автореферат диссертации по электротехнике, 05.09.01, диссертация на тему:Особенности новой конструкции и технологии прессовки магнитопроводов синхронных машин до 100кВт промышленной частоты

ВВЕДЕНИЕ.

ГЛАВА I. ТРАДИЦИОННЫЕ КОНСТРУКЦИИ СТАТОРА И РОТОРА.

ФОРМИРОВАНИЕ КОНСТРУКТИВНО-ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ

ТРЕБОВАНИЙ К РАЗРАБАТЫВАЕМЫМ КОНСТРУКЦИЯМ

I.I. Конструкции статора синхронных генераторов до ТОО кВт. Формирование требований к разрабатываемой конструкции

Г.2. Конструкции явнополюсного ротора синхронных 7 генераторов до ТОО кВт. Формирование требований к разрабатываемой конструкции

1.3. О качестве шихтованных магнитопровоцов (ШМ)

Г.4. Цель работы.

Результаты и выводы

ГЛАВА П. ОБОСНОВАНИЕ И ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ ПО КОМПЛЕКСНОМУ ОБЕСПЕЧЕНИЮ ПОКАЗАТЕЛЕЙ КАЧЕСТВА ШИХТОВАННОГО • МАГНИТОПРОВОДА.

2.1. Комплекс показателей, характеризующий качество ИМ

2.2. Основные причины, препятствовавшие постановке задачи обеспечения комплекса показателей качества (КПК) в магнитопроводе

2.3. Обоснование возможности постановки задачи обеспечения КПК в магнитопроводе

2.3.1. Новый подход к решению задачи обеспечения

КПК в магнитопровоце

2.3.2. Конструктивно-технологические факторы (КТФ), влияющие на качество магнитопровода и степень их изменения в конкретном (ШМ(К)) и повторяемом (ШМ(П)) в производстве ШМ

2.3.3. Методика исследования зависимости КПК от давлений в конкретном магнитопроводе

2.3.4. Деформативные характеристики пакета ШМ(К) при многоступенчатых циклах "сжатие-разжатие". Способ ускоренного определения этих характеристик.

2.3.5. Основные свойства пакета ШМ, подвергшегося многоступенчатым циклам "сжатие-разжатие"

2.3.6. Разработка способа прессовки пакетов ШМ и выявление характерных давлений, обеспечивающих КПК в ШМ(К)

2.4. Постановка задач

2.5. Последовательность решения задач

Результаты и выводы

глава ш. методика обеспечения комплекса показателей качества в конкретном шихтованном магнитопроводе.„.

3.1. Способ определения величины давления S'RFe > обеспечивающего в пакете ШМ(К) заданное значение коэффициента Кре

3.2. Способ определения необходимых величин давлений прессовки ( ^ пресс. ) и обеспечения КПК ( Цщ ) в ШМ(К)

3.3. Способ определения необходимой величины давления фиксации пакета ШМ(К) - Ц^икс.

Результаты и выводы

глава 1у. экспериментальная проверка методики обеспечения комплекса показателей качества в конкретном магнит0пр0в0де.

4.1. Экспериментальное определение влияния изменения различных КТФ на коэффициент I^Fe и на давления

R'KFe и ^пресс.Ю

4.2. Точность обеспечения коэффициентов глFe в пакетах

ШМ при применении методики обеспечения КПК в ШМ(К) .Ц

4.3. Выявление причин и методика расчета величин корректировок длины пакетов ШМ.

4.4. Об обеспечении коэффициентов КFe в производстве и выявлении рациональных их значений.

4.5. Выигрыш в МДС возбуждения и КПД электрической машины при применении методики обеспечения КПК в ШМ(К)

4.6. Зависимость разнотолщинности и распушения магнито-провода от давления прессовки

Результаты и выводы.

ГЛАВА У. МЕТОДИКА ОБЕСПЕЧЕНИЯ КОМПЛЕКСА ПОКАЗАТЕЛЕЙ КАЧЕСТВА В ПОВТОРЯЕМЫХ ШИХТОВАННЫХ МАГНИТО

ПРОВОДАХ.

5.1. Методика ускоренного определения допустимых пределов изменения величин КТФ, обеспечивающих заданные отклонения КПК в ШМ(П)

Результаты и выводы.

ГЛАВА У1. МЕТОД ОБЕСПЕЧЕНИЯ КОМПЛЕКСА ПОКАЗАТЕЛЕЙ КАЧЕСТВА

В ШИХТОВАННЫХ МАГНИТОПРОВОДАХ РАЗНЫХ КОНСТРУКЦИЙ J

6.1. Определение величины оптимального остаточного давления ( Ч'опт. ) ял® готового жесткого пакета ШМ.J

6.2. Выявление требований к конструкциям и способам крепления пакетов ШМ, допускающим реализацию в них КПК.

6.3. Метод обеспечения КПК в ШМ разных конструкций

Результаты и выводы

ГЛАВА УЛ. НОВЫЕ КОНСТРУКЦИИ ЕЕССТАНИННОГО СТАТОРА И ЯВН0П0ЛЮСН0Г0 РОТОРА Ш СГ ДО 100 кВт. ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЕ ОБОРУДОВАНИЕ, ЭФФЕКТИВНОСТЬ РАБОТЫ

7.1. Конструктивно-технологические требования к разрабатываемым бесстанинному статору и явнополюсному ротору

7.2. Новая конструкция бесстанинного статора с заданным КПК в ШМ.

7.3. Методика расчета бесстанинного статора на прочность и жесткость с учетом обеспечения КПК в ШМ

7.4. Модернизация конструкции полюса явнополюсного ротора генераторов серии ОС

7.5. Новая конструкция явнополюсного ротора с заданным

КПК в ШМ.

7.6. Выявление конструкций пакетов ШМ, в которых возможно обеспечение КПК.

7.7. Технологическое оборудование для прессовки-сварки пакетов ШМ.

7.7.1. Полуавтоматические установки с определенными усилиями прессовки

7.7.2. Принцип обеспечения КПК в ШМ с автоматической корректировкой усилия при прессовке

7.8. Экономическая эффективность от применения новых конструкций бесстанинного статора и явнополюсного ротора в генераторах серии ОС и основные итоги работы.

Результаты и выводы

Актуальность работы. В "Основных направлениях экономического и социального развития СССР на I98I-I985 голы и на период до 1990 года" указывается, что повышение эффективности и качества выпускаемой продукции является важнейшей народнохозяйственной задачей.

Для электрических машин до 100 кВт эта задача весьма актуальна в связи со значительными объемами их выпуска. Уровень технико-экономических показателей этих машин в основном определяется конструкцией и технологией изготовления узлов статора и ротора, выполненных, как правило, с шихтованными магнитопроводами (ШМ)^.

Конструкции статора и явнополюсного ротора (РЯ), ставшие традиционными для современных синхронных генераторов мощностью до 100 кВт, на 50 Гц, 1500 об/глин (далее СГ или СГ до 100 кВт), тем не менее недостаточно технологичны (повышенная металлоемкость и трудоемкость изготовления) и нестабильны в качестве (значительный разброс массы стали в пакете ШМ, а также дополнительных зазоров в магнитопроводе "гребенчатого" РЯ и др.) при серийном производстве.

Основными направлениями повышения технологичности конструкций при разработке во Всесоюзном научно-исследовательском и проектно-конструкторском институте комплексного электрооборудования (ВНИИКЭ г.Ереван) СГ общесоюзной серии ОС были выбраны: для статора - бесстанинное его исполнение, для ротора - создание конструкции, в которой реализуются достоинства широко применяемых РЯ.

Несмотря на существенную давность (1923 г.) идеи бесстанинного статора (EGG), область его применения, из-за отсутствия технологичной и малометаллоемкой конструкции,ограничивалась в основном микромашинами и выпуском в небольших количествах асинхронных дви

1 Принятые в работе сокращения дополнительно даны в приложении I. гателей (АД). Примеров выполнения БСС для СГ до 100 кВт не имелось. Серийному выпуску машин до 100 кВт в бесстанинном исполнении препятствовало также отсутствие методики расчета БСС на жесткость и прочность, тем более с учетом обеспечения требуемого качества пакетов ШМ.

Существенный вклад в повышение качества пакетов ШМ и технологичности их конструкции, а также в механизацию процессов их сборки внесен работами Бронина С.В., Веретника Л.Д., Гольдберга М.Е., Дагаева В.А., Дереша И.Х., Дружинина В.В., Кагана Я.И., Костроми-на В.А., Ревенко В.А., Хитерера М.Я., Видемана Е. (ФРГ), Келлен-бергера В. (ФРГ), Уолкера И. (Англия) и др.

Наряду с этим,анализ отечественных и зарубежных исследований по обеспечению требуемого качества пакетов ШМ показывает, что, несмотря на множество рекомендаций по давлениям прессовки (изменяющихся в диапазоне от 0,7 до 150 МПа), получение пакетов ШМ с заранее заданными отклонениями массы и длины практически не обеспечивается. Поэтому, как правило, механизация (автоматизация) процессов сборки пакетов ШМ для АД осуществляется корректировкой их длины (или предварительной и окончательной фиксацией расчетной длины пакета), а отклонения массы и потерь в стали не нормируются. В результате качественные показатели ШМ, следовательно, электромагнитные и энергетические показатели машин нестабильны. Между тем, устранение процесса корректировки длины (или массы) не только стабилизирует качество пакетов ШМ и машин, но и существенно повышает их технологичность, особенно в БСС.

Поэтому разработка новых технологичных конструкций БСС и РЯ для СГ, решение важной для электромашиностроения технологической задачи по обеспечению комплекса показателей качества (КПК) пакетов ШМ, гарантирующих стабильность технических параметров машины, и их реализация являются актуальными задачами.

Актуальность задачи обеспечения КПК в пакетах ШМ, в частности одновременное стабильное обеспечение расчетных масс и длин пакетов, для СГ серии ОС приобретает особое значение. Объясняется это применением в них самовозбуждения от третьей гармоники поля (с повышенной чувствительностью к изменению магнитного состояния машины) и современного требования к величине верхней уставки напряжения (которая выше чем в СГ серии ЕСС на Ъ%). В связи с этим, в СГ серии ОС возрастает необходимость в стабильности индукции по третьей гармонике поля и МДС возбуждения, т.е. обеспечения КПК в ШМ.

Целью работы является разработка и реализация новых технологичных конструкций БСС и РЯ, с технологическим обеспечением КПК в пакетах ПЯЛ, для СГ серии ОС.

Основные задачи, вытекающие из поставленной цели, включали: разработку метода по технологическому обеспечению КПК в ШМ; разработку методики по ускоренному определению допустимых пределов изменения величин конструктивно-технологических факторов (КТФ), обусловливающих обеспечение КПК в ШМ в заданных пределах; выявление требований к конструкциям и способам крепления пакетов ШМ, допускающим реализацию в них КПК; разработку методики инженерного расчета БСС на жесткость и прочность с учетом обеспечения КПК в ШМ; конкретную разработку для всех типоисполнений СГ серии ОС новых технологичных конструкций БСС и РЯ с обеспечением КПК в ШМ; разработку рекомендаций для проектирования и реализации полуавтоматического оборудования по прессовке-сварке пакетов ШМ с заданным КПК применительно к серийному производству генераторов типа ОС.

