проектирование ТГ

79

Рис.21. Кривые намагничивания зубцов роторных поковок турбогенераторов с D2 ³ 0,814

80

Расчётная индукция в ярме ротора

В¢а2=Ф2/(2×s¢а2). (153)

Напряженность магнитного поля в ярме ротора находят по кривым намаг-

ничивания роторных поковок, представленных в табл. 18 и 19 для соответ-

ствующих диаметров роторов.
Расчётная длина индукционных линий в ярме ротора
La2=(D2 – 2 ×hП2)/2.	(154)
Магнитное напряжение ярма ротора
Fa2=La2×Ha2 .	(155)
МДС обмотки возбуждения при холостом ходе и номинальном напряжении
F2= F20= FδZс+ FZ2+ Fa2 .	(156)

Расчет характеристики холостого хода проводят для ряда значений ЭДС:

E10*= E10/U1НФ = 0,6; 1; 1,1; 1,2; 1,3; 1,4.

Результаты расчета сводят в таблицу (табл. 20). За базисные значения ЭДС

принимают E10=U1НФ – номинальное фазное напряжение. За базисное значение

МДС принимают МДС обмотки возбуждения F20	при холостом ходе и номиналь-
ном напряжении (E10=U1НФ).
МДС F2*=F20*=1 соответствует ЭДС Е10* =1. При других значениях ЭДС
Е10*¹1 МДС
F2*= F2/ F20 .	(157)

Для ускорения расчетов табл. 20 в таблицу нужно подставить численные значения величин, которые остаются постоянными и не зависят от Е10. Перемен-

ные величины в таблице выделены жирным шрифтом.

Рекомендуется построить расчетную характеристику холостого хода в отно-

сительных единицах и сравнить ее с нормальной характеристикой холостого хода машин с неявнополюсным ротором, которую строят на том же графике по данным табл. 21. Следует сделать анализ расчета магнитной цепи.

81

Таблица 20

Результаты расчета характеристики холостого хода

E10*

о.е.

0,6

1

1,1

1,2

1,3

1,4

E10

В

Ф

=

С

Е

Вб

1× 10

Вδ=Ф/sδ

Тл

ВZ1/3=Ф/sZ1/3

Тл

¢а1=

3×

Тл

В

С Ф

НZ1/3

А/м

Н′a1

А/м

Fδ=C2×Bδ

А

Fδ0

FZ1=hП1×HZ1/3

А

Fa1=La1×H¢a1

А

FδZс= Fδ+ FZ1+ Fа1

А

Фσ2= С4×FδZс+ ФσЛ2

Вб

Ф2= Ф+ Фσ2

Вб

ВZ(0,2)=Ф2/sZ(0,2)

Тл

ВZ(0,7)=Ф2/sZ(0,7)

Тл

В¢а2=Ф2/(2×s¢а2)

Тл

НZ(0,2)

А/м

НZ(0,7)

А/м

На2

А/м

FZ2=hП2/2×(НZ(0,2)+ НZ(0,7))

А

Fa2=La2×Ha2

А

F = F

δZ

с+ F + F

a2

А

F20

2

Z2

F2*= F2/ F20

А

1

82

									Таблица 21
		Нормальная характеристика холостого хода
F2*, о.е.	0	0,5	1	1,5	2	2,5		3		3,5
E10*, о.е.	0	0,58	1	1,21	1,33	1,4		1,46		1,51

2.11. МДС обмотки возбуждения при номинальной нагрузке.

Регулировочная характеристика

Амплитуда первой гармоники МДС трехфазной обмотки якоря на один по-

люс при номинальном токе

F1Н	= 1,35 × I1НФ	×	w1 × k01	.	(158)
			p

Для сравнения действия МДС обмоток статора и ротора по созданию пер-

вой гармоники магнитного поля их приводят к одним и тем же условиям. Обычно приводят МДС обмотки якоря к условиям обмотки возбуждения. Коэффициент приведения по первой гармонике магнитного поля МДС якоря к условиям обмот-

ки возбуждения

	ka =	π 2	×γ		.	(159)
		8 × sin γ ×		π
				2

МДС обмотки якоря, приведенная к обмотке возбуждения, представляет со-

бой МДС обмотки возбуждения, эквивалентную по созданию первой гармоники магнитного поля МДС обмотки якоря:

F′1Н=F1H×ka .

