chuyển dòng không khí ở bề mặt phần đầu nối dây quấn. α = 1,42.10-3(1+0,06.13,734) = 2,59.10-3 (W/0C.cm2) thay vào ta được: với S'α = 3000 (cm2) là bề mặt bên trong vỏ máy bao gồm những phần tử không tiếp xúc với bề mặt của 2 nắp máy,được xác định theo kết cấu máy. 9.2.4.Nhiệt trở bề mặt ngoài vỏ máy: Theo công thức 8-34 TKMĐ: cm dddhddCb 38,2) 4 73,09,0()73,03,1()2,194,0( 4 1 ) 4 ()()( 4 1 22 2122 11221         )/(10.8119,6 3261,67.1029,0 1 3261,67.10.16,0 02,0 . 1 . 03 2 WCSS R dddc c d      ' ' . 1    S R  )/(129,0 3000.10.59,2 1 . 1 0 3' ' WC S R      ""'' ... 1 nVnVVV SSS R    - 38 - Trong đó: - Hệ số tản nhiệt của các cánh tản nhiệt αV = kg.α'V (theo công thức 8-32 TKMĐ) b,c là kích thước của cánh và rãnh tản nhiệt:b=0,3cm; c=1,5cm α'V có thể xác định theo công thức 8-23 TKMĐ α'V=3,6.d-0,2.v0,8.10-4 với đường kính rãnh thông gió: với h=2,5(cm) tốc độ gió thổi mặt ngoài vỏ máy đã tính đến sự giảm 50% theo chiều dài gân tản nhiệt. α'v=3,6.(0,01875)-0,2.(10,38)0,8.10-4=5,18.10-3(W/cm2.0C) αV=kg.α'V=30,88.5,18.10-3=0,16 mà αg=βλth(β.h) λ=4.10-2(w/0C.cm2) là hệ số dẫn nhiệt của vật liệu làm gân (lá thép kỹ thuật ,cách điện bằng sơn)tra trong bảng 8-2 TKMĐ. 88,30 8,1.10.02,5 3,0.905,0 5,13,0 5,1 3'       cb b cb cK V g g   )(875,1 5,15,2 5,1.5,2.2..2 cm ch chd      )/(38,10 6000 1457.2,27..5,0 6000 ...5,0 smnDv n   Hình 10.1 Kích thước cánh tản nhiệt - 39 - →αg=0,91.4.10-2th(0,91.2,5)=0,036 α'n=3,6.d-0,2.v0,8.10-4 *.Hệ số tản nhiệt trên nắp G có thể lấy bằng hệ số G: α"n=α0=1,42.10-3(w/0C.cm2) -SC:Diện tích tản nhiệt của vỏ máy (kể cả gân) chọn chiều dài vỏ máy L bằng 2 lần lõi sắt stato:L=2.l1=2.11=22cm SV=(π(Dn+2q)-ng.b+ng(2h+b))L=(π(27,2+2.0,5)- 40.0,3+40(2.2,5+0,3)).22=6340cm2 với ng là số gân tản nhiệt. với a=0,5cm chiều dày phần vỏ gân -Diện tích của nắp:S'n=S"n=1000(cm2) Thay số vào công thức trên ta có: 9.2.5.Nhiệt trở trên lớp cách điện: Theo công thức 8-25 TKMĐ. với δC=C=0,04(cm) chiều dày cách điện rãnh. tiết diện truyền nhiệt của lớp cách điện (cm2) SC=Z1.Cb.l1=48.2,35.11=1240,8(cm2) Cb=2,35cm; chu vi rãnh stato λc=0,1.10-2(W/0C) →α'n=3,6.(0,01875)-0,2.(0,5.10,38)0,8.10-4=2,98.10-3(W/0C.cm2) 91,0 3,0.10.4 10.05,5.2 . .2 2 3'    b V    )/(10.8,9 1000.10.42,11000.10.18,56340.16,0 1 ... 1 04 33""'' WCSSS R nVnVVV         CC C C S R .   )(408,0 5,13,0 )5,0.22,27(8,0).2( gan cb aDn ng        - 40 - 9.2.6. Độ tăng nhiệt của vỏ máy với môi trường: θα=(QCu1+PFe+PR)Rα=(686,33+187+482,8).9,8.10-4=1,133(0C) trong đó:Rα=9,8.10-4 (0C/W) QCu1=686,329W PFe=187W QR=PR=482,8W 9.2.7. Độ tăng nhiệt độ của dây quấn stato với môi trường: Theo công thức 8-36 TKMĐ: Trong đó: RFe=0,0205(0C/W) Rđ=5,12.10-3(0C/W) RC=20,8.10-3(0C/W) R'α=0,129(0C/W) QFe=187 W QR=482,8 W 9.2.8. ĐỘ tăng nhiệt của lõi sắt stato: Theo công thức 8-37 TKMĐ: →Tóm lại độ tăng nhiệt độ trên đều đạt yêu cầu cho phép về phát nóng của động cơ. )/(10.8,200208,0 8,1204.10.16,0 04,0 . 03 2 WCS R CC C C                   ' ' ' 1 1 1 ..)( RR RR RR RRRQRQRRQ d CFe d CFe RFeFeCFeCu )(173,44 133,1 129,010.12,5 10.8,2010.5,201 129,010.12,5 10.8,2010.5,20129,0.8,48210.5,20.187)10.8,2010.5,20(33,686 0 3 33 3 33 333 1 C               )(5,24133,1 10.5,20 10.8,201 )133,1173,44(10.5,20.187 1 (. 0 3 3 3 1 C R R RQ Fe C FeFe Fe                - 41 -

Các file đính kèm theo tài liệu này:

  • pdfda_thiet_ke_dc_kdb_3_pha_giap2_0102.pdf
Luận văn liên quan