Научная новизна. Впервые решены основные вопросы проектирования и изготовления пакетов ШМ (из цельноштампованных листов) с обеспечением КПК путем разработки: метода обеспечения КПК в ШМ и способа ускоренного определения его деформативных характеристик; технических требований к конструкциям и способам крепления пакетов ШМ; эффективного способа прессовки пакетов ШМ и способов определения требуемых величин характерных давлений; методики ускоренного определения допустимых пределов изменения величин КТФ, обусловливающих обеспечение КПК в ШМ в заданных пределах; принципа обеспечения КПК в ШМ с автоматической корректировкой усилия при прессовке; рекомендаций по проектированию полуавтоматических установок для прессовки-сварки пакетов ШМ, обеспечивающих заданный КПК без корректировки длин пакетов. Автор защищает:

1. Решения основных вопросов проектирования и изготовления пакетов ШМ с обеспечением КПК, приведенные в разделе "Научная новизна" .

2. Новые конструкции бесстанинного статора и явнополюсного ротора для СГ серии ОС.

Практическая ценность работы состоит в том, что использованием приведенных выше новых конструктивно-технологических решений в СГ серии ОС достигается: уменьшение металлоемкости и трудоемкости изготовления генераторов за счет замены станины нажимными плитами, а также замены РЯ с привинчиваемыми полюсами предлагаемой новой конструкцией (при модернизации СГ серии ОС); повышение качества пакетов ШМ путем применения предложенного метода обеспечения КПК в ШМ; возможность повышения коэффициента заполнения пакетов сталью сокращение разброса электромагнитных и энергетических показателей генераторов; снижение трудоемкости изготовления СГ за счет механизации процесса прессовки-сварки пакетов ШМ. Принятые в работе буквенные обозначения дополнительно даны в приложении 2. практически незначительном увеличении потерь в стали ШМ;

Г Л А В A I ТРАДИЦИОННЫЕ КОНСТРУКЦИИ СТАТОРА И РОТОРА. ФОРМИРОВАНИЕ КОНСТРУКТИВНО-ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ТРЕБОВАНИЙ К РАЗРАБАТЫВАЕМ КОНСТРУКЦИЯМ

Синхронные генераторы необращенного явнополюсного исполнения, с аксиальной самовентиляцией, общепромышленного назначения, для агрегатов питания от 4 до 100 кВт на 1500 об/мин, 50 Гц, 230 и 400 В (далее СГ или СГ до 100 кВт) - характерны значительным выпуском и разнообразием применения.

При разработке во ВНИИКЭ новой серии ОС таких СГ было рассмотрено применение новых конструктивных решений [2.10, 2.22, 4.1-4.5, 5.2]. Основными из них являются решения по системе возбуждения [4.1, 4.4, 4.5 и др.] , конструкции статора [2.10] и ротора [5.2] .

В данной работе рассматриваются вопросы, связанные с разработкой для СГ новых технологичных конструкций статора и ротора (необмотанных) с обеспечением требуемого качества пакетов ШМ.

I.I. Конструкции статора синхронных генераторов до 100 кВт. Формирование требований к разрабатываемой конструкции

Распространенной традиционной (еще со времен Доливо-Добро-вольского [l.5, I.I2]) конструкцией статора, рассматриваемых в работе необращенных явнополюсных СГ до 100 кВт промышленной частоты, является станинная (серии ЕС, ЕСС, ДГФ). При ней пакет ШМ вложен в основной несущий элемент-станину (рис.1.1). Для СГ со значительным объемом выпуска,станины - обычно литые чугунные.

В таких конструкциях достаточно отработаны решения основных I ы со I

Рис л.I. Конструктивная схема традиционной синхронной машины мощностью по 100 кВт на 50 Гц со станинным статором и ее охлаждение.

I - станина; 2 - пакет статора; 3 - щит подшипниковый; 4 - ротор; 5 - вентилятор; 6 - лобовая часть статорной обмотки; 7 - катушка обмотки возбуждения; 8 - роторный воздушный междуполюсный канал;(>статорный воздушный канал. • компоновочных, вентиляционных и технологических вопросов. В то же время их производству присущи и недостатки: массы литья велики, формы его сложны, практических перспектив автоматизации такого литья в производстве СГ до 100 кВт в подотрасли нет, а транспортировка удорожена; работы по литью в основном ручные, малопроизводительные, в загрязненных условиях. При этом литейные, складские и производственные площади чрезмерно велики, а себестоимость литья высока; качество литья низко, брак велик (до 15%); радиальная жесткость станины недостаточна; номенклатура литья для СГ разных мощностей велика; запрессовка в станину обмотанных и пропитанных магнитопрово-дов снижает надежность обмотки, деформирует пакет [2.4l], увеличивает потери в стали [2.1б]. При этом наблюдаются и разрывы станин (до 1%); мехобработка замков выполняется на обмотанном статоре, снижая надежность обмотки; технология получения пакета ШМ несовершенна, так как сборка его проводится с корректировкой длины, что приводит к нестабильности качества ШМ, электромагнитных и энергетических показателей машины; корректировка длины и лакировка листов затрудняют механизацию (автоматизацию) прессовки-сварки пакета.

Анализ состояния вопроса, проведенный при проектировании СГ серии ОС [e.l] показал, что для устранения этих недостатков традиционного статора перспективен переход на конструкцию бесстанинного статора (БСС), если она будет достаточно проста и технологична в условиях нынешнего серийного производства общепромышленных СГ до 100 кВт.

При БСС основные несущие функции переносятся на пакеты ШМ, обычно зажимаемые между двумя торцевыми плитами (ТП) и скрепляемые элементами крепления (ЭК). Такой ШМ должен отличаться более высокими, чем при станинном исполнении прочностью и жесткостью. Для СГ до 100 кВт примеров выполнения БСС не имелось, в отличие от асинхронных. Поэтому ниже рассматриваются некоторые специфические особенности этих генераторов с целью выявления возможности их перевода на бесстанинное исполнение.

Используя это, а также анализируя известные характерные работоспособные для машин до 100 кВт конструкции БСС, можем выявить основные технические требования к конструкции БСС для серийных СГ до 100 кВт.

Перевод рассматриваемых СГ на бесстанинность, при которой ШМ лишен наружной оболочки, защищающей от осадков, облегчен тем, что они работают и хранятся в помещениях или под навесом. Но работы по созданию простой и технологичной конструкции БСС очень затруднены тем, что станиной явноплюсного СГ выполняется также и функция интенсификации охлаждения - проведением части воздуха по каналам между пакетом и станиной (рис.1.1). Воспроизведение же данной функции в БСС сложно. Правда, это было сделано в БСС асинхронного двигателя фирмы В и! 5 motois , Англия (18 кВт, 1500 об/мин, 50 Гц), но оно привело к малоприемлемому усложнению как конструкции в целом, так и контура статорного листа (рис.1.2).

С учетом этого, при разработке СГ серии ОС выявилась необходимость рассмотрения тепловых и вентиляционных характеристик СГ с системой охлаждения по рис.1.1. Оно проводилось [2.9, 2.1l] на станинных широко применяемых СГ типа ЕС и ЕСС.

Оказалось, что перегревы обмоток машины (необращенных, явно-полюсных, с 2р= А ) практически не менялись от перекрытия статор-ных каналов. Такой результат нашел объяснение при рассмотрении коэффициента теплоотдачи сА охлаждаемых поверхностей и движения

1 6 sM

РисЛ.2. Конструктивная схема бесстанинного статора асинхронного двигателя фирмы BufiG motois (Англия).

I - пакет ШМ; 2 - сварные швы; 3 - щит подшипниковый; 4 - штифт; 5 - отверстие под штифт; 6 - канал для опорного стержня; 7 - опорный стержень; 8 - рым-болт; 9 - внутренняя резьбе в стержне; 10 - болт; II - охлаждающие каналы; 12 - лист статора I н-I СП I воздуха по каналам - статорному и междуполюсному роторному.

Измерение величин oL этих генераторов способом [2.42] показало, что они находятся в пределах 167 (для лобовых частей статора) - 100 (для обмотки возбуждения) ВТ/°С м^ - по поверхностям, омываемым воздухом от междуполюсных каналов. Эти значения намного больше величин cL поверхностей, омываемых воздухом статорных ка9 налов (30-40 Вт/ См). При перекрытии статорных каналов измеренный расход воздуха снижался всего на 16-26,5$. При этом величины оС поверхностей, до перекрытия омываемых воздухом каналов статора, и так незначительные, понизились лишь вдвое. Таким образом, находит объяснение выявленная малость эффекта статорных каналов в охлаждении данных СГ (и подобных им по мощности, геометрии, электромагнитным и тепловым нагрузкам). Тем самым, выявляется возможность отказа от статорных каналов в БСС серии ОС, вследствие чего конструкция может быть существенно упрощена.

Эмпирически было установлено [2.1l], что достаточно эффективное охлаждение без статорных каналов в подобных машинах сохраняется при дополнительных условиях, вполне выполнимых для проектирования и производства: в пазах железа ротора свободное от обмотки возбуждения (и ее деталей) сечение, образующее вентиляционный канал, должно составлять от площади паза не менее 35$ (У габарит),40$ (УП) и 45$ (IX); многорядные катушки возбуждения должны быть качественно намотаны под натягом. Их конструкция, пропитка и цементация должны обеспечивать монолитность при работе; отношение суммарного вылета обеих лобовых частей статорной обмотки и длины пакета должно быть ^ h Я1 + Ьля)^/ £ KFe ^ ОД»

Здесь и далее (с учетом разработанного в работе способа прессовки пакетов ИМ) буквенные обозначения со стрелкой вверху условно показывают: —- значение величины при сжатии ШМ; - при разжатии.

Идея бесстанинности статора проявилась еще в 1923 г., когда Шарлоттенбургом была предложена [б.7] облегченная станина, выполненная в виде стального каркаса, собранного с помощью заклепок или болтов. Но она не нашла применения из-за высокой трудоемкости и стоимости материалов.

В ряде известных конструкций БСС пакет ШМ совместно с ТП собирались посредством: заклепок [б.1з]; винтов [б.б]; болтов или шпилек [б.18]; гофрированных полос [б.4], или полос со специальным профилем [ 5.э], которые при прессовке в продольные профильные наружные канавки пакета распрямлялись, фиксируя листы с плитами; обычных полос [б.Il] или стержней [5.1(3, впрессованных в наружные канавки ШМ, загибающихся на торцы ШМ; стержней (установленных свободно в наружных канавках ШМ), концы которых сваривались с торцевыми плитами [б.2о] и др.

Эти БСС нашли применение в основном в микромашинах и в АД малых мощностей.

Известны также конструкции БСС [б.19, 5.22 и др.] с охлаждающими наружными ребрами, сборка которых осуществляется заливкой алюминиевым сплавом под давлением. Высокие конечные давления в пакете, приводящие к существенному (до 46%) росту потерь в стали в сравнении с исходными потерями [2.19], а также недостаточная мощность литейных машин препятствуют распространению этих конструкций на машины больших габаритов.

Конструктивно более жесткими и работоспособными для машин до 100 кВт являются БСС, в которых ЭК - полосы сварены как с ТП, так и с пакетом ШМ по всей его длине [б.16, 5.2l]. Работоспособными являются и конструкции ШМ и БСС [б.8, 5.1б], замоноличиваемых без ЭК - клеем [б.12, 5.17 и др.] , а также сварными швами [2.13, 2.14, 2.30, 2.39 и др.] .

Рассмотрение разнообразных конструкций БСС, предназначенных для АД, применительно к СГ до 100 кВт, показало, что целесообразно особо остановиться на анализе двух характерных конструкций: по патенту № I0440I (ЧССР) [ 5.2l] и фирмы BuBfi motois (Англия).

