16 3 Sproektirovat trekhfazny sinkhronny dvigatel s iskhodnymi danny-mi

ДЕПАРТАМЕНТ ОБРАЗОВАНИЯ АДМИНИСТРАЦИИ ВЛАДИМИРСКОЙ ОБЛАСТИ
ГОСУДАРСТВЕННОЕ БЮДЖЕТНОЕ ПРОФЕССИОНАЛЬНОЕ ОБРАЗОВАТЕЛЬНОЕ
УЧРЕЖДЕНИЕ ВЛАДИМИРСКОЙ ОБЛАСТИ
«АЛЕКСАНДРОВСКИЙ ПРОМЫШЛЕННО-ПРАВОВОЙ КОЛЛЕДЖ»
ОТДЕЛЕНИЕ ППССЗ
КУРСОВАЯ РАБОТА
Тема: Спроектировать трехфазный синхронный генератор
Выполнил студент: Комаров П.А
Специальность: Техническая эксплуатация и обслуживание
Очная форма обучения
Группа: ТЭ-21
Руководитель: преподаватель
электротехнических дисциплин
_____________
подпись
2024
1
СОДЕРЖАНИЕ
Введение……………………………………………………………………....………3
1. Общие сведения и назначения трехфазного синхронного генератора……..….4
2. Расчетная часть………………………………………………………...…………..9
2.1 Расчёт номинальных параметров………………………………………………..9
2.2 Определение размеров статора
2.3 Расчёт зубцовой зоны статора. Сегментировка
2.4 Расчёт пазов и обмотки статора
2.5 Выбор воздушного зазора. Расчёт полюсов ротора
2.6 Расчёт демпферной обмотки
2.7 Расчет магнитной цепи
2.8 Определение параметров обмотки статора для установившегося режима
работы
2.9 Расчёт МДС обмотки возбуждения при нагрузке. Векторная диаграмма
2.10 Расчёт обмотки возбуждения 37
2.11 Определение параметров и постоянных времени обмоток
2.12 Расчёт масс активных материалов
2.13 Определение потерь и КПД
2.14 Расчёт превышения температуры обмотки статора
2.15 Определение токов короткого замыкания
2.16 Расчёт и построение характеристик генератора
3. Организационно – технологическая часть
3.1 Принцип действия трехфазного синхронного двигателя
3.2 Подготовка к включению электрооборудования в работу
4. Охрана труда и противопожарные мероприятия
Список использованных источников………………………………………….65
2
ВВЕДЕНИЕ
В данной курсовой работе мы рассмотрим тему «Проектирования
трехфазного двигателя» и проведем расчеты по номинальным данным.
Цели:
Спроектировать
трехфазный
синхронный
двигатель
с
номинальными данными.
Задачи:
1. Рассказать про общие сведения и назначения трехфазного
двигателя.
2. Выполнить расчеты по номинальным данным.
3. Объяснить
принцип
действия
и
произвести
подключения
трехфазного двигателя.
4. Изложить о технике безопасности при работе с двигателем.
В этой курсовой работе у меня предоставлены - 70 страниц, 16 рисунков,
15 диаграмм, 17 таблиц, 1 чертеж, 2 схемы.
3
1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ И НАЗНАЧЕНИЯ ТРЕХФАЗНОГО
СИНХРОННОГО ГЕНЕРАТОРА
Электрические
машины,
преобразующие
механическую
энергию
в
электрическую, называют генераторами. Трехфазные синхронные генераторы
являются единственным типом источников энергии, устанавливаемых на всех
электрических станциях переменного тока, как малых, так и мощных систем.
Наименование синхронные они получили благодаря синхронному вращению
магнитных полей ротора и статора.
Принцип действия синхронного генератора основан на индуктировании э.д.с.
в обмотке якоря в результате пересечения ее витков постоянным магнитным
полем, создаваемым индуктором. При этом э. д. с. пропорциональна числу
витков W, частоте вращения ротора n, числу пар полюсов р и магнитному
потоку индуктора Фm:
Е = 4,44 W f Фm .
Частота переменной э. д. с: f = p · n / 60 , ( Гц ) .
Стандартная частота переменной э.д.с. в России как и большинстве стран мира
принята 50 Гц. Поэтому при p = 1 ротор должен вращаться с п = 3000 об/мин.;
при р = 2 — п = 1500 мин -1, при р = 3 — п = 1000 мин -1 и так далее.
Вследствие этого э. д. с. генератора регулируют магнитным потоком Ф
индуктора.
В генераторах основного исполнения ( в лаборатории, аудитория № 111
смотреть на разобранный генератор, установленный на столе) статор имеет
чугунную станину, внутри которой установлен кольцевой магнитопровод,
набранный из листов электротехнической стали. В пазах магнитопровода
4
размещены одинаковые обмотки, смещенные по окружности статора одна
относительно другой на 120 градусов. Эти обмотки называют фазными
обмотками, а начала и концы соединены в лобовой части обмоток по схеме
«звезда» или «треугольник». На клеммный щиток выведены соответственно 4
или 3 провода фаз генератора.
На роторе располагается обмотка возбуждения индуктора, укрепляемая на
полюсах магнитопровода, набранного из листов электротехнической стали.
Она питается постоянным током через щетки и контактные кольца от
небольшого генератора постоянного тока (возбудителя), прикрепленного к
одному из подшипниковых щитов генератора. (На электростанциях может
быть отдельное исполнение возбудителя). Кроме того, на роторе генераторов
небольшой мощности имеется крыльчатка для охлаждения обмоток и
магнитопроводов. Ротор может иметь явно выраженные или неявно
выраженные полюса.
Явно-полюсными
предназначенных
выполняют
для
работы
роторы
с
тихоходных
гидротурбинами.
генераторов,
Неявнополюсными
изготовляют роторы быстроходных (1500 - 3000 мин -1.) генераторов для
паровых турбин и двигателей внутреннего сгорания.
Рис. 1 Роторы
На рис. 1 представлены роторы синхронных машин неявно полюсный (а) и
явно полюсный (б):1 – сердечник ротора; 2 – обмотка возбуждения.
5
Синхронный генератор с самовозбуждением типа ПСГС - 6,25 имеет
неподвижную магнитную систему (индуктор) и вращающийся якорь с
обмоткой переменного трехфазного тока, подведенной к контактным
кольцам. Станина выполнена из стальной трубы и представляет ярмо
магнитной системы. К нему болтами прикреплены четыре полюса индуктора.
Они собраны из листов электротехнической стали толщиной 2 мм и
скреплены между собой штифтами. Сердечники полюсов изолированы
асбестовой бумагой, пропитанной в бакелитовом лаке. Катушки шунтовой
обмотки возбуждения намотаны изолированным медным проводом круглого
сечения, соединены
Рис. 2. Монтажная электрическая схема генератора ПСГС-6,25.
между собой последовательно, а концы — выведены на клеммное плато.
Выводная коробка с клеммным плато расположена на станине. Для
поглощения помех радиоприему, создаваемых генератором во время работы,
применены конденсаторы. На внутренней стороне крышки выводной коробки
наклеена монтажная схема генератора.
На двух штырях траверсы собрана выпрямительная схема для питания цепей
возбуждения. Она состоит из диодов, собранных по 3-фазной мостовой
6
двухполупериодной схеме выпрямления (схема Ларионова). На каждом штыре закреплено по 6 диодов типа Д-205. На диоды напряжение подается с
контактных колец через угольные щетки. Выпрямленное напряжение
поступает на клеммное плато, а с него через регулировочный реостат на
обмотки возбуждения полюсов индуктора.
Якорь состоит из цилиндрического сердечника — магнитопровода, 3-х фазной
обмотки переменного тока, от которой выведены концы и соединены с
контактными кольцами, центробежного вентилятора и вала с насаженными на
него шариковыми подшипниками. Сердечник якоря набран из пластин
электротехнической стали толщиной 0,5 мм, собран на валу, имеющем
призматическую шпонку (она исключает проворачивание сердечника на
валу). От продольного перемещения вдоль оси вала сердечник запрессован
между якорными фланцами и закреплен упорным кольцом.
Обмотка переменного тока уложена в полузакрытых пазах якоря и закреплена
в них текстолитовыми клиньями. На лобовые части обмотки с каждой стороны
наложено по одному бандажу, состоящему из проволочных витков, спаянных
между собой.
Техническая характеристика генератора: Ѕном =6,25 кВА; Uном =230 В; Iном
=15,7 А; к.п.д.=76%; cosφ=0,8; f =0,8; nном =1500 мин-1.
Такими генераторами оснащены передвижные автомастерские для выработки
электроэнергии в полевых условиях с целью выполнения ремонт2ных работ с
применением электроинструмента, а также аварийного электроснабжения
маломощных энергопотребителей (зернотоков, ферм и др.)
7
Рис. 3. Конструкция синхронного генератора малой мощности:
1 — кольца контактные; 2 — щеткодержатели; 3 — обмотка возбуждения
ротора; 4 — полюсный наконечник; 5 — статор; 6 — вентилятор; 7 — вал
ротора.
Для примера генератор: Генераторы сигналов SGT100A
8
2. РАСЧЕТНАЯ ЧАСТЬ
Исходные данные:
Таблица 1
Наименование заданных параметров и их условные Синхронный генератор
обозначения
Номинальный режим работы
Продолжительный
Номинальная мощность Рн, кВт
200
Номинальное напряжение (линейное) Uн, В
400
Номинальная частота вращения n, об/мин
1500
Частота питающей сети, Гц
49
Коэффициент мощности, cos
0,8
Способ соединения фаз статора
звезда
Способ возбуждения
От специальной обмотки,
вложенной в паз статора
Степень защиты от внешних воздействий
IP23
Способ охлаждения
IC01
Исполнение по способу монтажа
IM1001
Климатические условия и категория размещения
У2
Форма выступающего конца вала
Цилиндрическая
Способ соединения с приводным механизмом или Упругая муфта
приводным двигателем
2.1. Расчёт номинальных параметров
Номинальное фазное напряжение ((при соединении обмотки статора в
звезду Y) согласно формула 6.1 с 188))
U
U
400
 н
 230,94
нф
3
3
В.
9
Номинальная полная мощность (согласно формула 6.12 )
P 103 1150 103
Sн  н

