Сравнительный анализ потерь активной мощности асинхронных двигателей с цилиндрическим и аксиальным рабочим зазором
На основе метода показателей технического уровня с относительными управляемыми переменными получены аналитические зависимости определения оптимальных геометрических соотношений активной части торцевого асинхронного двигателя с короткозамкнутым ротором по критерию минимума потерь и выполнен сравнител...
Збережено в:
| Опубліковано в: : | Електротехніка і електромеханіка |
|---|---|
| Дата: | 2015 |
| Автори: | , |
| Формат: | Стаття |
| Мова: | Російська |
| Опубліковано: |
Інститут технічних проблем магнетизму НАН України
2015
|
| Теми: | |
| Онлайн доступ: | https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/149291 |
| Теги: |
Додати тег
Немає тегів, Будьте першим, хто поставить тег для цього запису!
|
| Назва журналу: | Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| Цитувати: | Сравнительный анализ потерь активной мощности асинхронных двигателей с цилиндрическим и аксиальным рабочим зазором / А.А. Ставинский, О.О. Пальчиков // Електротехніка і електромеханіка. — 2015. — № 5. — С. 31–35. — Бібліогр.: 14 назв. — рос. |
Репозитарії
Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine| _version_ | 1859987179316445184 |
|---|---|
| author | Ставинский, А.А. Пальчиков, О.О. |
| author_facet | Ставинский, А.А. Пальчиков, О.О. |
| citation_txt | Сравнительный анализ потерь активной мощности асинхронных двигателей с цилиндрическим и аксиальным рабочим зазором / А.А. Ставинский, О.О. Пальчиков // Електротехніка і електромеханіка. — 2015. — № 5. — С. 31–35. — Бібліогр.: 14 назв. — рос. |
| collection | DSpace DC |
| container_title | Електротехніка і електромеханіка |
| description | На основе метода показателей технического уровня с относительными управляемыми переменными получены аналитические зависимости определения оптимальных геометрических соотношений активной части торцевого асинхронного двигателя с короткозамкнутым ротором по критерию минимума потерь и выполнен сравнительный анализ
показателей потерь активной мощности электромагнитно-эквивалентных двигателей классического цилиндрического и аксиального исполнений.
На основі методу показників технічного рівня з відносними керованими змінними отримані аналітичні залежності
визначення оптимальних геометричних співвідношень активної частини торцевого асинхронного двигуна з короткозамкненим ротором за критерієм мінімуму втрат та виконано порівняльний аналіз показників втрат активної потужності електромагнітно-еквівалентних двигунів класичного циліндричного і аксіального виконань.
Purpose. To find the analytical expressions of determining the
optimum geometric dimensions by criteria of the losses minimum
of axial field squirrel-cage induction motors and to compare
traditional and axial field motors. Methodology. We have applied
the method of the relative indications of the technical level with
relative controlled variables. We have used the approximation of
the experimental dependence of the distribution of the induction in
the air gap and the integral averaging of the magnetic flux. Results. We have developed the mathematical model for determining
the optimum geometric dimensions by criteria of the losses minimum of the active part of axial field squirrel-cage induction motors taking into account the radial distribution of the induction in
the air gap and teeth. We have considered the comparative analysis of the indications of active power losses of traditional and
axial designs of electromagnetic equivalent motors. Originality.
For the first time we have created the mathematical model of the
active power losses of the active part of axial field squirrel-cage
induction motors with the uneven distribution of the magnetic flux
in the core and investigated the effect of the geometric relationships on the energy efficiency of axial field motors. Practical
value. Based on the superior parametric compatibility and the
high energy efficiency of axial motors the expediency of replacing
traditional induction motors to axial field induction motors has
been proved in the special drives, which operates in continuous
duty. Also obtained by simulation optimal geometric relationships
of the magnetic circuit can be used in the manufacture and design
of axial motors by criteria of the losses minimum.
|
| first_indexed | 2025-12-07T16:29:10Z |
| format | Article |
| fulltext |
ISSN 2074-272X. Електротехніка і Електромеханіка. 2015. №5 31
© А.А. Ставинский, О.О. Пальчиков
УДК 621.313.333
А.А. Ставинский, О.О. Пальчиков
СРАВНИТЕЛЬНЫЙ АНАЛИЗ ПОТЕРЬ АКТИВНОЙ МОЩНОСТИ АСИНХРОННЫХ
ДВИГАТЕЛЕЙ С ЦИЛИНДРИЧЕСКИМ И АКСИАЛЬНЫМ РАБОЧИМ ЗАЗОРОМ
На основі методу показників технічного рівня з відносними керованими змінними отримані аналітичні залежності
визначення оптимальних геометричних співвідношень активної частини торцевого асинхронного двигуна з короткозам-
кненим ротором за критерієм мінімуму втрат та виконано порівняльний аналіз показників втрат активної потужнос-
ті електромагнітно-еквівалентних двигунів класичного циліндричного і аксіального виконань. Бібл. 14, табл. 2, рис. 3.
Ключові слова: показники втрат, оптимальні геометричні розміри, двигуни класичного циліндричного і аксіального
виконань.