В первой (рис.1.3) - пример традиционного подхода - ШМ (I) за-моноличен между двумя стальными ТП (2), с замковыми выточками (3) для подшипниковых щитов. Плиты притянуты стальными же ЭК, могущими служить и охладительными ребрами (4). Воедино пакет, ТП и ЭК скреплены сварными швами (5). Конструкция характерна чрезмерным использованием стаж (массивные ТП) и ручной сварки.

Вторая же конструкция - пример нетрадиционности (рис.1.2). В ней пакет ШМ (I) замоноличен отдельно - без применения ТП и ЭК: сначала аксиальными наружными сварными швами (2), затем пропиткой пакета в клеяще-изолирующем составе, с последующей сушкой-запеч-кой в подпрессованном состоянии. Неприменение ЭК и ТП снижает металлоемкость БСС, но отсутствие ТП вынуждает вместо обычного испытанного замкового соединения со щитами (3) использовать экзотичное и трудноосуществимое (по точности) в условиях серийного производства СГ сочленение. При нем щит и пакет от радиального смещения фиксируются соединением штифт (4) - отверстие (5), а от аксиального - упором на свободно проходящие сквозь каналы (6) в углах пакета торцы стальных опорных стержней (7). В стержни ввинчиваются рым-болты (8)предусмотрена и внутренняя резьба (9) для привинчивания щита болтами (10).

Характерен и наружный прямоугольный контур листа, углы которого использованы для конструктивных функций - для проведения охлаждающего воздуха через статорные каналы (II), для установки штифтов и опорных стержней. Недостатком следует считать то, что контуры листа (12) сложны, а участки в его углах не несут дополнительную и целесообразную здесь (при 2р=4 ) функцию снижения МДС и потерь в спинке использованием рассыщения в углах. В данном

Рис.1.3. Конструктивная схема бесстанинного статора асинхронного двигателя по патенту )h I0440I [5.2l](ЧССР). I - пакет; 2 - плита торцевая (стальная); 3 - замковая выточка; 4 - элемент крепления; 5 - сварочный шов случае это было бы осуществимо без завышения заготовительной массы динамной стали. Недостаток таких БСС - в низком коэффициенте а также в неприемлемой для серийного производства технологии сборки пакета.

Особенности и недостатки характерных БСС были учтены при разработке новой конструкции.

В конструкции БСС для СГ серии ОС для облегчения ее выпуска необходимо было сохранить основные материалы и процессы, ныне используемые в серийном производстве общепромышленных СГ до 100 кВт. В нем применение литой стали, монолитизации пакета склеиванием -исключено; использование стального проката и малопроизводительной ручной сварки - ограничено; несложная автоматизация в процессах прессовки и сварки пакетов - целесообразна. При этом пакеты статора собираются из цельноштампованных листов горячекатаной динамной стали, покрываемой изолирующим лаком. Производственные ограничения усложняют разработку приемлемой конструкции. "Запрет" на сталь принуждает для корпусных деталей БСС ограничиваться обычным серым чугуном, из-за несвариваемости которого осложняется сборка, а хрупкость и непрочность при изгибе - завышают массу БСС. Преимущественное использование лакированных листов снижает качество сварных швов по пакету.

В итоге, для проектирования БСС СГ до 100 кВт могут быть сформированы следующие основные конструктивно-технологические требования [2.ю]:

1. Уровень показателей технологичности должен превосходить станинное исполнение, с возможностью широкой механизации (автоматизации) процессов литья, прессовки-сварки пакета и сборки БСС;

2. Конструкция должна обеспечивать генерацию электроэнергии высокого качества, притом без ощутимых добавочных потерь в конструктивных контурах;

3. Статорные вентиляционные каналы должны отсутствовать. Но при этом должны выполняться оговоренные выше условия, приведенные

4. Контур листа должен быть выполнен некруговым, - с утолщенной спинкой в углах для рассыщения магнитопровода и базирования конструктивных элементов;

5. БСС должен изготовляться из материалов, применяемых в производстве общепромышленных СГ до 100 кВт;

6. Металлоемкость конструктивных элементов должна быть заметно снижена;

7. Должны быть стабильно обеспечены требуемые прочность, жесткость, монолитность пакета и цилиндричность формы его расточки -обычными для производства СГ технологическими операциями;

Q, Должна быть обеспечена в допустимых пределах расчетная длина fikFe и практическая равнотолщинность пакета (входящие в осевую размерную цепь машины), при неизменной расчетной массе (ClKFe ) и практически небольшом росте потерь в стали, обусловливаемых, в итоге, давлением в пакете.

Таким образом, одна из целей данной работы - разработка БСС для СГ до 100 кВт, конструкция которого удовлетворила бы заданным требованиям (по пунктам 1-8).

1.2. Конструкции явнополюсного ротора синхронных генераторов до 100 кВт. Формирование требований к разрабатываемой конструкции

Распространенными конструкциями явнополюсных роторов (РЯ) в современных серийно выпускаемых СГ до 100 кВт являются РЯ с неразъемным и с разъемным шихтованными магнитопроводами. Последние можно подразделить на РЯ: также со съемными полюсами; со съемными полюсными наконечниками.

РЯ с неразъемным магнитопроводом применены в СГ типа ДГФ (рис.1.4).

Наиболее характерным представителем РЯ со съемными полюсами является конструкция с привинчиваемыми полюсами (СГ типа ГСФ, МСС - рис.1.5), а со съемными полюсными наконечниками - РЯ с гребенчатыми наконечниками (СГ типа ЕСС, ЕСС5 - рис.1.6).

Особенности этих характерных конструкций РЯ общепромышленных серийно выпускаемых машин приведены в сводной таблице I.I.

Как видно из таблицы I.I, в конструкциях РЯ с неразъемным маг-нитопроводом и с привинчиваемыми полюсами успешно решен вопрос установки технологичной и эффективной демпферной обмотки. Однако при "неразъемном" РЯ малопроизводительна (для коэффициента полюсного перекрытия cL ^ 0,6 ) или трудноосуществима (при (А^0,75) намотка обмотки возбуждения. При "привинчиваемом" РЯ - значительны металлоемкость конструкции (бочка вала, массивные винты) и трудоемкость по мехобработке и сборке; форма кривой напряжения недостаточно удовлетворительна и нестабильна (по сравнению с РЯ с крестовиной) из-за трудности симметрической установки отдельных полюсов на валу ротора.

Там же показано, что в "гребенчатом" РЯ наряду с общей технологичностью конструкции, меньшей металлоемкостью и со стабильной формой кривой напряжения, практически не решен вопрос установки приемлемой демпферной обмотки, а ЩС возбуждения из-за дополнительных зазоров весьма нестабильна и велика.

Поскольку в современных серийных СГ до 100 кВт на 50 Гц необходимы: установка роторных (в основном для улучшения качества электроэнергии) демпферов; устранение нестабильности формы кривой напряжения и тока возбуждения; повышение общей технологичности

Рис.I.4. Конструктивная схема явнополюсного ротора с неразъемным магнитопроводом, применяемая в СГ типа ДГФ.

I - магнитопровоя; 2 - Еал; 3 - обмотка возбуждения; 4 - демпферная обмотка

Рис.1.5. Конструктивная схема явнополюсного ротора со съемными полюсами (привинчиваемое исполнение), применяемая в СГ серии МСС я типа ГС1?.

I - полюс; 2 - вал; 3 - бинт; 4 - обмотка возбуждения; 5 - тгемпгзрная обмотка

Рис.1.6.Явнополюсный ротоп "гребенчатой" конструкции со съемными полисными наконечниками (СГ типа ЕСС-82-У2 30 кВт, ioOQ об/мин, 50 Гц).

I - ярмо; 2 - зал; 3 и 4 - низкая и высокая крестовины (листы);5 -полюсный наконечник; 6 и 7 - низкий ^и ^ высокий пакеты; 8 - шпилька.

Рис.1.7. Конструкция демпферной обмотки явнополвсного "гге-бенчатсго" сотспа синхооняой машины. (А.с. :е 400952 ire [5.11).

Г - пакет из высоких 'гистсз; 2 - пакет из низких листов; 3 - полтхзнай наконечник; 4 - земпхе инк£ стержень; 5 - семпс&ерная пластина; 6 - пемптерная пластина.

Таблица I.I

Особенности характерных конструкций явнополюсных роторов (РЯ) с ШМ общепромышленных серийно выпускаемых СГ до 100 кВт

Ml Достоинства пп Тип Недостатки

I 2 3 4

I. РЯ с неразъемным I. Небольшая трудоемкость по сборке маг- I. Сложность и трудоемкость магнитопроводом - нитопровода. как намотки, так и ремон

- рис.1.4 (лист- 2. Легкость установки технологичной и та обмотки возбуждения крестовина с полюс- эффективной демпферной обмотки. непосредственно на магниными наконечниками) 3. Высокая надежность обмотки возбужде- топроводе даже при коэфния. фициенте полюсного пере

4. Стабильность формы кривой напряжения крытия с^ 0,6 (ДШ).При и тока возбуждения, минимальный уро- оU 0,75 (СГ серии ОС) вень последнего. намотка вообще трудноосу

5. Возможность отказа от обточки ротора ществима. в производстве. 2.Неудобство от пропитки

6. В связи с этим сравнительная легкость обмотки возбуждения вмесобеспечения начального самовозбуждения те с магнитопроводом. путем использования магнитотвердой и труднообрабатываемой вставки в пакете

ШМ. I 2 3

2. РЯ со съемными по люсами - рис.1.5. (Полюс - ШМ, привинчиваемый К б 04' ке вала [1.з])

1. Намотка и пропитка обмот ки возбуждения в виде от дельного узла, резко облегчающая эти процессы.

2. Легкость установки техно логичной и эффективной демпферной обмотки.

Продолжение таблицы I.I 4

1. Высокая трудоемкость по механической обработке, непосредственно связанная со сборкой магнитопровода.

2. Повышенная металлоемкость конструкции (бочка вала, массивные винты).

3. Нестабильность и малоудовлетворите льность формы кривой напряжения.

4. Необходимость отдельной сборки нескольких громоздких и тяжелых шихтованных полюсов.

5. Сложность изготовления полюсов длиной свыше 300 мм с сохранением требуемой правильной геометрической формы.

6. Трудности в сборке тяжелых полюсов (с надетыми обмотками возбуждения) с валом.

7. Затруднения с надежным обеспечением достаточного напряжения для самовозбуждения.

Продолжение таблицы I.I

3. РЯ со съемными полюсными наконечниками -рис.1.6 ("гребенчатый* РЯ, лист ярма-кресто-вина, лист наконечни-ка-сегмент [1.з])

1. Намотка и пропитка обмотки воз- I. буждения в виде отдельного узла.

2. Сборка магнитопровода без дополнительной механической обработки ШМ.

3. Стабильность формы кривой напря- 2: жения.

4. Достаточно высокое остаточное 3. напряжение для самовозбуждения (сегменты - из тонколистовой конструкционной стали).

5. Отсутствие бочки вала, небольшое сечение элементов крепления, уменьшающие металлоемкость конструкции. 4.

6. Легкость сборки полюсных наконечников на крестовине из-за их небольшой массы.

Практическая невозможность установки технологичной и эф-эективной демпферной обмотки. Изобретение [5.l] также не решает эту задачу (см.рис.1.7) Чрезвычайная нестабильность тока возбуждения. Достаточно высокая трудоемкость сборки магнитопровода из-за необходимости чередования низких и высоких пакетов крестовины и сборки множества сегментов (наконечников) .