 1437 ,5
cosн
0,8
кВ∙А.
Номинальный фазный ток (согласно формула 6.12 )
I
нф

Sн
1437,5 103

 2074,85  2075
3U н
3  400
А.
Число пар полюсов (согласно формула 19-3 )
p
60 f 60  50

 6.
nн
500
Расчётная электромагнитная мощность
Sн  k Sн  1,08 1437 ,5 103  1552,5
Е
кВ∙А.
2.2. Определение размеров статора
По рис. 1.1 для Sн  1552,5 кВ∙А при 2р = 12 предварительно находим
внутренний диаметр статора D = 1,2 м.
Внешний диаметр статора
Da=kДD = (1,28-1,33)∙1,2 = (1,54-1,6) м.
По табл. 1.1 kД = 1,28-1,33.
По табл. 1.2 ближайший нормализованный внешний диаметр статора Da =
1430 мм = 1,43 м (17-й габарит).
Высота оси вращения h = 0,63 м.
Уточняем внутренний диаметр статора
D
Da 1,43

 1,12 м.
k
1,28
Д
10
Полюсное деление

D  1,12
2p

12
 0,293м
Расчетная длина статора.
По рис. 1.3 и 1.4 для τ = 0,293 м при 2р = 12 находим:
А=460∙102 А/м; Вδн = 0,95 Тл.
Задаемся: αδ =0,66; kВ=1,15; kоб 1= 0,92; αδ∙kВ=0,66∙1,15=0,76, тогда
6,1S 
н
l 

6,11552,510

2
 k k
АВ D n
 В об1 н
н
3
2
 0,494 м
2
0,760,9246010 0,951,12 500
Находим λ
  l /  0,494 / 0,293  1,69.
По рис. 1.5 устанавливаем, что найденное значение λ лежит в пределах,
ограниченных кривыми при р = 6.
Действительная длина статора
l  1,06  l  1,06  0,494  0,524 м.
1

Число вентиляционных каналов при bК = 0,01м и lпак = (0,04-0,05) м
l  lпак
0,524 - (0,04 - 0,05)
n  1

 9,68  7,9.
K lпак  b
(0,04  0,05)  0,01
K
Принимаем nК=8.
Длина пакета
lпак  (l  n b ) /(n  1)  (0,524 - 8  0,01)/(8  1)  0,0493
K
1 K K
м.
Округляем до целого мм: lпак=0,049 м.
Суммарная длина пакетов сердечника
lст  lпак (n  1)  0,049  (8  1)  0,441м.
K
11
2.3. Расчёт зубцовой зоны статора. Сегментировка
Число параллельных ветвей обмотки статора.
Так как Iнф = 2075 А > 200 А, то
I
нф
2075
a 

 41,5  13,8(8,3).
1 50  150(250) 50  150(250)
Выбираем a1=12, что кратно 2р=12, при этом
Iнф ∙uп/ a1 = 2075∙10/12 = 1729 ≤ 3000А
(величина uп - из п. 20)
Из рис. 2.1 (кривые 2) для τ =0,293 м находим: t1min=0,035 м, t1max=0,039
м.
Максимальное число пазов (зубцов) магнитопровода статора
Z
 D / t
  1,12/0,035  100,53.
1max
1min
Минимальное число пазов (зубцов) магнитопровода статора
Z
 D / t
  1,12 / 0,039  90,22.
1max
1min
Число пазов магнитопровода статора.
Так как Da=1,43 м > 0,99 м, то статор выполняется сегментированным. В
диапазоне Zlmax - Zlmin требованиям пп. 2.1-2.5 удовлетворяет число пазов Zl =
108; Zl/(ma1)=108/(3∙12)=3; q1=Zl/(2pm)=108/(2∙6∙3)=3, Zl=108=2∙2∙3∙3∙3. Тогда
12
D  1,12
t 

 0,0326 м.
1 Z
108
1
Число проводников в пазу (предварительно)
a1DA  12 1.12  460 10 2

uп 

 8,7.
Z I
108  2075
1 нф
Так как uп должно быть четным числом, принимаем uп=10.
Уточняем:
u
8,7
l  0,494 п  0,494
 0,430 м

u
10
п
п. 9 ;
u
8,7
l  0,524 п  0,524
 0,456 м
1
u
10
п
п. 11 ;
l  nк  bк 0,456  8  0,01
lпак  1

 0,0418 м
n

1
8

1
к
п. 13 ,
где nк=8 -число каналов (п. 12). Принимаем lпак= 0,042м;
п. 14 - lст 1=lпак(nк+1)=0,042∙9=0,378 м;
A=ZluпIнф/(πa1D) =108∙10∙2075/(π∙12∙1,12) = 531∙102 А/м.
Длина хорды
H  Da sin(180 / S ст ).
Расчёт числа проводников в пазу uп, числа сегментов Sст, хорды Н и
линейной нагрузки А сводим в табл. 2.
Таблица 2
Вариант
1
2
3
Zl
108=2∙2∙3∙3∙3
108=2∙2∙3∙3∙3
108=2∙2∙3∙3∙3
Sст
18
9
6
Н, м
0,248
0,489
0,715
Zs=Z1/Sст
6
12
18
13
q1
3
3
3
a1
12
12
12
uп
10
10
10
t1, м
0,0326
0,0326
0,0326
А, А/м
531∙102
531∙102
531∙102
Наилучший
результат
дает
3-й
вариант,
который
обеспечивает
минимальные отходы при штамповке из стандартного листа размером 750×1500
мм.
2.4. Расчёт пазов и обмотки статора
Для предварительного определения ширины паза bп1 зададимся
максимальной индукцией в зубце Bz1 max 1,75 Тл (рекомендуемый диапазон
1,6-2,0 Тл), тогда
b t 
п1 1 B
B tl
0,95  0,0326  0,43
н 1 
 0,0326 
 0,011
l kс
1,75  0,378  0,93
z1max ст1
м.
где, kс - коэффициент заполнения пакета статора сталью, который зависит
от толщины и способа изоляции листов; при частоте f = 50 Гц пакет статора
выполняют чаще всего из лакированных листов толщиной 0,5 мм (kс=0,93)
Поперечное сечение эффективного проводника обмотки статора
(предварительно)
I
нф
2075
q 

 38,77 10 6 м 2  38,77 мм 2.
эф a J 12  4,46 106
1 1
Плотность тока:
J1 = AJ1/A=2370∙108/531∙102=4,46∙106 А/м².
AJ1 определено по рис. 4.1 (кривая 2).
Возможная ширина изолированных проводников в пазу
Выбираем изоляцию катушек класса нагревостойкости В по табл. 4.1.
Предварительно двусторонняя толщина изоляции δип при напряжении UH ≤
660 В принята равной 1,8 мм.
b  b  ип  11-1,8  9,2
1из п1
мм.
14
Сечение эффективного проводника обмотки статора qэф=38,77 мм² > (1820) мм², поэтому необходимо принять
nэп  nш nв  2  2  4;
qэл= qэф/ nэп =38,77/4=9,7 мм².
Выбираем проводник марки ПЭТВСД с двусторонней толщиной изоляции
0,5 мм, тогда ширина неизолированного проводника
b
9,2
b  1из   и 
 0,5  4,1 мм.
1 nш
2
По табл. 4.2 размеры медного проводника принимаем: a1 × b1 = 2,24 × 4,5;
qэл = 9,72 мм²;
размеры проводника с изоляцией a1из × b1из = 2,74 × 5 мм.
Сечение эффективного проводника
qэф = nэп · qэл = 4 ∙ 9,72 = 38,9 мм².
Ширина паза (уточненная)
b  nшb   из.п   рш   ш  2  5  1,8  0,05  2  0,2  12,1 мм,
п1
1из
где δрш = 0,05nш=0,05∙2 мм.
Высота паза (уточненная)
h  uпnвa   из  hк   рв  в 
п1
1из
 10  2  2,74  6,5  5 1  0,2  67,5 мм,
где δрв =0,05uпnв=0,05∙10∙2=1 мм.
Масштабный эскиз паза приведен на рис. 1, спецификация паза - в табл. 2.
Отношение h'п 1/b'п 1 =67,5/12,1=5,6 находится в допустимых пределах.
Плотность тока в проводнике обмотки статора (уточненное значение)
I
нф
2075
J 

 4,45 10 6 А/м 2 .
1 aq
6
1 эф 12  38,9 10
15
Проверка индукции в зубце (приближенно)
B t l
H 1 
B