(160)

Для определения МДС обмотки возбуждения турбогенератора строят век-

торную диаграмму неявнополюсной машины (диаграмму Потье). Векторную диа-

грамму строят в относительных единицах. Активным сопротивлением обмотки

якоря пренебрегают.
Вначале следует рассчитать индуктивное сопротивление Потье:
xp*=xσ 1*+0,025.	(161)

83

Индуктивное сопротивление Потье учитывает увеличение потока рассеяния в роторе при нагрузке по сравнению с режимом холостого хода.

Определение МДС обмотки якоря при номинальной нагрузке показано на рис. 22. В осях E* и F* строят характеристику холостого хода (о.е.) по данным расчета магнитной цепи. Вектор номинального напряжения U1НФ*=1 направляют по оси ординат. Вектор номинального тока I1НФ* изображают в произвольном масштабе под углом ϕН к вектору напряжения U1НФ*. Для этого следует отложить значение cosϕН на оси ординат и провести горизонталь до пересечения с дугой окружности радиусом U1НФ*=1, описанной из центра осей координат. (На рис. 22

векторная диаграмма построена для cosϕН=0,85).

Из конца вектора напряжения перпендикулярно направлению вектора тока проводят вектор падения напряжения на индуктивном сопротивлении xp*

xР	×	I1НФ	= xР* ,	(162)
	U1НФ

который при номинальном токе равен xp*. Сумма векторов напряжения и падения

напряжения на индуктивном сопротивлении xp* равна вектору ЭДС E1Н*. ЭДС

E1Н* наводится в обмотке статора результирующим магнитным полем немагнит-

ного зазора (результирующей МДС). Полученное значение ЭДС E1Н* откладывают на оси ординат (это можно сделать циркулем, проведя дугу окружности с центром в начале осей координат радиусом E1Н* до пересечения с осью ординат, как пока-

зано на рис. 22). По значению E1Н* и характеристике холостого хода определяют результирующую МДС FРН* при номинальной нагрузке и вектор ее проводят пер-

пендикулярно ЭДС E1Н*. Затем к концу вектора результирующей МДС FРН* па-

раллельно к вектору тока I1НФ* прибавляют вектор МДС обмотки якоря F′1Н*, при-

веденной к условиям обмотки возбуждения,

F′1Н*= F′1Н/ F20,

(163)

84

Рис. 22. Определение МДС обмотки возбуждения при нагрузке

Соединяя конец вектора F¢1Н* с началом осей координат, получим МДС обмотки возбуждения F2Н*, обеспечивающую номинальное напряжение машины при но-

минальном токе и номинальном коэффициенте мощности.

При номинальной нагрузке МДС обмотки возбуждения в именованных единицах на один полюс

F2Н= F2Н*×F20 .

(164)

По характеристике холостого хода можно определить напряжение или ЭДС

E10* машины при номинальной МДС F2Н* и найти изменение напряжения (%) при сбросе нагрузки от номинальной до нуля:

85

DU =	E10 -U1НФ	= (Е	-1)×100 .	(165)
	10*
	U1НФ

Далее необходимо рассчитать и построить регулировочную характеристику.

Это зависимость

I2*=f(I1*)

(166)

при U1НФ*=1 и cosϕН=const.

В относительных единицах I2*=F2* . Для построения характеристики зада-

ются токами нагрузки I1*=0; 0,25; 0,5; 0,75; 1; 1,25 и при U1НФ*=1 и cosϕН=const

определяют МДС F2* , а следовательно и ток I2*. Две точки регулировочной харак-

теристики уже известны: при I1*= 0 F2* =1, а при I1*=I1Н*=1 F2*= F2Н*. Затем стро-

ят векторные диаграммы для остальных токов нагрузки и результаты заносят в табл. 22, а затем строят график I2*=f(I1*).

						Таблица 22
		Регулировочная характеристика
I1*	0	0,25	0,5	0,75	1	1,25
I2*	1

86

2.12. Обмотка возбуждения

Расчет обмотки возбуждения зависит от способа охлаждения. При косвен-

ном охлаждении плотность тока в обмотке возбуждения по условиям максималь-

но допустимой температуры выбирают в пределах

D2=(3 ¸ 4,5)×106 А/м2 .

