Проектирование синхронных генераторов.Руководство.

С.А. Пахомин
ПРОЕКТИРОВАНИЕ
СИНХРОННЫХ ГЕНЕРАТОРОВ
Учебное пособие
к курсовому проекту по электромеханике
Министерство образования и науки Российской Федерации
Федеральное агентство по образованию
Южно-Российский государственный технический университет
(Новочеркасский политехнический институт)
____________________________________________________
С.А. Пахомин
ПРОЕКТИРОВАНИЕ
СИНХРОННЫХ ГЕНЕРАТОРОВ
Учебное пособие
к курсовому проекту по электромеханике
Новочеркасск 2007
УДК 621.313.322 (075.8)
ББК 31.261.62
П 21
Рецензенты: кандидат технических наук, доцент
В.А. Потапкин;
кандидат технических наук, доцент
Р.В. Ротыч
Пахомин С.А.
П21 Проектирование синхронных генераторов: Учеб. пособие к
курсовому проекту по электромеханике/ Юж.-Рос. гос. техн.
ун-т. Новочеркасск: ЮРГТУ, 2007. – 91с.
Учебное пособие содержит краткое изложение основных
теоретических положений по проектированию синхронного генератора общепромышленного применения и пример проектировочного расчёта синхронного генератора.
Предназначено для студентов третьего курса очной формы
обучения специальностей: 140106, 140203, 140211, 140601,
140602, 140604, 140204, а также для студентов вечерней и заочной форм обучения.
УДК 621.313.322 (075.8)
ББК 31.261.62
© Южно-Российский государственный
технический университет, 2007
© Пахомин С.А., 2007
2
ОГЛАВЛЕНИЕ
ВВЕДЕНИЕ ...........................................................................................4
СОДЕРЖАНИЕ И ОФОРМЛЕНИЕ ПРОЕКТА ...............................5
ПРОЕКТИРОВАНИЕ СИНХРОННОГО ГЕНЕРАТОРА ................7
1. Выбор главных размеров активной части генератора ..........7
2. Выбор типа обмотки и расчёт зубцовой зоны статора .......14
3. Выполнение сегментировки статора ....................................16
4. Расчёт размеров пазов и ярма статора, параметров обмотки статора ..............................................................................17
5. Выбор воздушного зазора, определение размеров полюсов ротора ...............................................................................24
6. Расчёт демпферной обмотки..................................................27
7. Расчёт магнитной цепи ...........................................................29
8. Определение МДС реакции якоря ........................................36
9. Определение параметров обмотки статора для установившегося режима работы .........................................................37
10. Расчёт МДС обмотки возбуждения при нагрузке.
Векторная диаграмма .................................................................40
11. Расчёт обмотки возбуждения ..............................................42
12. Определение параметров и постоянных времени обмоток ....................................................................................................... 46
13. Расчёт массы активных материалов ...................................51
14. Определение потерь и КПД .................................................52
15. Расчёт и построение основных характеристик ..................53
16. Расчёт токов короткого замыкания .....................................55
17. Построение схем трёхфазных двухслойных статорных
обмоток ........................................................................................56
ПРИМЕР РАСЧЁТА СИНХРОННОГО ГЕНЕРАТОРА
ОБЩЕПРОМЫШЛЕННОГО НАЗНАЧЕНИЯ ...............................62
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК РЕКОМЕНДУЕМОЙ
ЛИТЕРАТУРЫ ................................................................................ 103
3
ВВЕДЕНИЕ
Проектирование электрической машины – задача неоднозначная, так как число исходных расчетных уравнений, описывающих электромагнитные связи в ней, меньше числа неизвестных величин. Потому номинальные данные могут быть обеспечены при различных соотношениях основных размеров и электромагнитных нагрузок машины. Оптимальный результат в значительной мере зависит от опыта проектировщика и достигается
обычно при сопоставлении нескольких вариантов. В качестве
универсального критерия оптимальности наиболее часто принимают минимум суммарных затрат, т.е. стоимость материалов,
затрат на изготовление и эксплуатацию. Затраты на эксплуатацию, в свою очередь, зависят от КПД, коэффициента мощности,
качества, ремонтопригодности и ряда других факторов.
В предлагаемом учебном пособии поставлена задача – ознакомить студента с основными принципами электромагнитных и
тепловых расчетов синхронных генераторов средней мощности
общепромышленного применения.
В основной части пособия представлены краткие указания
по проектированию, которые содержат необходимые пояснения и
рекомендации в виде таблиц и графиков и отражают накопленный опыт проектирования синхронных машин. При этом решения, принимаемые на основе имеющегося опыта электромашиностроения, обычно приводят к результатам, близким к оптимальным.
В конце пособия приведен пример проектирования синхронного генератора.
Предполагается, что основные механические расчеты
(например, расчет вала, выбор подшипников и др.) студент освоил в курсовом проекте по деталям машин.
Пособие представляет лишь сводку основных правил проектирования и ни в коей мере не заменяет учебников, в которых эти
правила обоснованы. В нём отсутствуют описания конструкций
генераторов, характеристик активных, конструктивных и изоляционных материалов и т.д. Поэтому приведенный в пособии объем информации достаточен для расчета варианта генератора, но
не достаточен для защиты курсового проекта.
4
СОДЕРЖАНИЕ И ОФОРМЛЕНИЕ ПРОЕКТА
Проект состоит из расчетной и графической частей. Расчетная часть оформляется в виде пояснительной записки на листах