Z1max (t  b ' )l
k
1
п1 ст1 с
0,95  0,0326  0,43

 1,85 Тл.
(0,0326  0,0121)  0,378  0,93
Проверка индукции в ярме статора (приближенно)
 B l
0,65  0,95  0,293  0,494
Ba   H  
 1,45 Тл,
2ha l
k
2  0,0875  0,378  0,93
ст1 c
где
ha 
( Da  D)
(1,43 1,12)
 h 
 0,0675  0,0875 м.
п1
2
2
Рис. 4 Паз статора масштаб 2,5:1
16
Таблица 3
Поз. Наименование
1
2
Провод ПЭТВСД
Лента стеклослюдинитовая ЛС 0,13мм
3
4
5
6
Лента стеклянная ЛЭС 0,1 мм
Стеклотекстолит СТ 1 1мм
Стеклотекстолит СТ 1 0,5мм
Клин
Разбухание изоляции
Допуск на укладку
Общая толщина изоляции на паз
Размеры паза в свету (округленно) bп 1 × hп 1
Размеры паза в штампе b′п 1 × h′п 1
Число слоев
по ширине по высоте
2
20
3 вполнахлеста
(0,13∙3∙2∙2) (0,13∙3∙2∙2∙2)
1 встык
2
2
-
Толщина, мм
по ширине по высоте
2×5
10×2×2,74
1,56
3,12
0,2
0,1
0,2
1,76
12,1
12,3
0,4
2
1
5
0,9
0,2
11,52
67,42
67,62
Перепад температуры в изоляции
J Ak
t
0,5 изп
1 ф
1



11
2
(
b

h

h
)

к
из
4,2 10
п1
п1
6
2
4,45 10  53110 1,1
0,0326
0,5  0,0018




11
2
(
0
,
0121

0
,
0675

0
,
005
)
2,2 105
4,2 10
 5,53 C  35 C.
 из 
Градиент температуры в пазовой изоляции
 'из 
из
5,53

 6144,4 С / м.  8000С / м
0,5 изп 0,5  0,0018
Окончательно принимаем:
D=1,12 м; Da=1,43 м; τ=0,293 м; t1=0,0326 м; bп 1=12,1∙10-3м; hп
1=67,5∙10-3м; lδ=0,43 м; lст 1=0,378 м; l1.= 0,456 м; А= 5,31∙104 А/м; J1=
4,45∙106А/м²; hа=0,0875 м.
Полное число витков фазы обмотки статора
w  pq uп / a  6  3 10 /12  15.
1
1
1
17
Шаг обмотки
y  (0,8  0,86) п  (0,8  0,86)  9  7,2  7,74
1
;
τп = mq1=3q1=3∙3=9.
Принимаем шаг обмотки y1=8 (из первого в девятый паз), тогда
β=y1/τп=8/9=0,89.
Коэффициент укорочения шага обмотки статора


k у  sin(  )  sin( 0,89  )  0,985.
2
2
Коэффициент распределения обмотки статора
kр 
0,5
0,5

 0,96.
0
30
30
q sin( ) 3  sin(
)
1
q
3
1
Обмоточный коэффициент
k
об1
 k у kр  0,985  0,96  0,95.
18
2.5. Выбор воздушного зазора. Расчёт полюсов ротора
Задавшись перегрузочной способностью генератора Мм/Mн = 2,1, по рис.
5.1 находим xd* =1,4.
Приближенное значение воздушного зазора

(0,27  0,33) 10 6 A 0,29 10 6  5,3110 4  0,293

 3,57 10 3 м,
B x
0,903 1,4
 0 d*
где
Вδ0 = 0,95 Вδн = 0,95·0,95=0,903 Тл.
Округляем предварительную величину зазора с точностью до 0,1 мм и
принимаем воздушный зазор под серединой полюса 0,0036м. Зазор под краями
полюса
δм=1,5·δ=1,5·0,0036=0,0054 м.
Среднее значение воздушного зазора
(   )
(0,0054  0,0036)
   м
 0,0036 
 0,0042 м.
3
3
Находим длину полюсной дуги. Примем α = 0,7, тогда
bр    0,7  0,293  0,21м.
19
Радиус дуги полюсного наконечника
D
1,12
Rр 

 0,473м.
2 (8D( м  ) / b 2р ) 2 (81,12(0,00540,0036) / 0,212 )
Высота полюсного наконечника при τ = 0,293 м по табл. 5.1
hр = 0,038 м.
Длина сердечника полюса и полюсного наконечника
lm = lр = l1 =0,456 м.
Находим расчётную длину сердечника полюса. Принимаем lf =0,02 м,
тогда
  lm  l  0,456  0,02  0,476 м.
lm
f
Предварительная высота полюсного сердечника
hm  0,016  0,186 4   0,016  0,186 4 0,293  0,153 м.
Определяем коэффициент рассеяния полюсов. Из табл. имеем k ≈ 7,0,
тогда
 m  1  k  0,35 / 2  1  7,0  0,35  0,0036/0,2 932  1,1.
Рассчитаем ширину полюсного сердечника, задавшись Bm = 1,5 Тл; kcp =
0,95 (полюсы выполнены из стали Ст 3 толщиной 1 мм):
 B l  m 0,65  0,95  0,293  0,43 1,1
bm   H 

 0,126 м.
'
1,5  0,95  0,476
Bm kсрlm
20
Так как
vр= πDnн/60=π·1,12·500/60=29,3 м/с<30 м/с,
то используем способ крепления полюсов к ободу шпильками.
Длина ярма (обода) ротора
l j  lm  lc  0,457  0,1  0,557 м,
где Δlc= 0,1 м.
Минимальная высота ярма ротора
hj 
 BH τ l  m
2B j l j

0,65  0,95  0,293  0,43 1,1
 0,0668 м,
2 1,15  0,557
где Bj =1,15 Тл.
Округляем с точностью до 1 мм и принимаем hj =0,067 м.
2.6. Расчёт демпферной обмотки
Выбираем число стержней демпферной обмотки на полюс Nс = 5.
Поперечное сечение стержня
qc 
(0,15  0,25)A 0,2  0,293  53110 2

 139,8 10 6 м 2 .
6
Nc J
5  4,45 10
1
21
Диаметр медного стержня
dc 
4
qc 
139,8 10 6  13,3 10 3 м.


4
Округляем dC=13,5·10-3м, тогда qC=143,1·10 -6 м²
Определяем зубцовый шаг ротора. Принимаем Z=5·10-3 м, тогда
t 
2
b p  d c  2Z
Nc 1

0,21  13,5 10-3  2  5 10 3
 0,0373 м.
6 1
Проверяем условия
t2 =0,0373>t1=0,0326 - данное условие не выполняется;
t2=0,0307>0,8∙t1=0,8·0,0326=0,0261-условие выполняется.
Пазы ротора выбираем круглые полузакрытые.
Диаметр паза
ds=dc+ 0,1=13,5+0,1=13,6 мм.
Раскрытие паза bs = 3 мм, высота шлица hs = 2 мм.
Длина стержня
lc=lp+(0,2-0,4)τ=0,456+0,3·0,293=0,544 м.
Сечение коротко замыкающего сегмента
qкз=bксhкс=1,15·0,5Ncqc=1,15·0,5·5·143,1·10-6 = 411·10-6 м².
По табл. 6.1 выбираем прямоугольную медь 11×40 мм (сечение qкз=439
22
мм²), причем bкс ≥2dc /3=2·13,5·10-3/3=9·10-3 м =9 мм.
Эскизы активных частей генератора представлены на рис. 3.
2.7. Расчет магнитной цепи
В данном разделе готовим расчётные выражения, необходимые для расчёта
магнитной цепи (табл. 3).
Таблица 4
Параметр
Е, В
Ф=Е/3,3·103, Вб
Вδ=Е/290,9, Тл
Fδ=14,4Е, А
Е* и Ф*
0,5
115,5
0,035
0,4
1663,2
1
230,9
0,07
0,8
3324,9
1,1
254
0,077
0,87
3657,6
1,2
277
0,084
0,95
3988,8
1,3
300,2
0,091
1,03
4322,9
0,57
0,62
172
18,8
0,63
300
4,26
1700,7
0,0054
0,0404
0,71
593
113,3
178
0,55
443
38,5
329,8
2030,5
0,45
0,58
0,38
0,07
0,077
1,14
0,47
1200
99,3
1,25
940
13,3
3634,6
0,0116
0,0816
1,43
2300
439,3
358
1,103
1100
95,6
892,9
4527,5
1
1,17
0,803
0,2
0,166
1,25
0,43
2700
204,3
1,38
1393
19,8
4394,7
0,0141
0,0911
1,6
4100
783,1
400
1,23
1370
119,1
1302,2
5696,9
1,26
1,3
0,97
0,29
0,201
1,36
0,37
6000
390,7
1,5
2270
32,2
5694,2
0,0182
0,1022
1,8
7683
1467,5
450
1,38
1970
171,2
2089
7783,2
1,72
1,46
1,26
0,46
0,260
1,48
0,32
14000
788,5
1,63
4750
67,5
7541,4
0,0241
0,1151
2,02
20308
3878,8
505
1,55
3440
298,9
4682,7
12224,1
2,7
1,64
1,67
1,03
0,344
BZ1 1
3 =6,38∙10-3Е, Тл0,7371,471,621,771,92
H Z1 1
3 , А/м214292076001900035000
H
1
FZ1=6,75∙10-2 Z 1 3 ,
А14,4197,15131282,52362,5
Ва=Е/203, Тл
ξ
На, А/м
Fa=17,6∙10-2ξ На, А
ВZ2=5,42∙10-3Е, Тл
НZ2, А/м
FZ2=14,2∙10-3 НZ2, А
FδZa= Fδ+ FZ1+ Fa+ FZ2, А
Фσ=3,2∙10-6 FδZa, Вб
Фm= Ф + Фσ=Е/3,3·103+3,2∙10-6∙FδZa, Вб
Вm=Фm/0,057,Тл
Нm, А/м
Fm=0,191∙ Нm, А
Fδmj = 250 Вm, A
Вj =41·10-4 Е+42,9∙10-6FδZa, Тл
Нj, А/м
Fj= 8,69∙10-2Нj, А
Fmj= Fm+ Fδmj+ Fj, А
Fвo= FδZа+ Fm+ Fδmj+ Fj, А
Fвo*
Фm*
FδZa*
Fmj*
Фσ*
23
Для магнитопровода статора выбираем горячекатаную сталь 1511
толщиной 0,5 мм. Полюсы ротора выполняем из стали Ст 3 толщиной 1 мм.
Толщину обода (ярма ротора) принимаем hj =0,067 м.
Магнитный поток в зазоре
Ф
Е
Е

