Название: Вестник Ульяновского государственного технического университета (В.В. Ефимов)

Жанр: Гуманитарный

Просмотров: 1132


Проектирование объектно-ориентированных асинхронных электромеханических преобразователей лентопротяжных механизмов

 

Разработана методика  проектирования  для специальных типов  электродвигате- лей модульного исполнения. Для этих  двигателей  задается габарит и необходимо спроектировать электромеханический преобразователь  с наилучшими показателя- ми.

 

Проектирование асинхронных двигателей общепромышленного назна- чения, предназначенных для преобразования электрической энергии в ме- ханическую с наилучшими показателями (КПД, коэффициент мощности, использование материалов), ведут исходя из «машинной постоянной», ко- торая связывает главные геометрические размеры, мощность двигателя, основные электромагнитные нагрузки и требуемые показатели. Но при разработке специальных типов электродвигателей такой метод проектиро- вания оказывается неприменимым, т.к. требование высоких показателей для этих двигателей носит подчиненный характер целому ряду специаль- ных требований.

Одним из главных ограничений, накладываемых на встроенные двигате- ли лентопротяжных механизмов (ЛПМ) устройств ввода-вывода информа- ции  модульного  исполнения  для  специализированных  вычислительных

машин, являются заданные габаритные размеры, определяемые свободным подкассетным пространством. В связи с этим величина пускового момента, мощность и другие энергетические показатели не задаются, а ставится за- дача проектирования асинхронного электромеханического преобразовате- ля (АЭМП), обеспечивающего наилучшие показатели в заданных габари- тах. Причем роль вторичной обмотки (ротора) такого АЭМП может вы- полнять как корпус кассеты, в случае дисковой его конструкции, так и не-

посредственно ленточный материал, в случае линейного исполнения ин-

дуктора АЭМП.

Поскольку одним из основных режимов работы ЛПМ является пусковой режим, то при проектировании необходимо обеспечить наилучшие харак- теристики в этом режиме. В заданных габаритах оптимальной следует счи- тать  машину,  обеспечивающую  максимальный  удельный  пусковой  мо-

мент, который определяется отношением пускового момента к потребляе-

мой в пусковом режиме мощности [1].

Полагаем, что заданы: частота сети  - f, номинальное напряжение сети - U, внешний диаметр – D и длина двигателя – h, максимальная угловая час-

тота вращения -  max .

Внешний диаметр дискового индуктора получаем вычитанием из задан-

ного внешнего диаметра подкассетного узла размера вылета лобовых час-

тей обмотки:

Dа   D  2l лоб ,         (1)

где

l лоб

 kвыл  D.

kвыл  0,1

для частоты сети 400 Гц и

kвыл  0,15

для частоты сети 50 Гц.

Внутренний диаметр индуктора выбираем, исходя из условия техноло- гичности намотки катушек по внутреннему диаметру и получения целесо- образной конфигурации зубцовой зоны. Предварительно внутренний диа- метр можно рассчитывать по формуле:

d  Dа

Kd

 

 

,           (2)

где  Kd=2  для частоты сети 400      и  Kd=1,75 для частоты 50 Гц.

Расчетный диаметр, по которому будет произведен электромагнитный

расчет, получим из равенства:

 

d расч

 d  Dа   d .     (3)

2

Выбор числа зубцовых делений необходимо проводить по внутреннему

диаметру индуктора. Исходя из технологически возможной ширины зубца по внутреннему диаметру число зубцов предварительно определяется формулой:

 

Z                   d       , bz min  bп

 

(4)

где bп=2bzmin при частоте 400 Гц и bп=bzmin при частоте сети 50 Гц.

Здесь bП – ширина паза, bzmin - ширина зубца по внутреннему диаметру.

Для дисковых асинхронных двигателей наиболее целесообразной явля-

ется прямоугольная безшлицовая форма пазов. Это объясняется прежде всего невозможностью получения шлицов на зубцовой зоне по внутренне- му диаметру, а также технологичностью таких пазов.

При заданной длине машины важно правильно выбрать толщину ярма индуктора, ротора и глубину паза индуктора. При расчете этих размеров необходимо стремиться обеспечить допустимые значения индукции в яр- мах и целесообразное соотношение глубины и ширины пазов.

Предлагается следующий порядок определения этих размеров. Глубина паза рассчитывается с помощью выражения

h  h  ( 

  )

 

 

(5)

1  1,7K а

 

 

где

 

K а  

1,21

j  K з  bп  q  Kобм  

6

 

 

.           (6)

  Bа  Kс  а 10

 K

 ( 

  )

Здесь j - плотность тока; Kз=0,4-0,5 - коэффициент заполнения паза ме- дью; q – число пазов на полюс и фазу; Kобм - обмоточный коэффициент;  - полюсное деление по расчетному диаметру; Bа - заданная индукция в яр- мах; Kс - коэффициент заполнения пакета индуктора сталью; a – число па- раллельных ветвей обмотки статора; K - коэффициент Картера;  - воз- душный зазор;  - толщина медного покрытия ротора.