нелинованной бумаги формата 297x210 мм. Поля следует оставлять шириной 25–30 мм слева, 15 мм сверху, 10 мм справа и снизу каждого листа. Допускается отчёркивание полей указанных
размеров справа и слева, а также заключение текста в рамку. Нумерация страниц – сквозная, в правом верхнем углу листа, причем титульный лист считается первым, лист задания – вторым, но
номера на них не проставляются. Для каждой формулы обязательна ссылка на источник с указанием страницы и номера формулы. За титульным листом следует задание на проект. После задания располагают оглавление, обычно состоящее из следующих
разделов: введение; основная часть; заключение; список использованных источников; приложения. За оглавлением следует основное содержание расчетно-пояснительной записки. При выполнении курсового проекта на компьютере следует соблюдать
следующие требования: Times New Roman, размер не ниже 12 пт,
межстрочный интервал – полуторный.
Графическая часть проекта выполняется карандашом или
средствами компьютерной графики (с использованием пакетов
КОМПАС, Teflexcad, Autocad и др.) на стандартном листе чертежной бумаги.
При выполнении курсового проекта чертёж выполняется на
листе формата 594×841 и должен содержать продольный и поперечный разрезы спроектированной машины. На чертеже обязательно должны быть указаны габаритные и установочные размеры, величина воздушного зазора, а также внешний и внутренний
диаметры и длины магнитопроводов.
При выполнении курсовой работы на листе размером
297×420 мм (формат А3) или 297×631 (увеличенный формат A3)
выполняются продольный (продольное сечение статора и ротора)
и поперечный (1/4 поперечного сечения активной части) разрезы
генератора. На указанных разрезах проставляются основные размеры: на продольном – длина пакета сердечника статора, ширина
вентиляционного канала, длина сердечника статора, длина сердечника ротора; на поперечном – внутренний и внешний диаметры сердечника статора, высота ярма, высота и ширина паза, зуб5
цовое деление статора, воздушный зазор под центром полюса и
зазор под краем полюса, высота и ширина полюса, минимальное
расстояние между катушками возбуждения. На поперечном сечении необходимо показать участки, на которые разбивается замкнутый контур при расчёте магнитной цепи генератора.
Все остальные чертежи, эскизы и графики вычерчиваются
на бумаге форматов 297x210, 297x420 и т.д. (допускается использование миллиметровой бумаги) и вносятся в пояснительную записку в логической последовательности. К их числу относятся
схема обмотки статора, чертеж зубцового деления статора с конструкцией изоляции и обмотки, выполненный в увеличенном
масштабе, со спецификацией паза, эскиз квадранта магнитной
цепи, характеристики и диаграммы.
Ориентировочный график выполнения проекта
Выбор главных размеров, типа обмотки, зубцовой зоны и
ярма статора, воздушного зазора, магнитопровода и обмоток ротора, расчет магнитной цепи и построение характеристики холостого хода – I и III недели со дня выдачи задания.
Выполнение схемы обмотки статора, чертежа зубцового деления со спецификацией изоляции, определение параметров обмоток для установившегося режима работы, построение характеристик и векторной диаграмм – IV и VI недели.
Расчет параметров и постоянных времени, необходимых для
расчетов переходных и несимметричных режимов, массы активных материалов, потерь и КПД – VII неделя.
Расчет и построение характеристик, определение токов короткого замыкания – VIII и IX недели.
Разработка конструкции, выполнение чертежа общего вида
(квадранта), оформление расчётно-пояснительной записки – X –
XII недели.
Исходные данные для проектирования
В качестве базовых вариантов конструкции предлагается
использовать серийно выпускаемые генераторы серии СГ2 или
СГД2.
Конструктивное исполнение генератора СГ2 по способу
6
монтажа – IM1001 (генератор на лапах с двумя подшипниковыми
щитами и горизонтальным валом, конец вала – цилиндрический),
степень защиты генератора – IP23 (защищённая), способ охлаждения – ICA01 (с самовентиляцией).
Конструктивное исполнение генератора СГД2 по способу
монтажа – IM7311 (генератор со стояковыми подшипниками на
приподнятых лапах, с горизонтальным валом, конец вала – цилиндрический), степень защиты – IP11 (защищённая), способ
охлаждения – ICA01 (с самовентиляцией). Частота тока – 50 Гц,
cosφ = 0,8 (отстающий ток), режим работы – продолжительный,
соединение трёхфазной обмотки в звезду.
Основные исходные данные (номинальные параметры): номинальная мощность Pн , линейное напряжение U н и частота
вращения nн задаются преподавателем.
ПРОЕКТИРОВАНИЕ СИНХРОННОГО ГЕНЕРАТОРА
1. Выбор главных размеров активной части генератора
Проектирование синхронного генератора, как и любой другой электрической машины, начинают с выбора главных размеров: внутреннего диаметра статора D и расчетной длины lδ. Как
указывалось, эта задача не имеет однозначного решения, поэтому
для нахождения оптимальных значений D и lδ приходится рассчитывать ряд вариантов, для сокращения числа которых целесообразно воспользоваться рекомендациями, полученными на основе накопленного опыта проектирования.
Для предварительного определения диаметра D можно воспользоваться зависимостями D=f(S'H), рис.1.1, соответствующими усредненным диаметрам выполненных машин.
Расчетная электромагнитная мощность Sн , кВА,
Sн  k Е Pн / cos н ,
где kЕ – отношение ЭДС обмотки якоря при номинальной нагрузке Ен к номинальному напряжению Uн, предварительно принимают kE≈1,08; Рн – номинальная мощность, кВт; cosφн – номинальный коэффициент мощности.
7
Рис. 1.1
Число пар полюсов р и полюсное деление τ, м, равны соответственно
p  60 f / nн ;
D