 Е / 3,3 103.
4kв fw k
4 1,155  50 15  0,95
1 об1
По рис. 1.2 при δм/δ=1,5; α=0,7; δ/τ=0,0036/0,293=0,0122 находим kв=1,155
и αδ=0,69.
Уточненное значение расчетной длины статора
l  l  bк nк  2   0,456 - 3,56 10-3  8  2  4,2 10 3  0,436 м,
 1
где b'к=γδ=0,99·3,6·10-3=3,56·10-3;
γ= (bк/δ)2/(5+ bк/δ)=(1·10-2/3,6·10-3)2/(5+1·10-2/3,6·10-3) = 0,99.
Индукция в воздушном зазоре
B 

Ф
Е

 E / 290,9.
 l 3,3 103  0,69  0,293  0,436
Коэффициент воздушного зазора статора
 1  (t1  10 ) /(t1  bп1  10 ) 
k


 (0,0326  10  0,0042)/(0 ,0326 - 0,0121  10  0,0042)  1,2.
Коэффициент воздушного зазора ротора
 2  (t2  10 ) /(t2  bs  10 ) 
k


 (0,0373  10  0,0042)/(0 ,0373 - 0,003  10  0,0042)  1,04 .
24
Результирующий коэффициент воздушного зазора
k  k k  1,2 1,04  1,25.

1  2
Магнитное напряжение воздушного зазора
F 

1
B  k 
0 

Е  0,0042 1,25
 14,4Е.
290,9 1,25 10 6
Ширина зубца статора по высоте 1/3 h′п 1 от его коронки
b
t
b  0,0339 - 0,0121  0,0218 м,
Z11
Z11 п1
3
3
где
t
2h
1
2 1
 ( D  п1 )  (1,12  0,0675 )
0,0339 м.
1
Z1 3
3 Z1
3 108
1 '
hп1
3
Индукция в сечении зубца по высоте
от его коронки
B t l
Е  0,0326  0,436
 1
B


 6,38 10-3 Е.
Z1 1
b
l
kс 290,9  0,0218  0,378  0,93
3
Z11 ст1
3
Магнитное напряжение зубцов статора
F H
h  0,0675H
Z1
Z11 п1
Z11 .
3
3
При Е=1,3Ен
H
BZ 1 1
3
=1,92 > 1,8 Тл, поэтому соответствующую
1
напряженность Z 1 3 определяем по кривым намагничивания, рис. 7.1, с
учётом коэффициента
25
t
l
Z1 1 1
0,0339  0,456
3
k

1 
- 1  1,02.
1
n1
b
l
kс
0,0218  0,378  0,93
1
ст1
3
Z1
3
Индукция в спинке статора
Ф
Е
Ba 

 Е / 203.
2l ha kс 3,3 10 3  2  0,378  0,0875  0,93
ст1
Магнитное напряжение спинки статора
Fa  La H a  17,6 102H a ,
где
La 
 ( Da  ha )
4p

 (1,43  0,0875)
46
 17,6 10 2 м,
ξ определяем по рис. 7.2.
Высота зубца ротора
h  hs  0,9d s  2 103  0,9 13,6 10-3  14,2 10-3м.
Z2
Расчетная ширина зубца ротора (для круглых пазов)
b

Z2p

( R p  hs  0,5d s )t
Rp
2  0,94d 
s
(0,473  2 10 3  0,5 13,6 10 3 )  0,0373
 0,94 13,6 10 3  0,0238 м.
0,473
Индукция в зубце ротора
B t l
0,0373  0,436 Е
 2 
B

 5,42 10-3 Е.
Z2 b
l p kср 290,9  0,0238  0,456  0,95
Z 2р
Магнитное напряжение зубцов ротора
26
F H h
 14,2103 H .
Z2
Z2 Z2
Z2
Удельная магнитная проводимость рассеяния между внутренними
поверхностям сердечников полюсов
ml 

0,55hm
  bm 

2p
(hm  2h p  2 )
10 6 
0,55  0,153 10 6
0,293  0,126 

26
(0,153  2  0,038  2  3,57 10 3 )
 0,8 10 6.
Удельная магнитная проводимость рассеяния между внутренними
поверхностями полюсных наконечников


cp
cp
dt

2
  1,4(
 0,25)  0,55(
 0,2)  0,4(
 0,5)  106 
pl
'
'
'
ap
ap
ap



 1,4(



3,2 102
4,2 102
4,2 102
 0,25)  0,55(
 0,2)  0,4(
 0,5) 2  106 

6,6 102
6,6 102
6,6 102

 0,782 106 ,
где
(b p  bm )
(0,21  0,126)
 4,2 10 2 м;
2
2
b 2p
0,212
dt  h p   
 0,038  0,00357 
 3,2 10 2 м;
4D
4 1,12
dt
  3,2 10 2
'
a p   b p 
 0,293  0,21 
 6,6 10 2 м.
p
6
cp 

Удельная магнитная проводимость рассеяния между торцевыми
поверхностями

mb
 
 0,37bm 10 6 / lm
0,37  0,126 10 6
 0,098 10 6.
0,476
27
Удельная магнитная проводимость для потока рассеяния
m  
ml

pl
   (0,8  0,782  0,098) 10 6  1,68 10 6.
mb
Магнитное напряжение ярма статора, зазора и зубцов полюсного
наконечника, А,
FZa  F  FZ 1  Fa  FZ 2 .
Поток рассеяния полюса, Вб,
-6
6
Za  4 1,68 10  0,476  FZa  3,2 10 FZa.
 F
Ф  4m lm

Поток в сечении полюса у его основания, Вб,
Фm=Ф+Фσ=Е/3,3·103+3,2∙10-6FδZa.
Индукция в полюсе, Тл,
Фm
Фm
Bm 

 Ф m / 0,057
'
0
,
476

0
,
126

0
,
95
lmbm kср
Так как при Е от 1,2 Uн до 1,3Uн Вm>1,6 Тл, то в табл. 3 расчёт падения
магнитного напряжения на полюсе Fm производим по эквивалентной
напряженности Нmр, которую определяем по трем сечениям полюса, табл. 5.
Таблица 5
Е*
1,2
1,3
Фm
0,1022
0,1151
Ф'm
0,093
0,102
Фmcp
0,0976
0,1086
Bm
1,79
2,02
B'm
1,63
1,79
Вmcp
1,71
1,91
28
Нm
11350
31500
Н'm
4750
11350
Нmcp
7500
19750
Нmр
7683
20308
При этом
Фm=Ф+Фσ; Ф'm=Ф+Фσλpl/λmσ=Ф+0,47Фσ;
Фmcp=(Фm+Ф'm)/2;
B
Ф
' b k
lm
m ср

Ф
Ф

;
0,476  0,126  0,95 0,057
1
H mp  ( H m  4 H mcp  H m ).
6
Магнитное поле напряжения полюса, А,
Fm  hmp H m  0,191H m ,
где
hmp=hm+hp=0,153+0,038=0,191 м.
Магнитное напряжение стыка между полюсом и ярмом ротора, А,
mj  250 Bm .
F
Индукция в ярме ротора, Тл,
Е / 3,3 103  3,2 106 F
Фm
Za  41104 Е  42,9 106 F
Bj 

Za .
2l j h j kср
2  0,557  0,067 1,0
Магнитное напряжение в ярме ротора, А,
F j  L j H j  8,69 10 2 Н j ,
Lj 
 ( D  2  2hmp  h j )
4p

 (1,12 - 2  3,6 10-3  2  0,191 0,067)
46
 8,69 102 м.
Магнитное напряжение сердечника полюса, ярма ротора и стыка между
полюсом и ярмом, А,
Fmj  Fm  Fmj  F j .
29
Магнитодвижущая сила обмотки возбуждения на полюс, А,
Fво  FZa  Fmj  F  FZ1  Fa  FZ 2  Fm  Fmj  F j .
Результаты расчета магнитной цепи сводим в табл. 3. При переводе
значений FδZa, Fmj, Фm в относительные единицы за базовые соответственно
приняты Fво и Ф при Е*=1.
По табл. 3 на рис. 4 строим в относительных единицах характеристику
холостого хода.
Рис. 5. Характеристика холостого хода
На этом же рис. 4 приведена нормальная (типовая) характеристика
холостого хода.
2.8. Определение параметров обмотки статора для установившегося
режима работы
Средняя длина витка обмотки статора
l
ср1
 2(l  l л )  2(0,456  0,432)  1,78 .м
1
30
Длина лобовой части обмотки статора
lл 
 ( D  hп1 )
 h  2B 
п1
1
2 p 1  b  Si / t 2
п1
1
 (1,12  0,0675) 0,89

 0,0675  2  0,025  0,432 м.
2  6 1 - (0,0121 0,0035)2 / 0,03262

 
Активное сопротивление обмотки статора при 20 ºС
wl
1 ср1
15 1,78
r


 1,003 10 3 Ом.
1(20) 57 106 q a
6

6
57 10  38,9 10
12
эф 1
При θ =75 ºС
r
 1,21r
 1,21 1,003 10 -3  1,21 10 -3 Ом.
1(75)
1(20)
Активное сопротивление обмотки статора в относительных единицах
r
r
/ Z  1,21 10 3 / 0,1113  1,09 10 2 ,
1(75)* 1(75) 
Z U / I
 230,94 / 2075  0,1113 Ом.

