CC BY
16
УДК 681.846.7
М.А. БОРОВИКОВ, В.Н. ДМИТРИЕВ, О.В. ЕГОРОВ, Е.Н. ПОТАПОВ
ПРОЕКТИРОВАНИЕ ОБЪЕКТНО-ОРИЕНТИРОВАННЫХ АСИНХРОННЫХ ЭЛЕКТРОМЕХАНИЧЕСКИХ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЕЙ ЛЕНТОПРОТЯЖНЫХ МЕХАНИЗМОВ
Разработана методика проектирования для специальных типов электродвигателей модульного исполнения. Для этих двигателей задается габарит и необходимо спроектировать электромеханический преобразователь с наилучшими показателями.
Проектирование асинхронных двигателей общепромышленного назначения, предназначенных для преобразования электрической энергии в механическую с наилучшими показателями (КПД, коэффициент мощности, использование материалов), ведут исходя из «машинной постоянной», которая связывает главные геометрические размеры, мощность двигателя, основные электромагнитные нагрузки и требуемые показатели. Но при разработке специальных типов электродвигателей такой метод проектирования оказывается неприменимым, т.к. требование высоких показателей для этих двигателей носит подчиненный характер целому ряду специальных требований.
Одним из главных ограничений, накладываемых на встроенные двигатели лентопротяжных механизмов (ЛПМ) устройств ввода-вывода информации 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 задача проектирования асинхронного электромеханического преобразователя (АЭМП), обеспечивающего наилучшие показатели в заданных габаритах. Причем роль вторичной обмотки (ротора) такого АЭМП может выполнять как корпус кассеты, в случае дисковой его конструкции, так и непосредственно ленточный материал, в случае линейного исполнения индуктора АЭМП.
Поскольку одним из основных режимов работы ЛПМ является пусковой режим, то при проектировании необходимо обеспечить наилучшие характеристики в этом режиме. В заданных габаритах оптимальной следует считать машину, обеспечивающую максимальный удельный пусковой момент, который определяется отношением пускового момента к потребляемой 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 - ( тах .
Внешний диаметр дискового индуктора получаем вычитанием из заданного внешнего диаметра подкассетного узла размера вылета лобовых частей обмотки:
Оа _ О - 21 лоб, (1)
где Iлоб _ Кил ' О Кыш _ 0,1 для частоты сети 400 Гц и квыл _ 0,15 для частоты сети 50 Гц.
Внутренний диаметр индуктора выбираем, исходя из условия технологичности намотки катушек по внутреннему диаметру и получения целесообразной конфигурации зубцовой зоны. Предварительно внутренний диаметр можно рассчитывать по формуле:
О.
(2)
с = ~а
С расч С + ^ • (3)
Кс
где Ка=2 для частоты сети 400 и К=1,75 для частоты 50 Гц.
Расчетный диаметр, по которому будет произведен электромагнитный расчет, получим из равенства:
О о- с 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:
1_' (4)
и2 Ш1П иП
где Ьп=2Ь2т1п при частоте 400 Гц и Ьп=Ь2тт при частоте сети 50 Гц.
Здесь ЬП - ширина паза, Ь2тп - ширина зубца по внутреннему диаметру.
Для дисковых асинхронных двигателей наиболее целесообразной является прямоугольная безшлицовая форма пазов. Это объясняется прежде всего невозможностью получения шлицов на зубцовой зоне по внутреннему 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
И _ И - (8 + А)
И _--(5)
1 +1,7 К
а
к = 1,21 • з • к3 • Ьп • д •к-Т
где а п Ва • Кс • а • 106 • К5• (8 + А) ' {)
Здесь} - плотность тока; Кз=0,4-0,5 - коэффициент заполнения паза медью; q - число пазов на полюс и фазу; Кобм - обмоточный коэффициент; т -полюсное деление по расчетному диаметру; Ва - заданная индукция в яр-мах; Кс - коэффициент заполнения пакета индуктора сталью; а - число параллельных ветвей обмотки статора; К§ - коэффициент Картера; 8 - воздушный зазор; А - толщина медного покрытия ротора.
После этого производится проверка на коэффициент формы паза:
И
т^ _ "п
К п - -Т, (7)
п
который должен составлять 2-4.
Основными электромагнитными нагрузками АЭМП являются:
а) для магнитной системы - индукция в воздушном зазоре В8;
б) для электрической части - линейная нагрузка и плотность тока
Значения В8 и во-первых, характеризуют использование магнитной
системы и обмотки машины, а во-вторых, от этих параметров зависят пусковые и рабочие свойства.
После выбора геометрии зубцовой зоны индуктора индукция в воздушном зазоре, обеспечивающая максимум удельного пускового момента, определится выражением:
1,21 • У • ьп ■ Ип • Кз • д •Коб а • 106 • К8 • (8 + А)
Как показывает опыт проектирования, индукция в зубцах дискового индуктора составляет менее 1 Тл, что объясняется заданным размером зубца по внутреннему диаметру. Это в свою очередь позволяет несколько перегрузить по индукции ярмо индуктора и особенно ротора, уменьшение толщины которого уменьшает момент инерции и повышает быстродействие устройства.