.
2p
Предварительное значение внешнего диаметра статора Da , м,
Da=kДD.
Значения kД в зависимости от 2р приведены в табл. 1.1.
Таблица 1.1
2р
kД
2р
kД
4
1,43–1,52
16
1,22–1,28
6
1,38–1,45
18
1,2–1,26
8
1,35–1,4
20
1,18–1,25
10
1,3–1,36
24
1,16–1,22
12
1,28–1,33
26
1,15–1,2
14
1,25–1,3
32 и более
1,14–1,18
Полученное значение Da округляют до ближайшего нормализованного диаметра (табл. 1.2). От выбранного диаметра Da зависят габариты и высота оси вращения h проектируемой машины.
В случае корректировки Da следует произвести пересчёт
диаметра D и полюсного деления τ:
D = Da/kД ;
D
,
2p
в этом случае для kД берут среднее значение при данном 2р.
Расчетная длина lδ машины, м,

8
6,1Sн
,
Таблица 1.2
  k B kоб1 АВн D 2 nн
.2
Габарит
Da , мм
h, мм
где αδ – расчетный коэф12
660
400
фициент полюсного пере13
740
450
крытия (определяется по
14
850
500
рис. 1.2); kB – коэффициент
15
990
560
16
1180
630
формы поля (рис. 1.2);
17
1430
630
kоб1 – обмоточный коэф18
1730
630
фициент обмотки статора;
19
2150
630
А – линейная нагрузка ста20
2600
630
тора, А/м; Вδн – макси21
3250
630
мальное значение индукции в воздушном зазоре при номинальной нагрузке, Тл.
l 
kв

1,22
0,82
1,20
0,78
1,18
0,74
1,16
0,70
1,14
0,66
1,12
0,62
1,10
0,58
1,08
0,54
1,06
0,50
1,04
0,46
kв