нф нф
Коэффициент магнитной проводимости пазового рассеяния
пк  п  к  1,9  0,253  2,153,
(h  h )k
h k
h
2
0 
1 
п 

 0 
3b
b
4b
п1
п1
п1
(0,0538  0,0043 )  0,94 0,00665  0,92
0,0043



 1,9,
3  0.0121
0,0121
4  0,0121
31
здесь bп 1=0,0121 м;
h  hк   из п / 2  0,5  (а
 а ) / 2  (5  1,8 / 2  0,5  0,5 / 2) 10 3  6,65 10 3 м;
1
1из 1
h  2a
 а   из п  (2  0,5  1,8) 10 3  4,3 10 3 м;
0
1из 1
h  uпnв а  (а  а )2  (10  2  2,74  0,5  2) 10 3  53,8 10 3 м;
2
1из
1из 1
k   (1  3 ) / 4  (1  3  0,89) / 4  0,92;

k

  (1  3k  ) / 4  (1  3  0,92) / 4  0,94;


t b
λ к  α  λк  (0,22  0,32 1 п1 )(1  α) k  

 β
b
п1






 0,7  0,12   0,22  0,32

0,0326 - 0,0121 

(
1

0
,
7
)
  0,92  0,253;

0,0121


λ′к=0,12 при
b
п1  0,0121  2,69.
0,0036 1,25
 'k

Коэффициент магнитной проводимости лобового рассеяния
λ л  0,34q (l л  0,64βτ) / l   0,34  3(0,432 - 0,64  0,89  0,293)/0,416  0,65,
1

где
l   l  0,5nкbк  0,456  0,5  8  0,01  0,416 м.
 1
Коэффициент магнитной проводимости дифференциального рассеяния
д  0,03  /  k q1  0,03  0,293  0,69/0,003 6 1,25  3  0,449.
32
Индуктивное сопротивление рассеяния
2
f  w1  l
x  15,8


(  л  д ) 
100  100  pq пк
1
2
50  15  0,436
 15,8

(2,153  0,65  0,449)  0,014 Ом.
 
100  100 
63
Индуктивное сопротивление рассеяния в относительных единицах
x
*
 x / Z  0,014/0,11 13  0,13.

Индуктивное сопротивление продольной реакции якоря в относительных
единицах
x
k Faн
0,86  6653
 ad

 1,41,
ad * k F
1,22  3324,9
0  0
где
wk
15  0,95
Faн  0,45m 1 об1 I
 0,45  3 
 2075  6653 А;
нф
p
6
 м /   0,0054 / 0,0036  1,5 ; α=0,7; δ/τ=0,0036/0,293=0,0123;
kad=0,86 (определяем по рис. 8.1);
kμ0=Fв 0/Fδ=2030,5/1663,2=1,22 при Е=0,5Uнф.
Индуктивное сопротивление поперечной реакции якоря в относительных
единицах
x

aq*
k aq Faн (1  k )
2k
 0 F 0
  0,42  6653  (1  1,25)  0,775,
2 1,22  3324,9
kaq=0,42 (определяем по рис. 8.1).
Синхронное индуктивное сопротивление по продольной оси в
относительных единицах
x x x
 0,13  1,41  1,54.
d*  * ad *
33
Синхронное индуктивное сопротивление по поперечной оси в
относительных единицах
x x x
 0,13  0,775  0,905.
q*  * aq*
2.9. Расчёт МДС обмотки возбуждения при нагрузке. Векторная диаграмма
По данным табл. 3 строим частичные характеристики намагничивания и
зависимость
Е*  f ( Fza / F ) ,
рис. 5-7. Из векторной диаграммы (рис. 7) по Uнф*, Iнф*, cosφн
определяем E* =1,08.
( F / F )н  1,17.
Из рис. 6 по E* =1,08 находим za 
Из рис. 8.2 определяем: χd = 0,96, χq, =0,78 и k =0,002.
Находим МДС
Faq*/cosψ = χq· kaq·Faн* = 0,78·0,42·1,47=0,48,
Faн* = Faн/ Fво = 6653/4527,5 = 1,47.
По найденной МДС из характеристики Е*  f ( Fza* ) определяем ЭДС
E
aq*
/ cos  0,62
,
отложив которую на векторной диаграмме, получим направление, а затем
и модуль Еrd*=Фrd* =1,04.
Находим ψн=59°; cosψн= cos59°=0,515; sinψн = sin59°=0,857.
Из характеристики Е*  f ( Fza* ) по Еrd* находим Frd*=0,86.
МДС продольной реакции якоря

F
 k F
sin  н  k F
cos н 
ad *
d ad aн*
 aн*
 0,96  0,86 1,47  0,857  0,002  0,293 1,47  0,515 / 0,0036  1,16.
34
По сумме
F
F
 0,86  1,16  2,02
rd * ad *
из характеристики Ф *  f ( FZa * ) определяем
Поток полюса
Ф
m*
Ф
rd*
Ф
*
Ф
1,04  0,42 1,46.
Рис. 6. Частичные характеристики намагничивания
35
*
 0,42
.
Рис. 7. Зависимость
Е  f (F / F )
za 
*
1,46
Из характеристики Ф m*  f ( Fmj* ) по потоку m*
определяем
F
 0,46
mj*
.
МДС обмотки возбуждения в относительных единицах при номинальной
нагрузке
Ф
F
F
F
F
 0,86  1,16  0,46  2,48.
вн*
rd* ad * mj*
МДС обмотки возбуждения при номинальной нагрузке
Fвн  F Fвo  2,48  4527 ,5  11228,2 А.
вн*
Из характеристики Е*  f ( Fво* ) по Fвн* определяем ЭДС Еон*=1,29.
Номинальное изменение напряжения
ΔUн*=Eoн*-1=1,29-1=0,29.
36
Рис. 8. Векторная диаграмма
2.10. Расчёт обмотки возбуждения
Выбираем однорядную обмотку с лобовой частью в виде полуокружности.
Изоляция класса нагревостойкости В.
Средняя длина витка обмотки возбуждения
lеср  2(lm  2 )   (bm  2  be ) 
1
 2(0,456  2  0,02)   (0,126  2  0,002  0,0293)  1,33 м,
37
где δ"=0,02 м (см. табл. 11.1); be ≈ 0,1τ = 0,1·0,293≈0,0293 м; δ1 = (1,52)·10-3 м.
При использовании тиристорного возбудительного устройства (ТВУ)
номинальный ток обмотки возбуждения 320 А. Задавшись током обмотки
возбуждения 320 А и плотностью тока обмотки ОВ Je = 3,5·106 А/м², определим
предварительное значение сечения проводника
qe  I вн / J e  320 / 3,5 106  91,4 10 6 м2  91,4 мм2 .
Определим предварительное значение питающего напряжения
Ue 
' l
130 2 pFвн
eср
qe

2  6 13473,8 1,33
 60,3 В
39 10 6  91,4 10 6
,
где
  1,2Fвн  1,2 11228,2  13473,8 А.
Fвн
Для питания обмотки возбуждения выбираем тиристорное
возбудительное устройство ТВУ-65-320 (Ueн=65 В, Ieн=320 А).
Тогда напряжение на кольцах с учетом переходного падения напряжения
в щеточном контакте принимаем Ue=63 В.
Число витков обмотки возбуждения
 / I вн  13473,8 / 320  42,1
we  Fвн
,
принимаем we=43. Меньший размер прямоугольного проводника обмотки
ae 
(hm   кп )
(0,153 13 10 3 )
 п 
 0,3 10 3  2,88 10 3 м,
we  1
43  1
где δкп=13·10-3 м; δп=0,3·10-3 м.
Возможный размер широкой стороны провода
be  qe / ae  91,4 10 6 / 2,88 10 3  31,7 10 3 м.
Так как в табл. 6.1 подходящий провод отсутствует, выбираем условно
нестандартный проводник с размерами ae×be =3×30 мм, сечением qe=90·10-6
м².
38
Уточненное значение высоты полюса
hm  (ae   п )(we  1)   кп  (3 103  0,3 103 )(43  1)  13 103  0,158 м.
Так как расхождение с ранее выбранной высотой hm =0,153 м составляет
3,28% < 10 %, то пересчёт магнитного напряжения полюса не производим.
Активное сопротивление обмотки возбуждения
2  6  43 1,33
 0,198 Ом
qe
39 106 90 10 6
,
2 pweleср
1
2  6  43 1,33
r
  75 


