Решение задач оптимального использования взрывозащищенных асинхронных двигателей в кратковременных режимах требует разработки простых, но достаточно точных методов пересчета тока статора (мощности) с номинального режима S1 на S2.

Условие равенства превышений температуры обмотки статора в режимах S1 и S2 имеет вид:

где – сумма греющих потерь в двигателе в номинальном режиме S1;

p – коэффициент допустимого увеличения потерь в двигателе в режиме

S2 по сравнению с номинальным режимов S1.

Потери в режиме выражаются через потери в номинальном режиме S1, при этом принимается, что добавочные потери при нагрузке пропорциональны квадрату тока обмотки статора (влиянием добавочных потерь пренебрегают):

Здесь —потери в меди, —потери в алюминии, — потери в стали, — добавочные потери в номинальном режиме S1.

Из (2) получают формулу для определения тока обмотки статора в режиме S2:

Величину можно определить по формуле:

где —номинальная мощность в режиме S1;

—коэффициент добавочных потерь [1] в номинальном режиме;

Потери в стали () определяются из зависимости, построенной по матема-

тическим ожиданиям потерь в стали [1].

При продолжительности нагрузки 60; 90 мни (кривая нагрева описывается одной экспонентой) коэффициент р в соответствии с [2] определяется по формуле:

где – постоянная времени нагрева статора.

При разработке и исследовании двигателей серии получены опытные значения постоянных времени для ряда двигателей [3].

Для определения остальных двигателей серии использовался расчетный метод. Постоянные рассчитывались по формуле:

где – суммарная теплоемкость єлементов конструкции и тепловое

к охлаждающей среде.

При расчете учитывались теплоемкость меди, изоляции, пакета статора и части корпуса, находящейся над пакетом. Суммарное тепловое сопротивление включало сопротивление изоляции в пазах, зубцов и спинки железа статора, контактной теплопередачи между пакетом статора и корпусом, стенки корпуса, а также теплоотдачу с его наружной поверхности (на двигателях с 2p=2 со всей поверхности корпуса, а на двигателях с 2p>4 только с части корпуса над пакетом). Тепловые сопротивления рассчитывались по методике ВНИИВЭ [3]. Расчет [3] дает отклонение от опыта не более 15%, что можно считать удовлетворительным для практики. По изложенной методике произведены расчеты для двигателей с высотами осей вращения 63—80 и 160—225 мм. По опытным и расчетным данным построены кривые зависимости постоянных времени от полезной мощности двигателей при различных полюсностях [1]. При продолжительности нагрузки 10 и 30 мин кривая нагрева обмотки статора достаточно точно описывается двумя экспонентами; в таком случае коэффициент р в соответствии с [2] можно определить по формуле:

где , – парциальное и допустимое превышение температуры обмотки статора;

– парциальная постоянная времени нагрева.

Парциальные превышения температуры и постоянные времени нагрева определены из опытных кривых нагрева 17 двигателей с высотами осей вращения 100—250 мм в соответствии с [2]. Установлено, что математическое ожидание отношения в среднем в 1,06 раза больше отношения превышений температуры железа и обмотки статора, рассчитываемых no [3], а постоянная . Затем были произведены расчеты для ряда типоразмеров и получены кривые .

При установлении допустимого тока в режимах S2 следует учитывать, что в действительности в номинальном режиме S1 превышения температуры обмотки статора отдельных образцов одного типоразмера могут отличаться на величину от +8 до +14 % [4] от расчетного значения. Таким образом, при расчете S2 по [3] на некоторых двигателях превышение температуры обмотки статора может быть выше допустимого. Для учета влияния этих факторов, а также погрешности методики пересчета допустимое значение тока следует уменьшить на 10% ().