На основе метода показателей технического уровня с относительными управляемыми переменными получены ана-
литические зависимости определения оптимальных геометрических соотношений активной части торцевого асин-
хронного двигателя с короткозамкнутым ротором по критерию минимума потерь и выполнен сравнительный анализ
показателей потерь активной мощности электромагнитно-эквивалентных двигателей классического цилиндриче-
ского и аксиального исполнений. Библ. 14, табл. 2, рис. 3.
Ключевые слова: показатели потерь, оптимальные геометрические размеры, двигатели классического цилиндриче-
ского и аксиального исполнений.
Введение. Постановка проблемы. В [1] в до-
полнение к известным «традиционным» возможно-
стям усовершенствования и конструктивно-техноло-
гическим решениям определены способы повышения
технического уровня электромеханических устройств
и комплексов «системным подходом», разработкой
«нетрадиционной» активной и конструктивной части,
а также специальных исполнений электрических ма-
шин, в частности асинхронных двигателей (АД). Одно
из направлений реализации таких способов заключа-
ется в обеспечении функционального соответствия
элементов активной части и узлов приводимых в
движение механизмов на основе конструктивно-
структурных отличий вариантов (рис. 1, а – в) акси-
альной электромагнитной системы (ЭМС) [2, 3] от АД
«классического» (АДК) исполнения.
1 2 2 1 12 2 1
Dв Dн
lδТ
Dс
а б в
Рис. 1. Конструктивные схемы вариантов аксиальной электромагнитной системы с одним (а) и двумя (б) роторами,
а также с двухсекционным статором и дисковым ротором (в): 1 – статор; 2 – ротор
Возможные примеры интеграции механической
и нетрадиционной электромеханической компонент с
однороторной (рис. 1,а) и двухроторной (рис. 1,б)
ЭМС торцевого АД (ТАД) представлены в [3], а также
на схемах поршневого компрессора (рис. 2,а) и двух-
ступенчатого контрроторного вентилятора (рис. 2,б)
[4, 5]. Из [6] известна система электромеханического
дифференциала, который содержит ЭМС схемы (рис.
1,б) с двумя роторами, установленными на отдельных
валах трансмиссии ведущих колес электромобиля.
Согласно [7, 8] встраиванием и упомянутой интегра-
цией элементов ТАД и механизмов достигается опти-
мизация соотношения вращающего момента и массы,
повышение энергетических показателей и техниче-
ского уровня электромеханизмов в целом. На основе
использования аксиальных ЭМС (рис. 1,а,в) в диапа-
зоне мощности 37…250 кВт выпускаются высокообо-
ротные (5000…6500 об/мин) центробежные компрес-
соры и насосы с частотным регулированием и встро-
енными электромеханическими, преобразовательны-
ми и микропроцессорными компонентами [9].
Представленные выше факты и возможности
разработки и применения вариантов аксиальных ЭМС
(рис. 1,а – в) обуславливают целесообразность допол-
нения известных, например из [10], оптимизационных
методик расчета АДК работами по определению ра-
циональной геометрии и оптимизации активной части
32 ISSN 2074-272X. Електротехніка і Електромеханіка. 2015. №5
ТАД. Также представляет, согласно [2, 3], теоретиче-
ский и практический интерес сравнительный анали-
тический анализ ТАД и АДК.
Целью работы, представляющей продолжение
[11], является решение двух задач. Первая задача –
определение оптимизационной целевой функции
(ЦФ) потерь активной мощности ТАД (рис. 1,а). Вто-
рую задачу представляет обобщенный (вне зависимо-
сти от номинальной мощности и проектных ограни-
чений) оптимизационный сравнительный анализ по-
казателей потерь активной мощности ТАД (рис. 1,а) и
АДК с короткозамкнутым ротором.
Изложение полученных результатов. Анало-
гично ЦФ [12, 13] и на основе метода [12, 14] потери в
ЭМС ТАД определяются уравнением вида
*
ПТП
3
4 ИДПТ ПКПF , (1)
где ПИД – показатель исходных данных и электромаг-
нитных нагрузок (ЭМН), являющийся идентичным
для сравниваемых вариантов АД с цилиндрическим и
аксиальным рабочим зазором; КП – коэффициент
удельных характеристик электротехнических мате-
риалов; П*
ПТ – безразмерный и не зависящий от мощ-
ности показатель в виде коэффициента потерь ЭМС
ТАД, являющийся функцией соотношения ЭМН,
а также управляемых переменных (УП) – параметра
аМТ [12] и параметра-соотношения ξТ [11] наружного
Dн и внутреннего Dв диаметров активной поверхности
статора (рис. 1,а), ξТ является преобразованным, при-
менительно к ТАД, параметром относительной длины
статора λδK АДК [11, 12].