 0,162 Ом
в75
6

6
qe
47 10
90 10
,
r
 130 
в130
2 pweleср
1


Ток обмотки возбуждения при 130 °С
I
в130
 U e / r
 63 / 0,198  318,2 А.
в130
МДС обмотки возбуждения при 130 ° С
F
I
 w  318,2  43  13682 ,6 А.
в130
в130 e
Коэффициент запаса возбуждения, который должен быть в пределах 1,11,25,
F
13682,6
ke  в130 
 1,22.
Fвн 11228,2
Минимальное расстояние между катушками соседних полюсов
 D
x  2
 2
 1,12
 2
 2

   h p  hm tg


b


 m    be  cos

1
2p
2
2
p




12
 0,0036  0,038  0,158 tg
 7,4 10 3 м .
39


0,126

 0,002  0,03 cos 
2
12

Уточняем плотность тока в обмотке возбуждения
J e  I вн / qe  318,2 / 90 10 6  3,5 106 А/м 2.
Превышение температуры обмотки возбуждения
 e 

l
3 10 10 (2,8  1 )be J e2

1,6  V p

3 10 10 (2,8  0,456 / 0,293)  0,03  (3,5 10 6 ) 2
 68,5 С,
1,6  29,3
где
Vp 
Dn  1,12  500
60

60
 29,3 м/с.
Полученное превышение температуры не превосходит допустимое для

 90 С
изоляции класса нагревостойкости В ( eдоп
).
2.11. Определение параметров и постоянных времени обмоток
Индуктивное сопротивление обмотки возбуждения

x  1,27k x
(1  4k F lm
 0  0   / Ф ) 
e*
ad ad*
 1,27  0,86 1,41(1  4 1,22  3324,9  0,476 1,34 10-6 / 0,07)  1,77,
где       / 1,53  mв / 2,65 
pl
ml
 0,782 10-6  0,8 10-6 / 1,53  0,098 10-6 / 2,65  1,34 10-6.
Индуктивное сопротивление рассеяния обмотки возбуждения
xe*  xe*  xad *  1,46  1,13  0,33.
40
Находим индуктивное сопротивление рассеяния демпферной обмотки по
продольной оси.
Отношение t2/τ=0,0373/0,293=0,127. При Nc=5
kв 
sin( N ct / ) sin(5  0,127)
2

 0,47;
N c sin(t / ) 5  sin(  0,127)
2
1 + kв=1,47; 1 - kв=0,53.
Из рис. 12.2 сd=0,75; cq=1,5, тогда
b
в  0,785  s  hs / bs  0,785 
2d
s
ду 

x
Rd
kd *

3 10 3
2 13,6 10 3

2 10 3
 1,34;

3
3 10
t
0,0373
2 
 0,59;
12  0,0042 1,25
12 'k

 0,19cd / N c  0,19  0,293  0,75 / 5  8,35 10 3;


7,9 Faн 10 6 l p (в  ду ) / N c  
Ф (1  kв )


Rd 
7,9  6653 10 6 0,456(1,34  0,59) / 5  8,35 10 3 

  0,261 .
0,07  0,53
Индуктивное сопротивление рассеяния демпферной обмотки по
поперечной оси

F
10 6  l p

x
 7,9 aн 
(в  ду )    
Rq 
kq*
Ф 1  kв  N c



6653 10 6  0,456

 7,9 

(1,34  0,59)  1,67 10 2   0,0978,

0,07 1,48  5


2
Rq  0,19cq / Nc  0,19  0,293 1,5 / 5  1,67 10 .
Индуктивное сопротивление нулевой последовательности для
двухслойных обмоток
41
2,18l Faн 10 6 
h
h 
1
  0,555 п1  (3  2) 1  
x 
0*
b
b 

Ф q k y2
п1
п1 

 1
2


Faн (3  2)  1 

2
 0,355
 0,39(  2 / 3)  (   2 / 3)  1 / 27 


F k y2  3q1 

0



2,18  0,456  6653 10 -6 
0,89  0,555 0,0675  (3  0,89  2) 0,00665  

0,0121
0,0121 

0,07  3  0,985 2
 0,355 
2

6653(3  0,89  2)  1 

  0,39(0,89  2 / 3)  (0,89  2 / 3) 2  1 / 27   0,115.

3324,9  0,985 2  3  3 


Переходные индуктивные сопротивления обмотки статора:
по продольной оси
x
x
1,41 0,36
x  x  ad* e*  0,13 
 0,42;
d*  * x
x
1,41  0,36
ad* e*
x  x  0,905.
по поперечной оси q* q*
Сверхпереходные индуктивные сопротивления обмотки статора:
по продольной оси
x
( x  x )
 *  0,13  0,261(0,42 - 0,13)  0,267;
x  x
 kd * d *
d*
* x
 x  x
0,261  0,42  0,13
kd *
d*
*
по поперечной оси
x
x
aq* kd *
0,775  0,0978
x  x

 0,13 
 0,217.
q*
* x
x
0,775  0,0978
aq*
kq*
Индуктивные сопротивления обмотки статора обратной
последовательности:
при работе машины на большое внешнее индуктивное сопротивление
x  ( x  x ) / 2  (0.267  0.217) / 2  0,242;
2*
d* q*
42
при работе машины на малое внешнее сопротивление (при коротком
замыкании)
x  x x  0,267  0,217  0,24.
2*
d* q*
Активное сопротивление обмотки возбуждения при 75 °С
0,44 Faн k 2 lecp
0,44  6653  0,86 2 1,33
ad
r 

 2,13 10 3.
e*
8
8

6
10 Ф fwe qe
10  0,07  50  43  90 10

Активное сопротивление демпферной обмотки по продольной оси при 75
°С
cкзс 
 с l
2,16 Faн
d 
r

 с c 
kd* 108 Ф f (1  k )  qc N c qкз N c 

в 



1 0,544
1 0,293  0,75 


 0,0667,
108  0,07  50  0,53  143,1 5 10 6 439  5 10 6 
2,16  6653
где cс = cкз = 1.
Активное сопротивление пусковой обмотки по поперечной оси при 75 °С
rkq* 

cкз сq 
 ссlc





108 Ф  f (1  kв )  qc N c qкз N c 
2,16 Faн

2,16  4640
0,424
0,242 1,6 

  0,0369.

108  50  0,0427 1,3  86,6  6 10 6 314  6 10 6 
Постоянная времени обмотки возбуждения при разомкнутых обмотках
статора и демпферной
Т
x
1
1,77
 e* 

 2,65 с,
d0
-3
 r
e* 100  2,13 10
где
  2f  2  50  100.
43
Постоянная времени обмотки возбуждения при замкнутой обмотке
статора
Т   Т x / x  2,65  0,42/1,54  0,72 с.
d
d 0 d* d *
Постоянные времени демпферной обмотки при разомкнутых обмотках
статора и возбуждения:
по продольной оси
Т
kd 0

(x
x
)
ad * kd *  (1,41  0,261)  0,0797 с;
r
2  50  0,0667
kd *
по поперечной оси
Т
kq0

(x
x
)
aq*
kq*
(0,775  0,0978)

 0,104 с.
r
100  0,0268
kq*
Постоянные времени демпферной обмотки:
по продольной оси при замкнутой накоротко обмотке возбуждения и
разомкнутой обмотке статора
x
x
x
x
x
x
ad* kd * e* ad*  1 
Т   kd * e*
kdв
( x
r
e*  xad* )
kd *
0,261 0,36  1,41 0,261  0,36 1,41

 2,6 10 2 с;
100 (0,36  1,41)  0,0667
по продольной оси при замкнутых накоротко обмотке возбуждения и
обмотке статора
Т   Т  x / x  2,6 10 2  0,267 / 0,42  1,65 10 2 с;
kd
kdв d* d*
по поперечной оси при замкнутой накоротко обмотке статора
44
Т   Т
x / x  0,104  0,217 / 0,905  2,49 10 2 с.
kq
kq0 q* q*
Постоянная времени обмотки статора при короткозамкнутых обмотках
ротора
x
0,24
Т a  2* 
 0,07 с.
2
r
100


1
,
09

10
1*
2.12. Расчёт масс активных материалов
Масса зубцов статора
 7800l kc h b
Z 
z1
ст1 п1 z1/ 2 1
 7800  0,378  0,93  0,0675  0,0224 108  447,8 кг,
m
где
b