Повышенная затрата листового проката (сегменты наконечников изготавливаются из тонколистовой конструкционной стали) . го 00 конструкции, то выявляется настоятельная необходимость разработки новой перспективной конструкции РЯ.

С учетом анализа особенностей характерных конструкций (табл. I.I), в итоге, для проектирования перспективного РЯ могут быть сформированы следующие основные конструктивно-технологические требования:

1. Уровень показателей технологичности, превышающий показатели распространенных серийно выпускаемых характерных конструкций РЯ - "привинчиваемой" и "гребенчатой";

2. Конструкция магнитопровода должна допускать установку технологичной и эффективной демпферной обмотки, аналогичной РЯ "привинчиваемому" и "с неразъемным магнитопроводом";

3. Ярмо магнитопровода должно быть собрано из листов в виде крестовины для облегчения обеспечения чистоты формы кривой напряжения;

4. Стабильность ОДДС возбуждения, ее величина и металлоемкость нового РЯ должны быть лучше, чем в "гребенчатом". Уровень остаточного напряжения должен быть близок к нему;

5. Катушка возбуждения должна быть выполнена в виде отдельного съемного узла;

6. Должно быть обеспечено малометаллоемкое, нетрудоемкое и надежное соединение частей магнитопровода - на уровне, не уступающем "гребенчатому" РЯ;

7. Должна быть обеспечена требуемая жесткость магнитопровода и стабильность зазоров при работе машины;

8. Должны быть обеспечены расчетные длины пакетов ШМ при их неизменных расчетных массах и практической равнотолщинности.

Таким образом, целью работы является также и разработка перспективной технологичной конструкции явнополюсного ротора, удовлетворяющей заданным требованиям (по пунктам 1-8).

1.3. 0 качестве шихтованных магнитопровоцов (ШМ)

Анализ сформированных конструктивно-технологических требований (п.п.1-8) к перспективным конструкциям БСС и РЯ показывает существенную их общность. Наиболее общими, характерными как для БСС и РЯ, так и для ШМ вообще, являются требования п.п.7 и 8, которые относятся к обеспечению необходимого качества ШМ. В то время как требования п.п.1-6 являются достаточно ясными и конкретными, вопросы обеспечения требуемого качества ШМ, даже в постановочном плане, вызывают необходимость конкретизации и уточнения задач исследования.

Отдельные аспекты качества ШМ были и являются объектами рассмотрения ряда исследований. В связи с необходимостью одновременного обеспечения ряда показателей качества ШМ в перспективных конструкциях БСС и РЯ, ниже рассматривается состояние совокупности вопросов, относящихся к качеству ШМ.

Одной из важных задач в процессе проектирования и изготовления электрических машин является разработка технологичных конструкций ШМ с определенными показателями качества, обеспечивающими в производстве стабильные уровни как основных электромагнитных и энергетических показателей машин, так и длин пакетов, что создает необходимые условия для механизации (автоматизации) процессов их сборки.

В связи с тем, что от качества сборки пакета ШМ существенно зависит также и возможность механизации последующих операций (изолировки пазов, намотки и др.), то ШМ можно отнести к одному из основных узлов машины, во многом предопределяющим ее производственно-экономические показатели [i.is]. Так например, увеличение коэффициента kFe пакетов ШМ статора и ротора АД (4A90L 4) от 0,95 до 0,96 обеспечивает экономический эффект свыше 300 тыс. руб. на 1млн. двигателей, и может дать экономию меди ~ 9% [2.2в].

Рассмотрение работ I968-I97I гг. [2.24, 2.29 и др.] , относящихся к технологии сборки пакетов ШМ и обеспечению их качества, показало, что к сердечникам и листам статоров АД предъявлялись разноречивые и часто необоснованные требования: отклонение массы сердечника в обе стороны не более массы одного листа; отклонение длины сердечника от 0,5 до 4 мм или в пределах 0,5 мм; требования к точности размеров листов были необоснованно разнообразны; на чертежах листов в большинстве случаев не указывались допустимые высоты заусенцев и толщины электроизоляционного покрытия; на чертежах сердечников отсутствовали (либо давались необоснованные) величины давлений прессовки; отсутствовал также ряд требований по точности геометрических размеров сердечников.

В настоящее время столь различные, неполные и, в ряде случаев, малообоснованные требования продолжают предъявляться также к листам и сердечникам серийно выпускаемых СГ до 100 кВт. А отсутствие обоснованных и унифицированных требований к листам и ШМ СГ сдерживает разработку как базовых надежных конструкций и типовой технологии изготовления ШМ, так и специального несложного оборудования для механизации (автоматизации) сборочных работ.

Определение обоснованных требований к листам и ШМ вообще и их обеспечение - достаточно сложные задачи, зависящие от многочисленных и разнообразных по сочетаниям величин факторов, и нуждающиеся во всестороннем рассмотрении [l.I5]. Конечной целью их решения является повышение качества ШМ и электрических машин в целом.

До настоящего времени еще не сформирован комплекс показателей качества (КПК), достаточно полно характеризующий качество ШМ электрической машины.

Вместе с тем, как показано в нижеприведенном анализе известных данных, основная тематика задач по исследованию ШМ АД, в ее разрозненном и часто недостаточно взаимно связанном вице, касается: уточнения допускаемых отклонений массы и длины пакета ШМ; уточнения расчета величины остаточного усилия разжатия пакета; обеспечения условий сохранения стабильной плотности пакета при длительной работе; определения влияния различных КТФ на рост потерь в стали ШМ; обеспечения необходимой точности геометрических размеров пакета (размеров пазов в свету, цилиндричность расточки и др.); уменьшения влияния разнотолщинности листов на разнотолщин-ность пакета ШМ, особенно в пакетах, заливаемых алюминиевым сплавом.

Перечисленная тематика задач в значительной мере охватывает основные показатели качества ИМ.

Рассмотрим результаты этих исследований.

А. Фактические отклонения в массе или длине пакета ШМ. Стабильное обеспечение расчетных длин пакетов ШМ с допустимыми отклонениями является необходимым условием механизации (автоматизации) процессов сборки пакетов (особенно заливаемых алюминием [l.I5, 2.30, 2.32, 2.35, 2.36, 2.39, 2.40, 2.46 и др.] ) и обмо-точно-изолировочных работ. А стабильное обеспечение расчетных масс и длин - является одним из основных условий стабильности электромагнитных и энергетических показателей машины [ 2.14,2.37, 2.38 и др.] .

Зависимости, приведенные в [l.3, I.I5, 2.24, 2.29, 2.38 и др.], выражающие соотношение между массой и длиной пакета ИМ,.в итоге можно записать в виде:

CkFe = S ^FekFe fikFe » (I.I) где S - площадь поверхности листа, см- плотность динамной стали, г/см^; Кре - заданный коэффициент заполнения пакета сталью; GKFe(r) ntlta (см) - расчетные значения массы и длины пакета ШМ, соответствующие заданному значению коэффициента Kfe .

В [l.I5] коэффициент Kfe в зависимости (I.I) воспринимается и как относительная материалоемкость (М) ШМ.

Отечественный опыт показывает [2.29], что при сборке ШМ,рассчитанных по (I.I) и прессуемых рекомендуемыми в литературе давлениями прессовки, требуются корректировки их массы или длины. Это вызвано наличием технологических погрешностей в производстве [1.I5] и применением недостаточно обоснованных для каждого ШМ фиксированных давлений прессовки.

Такое же положение констатируется и в зарубежных публикациях, обобщенных в [2.29]. Например, фирмой "НоУбЧ " (Англия), а также различными фирмами ГДР, США ( Qene'ftid E8ectxic ) и Японии, после дозировки пакета по длине под некоторым давлением, производится предварительная опрессовка пакета (например, давлением 30 МПа - ГДР), корректируется его длина (добавлением или снятием листов оператором или автоматически [2.30, 2.32, 2.35, 5.6 и др.] ) и затем производится окончательная прессовка и скрепление пакета. Аналогичная же технология принята также в массовом производстве АД серии 4А (СССР) [2.30, 2.35, 2.36, 2.39 и др.].

Для одновременного обеспечения массы и длины пакета ШМ в СССР[ 2.29, 2.4б], США и Англии [2.29] в отдельных случаях применяют дозировку ШМ по массе, с последующей опрессовкой их по жесткому упору. При этом способе фактические значения остаточно

Факт. ост ) в повторяемых в производстве ШМ будут существенно отличаться друг от друга. Это приводит к заметным отклонениям в потерях стали, а также неоправданно большим сечениям ЭК и ТП в ШМ.

В [2.24] рассмотрено влияние производственных фактических отклонений величин fce , S и HFe на разброс массы и длины пакета ШМ электродвигателей серии А0Л2 при давлениях прессовки Цпрссс< = = 3 f 10 Ша. Целью [2.24] было определение фактических вежчин отклонений массы ( QKFe ) и джны ( йKFe ) пакетов при сборке, а также выявление возможности механизации (автоматизации) процесса сборки ШМ.

По [2.24] итоговые отклонения величин GКре или Вире от расчетных составляют 4,2$. А это означает, что фактические отклонения джны иж массы пакета ШМ в 5-10 раз больше допускаемых по чертежу [2.24, 2.2э].

В итоге авторы [2.24] приходят к заключению, что при изготовлении АД (а значит и электрических машин вообще), ШМ которых рассчитаны по (I.I) и запрессованы рекомендуемыми в литературе давлениями - одновременное обеспечение заданных требований к точности массы и джны невыполнимо. В этих условиях, при настоятельной необходимости механизации сборочных работ, авторы, с учетом заметно большего вжяния отклонения длин ШМ на энергетические пока-затеж АД, чем массы [2.38], предлагают точно выдерживать джны ШМ, а на'массу расширить вежчины допускаемых отклонений. Разумеется, это приводит к дальнейшему расширению отклонений между нормируемыми и фактическими значениями электромагнитных и энергетических показателей машины.

Последующее развитие положений [2.24] привело к созданию методики расчета ожидаемой точности сборки пакетов ШМ [2.34, 2.37].

В [2.24] авторы ограничивались оценкой наблюдаемых в производстве двигателей А0Л2 фактических отклонений в величине KFe от изменений высоты заусенцев ( Ьз.), длины пакета (Л ), толщины (Пл.) и площади ( 5 ) жстов, а также в зависимости от нажчия и отсутствия изоляционного покрытия и конструктивных особенностей жста.

Однако коэффициент kfe зависит и от многих иных, не отмеченных в [2.24], факторов: от величин давлений прессовки, как предварительной ( фпресс. ). так и окончательной ( фпресе.); от способа крепления пакета ШМ; от качества поверхности и механических характеристик материала листа, его конфигурации и габарита; дефектов штамповки (например, вогнутость в зубцах - Ьбогн. ); свойств и толщины ( §из.) электроизоляционного покрытия и др. В встречающемся на практике расширенном диапазоне изменения перечисленных в [2.24] и отмеченных выше факторов в различных ШМ, отклонения длины при неизменной массе будут заметно большими, чем зафиксированные в [2.24].

Рассмотрение изменения коэффициента К Ре в этих условиях способствовало бы одновременному обеспечению на практике массы и длины пакетов ШМ, близких к расчетным значениям. Однако, чрезмерная трудоемкость такой работы сдерживает ее проведение. Но и при обеспечении расчетных значений массы и длины пакета ШМ, последний все еще нельзя считать качественным ввиду того, что потери в стали ШМ в этих условиях могут быть чрезмерно завышенными.