Значения ПИД на основе усреднения расчетно-
экспериментальных зависимостей радиального рас-
пределения индукции в рабочем зазоре ТАД пред-
ставляются выражением [11]
ПИД = КЕрPн/(2,22КрКуf1J1Вδн(1 – Kв)ηcosφ),
где КЕ – соотношение ЭДС фазы статора и напряже-
ния U1; р – число пар полюсов; Pн – номинальная
мощность; Кр, Ку – коэффициенты распределения и
укорочения обмотки; f1 и J1 – частота и плотность тока
статора; Вδн – значение индукции в рабочем зазоре на
наружном диаметре Dн при пренебрежении краевым
эффектом; Kв – усредненный коэффициент распреде-
ления индукции в рабочем зазоре [11], который для
ЭМС ТАД с эффективным использованием активного
объема (с трапецеидальными ярмами) определяется
.ξξ)1(ξ))1ξ/(167,0(K Т
15,0
Т
36,1
ζ
1
ТТв
T
d
1
2
2
1
а б
Рис. 2. Примеры конструктивных схем механизмов герметичного компрессора и осевого вентилятора со встроенным
однороторным (а) и двухроторным встречного вращения (б) торцевыми асинхронными двигателями: 1 – статор; 2 – ротор
Для определения геометрических соотношений и
потерь в обмотках статора и ротора используются
известные рекомендации выбора и выражения расчета
[12] зубцов статора z1, чисел витков фазы w1, актив-
ных сопротивлений обмоток r1T, r2T, типа и длины
лобовых частей обмотки статора lл1, а также коэффи-
циента приведения тока кольца к току стержня Kпр:
z1 = 2pm1q1; (2)
w1 = Uпpq1/а1; (3)
);σ/()(2 эф1м20л1δT11T Sаllwr (4)
);Kσ(
)(π)σ/(
2
пркл2а20
ЗвЗнст20aδT2T
Sm
lDlDSlr
(5)
);2/()(βπK 1Bв1Bнл1л plDlDl (6)
),/πsin(2K 2пр mр (7)
где Uп – число эффективных проводников паза стато-
ра; а1 – число параллельных ветвей; q1 – число пазов
на полюс и фазу; m1(2) – число фаз статора (ротора);
σм20 и σа20 – удельные электрические проводимости
меди и алюминия при 20° С; Sэф, Sст и Sкл – соответст-
венно площади сечений эффективного проводника
обмотки статора, стержня и клетки обмотки ротора;
Kл – коэффициент пропорциональности между lл1 и
полюсным делением на Dн(в); lδТ – активная длина
ЭМС ТАД [11]; β – относительное укорочение шага
обмотки статора; l3(В1) – вылет лобовых частей обмот-
ки ротора (статора).
При составлении ЦФ потерь активной мощности
ТАД также учитывались соотношения геометриче-
ских параметров зубцово-пазовых структур [11]:
));ξ/11/()ξ/11(2K/(П
)ξ/11/()ξ/11(2(K/П
TTМТзпИД
TT
2
сзпИД1
а
DS
(8)
;
)ξ/112(
)ξ/11(γП
TМТ
T1ИД
2
а
S (9)
ISSN 2074-272X. Електротехніка і Електромеханіка. 2015. №5 33
;
)1/ξ(1
)α1()1/ξ(1
4πK)K(1
П
)K(1
2
Т
1нТ
зпрш1
4 3
MT
4 ИД
1прш1
1
1
а
b
S
hz
(10)
;
)1/ξ(1
)α1()1/ξ(1
π4)K(1
γП
)K1(
2
Т
2нТ
рш2
4 3
MT
14 ИД
2прш2
2
2
а
b
S
hz
(11)
bпΣ1(2) = 2πDс(1 – αн1(2))/(1 + 1/ξТ), (12)
где S1Σ и S2Σ – суммарные площади пазов в каждом из
поперечных сечений сердечников статора и ротора;
Kзп – полный коэффициент заполнения паза статора;
Dс – средний диаметр ЭМС ТАД (рис. 1,а); Kрш1(2) –
расчетный коэффициент соотношения высоты шлица
и клина статора (ротора) к высоте зубца статора (ро-
тора) hz1(2); γ1 – расчетный коэффициент трансформа-
ции статора относительно ротора [11 – 13]; bпΣ1(2) –
суммарная ширина паза статора (ротора); αн1(2) – рас-
четный коэффициент зубцов статора (ротора), зави-
сящий от отношения KBнΣ1(2) [11] амплитуд индукции
в зубце BzнΣ1(2) на Dн и индукции в рабочем зазоре Bδн,
а также коэффициента заполнения пакета магнито-
провода электротехнической сталью (ЭТС) Kзс,
αн1(2) = 1/(KзсKBнΣ1(2)).