Выбор материала и толщины покрытия ротора, обеспечивающих максимальный удельный пусковой момент, является наиболее важной задачей при проектировании дискового АЭМП в заданных габаритах.
Получено выражение удельного пускового момента АЭМП с учетом потерь в стали и индуктивного сопротивления рассеяния обмоток ротора:
= __Р__¿т • Г2_
Шп - 2п г ' 2 . 72 /, 2 7 , (9)
2П / Г1 Ъобщ + Ът'Г2 + Ъ 2 -Ъш
где ГШ + ХШ ' г2 -д/Г2 + хг , гобщ -а/(гш + г2)2 + (хш + х2 / .
гт - активное сопротивление, учитывающее потери в стали; хт - сопро-
О _ ' J п "П "3 1 "00 /о\
В8--_6 „-—-Г-. (8)
тивление взаимоиндукции обмоток индуктора и ротора; гг - приведенное активное сопротивление ротора; - приведенное индуктивное сопротивление ротора.
Максимум удельного пускового момента и соответствующее этому максимуму сопротивление ротора может быть найдено численным методом, исследующим зависимость (9). Однако из этого выражения можно получить аналитические зависимости для определения оптимальной толщины покрытия ротора.
1) Без учета индуктивного сопротивления рассеяния ротора и потерь в стали и постоянном воздушном зазоре
А_8 , С = . (10)
2 2 Ыа + с
2) При постоянном немагнитном зазоре и без учета индуктивного сопротивления рассеяния ротора и потерь в стали
А_Хт- ()
л т
В формулах (10) и (11) приняты следующие обозначения
а _ 4 • т • ^0 т-18-Ж • К ¡б
п Кц - К8 - Р
с _ 2-т-18-р-Ж2 •К 2б •Кг р т
Ь _а- с.
где Ц0=4п • 10 Гн/м; т - полюсное деление по расчетному диаметру; 1§ - ширина кольца индуктора; W - число витков фазной обмотки; Кц - коэффициент насыщения магнитной цепи; Кг=1+0,637• т/18 - коэффициент, учитывающий краевой эффект увеличения активного сопротивления ротора; а - коэффициент, связывающий активное и индуктивное сопротивления ротора. Для массивного ферромагнитного ротора а=0,6.
Анализ полученных выражений показал, что для проектируемых дисковых АЭМП с медным покрытием ротора допустимо пренебречь потерями в стали и индуктивным сопротивлением ротора. Кроме того, оптимальная толщина медного покрытия оказывается на порядок меньше величины воздушного зазора, что позволяет пренебречь влиянием толщины покрытия на величину сопротивления взаимоиндукции. В этом случае оптимальную толщину медного покрытия можно рассчитывать по выражению:
с _ п - Кц ■К8-р• К г-8 а 2 • т2^/• р0
А_8 • — _ » 2 •, (12)
Учитывая, что г2=с/А, получаем известное соотношение, обеспечивающее максимум удельного момента г2 =Хт [3].
Анализ схемы замещения АЭМП с равными сопротивлениями взаимоиндукции и приведенным сопротивлением ротора позволяет сделать вывод о том, что для этого случая пусковой ток в 42 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, потерь, параметров рабочего и пускового режима может производиться по традиционной методике [4].
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. А.с. 932552, СССР. МКИ 011 В 15/26. Устройство для перемещения магнитной ленты/ В.Н. Дмитриев, А.М. Крицштейн, А.Л. Кислицын, В.П. Титов. Опубл. 30.05.82. Бюл№ 20.
2. Патент РФ 1817864, 011 в 15/26. Лентопротяжный механизм для ферромагнитного носителя информации/ В.Н. Дмитриев, Н.Н. Потапов. Опубл. 23.05.93. Бюл. № 19.
3. Хрущев В.В. Электрические машины систем автоматики. Л.: Энергоатомиздат, 1985. 386 с.
4. Дмитриев В.Н. Проектирование и исследования асинхронных двигателей малой мощности: Учебное пособие. Ульяновск, 1996. 88 с.
Боровиков Михаил Алексеевич, доктор технических наук, профессор, заведующий кафедрой «Электропривод и автоматизация промышленных установок» УлГТУ, действительный член Академии электротехнических наук РФ. Окончил Томский политехнический институт. Имеет статьи и монографии по вопросам повышения качества автоматизированных электроприводов разных классов.
Дмитриев Владимир Николаевич, кандидат технических наук, докторант, профессор кафедры «Электропривод и автоматизация промышленных установок» УлГТУ. Окончил Томский политехнический институт. Имеет статьи в области электрических машин и электроприводов.
Егоров Олег Валентинович, аспирант кафедры «Электропривод и автоматизация промышленных установок» УлГТУ. Имеет публикации в области автоматизированного электропривода.
Потапов Евгений Николаевич, аспирант кафедры «Электропривод и автоматизация промышленных установок» УлГТУ. Имеет публикации в области автоматизированного электропривода.