Согласно принятой в отечественной практике методике расчета пакетов ШМ, в соответствии с толщиной листа и видом его электроизоляции выбирается [l.I3, 6.1, 6.2 и др.] рекомендуемое значение КFe ( К Fe ), по которому производятся электромагнитные расчеты и определяется по (I.I) масса (или длина) пакета ШМ.

Самой сложной задачей, как видно из вышеизложенного, представ. .рек. ляется одновременное обеспечение в ШМ как коэффициента r\Fe следовательно, и близких к расчету значений массы и длины пакета), так и практически небольшого роста потерь в стали (Р ) в сравнении с исходными потерями отштампованного и изолированного листа.

Объясняется это в основном тем, что для обеспечения коэффици

Rperi.

Fe , как правило, требуется высокое давление прессовки, а для минимальных потерь в стали ШМ - небольшое. Поэтому совокупность рекомендуемых в [i.I, 1.3, 1.4, I.I5-I.I7, 2.12, 2.15-2.18, 2.25, 2.30, 2.36, 2.40, 2.44-2.46, 2.51 и др.] давлений прессовки изменяется в чрезмерно широких пределах (0,74-150 МПа), что существенно затрудняет их применение в качестве рекомендации для практических конкретных задач.

С учетом вышеизложенного и с целью создания условий для механизации (автоматизации) процессов сборки ШМ, в СССР и за рубежом широко применяется дозировка пакетов по длине. При этом предусматривается точная ручная или автоматическая корректировка длины пакета, а отклонения массы и потерь в стали не оговариваются.

Работы ВНИИТэлектромаш (г.Харьков) за 1970-1980 гг. в деле коренного усовершенствования технологии производства массово выпускаемых АД (в частности, серии 4А), в том числе и ШМ к ним в указанном направлении, оказались чрезвычайно плодотворными.

Но и при столь налаженном (механизированном) производстве ШМ АД в [2.33 J отмечается: "В условиях производства и при проектировании магнитопровоцов, состоящих из тонких листов, вызывают затруднения оценка соотношения массы и длины сердечников и выбор режимов опрессовки". Для решения этих задач, в соответствии с [l.I5, 2.1, 2.3, 2.4, 2.6, 2.33, 2.4в], требуются количественные данные об изменении длины в результате контактных деформаций при сжатии пакета.

С учетом этого, принятием сравнительно упрощенной схемы (учитывая только упруго-пластические деформации микронеровностей листов), в [l.I5, 2.33] выводится зависимость относительной материалоемкости - М (или коэффициента Rpe ) от сближения листов (или от деформации пакета), в виде:

М = - > «.2) hf<s + сц где М - относительная материалоемкость пакета (%)\ НFe — толщина листа (см) с идеально гладкой поверхностью контакта; значение сближения (см) реальной поверхности с идеальной плоскостью при давлении ^ .

Наряду с этим, за основу разработки технологии сборки ШМ принимается [l.I5], что при неизменном (фиксированном) давлении сжатия компенсатором погрешностей производства должен стать один из выходных параметров - масса или длина пакета.

Вышеизложенное показывает, что при такой постановке задачи даже при выдаче (с использованием зависимости (1.2)) обоснованных, но фиксированных давлений прессовки, процесс корректировки длин ШМ (повторяемых в производстве) сохраняется и одновременное обеспечение заданных отклонений массы и длины пакета невыполнимо.

На основании проведенного анализа приходим к заключению, что применение обоснованных давлений прессовки является необходимым, но недостаточным условием для одновременного обеспечения в производстве заданных отклонений массы и длины пакета.

Вторым, не менее важным условием одновременного обеспечения заданных отклонений массы и длины пакета является то, что выходные параметры - масса или длина не должны быть компенсаторами погрешностей производства. Роль компенсатора должен брать на себя технологический процесс прессовки пакета.

Иной подход к решению этой задачи показан в [2.5l]. Английскими исследователями в 1964 году изучались деформативные характеристики пакетов ШМ при их сжатии и последующем разжатии. Рассматривались ШМ, собранные как из круглых листов средних габаритов, так и из сегментов для более мощных машин. Цель заключалась в изучении особенностей деформации пакетов ШМ и в определении наименьшего давления прессовки, которое обеспечит должную плотность ШМ и позволит применять ЭК возможно малого сечения.

В [2.5l] рассматривались максимальные давления прессовки до C|mQX= 2 МПа. Согласно результатам основная усадка пакетов ШМ происходит до давления ^npe«r 0,35 МПа. Дальнейший рост давления прессовки сопровождался резким ростом сопротивления сжатия и уменьшением усадки пакетов. С учетом необходимости сохранения в пакете ШМ требуемой плотности при длительной работе машины, авторы предлагают применять (для всех встречающихся на практике ШМ электрических машин) давления прессовки - ^пресс. = 1,3 * 1,5 Ша.

На базе данных [ 2.51 ] для определения коэффициента Кре, в соответствующих британских стандартах, согласно [2.44], предусмотрено применение удельного давления прессовки ^пресс.= 0,35 МПа.

Применение небольшого однократного давления прессовки (^пресс = = 1,3 * 1,5 Ша) при сборке ШМ с различными исходными данными непременно приводит к различной и часто недостаточной плотности ШМ. Это неприемлемо в условиях длительной работы машины, особенно, когда листы имеют многократное (утолщенное) лаковое покрытие [2.44].

В итоге, из-за применения фиксированных давлений, важный вопрос обеспечения стабильных длин в повторяемых в производстве аналогичных ШМ в [2.5l] также не решается.

Таким образом, в настоящее время на практике одновременно не обеспечиваются расчетные значения массы ( Gkpe ) и длины (£kFe ) пакета ШМ. Основными причинами существенных (более чем на 4%, а по нашим данным - от 0,7 до минус 7,5% - см. 4.3) расхождений между расчетными и фактическими значениями G Kf€ (или fikFe ) являются применение фиксированных и недостаточно обоснованных для каждого ШМ давлений прессовки и принятие за компенсатор погрешностей производства выходных параметров - массы или длины пакета. Подобное расхождение имеет место и тогда, когда, с целью обеспечения и сравнительно небольших потерь в стали, предлагается [ 2.15,

2.16, 2.30, 2.46 и др.] применить предварительные высокие (рихтующие) давления ( tynpecc. = 13,7; 80 или 150 МПа) и окончательные-небольшие ( tynpeCc. = 3,9 или 6,7 МПа) - для скрепления пакета ШМ.

Для одновременного обеспечения величин 0 KFe и ?RFe , в первую очередь необходимо^определить обоснованное значение величины давления прессовки ( ЦгkFe ) для рассматриваемого ШМ, гарантирующего обеспечение заданного значения коэффициента KFe .

Несовершенство зависимости (I.I), выражающееся в отсутствии в ней взаимосвязи коэффициента kfe и деформации пакета ШМ (A?KFe), препятствовало определению обоснованных значений величин давлений . Действительно, в (I.I) величина Кре зависит лишь от весьма ограниченного числа КТФ, недостаточного для определения необходимой величины > обусловливающей как требуемое значение так и возможность обеспечения в пакете ШМ заданного коэффициента I^Fe . Из (I.I) следует, что

О OFe Ше

Введя же в рассмотрение очевидную зависимость

И KFe = £ ( Д Д Rfe ) (1.4) вместо (1.3) получим:

KFe =j3f GkFe, Sjh, }2(/j8kFe)] , <1.5) где дйкре - абсолютная деформация (см) ШМ, соответствующая давлению и к0эффициенту ^Fe.

В (1.5) уже учитываемся влияние основных КТФ (отмеченных выше) на KFe , так как лвкь (или вообще деформация ШМ - дЛ ): дЪре=i ( GkFe , S Jh ,5kF. Л KFe X., ll g.lH., Su«., A„ Aj>, kkX\ ^б) где

A,, A2, A5, A* и A5 - зависимости деформации (Л(d ) пакета ШМ (при ^ = COnst), соответственно, от КТФ, характеризующих: материал динамной стали; конфигурацию листа; габариты листа; свойства электроизоляционного покрытия; способ крепления пакета.

Зависимостями (1.5) и (1.6) в принципе можно определить необходимые обоснованные величины дйкре и Ч'КРе » гарантирующие обеспечение заданного коэффициента Kfe в каждом ШМ.

Однако, экспериментальное выявление сложной зависимости (1.6) по известной методике раздельного исследования влияния участвующих в (1.6) КТФ на величину A-HttFe чрезмерно трудоемко из-за множества исполнений ШМ на практике и многообразия сочетаний в них указанных КТФ с различными их величинами.

Поэтому требуется разработка нового подхода, существенно облегчающего решение задачи определения величины для ШМ с заданными конкретными исходными данными, что приведено в 2.3.1.Способ определения величины новым подходом приведен в 3.1.

Б. Об определении величины остаточного усилия разжатия пакета ШМ. В большинстве руководств по проектированию и прочностным расчетам электрических машин [ I.II, I.I3, I.I6, I.I7 и др.], с целью упрощения задачи, усилия, действующие на ЭК пакета ШМ, определяются с учетом широко применяемых на практике рекомендуемых пресс. = 0,7 -г 4,5 МПа.

Между тем, в готовых пакетах ШМ на ЭК фактически действуют совершенно иные усилия, обусловленные не давлением прессовки Цпресс., а остаточным давлением в пакете > величина кото

QpeK. " рого из-за разжатия пакета всегда меньше ^ПрвСс. и существенно зависит от способа его крепления. ^ ^

Определение фактического значения уос.т. ч otT. ) в собранном пакете необходимо не только для уточнения расчета сечений ЭК, но и для определения фактических значений показателей качества в гГфакт.

ШМ. С учетом этого точное определение величины ЧгосТ. в пакетах

ШМ приобретает важное значение.

В [1.3] приведена методика расчета величины остаточной силы Qoct. (следовательно и Qoct. ) для ШМ, собранных стяжными стержнями, приваренных концами к торцевым плитам.

Согласно [1.3] сила Qoct. определяется графо-аналитически и равна ординате точки пересечения характеристик упругости сжимаемого пакета ШМ и растягиваемого стержня.

Наряду с тем, что общий подход к решению задачи возражений не вызывает, методике [ 1.3 ] все же присущи следующие недостатки: значение Qoct. определяемое авторами принципиально не верно. Оно всегда больше, чем фактическое, так как для его определения по [l.3] вместо кривой разжатия (по которой фактически разжимается пакет ШМ после сварки стержней и устранения усилия пресса) используется кривая сжатия пакета ШМ; экспоненциальная аппроксимация зависимости относительной деформации ( ^ ) пакета ШМ от давления прессовки (Цгпресс. ) при 1МПа <■ ^QnpeccflO Ша, принятая в [1.4] в качестве характеристики упругости для сжимаемых пакетов ШМ вообще, заметно отличается от экспериментальных зависимостей в конкретных пакетах с их чрезвычайным разнообразием. В практике встречаются разные ШМ с различными исходными данными, рекомендуемые давления прессовки которых, как показано выше, изменяются в иных и более широких пределах (от 0,7 до 150 МПа), чем рассмотренные авторами.

В итоге отметим, что для повышения точности определения вели/Л факт. чины 4ост. необходимо устранить выявленные упущения методики

1.з].