Потери в обмотке статора определяются, соглас-
но [12], с использованием (2 – 4), (6), (8) и (12)
,П)σ/(П T 1м20
2
14 ИД1
2
11эл1T
wJrImP (13)
где I1 – ток обмотки статора; П*
w1Т – безразмерный
показатель основных потерь обмотки статора ТАД
pа
w 2
βπK
ξ/11
ξ/11
)ξ/112(
ξ/11
П л
T
T
T
4
МТ
T*
1Т . (14)
Основные потери в обмотке ротора ТАД нахо-
дятся на основе (5), (7), (9), (11) и (12)
,П)σ/(П T 2a20
2
2
3
4 ИД2
2
22эл2T
wJrImP (15)
где I2 и J2 – ток и плотность тока обмотки ротора;
П*
w2Т – безразмерный показатель основных потерь
обмотки ротора, которые определяются при исполь-
зовании коэффициента γ2, учитывающего уменьшение
плотности тока короткозамыкающего кольца JЗ отно-
сительно плотности J2
pа
w )ξ/11(
)ξ/11( γ
1
2
γ
П
T
T2
4
МТ
1*
2Т . (16)
Потери в ЭТС зубцов Рмz1Т и ярма Рмa1Т магнито-
провода статора ТАД определяются из (10), (12) и с
учетом известных коэффициентов увеличения потерь
зубцов Kдz и ярма Kда [10], значений плотности ЭТС
ρс, удельных потерь ЭТС Рс при частоте сети 50 Гц и
индукции 1 Тл, а также выражений коэффициента α31
и массы ярма mа1T [11]
;ППKρ
KρK
1Т
3
4 ИДдс
2
δнc
2
cTП1зсс
2
δндc1ТМ
zz
zzzz
ВP
DfhВPP
(17)
,ППKKKρ
KK
1Т
3
4 ИДт
2
дс
2
δнc
Т1
2
1тдc1ТМ
aaBaa
aaaaа
ВP
mBPP
(18)
где fПzТ – коэффициент, учитывающий неравномерность
распределения индукции зубцов статора вдоль lδТ; Kта –
коэффициент повышения массы ярма трапецеидального
сечения относительно эквивалентного по площади ярма
прямоугольного сечения (трапецеидальность обеспечи-
вает равномерное распределение индукции Ва1 в ярме
вдоль lδТ); П
*
z1T и П*
а1T – относительные показатели
потерь зубцов и потерь ярма статора ТАД:
;)ξ/1()
))KK/(11(ξ1(K
ξ1)ξ(167,01
(
)
4
)α1(
ξ4
1
(
Т
2
зс1нТзс
0,15
T
1,36
Т
π2
0
1
ξ
н1
Т
ТП
Т
dd
f
B
z
;
)1/ξ(1
)α1()1/ξ(1
4πK)K(1
KП
2
Т
н1Т
зпрш1
4
MT
ТПзс
*
T1
а
f zz
(19)
)K1)(ξ/11(
ξ
ξ)1ξ(167,01
1
K
вT
T
15,0
Т
36,1
T
т
a ;
,
ξ/11
ξ/11
/(πKKП
T
T
31тзс
4 3
MT
*
1Т
р)а аa (20)
где α31 – известный из [11] расчетный коэффициент
ярма.
Потери в ЭМС ТАД определяются на основе [13]
и с использованием (14), (16), (19), (20) уравнением
вида (1)
,П)σ/(KП
)(K
ПTa20
2
2дMT
3
4 ИД
1TММz1Tэл2Tэл1TдMTПT
J
PPPPP a
(21)
где KдМТ – коэффициент приближенного учета повы-
шения основных потерь ЭМС ТАД до суммарных
потерь; П*
ПТ – показатель потерь, позволяющий опре-
делять оптимальные геометрические соотношения
ЭМС ТАД по критерию максимума КПД с использо-
ванием значений геометрических относительных УП
аМТЭ и ξМТЭ, соответствующих минимуму потерь,
.ПП
σ
σ
)ПKK
ПKK(
σρ
П
T21T
м20
2
2
a20
2
1
1T)
2
д
1T
2
1нд2
2
a20с
2
δc
ПT
wwaBaa
zBz
J
J
J
ВP
(22)
Коэффициент KдмТ представляется на основе [13]
выражением
KдMТ = KдхТKMТKднТ,
где KдхТ – коэффициент поверхностно-пульсационных
потерь холостого хода; KМТ – коэффициент механиче-
ских потерь; KднТ – коэффициент добавочных нагру-
зочных потерь ТАД.
Учитываемое KдхТ и KМТ повышение потерь в
ЭТС поверхностными Рпов1(2) и пульсационными
Рпул1(2) составляющими, а также механическими и
вентиляционными потерями РмехТ определяются инте-
гральными зависимостями с использованием [10]
34 ISSN 2074-272X. Електротехніка і Електромеханіка. 2015. №5
);ξ/11()/)(24/K(
)ξ/1(ξ/1
8
)/(K
3
T
3
н
2
1тТ
Т
1
ξ
2
Т
3
н2
1тТмехТ
Т
Dpf
d
D
pfP
);ξ/1()K
ξ
π
()ξ)1ξ(167,01(
))
K
πξ5K
K
πξ
/(K(1
ξ
β
)π/()/60(K25,0
Тш1(2)
Т)2(1
20,15
Т
36,1
Т
1
ξ
2
ш1(2))2(1
2
Т
ш1(2)
)1(2
Т
ш1(2)2
T
2
O1(2)
4
н)2(1
2
δн
2
)1(2
5,1
)1(2О1(2)пов1(2)
Т
d
z
zz
DzBzpfzP
b
b
D
bb
),ξ/1())16π/()1()πξ16/(1(
))))KK/(11)(ξ1(K/()ξ)1ξ(167,01(
)ξKξK5/(K
Kρ)/60(101,1
Т
2
)2(1нТ
2
зс1(2)BнТзс
0,15
Т
36,1
Т
1
ξ
2
Тш1(2)
2
T
4
ш1(2)
2
н
2
)2(1)2(1
2
δнзсс
2
1)1(2
7
пул1(2)
Т
d
DzhBpfzP
bDb
z
где KтТ – эмпирический коэффициент трения; KО1(2) –
коэффициент обработки активных поверхностей ста-
тора (ротора); βО1(2) – коэффициент, зависящий от
отношения ширины шлица пазов ротора (статора)
bш2(1) к рабочему зазору δ; Kbш1(2) и KD – коэффициен-
ты отношения bш1(2) и δ к Dн соответственно; K'bш1(2) –
относительный коэффициент раскрытия паза.