(167)

При непосредственном охлаждении обмотки ротора на значение плотности

тока влияют конструктивная схема охлаждения и выбор охлаждающей среды.

Распространение получили следующие способы непосредственного охлаждения обмотки ротора:

1)многоструйная самовентиляция с забором охлаждающего газа (водо-

рода) из зазора машины;

2)принудительная вентиляция с пропуском газа (водорода) по внутрен-

ним каналам в проводниках обмотки ротора;

3)внутрипроводниковое водяное охлаждение обмотки ротора.

Применение непосредственного охлаждения значительно увеличивает ин-

тенсивность охлаждения, но это достигается за счет уменьшения сечения меди в пазу ротора, что может привести к увеличению электрических потерь мощности в обмотке возбуждения и снижению КПД. С учетом этого плотность тока в обмотке возбуждения при непосредственном водородном охлаждении принимают

D2=(6 ¸ 11)×106		А/м2 ,			(168)
при непосредственном охлаждении водой
D2=(7 ¸ 15)×106		А/м2 .			(169)
Сопротивление обмотки возбуждения
r = ρ М	2 × lВ2 × w2	=	U 2 Н	,	(170)
2	s2		I 2 Н

где ρМ – удельное сопротивление меди; lВ2 – средняя длина витка обмотки возбу-

ждения; w2 – число витков обмотки возбуждения на один полюс; s2 – площадь по-

перечного сечения эффективного проводника обмотки возбуждения.

87

Принимая I2Нw2=F2Н, из формулы (170) предварительно определяют пло-

щадь сечения эффективного проводника обмотки возбуждения. Для большей на-

дежности МДС F2Н берут с запасом 10%, т.е. умножают на коэффициент 1,1 и по-

лучают формулу

s¢	= ρ М	(120)	×	2,2 × F2H × lB 2	.	(171)
2				U 2 H

Удельное сопротивление чистой меди при температуре 15 °С

rМ(15)=10–6 /57 Ом×м.

Для обмоток возбуждения применяют также медь с присадкой серебра. Это увеличивает ее прочностные свойства. Удельное сопротивление меди с присадкой серебра при температуре 15 °С

rМ(15)=10–6 /55 Ом×м.

(172)

При других температурах q удельное сопротивление определяют по формуле

r(θ)=r(15)×[1+0,004(q–15) ].

(173)

При температурах 75, 90, 120 и 130 °С удельное сопротивление

rМ(75)=1,24×rМ(15),

rМ(90)=1,3×rМ(15),

rМ(120)=1,42×rМ(15),

(174)

rМ(130)=1,46×rМ(15).

Для определения площади сечения эффективного проводника удельное со-

противление rМ в формуле (171) берут при соответствующей расчетной рабочей температуре обмотки возбуждения.

88

Для косвенного охлаждения

qИ=130 °С.

Для непосредственного водородного охлаждения

qИ=120 °С.

Для непосредственного охлаждения водой

qИ=90 °С.

Номинальное напряжение возбуждения U2Н предварительно выбирают из табл. 17. Для обеспечения электрической прочности корпусной изоляции и изоля-

ционных промежутков обмотки возбуждения не рекомендуется брать напряжение

возбуждения выше 500 В.
Средняя длина витка обмотки возбуждения
	lВ2=2×( l2+ lЛ2),	(175)
где lЛ2 – средняя длина лобовой части полувитка обмотки возбуждения
	lЛ2 =2×С2+b2×q2+C¢2×(q2 – 1)+kγ×DB.CP. – 0,86×(RB+b2/2),	(176)
С2, С¢2, RВ – размеры лобовой части обмотки возбуждения (определяют по
рис. 23 и табл. 23);
q2 –	число катушек на полюс
	q2=Z2/4;	(177)
b2 –	ширина проводника обмотки;
kγ –	коэффициент, рассчитанный по формуле (113);
DB.CP – диаметр окружности, на которой расположена лобовая часть средне-
го витка обмотки возбуждения
	DB.CP.=D2 – 2 ×h22 –h 21 ,	(178)

h22 , h21 находят по формуле (137).

Далее определяют размеры обмотки возбуждения. Паз ротора с косвенным воздушным охлаждением обмотки возбуждения показан на рис. 24.