В. Стабильность плотности пакета ШМ при длительной работе машины. Помимо стабильности в длине и массе, стабильность плотности пакета ШМ при длительной работе машины является важным показателем его качества.

Основными причинами расслабления пакета ШМ при длительной работе машины по [2.44] являются: разноплотность пакета ШМ, вызванная разнотолщинностью листов, особенно в сравнительно длинных пакетах; значительная суммарная толщина межлистового лака, подверженного усадке под воздействием длительного нагрева машины в условиях рабочего режима; интенсивность нагрузок на железо ШМ, создаваемая электромагнитными силами, которые растут с ростом мощности машины.

Опытным путем установлено [2.44], что при температуре Ю0°С и давлении в пакете 0,7 МПа, ШМ с однократно лакированными листами после 24-х часов работы сократился по длине на 0,1$. При двукратном лакировании листов и длительной работе машины с вибрацией сокращение длины ШМ достигла уже 0,3$.

В [2.44] считается нецелесообразным для повышения плотности пакета ШМ увеличивать давление его прессовки выше 1-2 МПа, так как при этом согласно [ 2.51] практически прекращается сокращение длины пакета. В [2.44]считается также, что применение сравнительно больших давлений прессовки приведет как к разрушению лакового покрытия и нарастанию проводимости между листами, так и к необходимости применения громоздких ЭК.

Обеспечениестабильной плотности пакета ШМ в условиях небольшого давления <2 МПа) автор [2.44] видит в применении сложной технологии монолитизации пакета ШМ с помощью клеевого соединения лакированных листов, в настоящее время малоприемлемой для серийного производства.

Рекомендация [2.44]по ограничению давления (Q< 2 МПа) из-за предполагаемых прекращения деформации пакета ШМ и разрушения лакового покрытия представляется малообоснованной. Поэтому ниже приводятся дополнительно еще и результаты исследований по определению влияния на потери в стали различных КТФ, в том числе давления прессовки.

Г. Влияние различных конструктивно-технологических факторов (КТФ) на рост потерь в стали ШМ. Рассмотрим результаты известных исследований по определению влияния различных КТФ (давления прессовки (^пресс.) > амплитуды магнитной индукции (В ), толщины электроизоляционного покрытия () листа и высоты заусенцев (Ьз.)) на удельные потери в стали (Р ) ШМ. Рассмотрение этих результатов показывает, что: влияние указанных КТФ на изменение удельных потерь в стали ШМ определено разными исследователями на различных марках динамной стали в основном при несовпадающих и узких пределах изменения факторов, что затрудняет обобщение и применение результатов для решения конкретных практических задач; в работах по определению влияния давлений прессовки на потери в стали [2.17-2.19, 2.21, 2.25, 2.45, 2.50 и др.] приводятся результаты, заметно отличающиеся друг от друга; влияние магнитной индукции в широком диапазоне ее изменения ( Б = 0*1,5 Тл ) изучалось [1.9] при отсутствии прессующего давления, тогда как пакеты ШМ собираются при определенных давлениях прессовки; влияние толщины (или привеса) лакового покрытия рассматривалось [ 2.23 ] на одной марке лака, в узком диапазоне изменения прессующих давлений (tynPecc.= 0 * 6,7 МПа) и при одном значении индукции В = 1,5 Тл , несмотря на существенную роль межлистовой изоляции в снижении потери в стали [l.3, 2.17, 2.18, 2.25 и др.] ; влияние высоты заусенцев определено в основном на неизолированных листах в пределах изменения hу = 0,1 * 0,35 мм и ^„Ресс.= 0 -г 20 МПа [2.17, 2.25 и др.] , в то время как в сердечниках якорей электрических машин широко применяются изолированные (лаком или оксидной пленкой) листы, а допускаемые чертежами высоты заусенцев на них не превышают величин ta. = 0,03 -г 0,1 мм (например, на листах СГ мощностью до 100 кВт Ьз. £ 0,03 мм); рекомендуемые в литературе [ I.I, 1.3, 1.4, I.I5-I.I7, 2.12, 2.15-2.18, 2.25, 2.30, 2.36, 2.40, 2.44-2.46, 2.51 и др.] величины давлений прессовки ШМ, обеспечивающие приемлемые потери в стали и возможно высокие коэффициенты kFe . существенно отличаются друг от друга (от 0,7 до 100-150 Ша), что крайне затрудняет их использование; в [2.15, 2.17, 2.18, 2.25, 2.4б] выявлено (и подтверждено автором в главе УТ) существенно важное явление - восстанавливаемость первоначальных (соответствующих Цпре«. = 2 + 4 Ша) низких потерь в стали, после предварительного сжатия пакета ШМ высокими давлениями ( ^пресс. = 20 Ша, и даже до 100 * 150 и последующем снижении его до прежних величин - ^ =44-2 МПа*. Эти исследования не подтвердили опасений, высказываемых в [2.44] о разрушении лакового покрытия при высоких давлениях прессовки; при давлениях 1-2 Ша практически не прекращается сокращение длины пакета вопреки отмеченному в [2.51]. Так например, при повышении величины Цпрасс. от 0,5 до 5 Ша длина пакета уменьшается на 2,5% [2.I7], а от 0,5 до 20 Ша - даже на 4% [2.1в].

С учетом этого и предыдущего пунктов приходим к заключению, что отказ от применения высоких давлений прессовки для обеспечения в пакете ШМ стабильной плотности при длительной работе машины [2.44]необоснован. Это позволяет расширить область рассматриваемых давлений для обеспечения качества ШМ; в ШМ из изолированных листов без заусенцев при индукции В = 1,5 Тл и повышении давления до 10 Ша, потери увеличиваются на 3-3,5% [2.25], а наличие заусенцев высотой Ьз. = 0,1 мм даже Далее для краткости применяется - "восстанавливаемость первоначальных низких потерь в стали". на неизолированных листах при Qпресс. = 20 МПа увеличивает потери всего на 3-5$ [2.17, 2.2б]. На основании этого можно плагать,что hmax

Ъ. = 0,1 мм и давлениях ^ = 1,5*2 МПа потери повысятся незначительно - менее чем на 3-5$.

Д. Обеспечение практически необходимой точности геометрических размеров пакетов ШМ (размеров пазов в свету, цилиндричность расточки и др.). Ввиду подробного изучения [1.4, 2.20, 2.30 и др.] и практического подтверждения их обеспечения далее этот вопрос в работе не рассматривается.

Е. Уменьшение влияния разнотолщинности листов на разнотол-щинность пакетов ШМ (особенно в пакетах, заливаемых алюминиевым сплавом). С этой целью отдельными фирмами Японии и ФРГ вводится операция деления общего пакета на несколько четных (2 или более) пакетов с их последующим взаимным разворотом на 180° [l.15,2.32]. Такая операция введена также в автомате П2Р-2 (для сборки сердечников роторов) и в автоматической линии (JICIC-I20) сборки сердечников статоров, разработанных во ВНИИТэлектромаш [l.I5], Однако введение такой операции пока не нашло широкое применение, так как оно связано с высокой точностью изготовления штампов, предназначенных для вырубки листов ШМ. С учетом этого, целесообразно изыскать более простые способы решения этого вопроса с практически приемлемыми результатами.

В итоге отметим, что рассмотренные выше материалы подтверждают актуальность и недостаточность решения задачи по обеспечению требуемого качества ШМ.

1.4. Цель работы

Обобщая итоги подразделов I.I-I.3, можем сформулировать цель работы. Ею является разработка и реализация новых технологичных конструкций бесстанинного статора и явнополюсного ротора с заданным качеством магнитопровода для синхронных генераторов до 100 кВт (на 50 Гц, 1500 об/мин).

Как видно, для решения конструкторской задачи и, тем самым, достижения поставленной цели, выдвигается и общая для электромашиностроения важная технологическая задача - обеспечение требуемого качества ШМ.

Результаты и выводы

1. Проанализированы конструкции и выявлены недостатки традиционных станинных статоров и явнополюсных роторов (РЯ) синхронных генераторов до 100 кВт на 50 Гц, 1500 об/мин (СГ), а также технологии изготовления их шихтованных магнитопроводов (ШМ).

2. Показано, что в новой серии СГ типа ОС до 100 кВт эти недостатки могут быть устранены, если вместо традиционных конструкций статора и ротора разработать новые технологичные конструкции бесстанинного статора (БСС) и явнополюсного ротора (РЯ), с одновременным обеспечением требуемого качества магнитопровода.

3. Сформированы конструктивно-технологические требования к этим новым конструкциям БСС и РЯ.

В этих требованиях существенную роль играют вопросы обеспечения требуемого качества ШМ.

4. В известных исследованиях, относящихся к обеспечению требуемого качества ШМ, до настоящего времени: не сформирован комплекс показателей качества (КПК), характеризующий качество ШМ; из-за отсутствия методик определения необходимых величин давлений прессовки для ШМ с различными исходными данными, выявленное существенно важное явление - восстанавливаемость первоначальных низких потерь в стали при последовательном применении высоких и затем пониженных давлений прессовки - используется недостаточно в решении задачи обеспечения КПК в ШМ; в связи с несовершенством известной зависимости по определению соотношения массы и длины пакета ШМ (отсутствие взаимосвязи коэффициента KFe и деформации пакета ШМ) и применением из-за этого недостаточно обоснованных фиксированных давлений прессовки, расчетные длины пакетов ШМ обеспечиваются на производстве за счет корректировки (вручную или автоматически) массы; вопросы обеспечения КПК в ШМ не всегда связываются с конструкцией и со способами крепления последних, несмотря на то, что именно они предопределяют возможность обеспечения КПК в ШМ; из-за нерешенности отмеченных выше вопросов, не была поставлена задача одновременного обеспечения расчетных масс и длин пакетов ШМ, практически небольшого роста потерь в стали ШМ по сравнению с их исходными значениями, необходимых жесткости, плотности и равнотолщинности пакетов ШМ.

5. Выявлены причины невыполнения и сформированы необходимые условия одновременного обеспечения заданных отклонений массы и длины пакетов ШМ.

6. Выявлена взаимосвязь между коэффициентом HFe и деформацией пакета ШМ, позволяющая определить необходимое давление Q^Fe, обеспечивающее заданное значение kFe в пакете ШМ. Полученные зависимости сложны и для облегчения определения требуемой величины

Kfe требуется разработка нового подхода.

7. На основе рассмотренных материалов сформулирована цель работы. Для достижения этой цели ставится важная и общая для электромашиностроения технологическая задача - обеспечение требуемого качества ШМ.

ГЛАВА П ОБОСНОВАНИЕ И ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ ПО КОМПЛЕКСНОМУ ОБЕСПЕЧЕНИЮ ПОКАЗАТЕЛЕЙ КАЧЕСТВА ШИХТОВАННОГО

МАГНИТОПРОВОДА

На основании критического анализа состояния вопроса по обеспечению отдельных показателей качества ШМ (см.1.3), ниже формируется комплекс показателей качества (КПК), характеризующий качество ШМ, и выявляются основные причины, препятствовавшие его обеспечению. С учетом этого приводится обоснование и постановка задачи по обеспечению КПК в ШМ.

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ

Результаты проведенных в работе исследований позволяют сделать следующие основные выводы:

I. В научно-методическом плане

1. Разработан метод обеспечения комплекса показателей качества (КПК) пакетов шихтованных магнитопроводов (ШМ) при серийном производстве синхронных генераторов (СГ) до 100 кВт использованием де-формативных характеристик пакетов. На базе этого рассмотрен принцип обеспечения КПК в пакетах ШМ с автоматической корректировкой усилия при прессовке.