Примеры расчетов показателя (22), соответст-
вующих средним значениям расчетных коэффициен-
тов для γ1 восьмиполюсных ЭМС ТАД и АДК пред-
ставлены на рис. 3. При сравнении ЭМС ТАД и АДК
принимается допущение KдМТ ≈ KдМК ввиду идентич-
ности геометрических соотношений зубцов и шлице-
вых зон ЭМС электромагнитно-эквивалентных ТАД и
АДК. Результаты расчетов экстремумов П*
ПТЭ по
уравнению (22) для ЭМС ТАД, полученных при Kзп =
= 0,3; Kзс = 0,97, KBа = 2 при р ≤ 2 и KBа = 1,5 при р > 2,
γ2 = 0,85, Kрш = 0,12, а также трех (минимальном
1,338, среднем 1,903 и максимальном 2,785) значени-
ях γ1, выполненных для марок ЭТС 2013 и 2412, пред-
ставлены в табл. 1. Экстремальные показатели потерь
П*
ПKЭ для электромагнитно-эквивалентных АДК [13]
представлены в табл. 2.
Таблица 1
Экстремумы показателей потерь торцевых асинхронных
короткозамкнутых двигателей
ξТЭ λТЭ
аМТЭ,
о.е.
П*
ПТЭ,
о.е.
ξТЭ λТЭ
аМТЭ,
о.е.
П*
ПТЭ,
о.е.
ЭТС 2013 ЭТС 2412
γ1,
о.е.
р = 1
1,338 2,60 0,444 10,020 4,872 2,65 0,452 18,409 4,035
1,903 2,65 0,452 14,328 7,087 2,65 0,452 27,053 5,915
2,785 2,65 0,452 21,322 10,98 2,70 0,459 40,471 9,215
р = 2
1,338 2,35 0,403 16,293 2,929 2,40 0,412 27,703 2,396
1,903 2,40 0,412 21,646 4,211 2,40 0,412 38,812 3,483
2,785 2,40 0,412 30,879 6,456 2,45 0,420 59,202 5,385
р = 3
1,338 2,15 0,365 29,940 2,091 2,20 0,375 50,114 1,781
1,903 2,20 0,375 41,783 2,985 2,25 0,385 73,952 2,455
2,785 2,25 0,385 58,539 4,547 2,25 0,385 105,78 3,778
р = 4
1,338 2,00 0,333 40,021 1,756 2,05 0,344 66,176 1,418
1,903 2,05 0,344 55,495 2,495 2,10 0,355 93,732 2,044
2,785 2,10 0,355 74,219 3,785 2,10 0,355 138,01 3,136
Таблица 2
Экстремумы показателей потерь классических асинхронных
короткозамкнутых двигателей
λKЭ
аМKЭ,
о.е.
П*
ПKЭ,
о.е.
λKЭ
аМKЭ,
о.е.
П*
ПKЭ,
о.е.
ЭТС 2013 ЭТС 2412
γ1,
о.е.
р = 1
1,338 2,20 2,50 5,825 2,40 5,10 4,544
1,903 2,35 4,09 8,108 2,60 6,50 6,422
2,785 2,75 4,50 12,01 2,95 8,00 9,664
р = 2
1,338 1,15 13,50 3,998 1,30 20,75 3,123
1,903 1,30 16,25 5,575 1,45 25,75 4,432
2,785 1,50 19,50 8,295 1,60 32,50 6,699
р = 3
1,338 0,80 40,33 3,036 0,95 56,83 2,379
1,903 0,95 45,17 4,243 1,05 70,00 3,386
2,785 1,05 56,67 6,333 1,15 90,50 5,134
р = 4
1,338 0,65 67,25 2,647 0,75 98,625 2,076
1,903 0,75 77,50 3,703 0,85 117,63 2,958
2,785 0,85 94,25 5,534 0,95 147,25 4,491
П*
ПТ, П
*
ПK, o.e.
aMT, aMK, o.e.
2
1
П*
ПТ, П
*
ПK, o.e.
aMT, aMK, o.e.
1
2
а б
Рис. 3. Зависимости показателей потерь восьмиполюсных
вариантов электромагнитных систем асинхронных двигателей:
торцевого (1) и классического (2) исполнений при
использовании электротехнических сталей 2013 (а) и 2412 (б)
Выводы.