После этого производится проверка на коэффициент формы паза:

K          hп

b

 
п          ,           (7)

п

который должен составлять 2-4.

Основными электромагнитными нагрузками АЭМП являются:

а) для магнитной системы – индукция в воздушном зазоре B;

б) для электрической части – линейная нагрузка и плотность тока j.

Значения B и j, во-первых, характеризуют использование магнитной системы и обмотки машины, а во-вторых, от этих параметров зависят пус- ковые и рабочие свойства.

После выбора геометрии зубцовой зоны индуктора индукция в воз- душном зазоре, обеспечивающая максимум удельного пускового момента, определится выражением:

d

 
B           1,21 

j  bп  hп  К з  q  К об

 

.           (8)

a  106  К

 ( 

  )

Как показывает опыт проектирования, индукция в зубцах дискового ин- дуктора составляет менее 1 Тл, что объясняется заданным размером зубца по внутреннему диаметру. Это в свою очередь позволяет несколько пере- грузить по индукции ярмо индуктора и особенно ротора, уменьшение тол- щины которого уменьшает момент инерции и повышает быстродействие устройства.

Выбор материала и толщины покрытия ротора, обеспечивающих макси- мальный удельный пусковой момент, является наиболее важной задачей при проектировании дискового АЭМП в заданных габаритах.

Получено выражение удельного пускового момента АЭМП с учетом по-

терь в стали и индуктивного сопротивления рассеяния обмоток ротора:

2

p

mп    

Z m  r2

2          2          2

 

,           (9)

2  f

r1  Zобщ  Z m  r2  Z 2

 Z m

 

2          2          

 

2       2                

где

Z m 

rm   xm , Z 2             r2

 xr

, Z общ  

( rm  r2

)2  ( xm  x2

)2 ,

rm  - активное сопротивление, учитывающее потери в стали; xm - сопро-

тивление взаимоиндукции обмоток индуктора и ротора; rr - приведенное

активное сопротивление ротора;

тивление ротора.

x2  - приведенное индуктивное сопро-

Максимум удельного пускового момента и соответствующее этому мак- симуму сопротивление ротора может быть найдено численным методом, исследующим зависимость (9). Однако из этого выражения  можно полу- чить аналитические зависимости для определения оптимальной толщины покрытия ротора.

1) Без учета индуктивного сопротивления рассеяния ротора и потерь в стали и постоянном воздушном зазоре

 

  

c

a 2  c 2

 

.           (10)

2) При постоянном немагнитном зазоре и без учета индуктивного со-

противления рассеяния ротора и потерь в стали

      c

X m

 

..          (11)

В формулах (10) и (11) приняты следующие обозначения

2

a  4  m  f1  0    l

 W  Kоб ,

         K    K  p

 

c  2  m  l

 

b    c.

 

   W 2

p  

 

об          r

 
 K 2    K

,

где 0=410-7  Гнм;  - полюсное деление по расчетному диаметру; l - ши- рина кольца индуктора; W – число витков фазной обмотки; K - коэффици- ент  насыщения  магнитной  цепи;  Kr=1+0,637/l   -  коэффициент,  учиты-

вающий  краевой  эффект  увеличения  активного  сопротивления  ротора;  - коэффициент, связывающий активное и индуктивное сопротивления ротора. Для массивного ферромагнитного ротора =0,6.

Анализ  полученных выражений показал, что для проектируемых дис- ковых АЭМП с медным покрытием ротора допустимо пренебречь потеря- ми в стали и индуктивным сопротивлением ротора. Кроме того, оптималь- ная толщина медного покрытия оказывается на порядок меньше величины воздушного зазора, что позволяет пренебречь влиянием толщины покры- тия на величину сопротивления взаимоиндукции. В этом случае оптималь- ную толщину медного покрытия можно рассчитывать по выражению:

    c

  K 

 K

   K r  

 

 ,       (12)

a          2   2  f

 0

Учитывая,  что  r2 =c/,  получаем  известное  соотношение,  обеспечи-

вающее максимум удельного момента r2’=Xm [3].

Анализ схемы замещения АЭМП с равными сопротивлениями взаимо- индукции и приведенным сопротивлением ротора позволяет сделать вывод о том, что для этого случая пусковой ток  в     2  раз больше тока холостого хода. Указанное обстоятельство значительно упрощает расчет двигателя, так как позволяет рассчитывать индукцию в воздушном зазоре машины с учетом заданной плотности тока.

Дальнейший расчет обмоточных данных, намагничивающего тока, по- терь, параметров рабочего и пускового режима может производиться по традиционной методике [4].