2. Разработана методика ускоренного определения допустимых пределов изменения величин конструктивно-технологических факторов, при которых обеспечивается заданное качество пакетов ШМ.

3. Предложен эффективный способ прессовки пакетов ШМ, основанный на использовании свойств пакетов, деформированных при многоступенчатых циклах "сжатие-разжатие" с возрастающими максимальными давлениями прессовки; выявлены необходимые характерные давления, обеспечивающие заданные показатели качества пакетов ШМ, и разработаны способы, определяющие требуемые величины этих давлений.

4. Решена в целом, применительно к СГ новой серии ОС, задача по технологическому обеспечению в производстве КПК пакетов ШМ, чем гарантируется стабильность технических параметров генераторов.

5. Полученные научно-методические результаты и рекомендации могут найти применение при проектировании и производстве других типов электрических машин, пакеты ШМ которых собираются из цельно-штампованных листов (асинхронные двигатели, синхронные генераторы на повышенные частоты вращения и др.).

6. Разработана методика расчета бесстанинного статора (БСС) на жесткость и прочность с учетом обеспечения КПК в ШМ.

П. В конструктивно-технологическом плане

7. Разработаны технические требования к конструкциям пакетов ШМ и классификация по способам их крепления, позволяющие выдать практические рекомендации по обоснованному выбору конструкций пакетов ШМ, гарантирующих обеспечение заданных показателей качества.

8. Предложена, разработана и внедрена в производство новая конструкция и технология изготовления бесстанинного статора для всех типоисполнений СГ серии ОС, благодаря чему по сравнению с СГ серии ЕСС (например, СГ 30 кВт) достигнуто повышение качества и надежности генераторов, снижение материалоемкости (например, по удельной материалоемкости чугунного литья примерно в 2 раза) и трудоемкости изготовления.

9. Предложена (а.с.А^ 633II3), разработана и прошла испытания в опытных образцах новая конструкция и технология изготовления явнополюсного ротора (РЯ) для всех типоисполнений СГ серии ОС, обеспечивающего, по сравнению с роторами с привинчиваемыми полюсами (например, СГ ОС 30 кВт), стабильное качество магнитопрово-да, значительное снижение расхода черного проката (на 60%) и трудоемкости (на 30%).

10. Разработаны технологические требования и рекомендации для создания полуавтоматического оборудования по прессовке-сварке пакетов ШМ, обеспечивающего заданные показатели качества пакетов, без корректировки их длины; первый полуавтомат для пакетов БСС, разработанный во ВНИИКЭ, внедрен на ПО "Армэлектромаш".

11. Экономический эффект от внедрения новых конструкций узлов статора и ротора СГ серии ОС только за счет снижения материалоемкости и трудоемкости по ПО "Армэлектромаш" составляет: для БСС - 500 тыс.руб. в год, для РЯ - 700 тыс.руб. в год.

1.1. АНТОНОВ М.В., ГЕРАСИМОВ Л.С. Технология производства электрических машин. - М.: Энергоиздат, 1982. - 512 с.

2. АНУРЬЕВ В.И. Справочник конструктора-машиностроителя. М.: Машиностроение, 1968. - 688 с.

3. ВИДЕМАН Е., КЕЛЛЕНЕЕРГЕР В. Конструкция электрических машин: пер. с нем. /Под ред.Б.Н.КРАСОВСКОГО. Л.: Энергия, 1972. -520 с.

4. ВИНОГРАДОВ Н.В. Производство электрических машин. М.: Энергия, 1970. - 288 с.

5. ВОЛЬДЕК А.И. Электрические машины. М.-Л.: Энергия, 1974. -840 с.

6. Детали машин /Под ред.В.А.ДОБРОВОЛЬСКОГО. М.: Машиностроение, 1972. - 598 с.

7. ДЕТИНКО Ф.М., ЗАГОРОДНАЯ Г.А., ФАСТОВСКИЙ В.М. Прочность и колебания электрических машин. Л.: Энергия, 1969. - 440 с.

8. ДРУЖИНИН В.В. Магнитные свойства электротехнической стали. М.: Энергия, 1974. - 239 с.

9. П. КОЖЕШНИК Я. Механика вращающихся электрических машин: /Пер. с чешек. М.: Госэнергоиздат, 1962. - 287 с.

10. ПИОТРОВСКИЙ Л.М. Электрические машины /Под ред.Деро. Л.: Энергия, 1974. - 504 с.

11. СЕРГЕЕВ П.С., ВИНОГРАДОВ Н.В., ГОРЯИНОВ Ф.А. Проектированиеэлектрических машин /Под ред.П.С.СЕРГЕЕВА. М.: Энергия, 1969. - 632 с.

12. СЕРЕНСЕН С.В., КОГАЕВ В.П., ШНЕЙДЕРОВИЧ P.M. Несущая способность и расчет деталей машин на прочность /Под ред.С.В. СЕРЕНСЕНА. М.: Машиностроение, 1975. - 488 с.

13. Технология производства асинхронных двигателей: Специальные процессы /В.Г.КОСТРОМИН, С.В.БРОНИН, В.А.ДАГАЕВ и др.; Под ред.В.Г.КОСТРОМИНА. М.: Энергоиздат, 1981. - 272 с.

14. ФОМИН Б.П., ЦИХАНОВСКИЙ Б.Г., ВИРО Г.М. Технология крупного электромашиностроения. 4.1. М.: Энергия, 1966. - 470 с.

15. ШЛЫГИН В.В. Прочностные и размерные расчеты электрических машин. М.-Л.: Госэнергоиздат, 1963. - 320 с.2. С т а т ь и

16. АБОВЯН Г.А. Исследование деформативных характеристик шихтованных пакетов. Труды ВНИИКЭ, Ереван, 1977, т.9, с.223-238.

17. АБОВЯН Г.А. К исследованию остаточного удельного давления между статорными листами бесстанинных электрических машин. Труды ВНИИКЭ, Ереван, 1970, т.З, с.131-143.

18. АБОВЯН Г.А. Об обеспечении рекомендуемых значений коэффициентов заполнения пакетов сталью в электрических машинах: Тезисы докладов шестнадцатой республиканской научно-технической конференции аспирантов общественной аспирантуры. Ереван, 1979, с.53-58.

19. АБОВЯН Г.А. Об определении оптимального давления между листами статоров бесстанинных электрических машин. Труды ВНИИКЭ, Ереван, 1971, т.4, с.179-193.

20. АБОВЯН Г.А. Определение удельных потерь в стали Э13 в широком диапазоне изменения влияющих факторов. Электротехника, 1976, № 6, с.45-49.

21. АБОВЯН Г.А. Определение условий обеспечения качества шихтованных пакетов электрических машин: Тезисы докладов шестнадцатой республиканской научно-технической конференции аспирантов общественной аспирантуры. Ереван, 1979, с.59-63.

22. АБОВЯН Г.А. Экспериментальное определение зависимости удельных потерь в стали от давления прессования шихтованных пакетов. Труды ВНИИКЭ, Ереван, 1976, т.8, с.266-278.

23. АЛЕКСАНЯН А.А. Пути совершенствования системы охлаждения яв-нополюсных синхронных машин с аксиальной самовентиляцией. -Электротехническая промышленность. Электрические машины, 1976, вып.7(65), с.8-10.

24. АРУТЮНЯН B.C., АБОВЯН Г.А. Бесстанинная конструкция статора явнополюсных синхронных машин малой мощности. Труды ВНИИКЭ, Ереван, 1983, т.13, с.25-42.

25. П.АРУТЮНЯН B.C., АЛЕКСАНЯН А.А. Рекомендации по проектированию воздушного тракта явнополюсных синхронных машин серии ОС. Труды ВНИИКЭ, Ереван, 1974, т.6, с.I51-163.

26. ВЕРЕТНИК Л.Д., ПЕНИН А.Н., КАРПОВ B.C. Аргонодуговая сварка магнитопроводов электродвигателей 4А. Технология электротехнического производства, 1973, вып.5(48), с.16-18.

27. ВЕРЕТНИК Л.Д., ПЕНИН Н.А., КАРПОВ B.C. Сварка магнитопрово-дов асинхронных двигателей. Сварочное производство, 1973, № II, с.18-19.

28. Влияние технологии изготовления сердечников статоров асинхронных двигателей на потери в стали /В.В.ГЛЯДКОВ, В.В.ДНЕПРОВСКИЙ, С.А.ШЕЛЕХОВ и др. Электротехническая промышленность. Технология электротехнического производства, 1978, вып.8 (III), с.5-7.

29. Влияние технологических процессов на качество магнитопрово-дов асинхронных двигателей /С.В.БРОНИН, Я.И.КАГАН, И.Я.СИДОРЕНКО и др. Технология электротехнического производства, 1971, вып.29, с.3-5.

30. Влияние усилия опрессовки на параметры пакетов статоров асинхронных электродвигателей /Е.С.БАЧИНСКАЯ, С.В.БРОНИН, Я.И.КАГАН, И.Я.СИДОРЕНКО. Электротехническая промышленность, 1965, вып.251, с.20-22.

31. ГРИГОРЯН С.С., АЙВАЗЯН К.Э., ГАСПАРЯН Л.А. Влияние усилий прессования на электромагнитные характеристики сердечников статоров. Электротехника, 1974, JS 9, с.59-61.

32. ДАГАЕВ В.А. Некоторые вопросы совершенствования технологии сборки шихтованных магнитопроводов электрических машин. -Труды ВНИИТэлектропром, Энергия, 1969, вып.7, с.15-33.

33. ДРУЖИНИН В.В., ЧИСТЯКОВ В.К. Влияние сжимающих напряженийна магнитные свойства электротехнической стали. Электротехника, 1973, № I, с.52-55.

34. Единая общесоюзная серия ОС синхронных генераторов мощностью до 100 кВт /Г.А.АБОВЯН, Г. А.АЙКАЗУНИ, В.С.АРУТЮНЯН и др. Электротехническая промышленность. Электрические машины, 1975, вып.3(49), с.15-16.

35. Зависимость удельных потерь в электротехнических сталях от давления сжатия пакетов и привеса лаковых покрытий /Н.Ф.КРИВОНОС, Э.Я.РУДАВСКИЙ и др. Энергетика и электротехническая промышленность, Киев, 1964, JS 1(17), с.59-60.

36. Исследование влияния технологических погрешностей на точность веса и длины сердечников электродвигателей серии A0JI2 /В.А.РЕВЕНКО, М.А.ГОНЧАРОВ, Л.Н.ЕВСЮКОВ и др. Труды ВНИИТЭлектропром, 1968, вып.6, с.43-53.

37. Исследование влияния технологических факторов на параметры пакетов статоров асинхронных электродвигателей /И.Я.КАГАН, С.В.БРОНИН, И.Я.СИДОРЕНКО и др. Труды ВНШТэ лектропром, 1968, вып.6, с.87-101.

38. КИРЬЯНОВ А.Н., КУЗНЕЦОВ В.А. Расчет усилий запрессовки сердечников якорей. Электротехника, 1970, № 9, с.38-39.

39. Обзор современного состояния технологии сборки сердечников статоров асинхронных электродвигателей /В.А.РЕВЕНКО, М.А. ГОНЧАРОВ, К.В.САБАРАНСКИЙ, Б.И.ГАЗАЛОВ. Труды ВНИИТэлек-тромаш, 1971, вып.9, с.13-31.