1. Функциональные зависимости потерь активной
части ТАД являются унимодальными функциями с
соответствующими экстремумам потерь значениями
aMTЭ и ξТЭ, которые возрастают при использовании
ЭТС с меньшими удельными потерями
2. Установлено, что ЭМС ТАД с трапецевидными
сечениями ярем отличаются от электромагнитно-
эквивалентных ЭМС АДК при р = 1, р = 2, р = 3 и р = 4
улучшенными (сниженными) показателями потерь ак-
тивной мощности соответственно на 8…12 %, 21…24
%, 28…30 % и 31 %, что обусловлено меньшими объ-
емами ЭТС ярем статоров ТАД.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Ставинский А.А. Проблема и направления дальнейшей
эволюции устройств электромеханики // Електротехніка і
електромеханіка. – 2004. – №1. – С. 57-61.
2. Казанский В.М., Зонов В.Н., Британчук В.М. К вопросу о
сравнении асинхронных электродвигателей торцевого и
цилиндрического исполнений малой мощности // Материалы
межвузовской научно-технической конференции «Асинхрон-
ные микромашины». – Каунас: КПИ. – 1969. – С. 216-219.
3. Игнатов В.Я., Вильданов К.Я. Торцевые асинхронные
электродвигатели интегрального изготовления. – М.: Энер-
гоатомиздат, 1988. – 304 с.
4. А.с. 920258 СССР, МКИ2 F04B39/06, F25B31/02. Герме-
тичный холодильный компрессор / А.А. Ставинский,
ISSN 2074-272X. Електротехніка і Електромеханіка. 2015. №5 35
В.И. Гидулян. – № 2758809/26 – 06; Заявл. 19.04.79; Опубл.
15.04.82, Бюл. №14.
5. Ставинский А.А. Совершенствование судовых электро-
механических систем встречного вращения на основе спе-
циальных асинхронных двигателей // Судостроение. – 2011.
– №6. – С. 35-38.
6. Caricchi F. Axial flux electromagnetic differential induction
motor. 17th Int. Conf. on Electrical Machines and Drives. Institution
of Engineering and Technology (IET), 11-13 Sept. 1995, pp. 1-5.
7. Igelspacher J., Herzog H.-G. Analytical description of a sin-
gle-stator axial-flux induction machine with squirrel cage. XIX
Int. Conf. on Electrical Machines (ICEM 2010). Institute of Elec-
trical & Electronics Engineers (IEEE), 6-8 Sept. 2010, pp. 1-6.
8. Profumo F., Zheng Zhang, Tenconi A. Axial flux machines
drives: a new viable solution for electric cars. IEEE Transactions
on Industrial Electronics, 1997, vol.44, no.1, pp. 39-45.
9. http://www.axcomotors.com/axial-flux_technology.html.
10. Домбровский В.В., Зайчик В.М. Асинхронные машины:
теория, расчет, элементы проектирования. – Л.: Энерго-
атомиздат. Ленингр. отд-ние, 1990. – 368 с.
11. Ставинский А.А., Пальчиков О.О. Сравнительный анализ
массостоимостных показателей асинхронных двигателей с
цилиндрическим и аксиальным рабочим зазором // Електро-
техніка і електромеханіка. – 2015. – №3. – С. 20-26.
12. Ставинский А.А., Пальчиков О.О. Использование метода
относительных коэффициентов показателей технического
уровня в решении задач оптимизации асинхронных двигателей
// Електротехніка і електромеханіка. – 2014. – №5. – С. 37-44.
13. Ставинский А.А., Пальчиков О.О. Целевые функции
сравнительного анализа энергетической эффективности
электромагнитных систем асинхронных двигателей с внут-
ренними и внешними роторами // Електротехніка і електро-
механіка. – 2015. – №1. – С. 41-45.
14. Ставинский А.А., Ставинский Р.А., Авдеева Е.А. Опти-
мизационный сравнительный анализ структур статических
электромагнитных систем. Ч.1. Варианты и метод оценки
преобразований // Электричество. – 2014. – №9. – С. 34-43.
REFERENCES
1. Stavinskii A.A. Problem and directions of further evolution
of electromechanical devices. Elektrotekhnіka і elektromek-
hanіka – Electrical engineering & electromechanics, 2004, no.1,
pp. 57-61. (Rus).
2. Kazanskii V.M., Zonov V.N., Britanchuk V.M. To the
question about the comparison of axial and cylindrical low-
power versions of induction motors. Materialy mezhvuzovskoi
nauchno-tekhnicheskoi konferentsii «Asinkhronnye mikro-
mashiny». [Abstracts of Int. Sci.-Pract. Conf. «Induction mi-
cromachines»]. Kaunas, 1969, pp. 216-219. (Rus).
3. Ignatov V.Ya., Vil'danov K.Ya. Tortsevye asinkhronnye
elektrodvigateli integral'nogo izgotovleniia [Axial field induc-
tion integrated manufacturing motors]. Moscow, Energoatomiz-
dat Publ., 1988. 304 p. (Rus).