z1/ 2
 ( D  hп1)
Z
1
b 
п1
 (1,12  0,0675)
108
 0,0121 0,0224 м.
Масса ярма магнитопровода статора
m  7800l kc ( Da  ha )ha 
a1
ст1
 7800  0,378 0,93  (1,43  0,0875)  0,0875  1011,9 кг.
Масса меди обмотки статора
m  8900 q uп Z l
/2 
м1
1 ср1
эф
 8900  38,9 10 6 10 108 1,78 / 2  332,8 кг.
Масса меди обмотки возбуждения
mмв  8900 qeleср  2 pwe 
 8900  90 10 6 1,33  2  6  43  549,7 кг.
45
Масса меди стержней демпферной обмотки
mмc  8900 qc  2 pNclc  8900 143,110-6  2  6  5  0,544  41,6 кг.
Масса меди коротко замыкающих колец
mмкз  8900 qкз ( D  2  2hs  2d s )2  8900  411 10 6 (1,12 
 2  3,6 10 3  2  2 10 3  2 13,6 10 3 )  2  24,9 кг.
Масса стали полюсов
 kср  2 p(hmbm  0,8h pb p ) 
mm  7800lm
 7800  0,476  0,95  2  6  (0,158  0,126  0,8  0,038  0,21)  1112,8 кг.
Масса стали обода ротора
m j  7800l j ( D  2  2hmp  h j )h j 
 7800  0,557   (1,12  2  3,6 10 3  2  0,191  0,067 )  0,067  607 кг.
Полная масса меди
mм  m  mмв  mмс  mмкз  332,8  549,7  41,6  24,9  949 кг.
м1
Полная масса активной стали
mст  m  m  mm  m  447,8  1011,9  1112,8  607  3179,5 кг.
z1
a1
j
Масса активных материалов на единицу мощности:
qм  mм / Sн  949 /1437,5  0,660 кг/кВА,
qcт  mст / Sн  3179,5 /1437 ,5  2,21 кг/кВА.
2.13. Определение потерь и КПД
Основные электрические потери в обмотке статора
46
P  mI 2 r 103  3  20752 1,003103 103  12,96 кВт.
э1
нф 1
Потери на возбуждение
2 r
Pв  ( I вн
 2U щ I вн ) 10 3 
в(75)
 (318,0 2  0,162  2 1 318,2) 10 3  17,04 кВт.
Магнитные потери в ярме статора
f
50
P  kдa p
Ba2 ( )1,3 m 103  1,3 1,4 1,142 ( )1,3 1011,9 103  2,39 кВт.
a1
a
1
1/ 50
50
50
Примем kда =1,3; kдz = 1,7; p1/50 =1,4 Вт/кг;
Ва=1,14 Тл; ВZ1/3=1,47 Тл
Магнитные потери в зубцах статора
f
P  k дz p
B 2 ( )1,3 m 10 3 
z1
z1
1/ 50 z1/ 3 50
50
 1,7 1,4 1,47 2 ( )1,3  447 10 3  2,3 кВт.
50
Механические потери
vp
29,3 3
Рмех  3,68 p( )3 l  3,68  6  (
)  0,456  5,86 кВт;
40 1
40
Поверхностные потери в полюсных наконечниках
Z n
Pпов  0,5  2 pl k ( 1 )1,5 ( B t 103 ) 2 10 3  0,5  2  6  0,7  0,293 
1 0 10000
01
1,5
 108  500 
 4,6  
  (0,16  0,0326 103 ) 2 10 3  0,881 кВт,
 10000 
где
Во = Вδо (kδ1 -1)=0,8∙(1,2-1)=0,16 Тл; k0=4,6.
47
Добавочные потери при нагрузке
Рдоб = 0,005Рн = 0,005∙1150 = 5,75 кВт.
Общие потери при номинальной нагрузке
 P  Pэ1  Pв  Pa1  Pz1  Pмех  Pпов  Pдоб 
 12,96  17,04  2,39  2,3  5,86  0,881  5,75  47,18 кВт.
Коэффициент полезного действия
  1
47,18
Р
 1
 0,96.
Рн   Р
1150  47,18
2.14. Расчёт превышения температуры обмотки статора
Удельный тепловой поток на 1 м² внутренней поверхности статора
l
1 P
(P
 P  P ) 103
Э1 l
доб
а1
z1
/2
ср1
q 
C
Dl1
=

(12,96 
0,456
 5,75  2,39  2,3) 10 3
1,78 / 2
 10645 ,3
 1,12  0,456
Вт/м² .
Превышение температуры внешней поверхности статора над
температурой охлаждающего воздуха
 пов,с 
qc
10645,3

 34  С
 (1  0,1vp ) 80  (1  0,1 29,3)
,
где   80 Вт/(○См²).
Плотность теплового потока с внешней поверхности лобовых частей
qл 
2
6
AJ t
1 1  53110  4,45 10  0,0326  1117,9 Вт/м 2
  П1
46 106 149,8 10 3
,
48
   46  106
1
Ом  м , периметр
где удельная проводимость меди при 75 °С
паза (без учета клина) П 1 = 149,810-3 м.
Превышение температуры внешней поверхности лобовых частей обмотки
статора над температурой охлаждающего воздуха
 л 
qл
1117,9

 27,5 С
13,3(1  0,07vp ) 13,3 (1  0,07  29,3)
.
Перепад температуры в пазовой изоляции обмотки статора (см. п. 30)
из  5,53 С .
Среднее превышение температуры обмотки статора
( из   пов.с )l  ( из   л )l л
1

l
/2
ср1
(5,53  34 )  0,456  (5,53  27 ,5)  0,432

 36,3 o C.
1,78 / 2
 
2.15. Определение токов короткого замыкания
Ударный ток короткого замыкания
I
уд*
 1,8 1,05/ x  1,8 1,05/ 0,267  7,08
d*
о.е.
Уточненное значение тока короткого замыкания

I уд*  1 / xd *  (1 / xd *  1 / xd * )e 0,01 / Td 

 (1 / xd*  1 / xd * )e 0,01 / Tkd  0,73e 0,01 / Ta / xd* 

1
1
1 0,0139
1
1
(

)e
(

)e 0,606  0,73 e 0,143  5,5
1,54 0,42 1,54
0,267 0,42
0,267
о.е.
Кратность тока короткого замыкания при возбуждении холостого хода
(ОКЗ)
ОКЗ  I
ко*
 Е  / x  1,13 /1,54  0,73.
он* d*
49
Величину Е′он* =1,13, определяем по продолжению спрямлённой части
характеристики холостого хода при Iв*= 1.
Кратность тока короткого замыкания при номинальном возбуждении
I
кн*
 Е / x  2,8 /1,54  1,82.
о* d*
Величину Е′о* = 2,8, определяем по продолжению спрямлённой части
характеристики холостого хода при номинальном токе возбуждения Iвн*= 2,48
(рис. 8).
Данные для построения характеристики холостого хода (рис. 8)
Таблица 6
Е*
Iв*
0,5
0,45
1
1
1,1
1,26
50
1,2
1,72
1,3
2,7
Рис. 9. Характеристика холостого хода
2.16. Расчёт и построение характеристик генератора
Угловая характеристика
E sinθ 1 1
1
M  0*
 (

) sin 2θ 
*
x
2 x
x
d*
q*
d*
2,8
1 1
1

sin θ  (

) sin 2θ  1,82 sin θ  0,23 sin 2θ.
1,54
2 0,905 1,54
Статическую перегружаемость генератора определяем по угловой
характеристике, рис. 9,
kм= Рм*/Рн*=Мм*/Мн*,
где
Рн*=cos φн= 0,8.
Из рис. 9 Мм*=1,87,
kм = Рм*/Рн* = 1,87/0,8 = 2,34.
Данные для построения угловой характеристики (рис. 9)
Таблица 7
ϴ°
М*
30
1,1
45
1,52
60
1,78
75
1,87
90
1,82
51
105
1,64
120
1,38
135
1,06
150
0,71
Рис. 10. Угловая характеристика
Регулировочная характеристика Iв*= f(I*).
Для построения регулировочных характеристик задаем три значения тока
якоря I* 0; 0,5; 1. По заданным значениям I* для U*=const и cosφ=const строим
векторные диаграммы Потье, совмещенные с характеристикой холостого хода и
короткого замыкания, из которых находим значения Iв*.
В диаграмме Потье МДС реакция якоря не раскладывается на продольную
и поперечную составляющие, как в диаграмме Блонделя, поэтому эта диаграмма
применима в основном для неявнополюсных машин. Но она дает приемлемые по
точности результаты и для явно полюсных синхронных машин (ошибка не
превышает 5-10 %).
52
Рис. 11. Диаграмма Потье для U н* 1, I н* 1, cos н  0,8
Построение диаграммы Потье для U*=1; I*=1, cos φ = 0,8.
На основании уравнения генератора
E δ*  U*  I*r1*  jI* x p*
определяем вектор Eδ* , как это было сделано при построении диаграммы
Блонделя.
Пользуясь значением ЭДС E* , по характеристике холостого хода
находим ток возбуждения I в* , необходимый для её создания (на рис. 10
отрезок OD).
При построении диаграммы Потье применяют реактивное сопротивление
Потье
x р*  1,2 x *
.
53
x
Использование р* вместо x * учитывает повышенное насыщение
магнитной цепи индуктора от потока рассеяния возбуждения. МДС реакции
якоря определяется по характеристике короткого замыкания, которую строим
как прямую из начала координат через точку L, для которой I к *  ОКЗ и I В*
= 1.
Для I* = 1 по характеристике короткого замыкания определяем МДС
Fd *  F*  Fad*
I x
(отрезок 0М), отложив на оси ординат * р* , по характеристике
холостого хода находим FϬ* (отрезок ОК). Тогда
F
 F F
ad*
d*  *
(отрезок КМ). Чтобы получить МДС, соответствующую полному току


возбуждения I в* , необходимо геометрически сложить векторы F* и Fad * ,



при этом учитываем, что МДС F* опережает E* на 90°, а МДС Fad*

совпадает по направлению с током якоря I* . Результирующий ток возбуждения
находим, прибавляя к отрезку ОD отрезок DD' = КМ, причем КМ проводим под
углом (φ+γ) к отрезку DS.
Принимая, что падение напряжения I* xd * и реакция якоря Fad * прямо
пропорциональны току якоря, можно построить подобные диаграммы для
различных значений тока I*, напряжения U* и cosφ.
На рис. 11 построены диаграммы для U*, равных 1,0; 1,1; 1,15; cosφ=0,8.
При этом принято, что
x
p*
 1,2 x
*
 1,2  0,13  0,156
54
Падением напряжения на активном сопротивлении пренебрегаем. Данные
построения сведены в табл. 5.
Таблица 8
U* = 1,0
0
0,5
I*
1
U* = 1,1
0
0,5
1
U* = 1,15
0
0,5
1
I в*
11,572,2
31,261,9
2,611,47
2,132,88
По данным табл. 5 на рис. 12 построены регулировочные характеристики
для напряжений U*, равных 1,0; 1,1; 1,15.
Рис. 12. Диаграмма Потье для построения регулировочных характеристик
55
Рис. 13. Регулировочные характеристики
Внешняя характеристика U* = f(I*).
Внешнюю характеристику строим, используя семейство регулировочных
характеристик (рис. 12). Из точки, соответствующей U* = 1 и I* =1, проведем
прямую параллельно оси абсцисс. Точки пересечения этой прямой с
регулировочными характеристиками дадут значения тока I* при U* = 1,1 и U* =
1,15. Значение U* при I* =0 получим по характеристике холостого хода для Iвн*.
Данные расчета сведены в табл. 9.
Таблица 9
I*
U*
0
1,29
0,57
1,15
0,74
1,1
1
1
По данным табл. 9 на рис. 13 построена внешняя характеристика.
56
Рис. 14. Внешняя характеристика
U-образная характеристика I*=f( I в* ).
При построении U-образной характеристики должно быть обеспечено
выполнение условий P* =const и U * = const. Принимая во внимание, что
P*  mU * I* cos  ,
можно отметить, что активная составляющая тока якоря I* cos  также
постоянна.
Для U-образной характеристики при U*=Uн* и
Р*=Р*н=cosφ=0,8
активная составляющая тока I* cos н равна 0,8. Для характеристик при
P*  Pн* , например при P*  0,9 Pн* , активная составляющая I* cosн = 0,9·0,8
=0,72 и т.д.
U-образную характеристику для случая Р*=0,8; U* = Uн* строим
следующим образом. Откладываем по оси абсцисс в масштабе вектор