40. Оборудование для сборки сердечников роторов и статоров /В.А.РЕВЕНКО, В.Г.КОСТРОМИН, В.А.ДАГАЕВ и др. Электротехника, 1976, № 10, с.36-39.

41. Опыт создания оборудования для сборки и сварки пакетов /И.Е.ГОЛЬДБЕРГ, В.А.ДАГАЕВ, Н.И.ЛУСЕНКО и др. Труды ВНИИТэлектромаш, 1971, вып.9, с.124-132.

42. РЕВЕНКО В.А. Влияние разнотолщинности листов на качество сборки магнитопроводов электродвигателей. Электротехническая промышленность. Технология электротехнического производства, 1978, вып.6(109), с.2-3.

43. РЕВЕНКО В.А. Исследование контактных деформаций листов при сжатии пакетов магнитопроводов. Новая технология, средства механизации и управления производством в электромашиностроении. Труды ВНИИТэлектромаш, 1978, вып.15, с.3-18.

44. РЕВЕНКО В.А. Методика расчета точности сборки сердечников магнитопроводов. Технология электротехнического производства, 1969, вып.6, с.5-7.

45. РЕВЕНКО В.А. Тенденции развития технологии сборки сердечников статоров. Электротехническая промышленность. Технология электротехнического производства, 1978, вып.5(108),с.14-16.

46. РЕВЕНКО В.А., ГАЗАЛОВ Б.Н. Выбор направлений совершенствования технологии сборки сердечников роторов. Новая технология, средства механизации и управления производством в электромашиностроении. М. Труды ВНИИТэлектромаш, 1976, вып. 13, с.3-16.

47. РЕВЕНКО В.А., ГАЗАЛОВ Б.Н., РЯБОШТАН A.M. Методика расчета точности изготовления магнитной системы асинхронных электродвигателей. Труды ВНИИТэлектромаш,1971, вып.9, с.31-51.

48. РЕВЕНКО В.А., КРИВОРУЧКО А.П. Исследование влияния отклонений веса и длины сердечников роторов на энергетические показатели электродвигателей серии А0Л2. Труды ВНИИТэлектро-пром, 1970, вып.8, с.41-46.

49. РЕВЕНКО В.А., ЛУСЕНКО Н.И. Сборка сердечников магнитопрово-дов. Электротехническая промышленность. Технология электротехнического производства, 1980, вып.9(136), с.2-6.

50. РЕВЕНКО В.А., САБАРАНСКИЙ К.В., РЯБОШТАН A.M. Технология сборки сердечников роторов асинхронных электродвигателей мощностью до 100 кВт. Технология электротехнического производства, 1970, вып.23, с.22-24.

51. СЕРГИЕВСКАЯ Т.Г. Теплоотдача статора электрической машины.- Теплопередача и охлаждение электрических машин, ЦИНТИ Элек-тропром, М., 1965, с.22-24.

52. СИММА И.С. Полуавтоматическая сварка сердечников полюсов сварочных генераторов и преобразователей. Технология электротехнического производства, 1974, вып.6(61)., с.8-9.

53. СУСТАН Г.К. О монолитных статорных сердечниках крупных турбогенераторов. Труды ВНИИТэлектропром, Энергия, 1968, вып.6, с.21-31.

54. ХИТЕРЕР М.Я., ДЕРЕШ И.Х. Зависимость потерь в стали от усилия опрессовки сердечников электрических машин. Технологияэлектротехнического производства, 1971, вып.28, с.22.

55. ХИТЕРЕР М.Я., ДЕРЕШ И.Х. Точность изготовления пакетов статоров электрических машин малой мощности. Технология электротехнического производства, 1972, вып.4(37), с.9-13.

56. ЧОБАНЯН К.С., АБОВЯН Г.А. Исследование жесткости и прочности торцевых плит бесстанинных статоров. Труды ВНИИКЭ.Ереван, 1974, т.6, с.141-150.

57. ЧОБАНЯН К.С., АБОВЯН Г.А. Метод расчета на статическую прочность бесстанинных статоров электрических машин. Труды ВНИИКЭ, Ереван, 1971, т.4, с.167-178.

58. ШУБОВ И.Г. Учет упругости пакетов динамной стали при расчете прочности нажимных плит статоров и роторов электрических машин. Вестник электропромышленности. - М.: Госэнергоиз-дат, 1958, В 10, с.58-62.

59. SEEGER D. Erhohung der Eisenverluste von Dynamoblechen durch verschiedene Bearbeitungsvorgange beim Bau elektri-scher Maschinen. "ETZ-A", 1965, Bd. 84-, Heft 19,1. S. 622-627.

60. Walker J.H., Rogers G.J., Jackson R.L. Pressing and clamping laminated cores. Proceedings. The Institution of Electrical Engineers, 1964, 3, Vol. Ill, p. 565-577.3. Диссертации

61. ТАРАСЮК А.А. Исследование, оптимизация и обеспечение качества изготовления сегментов статора турбо-гидрогенераторов. Дис. . канд.техн.наук. - Новосибирск, 1979. - 223 с.4. Авторефераты

62. АМАМЧЯН С.Г. Использование системы возбуждения от третьей гармоники поля в явнополюсных синхронных генераторах малоймощности: Автореф. Дне. . канд.техн.наук. М.,1971. -24с.

63. ВОСКАНОВ С.Е. Разработка и исследование новой конструкции статорных обмоток электрических машин мощностью до 100 кВт и армированных эластомерных материалов для изолирования обмоток: Автореф. Дис. . канд.техн.наук. М., 1972. - 32 с.

64. ДАВТЯН В.М. Вопросы применения магнитных клиньев в синхронных генераторах малой мощности: Автореф. Дис. . канд.техн. наук. Киев, 1976. - 16 с.

65. МИРИМАНЯН В.Х. Исследование системы возбуждения от третьей гармоники поля в синхронных машинах малой и средней мощности: Автореф. Дис. . канд.техн.наук. Новочеркасск,1979. - 19с.

66. ОГАНЕСЯН С.Х. Вопросы применения системы возбуждения от третьей гармоники поля в синхронных машинах: Автореф. Дис. . канд.техн.наук. Ереван, 1976. - 26 с.5. Патентные документы

67. А.с. 400952 (СССР). Явнополюсный ротор синхронной электрической машины /ЕАРСЕГЯН Н.С. Опубл. в БЛ1., 1973, № 40, с.176.

68. А.с. 633II3 (СССР). Ротор явнополюсной электрической машины /Г.А.АБ0ВЯН, В.С.АРУТЮНЯН, К.А.АСАТРЯН, К.Г.ХАЧИКЯН. Опубл. в Б.И., 1978, }£ 42, с.176.

69. А.с. 970572 (СССР). Автоматическая линия для изготовления пакетов магнитопроводов /В.И.НЕСТЕРЕНКО, И.С.КОГАН. Опубл. в Б.И., 1982, )£ 40, с.251.

70. Пат.977749 (Великобритания). Laminated Gore Structure for Electric Machine / Franklin Electric Go. Опубл. в 1964г.

71. Пат.993079 (Великобритания). Improvements relating to Dynamo-Electric Machines / Douglas Willian Bingham. Опубл. В 1965 Г.

72. Пат.96808 (ГДР). Verfahren und Vorrichtung zum automati-schen Paketieren einzelner, untereinander gleicher Blech-scheiben / Peshke Gunter. Опубл. в 1973 г.

73. Пат.36931I (Германия). Allgemeine Elektricitats-Gesell-schaft in Berlin Gehause fiir offene elektrische Maschinen / Franz Beck in Charlottenburg. -Опубл. в 1923 г.

74. Пат.3122667 (США). Laminated magnetic core for use in an electric inductive device / Kick Bacia. Опубл. в 1964 г.

75. Пат.3159762 (США). Core construction / William Б. Haiffey, Edward J. Schaefer, Lee J. Lakes. Опубл. в 1964 г.

76. Пат.3253171 (США). Laminated Structure Binding Means / Frederic H. Storck. Опубл. в 1966 г.

77. Пат.3313967 (США). Dynamoelectric Machine / Irvine E. Ross. Опубл. в 1967 г.

78. Пат.3408734 (США). Method of Manufacturing a Dynamoelectric Machine/ James E. Leahy. Опубл. в 1968 г.

79. Пат.3414746 (США). Dynamo Machine Field Core Winding and Method of Construction/ Roy Melvin. Опубл. в 1968 г.

80. Пат.3463955 (США). Laminated Core / Virgil R. Scardina, Paul D. Wagner, Raymond L. Brezic. Опубл. В 1969 г.

81. Пат.3465188 (США). Laminated motor stator with bonding material, through bots, and welds / HoHis D. Sisk. -Опубл. в 1969 г.

82. Пат.3512024 (США). Frameless Permissible Dynamoelectric Machine / Paul. H. Papa. Опубл. в 1970 г.

83. Пат.3573129 (США). Stator Core Assembling Apparatus / Albert E. Zola. Опубл. в 1971 г.

84. Пат.3783318 (США). Laminated Stator Core for Dynamoelectric Machine / John C. Widstrand. Опубл. в 1974 г.

85. Пат.2037769 (ФРГ). GmbH Standerblechpaket mit Kuhlrippen fur einen OberflSchengekuhlten gehauselosen Elektromotor

86. Berger Giiter, Kuhnke Peter, Licentia Patent-Verwaltungs. -Опубл. в 1974 г.

87. Пат.49-2921 (Япония). Бесстанинный статор электрической машины /К.К.ХАТАТИ СЕЙСАКУСЕ. Опубл. в 1974 г.

88. Пат.104401 (ЧССР). Elektricky tocivy stroj zavreneho prove-deni, bez kostry / Joseph Jilza, Sentice. Опубл. в 1962 г.

89. Пат.II7508 (ЧССР). Stator elektrickych stroju tocivychse zebrovanym. svazkem. plechu a zpusob jeho vyroby a zarizeni k provedeni zpusobu / Joseph Londin a Zdenko Stanicek. -Опубл. в 1966 г.

90. Нормативно-технические документы

91. ГОСТ 21427. 1-75. Сталь электротехническая холоднокатаная анизотропная тонколистовая. Переиздат, февраль, 1977.

92. ГОСТ 21427. 2-75. Сталь электротехническая холоднокатаная изотропная тонколистовая. Переиздат, февраль, 1977.

93. ГОСТ 21427. 3-75. Сталь электротехническая горячекатаная тонколистовая. Переиздат, февраль, 1977.

94. ТУ 16-512.226-78. Генераторы синхронные серии ОС.

95. Номенклатурные справочники промышленного оборудования; электрооборудования

96. Номенклатурный справочник. Кузнечно-прессовое оборудование, выпускаемое предприятиями Министерства станкостроительной и инструментальной промышленности в 1976 и 1977 гг. М.: НИИМАШ, 1976. - 82 с.

97. Электрооборудование для доменных печей и прокатных станов.

98. Экспонаты СССР. Международная выставка "Электро-72" (СССР, М., Сокольники, 12-26 июля, 1972), с.10-11.

99. Отчеты, информации, инструкции

100. Проработка вариантов конструктивного исполнения бесстанинного статора с целью выявления возможности упрощения технологии и уменьшения трудоемкости изготовления. Информация техническая ОЦФ.143.656, ВНИИКЭ, Ереван, 1976, - 52 с.

101. Инструкция по определению экономической эффективности новой техники, изобретений и рационализаторских предложений в электротехнической промышленности. М.: Информэлектро, 1979. -72 с.