4. Stavinskii A.A., Gidulian V.I. Germetichnyi kholodil'nyi
kompressor [Hermetic refrigeration compressor]. Inventor's
certificate USSR, no.2758809, 1979. (Rus).
5. Stavinskii A.A. Improving marine counter rotating electro-
mechanical systems based on specific induction motors. Sudos-
troenie – Shipbuilding, 2011, no.6, pp. 35-38. (Rus).
6. Caricchi F. Axial flux electromagnetic differential induction
motor. 17th Int. Conf. on Electrical Machines and Drives. Insti-
tution of Engineering and Technology (IET), 11-13 Sept. 1995,
pp. 1-5. doi: 10.1049/cp:19950824.
7. Igelspacher J., Herzog H.-G. Analytical description of a sin-
gle-stator axial-flux induction machine with squirrel cage. XIX Int.
Conf. on Electrical Machines (ICEM 2010). Institute of Electrical
& Electronics Engineers (IEEE), 6-8 Sept. 2010, pp. 1-6. doi:
10.1109/icelmach.2010.5608227.
8. Profumo F., Zheng Zhang, Tenconi A. Axial flux machines
drives: a new viable solution for electric cars. IEEE Transactions
on Industrial Electronics, 1997, vol.44, no.1, pp. 39-45. doi:
10.1109/41.557497.
9. Available at: http://www.axcomotors.com/axial-
flux_technology.html (accessed 11 May 2014).
10. Dombrovskii V.V., Zaichik V.M. Asinkhronnye mashiny:
teoriia, raschet, elementy proektirovaniia [Asynchronous ma-
chines: theory, calculation, design elements]. Leningrad, Ener-
goatomizdat. Publ., 1990. 368 p. (Rus).
11. Stavinskii A.A., Palchykov O.O. Comparative analysis of
weight and cost indications of induction motors with cylindri-
cal and axial air gaps. Elektrotekhnіka і elektromekhanіka –
Electrical engineering & electromechanics, 2015, no.3,
pp. 20-26. (Rus).
12. Stavinskii A.A., Palchykov O.O. Application of a relative
technical level index method to induction motor optimization
problems. Elektrotekhnіka і elektromekhanіka – Electrical
engineering & electromechanics, 2014, no.5, pp. 37-44. (Rus).
13. Stavinskii A.A., Palchykov O.O. Objective functions of the
comparative analysis of the energy efficiency of electromagnetic
systems of induction motors with inner and outer rotors. Elek-
trotekhnіka і elektromekhanіka – Electrical engineering &
electromechanics, 2015, no.1, pp. 41-45. (Rus).
14. Stavinskii A.A., Stavinskii R.A., Avdeeva E.A. Optimization
comparative analysis of static electromagnetic systems structures.
Part. 1. Options and method of assessment of change. Elektrichestvo
– Electricity, 2014, no.9, pp. 34-43. (Rus).
Поступила (received) 24.02.2015
Ставинский Андрей Андреевич1, д.т.н., проф.,
Пальчиков Олег Олегович1, аспирант,
1 Национальный университет кораблестроения
имени адмирала Макарова,
54025, Николаев, пр. Героев Cталинграда, 9,
тел/phone +38 0512 399453, e-mail: ole2013hulk@yandex.ua
А.А. Stavinskii1, О.О. Palchykov1
1 Admiral Makarov National University of Shipbuilding,
9, Geroyev Stalingrada Ave., Mykolaiv, 54025, Ukraine.
Comparative analysis of active power losses of induction
motors with cylindrical and axial air gaps.
Purpose. To find the analytical expressions of determining the
optimum geometric dimensions by criteria of the losses minimum
of axial field squirrel-cage induction motors and to compare
traditional and axial field motors. Methodology. We have applied
the method of the relative indications of the technical level with
relative controlled variables. We have used the approximation of
the experimental dependence of the distribution of the induction in
the air gap and the integral averaging of the magnetic flux. Re-
sults. We have developed the mathematical model for determining
the optimum geometric dimensions by criteria of the losses mini-
mum of the active part of axial field squirrel-cage induction mo-
tors taking into account the radial distribution of the induction in
the air gap and teeth. We have considered the comparative analy-
sis of the indications of active power losses of traditional and
axial designs of electromagnetic equivalent motors. Originality.
For the first time we have created the mathematical model of the
active power losses of the active part of axial field squirrel-cage
induction motors with the uneven distribution of the magnetic flux
in the core and investigated the effect of the geometric relation-
ships on the energy efficiency of axial field motors. Practical
value. Based on the superior parametric compatibility and the
high energy efficiency of axial motors the expediency of replacing
traditional induction motors to axial field induction motors has
been proved in the special drives, which operates in continuous
duty. Also obtained by simulation optimal geometric relationships
of the magnetic circuit can be used in the manufacture and design
of axial motors by criteria of the losses minimum. References 14,
tables 2, figures 3.