напряжения U н* . С ним совпадает по направлению вектор активного тока
Iн*cosφн (рис. 14).
57
Затем задаемся несколькими значениями тока I*, например двумя I(1)* =1,
I(2)* =0,9 для индуктивной нагрузки (φ>0), одним для активной нагрузки I(3)*
=Iн*cosφн и одним I(4)* =0,88 для емкостной нагрузки (φ<0), и размещаем их,
как показано на рис. 14. Определяем для этих токов углы φ.
Рис. 15. Векторные диаграммы (к построению U-образной
характеристики)
58
Рис. 16. Диаграмма Потье (к построению U-образной характеристики)
Для каждого значения I(1,2,3,4)* и φ(1,2,3,4) строим диаграмму Потье, как
это делалось при построении регулировочных характеристик (рис. 15).
Данные расчёта сводим в табл. 7
Таблица 10
I в* 1,211,4922,27
I*
0,88
0,8
0,9
1,0
По данным табл. 7 строим U-образную характеристику (рис. 16).
59
Рис. 17. U-образная характеристика
60
3. ОРГАНИЗАЦИОННО – ТЕХНОЛОГИЧЕСКАЯ ЧАСТЬ
3.1. ПРИНЦИП ДЕЙСТВИЯ ТРЕХФАЗНОГО СИНХРОННОГО
ГЕНЕРАТОРА
Трехфазными
генераторами
называются
генераторы
переменного
тока,
одновременно вырабатывающие несколько ЭДС одинаковой частоты, но с
различными начальными фазами. Многофазными цепями называются цепи
переменного тока, в которых действуют многофазные системы ЭДС. Любая из
цепей многофазной системы, где действует одна ЭДС, называется фазой.
Трехфазные системы имеют ряд преимуществ перед другими системами
(однофазными и многофазными):
- они позволяют легко получить вращающееся магнитное поле (на этом основан
принцип работы разных двигателей переменного тока).
- трехфазные системы наиболее экономичны, имеют высокий КПД.
- конструкция трехфазных двигателей, генераторов и трансформаторов
наиболее проста, что обеспечивает их высокую надежность.
- один трехфазный генератор позволяет получать два различных (по величине)
напряжения.
Современные электрические системы, состоящие из генераторов,
электростанций, трансформаторов, линий передачи электроэнергии и
распределительных сетей, представляют собой трехфазные системы
переменного тока. Трехфазная система электрических цепей - совокупность
электрических цепей, в которых действуют три синусоидальные ЭДС одной и
той же частоты, сдвинутые друг относительно друга по фазе и создаваемые
общим источником энергии. Трехфазная цепь включает в себя источник
(генератор) трехфазной ЭДС, проводники, потребители (приемники)
трехфазной электрической энергии.
В пазах статора расположены три фазных обмотки (они условно представлены
единственными витками). Начала и концы обмоток трехфазного генератора
принято обозначать буквами
и
. Первыми буквами латинского
алфавита обозначают начала обмоток, последними - концы. Началом обмотки
61
называют зажим, через который ток поступает во внешнюю цепь при
положительных его значениях.
Рис.18
Ротор генератора выполняется в виде вращающегося постоянного магнита или
электромагнита, питаемого через скользящие контакты постоянным током.
При вращении ротора с помощью двигателя в обмотках статора возникают
периодически изменяющиеся ЭДС, частота которых одинакова, но фазы в
любой момент времени различны, так как различны положения обмоток в
магнитном поле. ЭДС в неподвижных витках обмоток статора индуктируются в
результате пересечения этих витков магнитным полем вращающегося ротора.
Обмотки фаз генератора совершенно одинаковы и расположены симметрично
по поверхности статора, поэтому ЭДС имеют одинаковые амплитудные
значения, но сдвинутые друг относительно друга по фазе на угол 120 .
Универсальный синхронный трёхфазный генератор - специфический механизм
переменного тока, который призван преобразовывать определённый тип
энергии в электричество. Вмонтированный крутящийся электромагнит способен
создавать магнитный поток, перемещающийся через три фазы обмотки
используемого статора. В результате можно добиться того, что в пазах будет
происходить переменная ЭДС однотипной частоты. Сами производители
отмечают тот факт, что генератор оборудован таким образом, чтобы якорь
выступал в качестве мощного электромагнита. Если вал вращается от турбины,
тогда в систему поступает электроэнергия, а обмотка ротора питается именно
этим током. Во время такого взаимодействия якорь становится своеобразным
электрическим магнитом, который крутится вместе с валом. Именно
синхронные трёхфазные турбо- и гидрогенераторы производят больше всего
полезной энергии.
62
4. ОХРАНА ТРУДА И ПРОТИВОПОЖАРНЫЕ МЕРОПРИЯТИЯ.
25.1.
Вращающийся
невозбужденный
генератор
с
отключенным
устройством автомата гашения поля (далее – АГП) должен рассматриваться как
находящийся под напряжением (за исключением случая вращения от
валоповоротного устройства).
25.2. При испытаниях генератора установка и снятие специальных
закороток на участках его схемы или схемы блока должны выполняться после их
заземления. Установку и снятие специальных закороток при рабочей частоте
вращения разрешается выполнять с использованием средств защиты после
снятия возбуждения генератора и отключения АГП.
25.3. На каждой электростанции должны быть утверждены схемы
заземления генератора, учитывающие тип системы возбуждения генератора,
схемы РУ генераторного напряжения, схему блока и схему нейтрали генератора.
Должна быть исключена подача напряжения в обмотку ротора от схемы
начального возбуждения.
25.4. В цепях статора вращающегося невозбужденного генератора с
отключенным устройством АГП допускается измерять значение остаточного
напряжения, определять порядок чередования фаз.
Эти
наладочных
работы
должны
организаций
с
выполнять
работники
применением
электролабораторий,
электрозащитных
средств
в
соответствии с нарядом или распоряжением под наблюдением оперативного
персонала.
25.5. Измерения напряжения на валу и сопротивления изоляции ротора
работающего генератора разрешается выполнять по распоряжению двум
работникам, имеющим группы IV и III.
63
25.6. Обточку и шлифовку контактных колец ротора, шлифовку коллектора
возбудителя выведенного в ремонт генератора имеет право выполнять по
распоряжению работник из числа не электротехнического персонала под
наблюдением работника, имеющего группу III. При работе следует пользоваться
средствами защиты лица и глаз от механических воздействий.
25.7. Обслуживать щеточный аппарат на работающем генераторе
допускается единолично по распоряжению обученному для этой цели работнику,
имеющему группу III, если при этом исключена вероятность появления
однополюсного замыкания на землю или междуполюсного короткого замыкания.
При этом необходимо соблюдать следующие меры предосторожности:
работать в защитной каске с использованием средств защиты лица и глаз,
застегнутой спецодежде, остерегаясь захвата ее вращающимися частями
машины;
пользоваться
диэлектрическими
галошами,
коврами или
диэлектрическими перчатками, если есть вероятность случайного прикосновения
участками тела к заземленным частям;
не касаться руками одновременно токоведущих частей двух полюсов или
токоведущих и заземленных частей.
64
Список использованных источников
. Теоретические основы электротехники: Учеб. пособие для вузов: В 2 ч./ Л.А.
Бессонов - 9-е изд., перераб. и доп. М.:Высшая школа, 1996. 623 с.
. Электрические машины: Учебник для вузов/ А.И. Вольдек - 2-е изд., перераб. и
доп. Л.:Энергия, 1974. 840 с.
. Проектирование электрических машин: Учеб. пособие для вузов: В 2 кн./ И.П.
Копылов, Б.К. Клоков, В.П. Морозкин и др.; Под. ред. И.П. Копылова.- 2-е изд.,
перераб. и доп. М.:Энергоатомиздат, 1993. Кн. 2. 384 с.
. Пахомин С.А. Проектирование синхронных генераторов: Учеб. пособие к
курсовому проекту по электромеханике/ Юж.-Рос. гос. техн. ун-т.
Новочеркасск: ЮРГТУ, 2007. - 91с.
5. СТП-40.459-007-82. Стандарт предприятия. Текстовые документы в учебном
процессе. Общие требования/ НПИ. Новочеркасск, 36 с.
65
Заключение
В заключение
66