Key words: losses indication, optimum geometric dimensions,
traditional and axial field motors.
|
| id | nasplib_isofts_kiev_ua-123456789-149291 |
| institution | Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| issn | 2074-272X |
| language | Russian |
| last_indexed | 2025-12-07T16:29:10Z |
| publishDate | 2015 |
| publisher | Інститут технічних проблем магнетизму НАН України |
| record_format | dspace |
| spelling | Ставинский, А.А. Пальчиков, О.О. 2019-02-20T12:32:56Z 2019-02-20T12:32:56Z 2015 Сравнительный анализ потерь активной мощности асинхронных двигателей с цилиндрическим и аксиальным рабочим зазором / А.А. Ставинский, О.О. Пальчиков // Електротехніка і електромеханіка. — 2015. — № 5. — С. 31–35. — Бібліогр.: 14 назв. — рос. 2074-272X DOI: https://doi.org/10.20998/2074-272X.2015.5.04 https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/149291 621.313.333 На основе метода показателей технического уровня с относительными управляемыми переменными получены аналитические зависимости определения оптимальных геометрических соотношений активной части торцевого асинхронного двигателя с короткозамкнутым ротором по критерию минимума потерь и выполнен сравнительный анализ
 показателей потерь активной мощности электромагнитно-эквивалентных двигателей классического цилиндрического и аксиального исполнений. На основі методу показників технічного рівня з відносними керованими змінними отримані аналітичні залежності
 визначення оптимальних геометричних співвідношень активної частини торцевого асинхронного двигуна з короткозамкненим ротором за критерієм мінімуму втрат та виконано порівняльний аналіз показників втрат активної потужності електромагнітно-еквівалентних двигунів класичного циліндричного і аксіального виконань. Purpose. To find the analytical expressions of determining the
 optimum geometric dimensions by criteria of the losses minimum
 of axial field squirrel-cage induction motors and to compare
 traditional and axial field motors. Methodology. We have applied
 the method of the relative indications of the technical level with
 relative controlled variables. We have used the approximation of
 the experimental dependence of the distribution of the induction in
 the air gap and the integral averaging of the magnetic flux. Results. We have developed the mathematical model for determining
 the optimum geometric dimensions by criteria of the losses minimum of the active part of axial field squirrel-cage induction motors taking into account the radial distribution of the induction in
 the air gap and teeth. We have considered the comparative analysis of the indications of active power losses of traditional and
 axial designs of electromagnetic equivalent motors. Originality.
 For the first time we have created the mathematical model of the
 active power losses of the active part of axial field squirrel-cage
 induction motors with the uneven distribution of the magnetic flux
 in the core and investigated the effect of the geometric relationships on the energy efficiency of axial field motors. Practical
 value. Based on the superior parametric compatibility and the
 high energy efficiency of axial motors the expediency of replacing
 traditional induction motors to axial field induction motors has
 been proved in the special drives, which operates in continuous
 duty. Also obtained by simulation optimal geometric relationships
 of the magnetic circuit can be used in the manufacture and design
 of axial motors by criteria of the losses minimum. ru Інститут технічних проблем магнетизму НАН України Електротехніка і електромеханіка Електричні машини та апарати Сравнительный анализ потерь активной мощности асинхронных двигателей с цилиндрическим и аксиальным рабочим зазором Comparative analysis of active power losses of induction motors with cylindrical and axial air gaps Article published earlier |
| spellingShingle | Сравнительный анализ потерь активной мощности асинхронных двигателей с цилиндрическим и аксиальным рабочим зазором Ставинский, А.А. Пальчиков, О.О. Електричні машини та апарати |
| title | Сравнительный анализ потерь активной мощности асинхронных двигателей с цилиндрическим и аксиальным рабочим зазором |
| title_alt | Comparative analysis of active power losses of induction motors with cylindrical and axial air gaps |
| title_full | Сравнительный анализ потерь активной мощности асинхронных двигателей с цилиндрическим и аксиальным рабочим зазором |
| title_fullStr | Сравнительный анализ потерь активной мощности асинхронных двигателей с цилиндрическим и аксиальным рабочим зазором |
| title_full_unstemmed | Сравнительный анализ потерь активной мощности асинхронных двигателей с цилиндрическим и аксиальным рабочим зазором |
| title_short | Сравнительный анализ потерь активной мощности асинхронных двигателей с цилиндрическим и аксиальным рабочим зазором |
| title_sort | сравнительный анализ потерь активной мощности асинхронных двигателей с цилиндрическим и аксиальным рабочим зазором |
| topic | Електричні машини та апарати |
| topic_facet | Електричні машини та апарати |
| url | https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/149291 |
| work_keys_str_mv | AT stavinskiiaa sravnitelʹnyianalizpoterʹaktivnoimoŝnostiasinhronnyhdvigateleiscilindričeskimiaksialʹnymrabočimzazorom AT palʹčikovoo sravnitelʹnyianalizpoterʹaktivnoimoŝnostiasinhronnyhdvigateleiscilindričeskimiaksialʹnymrabočimzazorom AT stavinskiiaa comparativeanalysisofactivepowerlossesofinductionmotorswithcylindricalandaxialairgaps AT palʹčikovoo comparativeanalysisofactivepowerlossesofinductionmotorswithcylindricalandaxialairgaps |