 0,01

0,03
0,05


 0,01
0,03
0 ,05
0,5
0,55
0,6
0,65
Рис. 1.2
0,7
0,75

Так как   и kB зависят от размеров и конфигурации полюсного наконечника, а также воздушного зазора δ и полюсного деления τ и пока неизвестны, то предварительно можно принять αδ=
= 0,65–0,68; kB= 1,16–1,14, а их произведение   ·kB= 0,75–0,78
(эти значения соответствуют   = 0,68–0,72 при δм/δ =1,5 и δ/τ ≈
≈0,01).
Обмоточный коэффициент kоб1 предварительно принимают
равным 0,92.
Линейную нагрузку А и индукцию Вδн при Uн = 380–6600 В
выбирают по рис. 1.3 и 1.4. При Uн = 10000 В величину Вδн мож9
но также выбирать по рис. 1.4, а линейную нагрузку А следует
снизить на 10–15 %, так как из-за более толстой пазовой изоляции ухудшается охлаждение обмотки якоря.
Рис 1.3
Выбранные значения А и Вδн являются предварительными и
в дальнейшем при необходимости их можно изменять. При этом
следует иметь в виду, что чем больше произведение А·Вδн , тем
меньший активный объем D2lδ будет иметь проектируемая машина. Однако каждая машина имеет свои верхние пределы А и
Вδн.
Рис. 1.4
Приведенные на рис. 1.3 верхние значения А соответствуют
серийным машинам защищенного исполнения с косвенным воздушным охлаждением, с изоляцией класса нагревостойкости В.
Верхний предел индукции Вδн ограничен насыщением магнитной цепи, в основном – насыщением зубцового слоя. Кроме того,
с увеличением отношения А/Вδн возрастают индуктивные сопротивления машины.
Определив расчетную длину lδ , находят отношение
  l /  ,
причем чем длиннее машина (больше λ), тем хуже условия её
10
охлаждения, а чем короче, тем больше доля лобовых частей в
длине витка обмотки и тем больше потери в обмотке. Значения λ
для современных машин указаны на рис. 1.5.
Рис. 1.5
Для улучшения охлаждения сталь статора обычно разбивают на несколько пакетов длиной lпак ≈ 4–5 см, между которыми
делают радиальные вентиляционные каналы шириной bк = 10 мм
(рис. 1.6).
Рис. 1.6
При наличии вентиляционных каналов истинная длина статора будет больше расчетной и предварительно может быть принята
l1  (1,05  1,08)l .
Длину всех пакетов чаще всего берут одинаковой. Число
вентиляционных каналов в этом случае
nK  (l1  lпак ) /(lпак  bK ),
причем nK округляют до целого числа.
После округления nK уточняют длину пакета
l пак  (l1  n K b K ) /(n K  1)
и округляют ее до одного миллиметра.
Суммарная длина пакетов сердечника
lст  lпак (nK  1).
Проекции синхронного генератора приведены на рис. 1.7.
11
Рис. 1.7
12
Синхронная машина имеет радиальную систему вентиляции, обеспечиваемую вентиляционным действием полюсов ротора и вентиляционными лопатками, направляющими часть воздушного потока на лобовые части обмотки статора (рис. 1.8).
Охлаждающий воздух в машинах защищённого исполнения входит через вентиляционные окна в подшипниковых щитах (рис.
1.8, а), проходит вдоль лобовых частей обмотки статора, через
междуполюсное пространство ротора (охлаждая обмотку возбуждения), радиальные вентиляционные каналы статора и выходит через боковые жалюзи. Схема вентиляции машины закрытого
исполнения с установленным в верхней части теплообменником
показана на рис. 1.8, б.
Рис. 1.8. Схема вентиляции синхронных машин
13
2. Выбор типа обмотки и расчёт зубцовой зоны статора
ДЛЯ статоров синхронных машин общего назначения мощностью от сотен до нескольких тысяч киловатт применяют двухслойные катушечные петлевые обмотки с числом эффективных
проводников в пазу uп более двух. По условиям технологии каждый эффективный проводник может состоять из одного или нескольких элементарных прямоугольных проводников с сечением
12–20 мм2. Ток в таком составном проводнике допускается от 50
до 150, реже до 250 А. Если номинальный фазный ток машины
Iнф превышает указанные пределы, то обмотку выполняют с несколькими параллельными ветвями a1.
Номинальный фазный ток Iнф обмотки статора при рекомендуемом соединении ее в звезду равен линейному току:
Sн
Pн
I нф 

.
3U н
3U н cos н
Тогда число параллельных ветвей
a1  I нф /[50  150(250)].
Причём число a1 должно быть целым и кратным 2р. В дальнейшем a1 нужно увязать с выбранным числом пазов статора Z1.
При необходимости ток в составном проводнике можно
принимать больше 250 А. В этом случае произведение этого тока
на число проводников в пазу uп не должно превышать 3000 А.
Рис. 2.1
14
Число пазов Z1 существенно влияет на техникоэкономические показатели проектируемой машины, поэтому оптимальное число Z1 можно выбрать только после расчета и сравнения между собой ряда вариантов.
Зубцовое деление статора
t1  D / Z1.
Определив из рис. 2.1 при полученном ранее значении τ
максимальное и минимальное значения t1 , находят соответствующие им числа пазов (зубцов) машины:
Z1 max  D / t1 min ;
Z1 min  D / t1 max .
Из диапазона Zlmax – Zlmin выбирают такое целое число Z,
при котором выполняются следующие требования:
2.1. Zl должно быть кратным числу фаз m и числу паралZ1
лельных ветвей a1, т.е.
– целое число.
ma1
Z
2.2. Число пазов на полюс и фазу q1  1 должно быть
2 pm
целым или дробным вида q1=b+c/d (b – целое число, а c/d – правильная несократимая дробь, причем d не кратно m и меньше p).
При 2р < 8 чаще всего выбирают целое число q1 = 3(2) – 5 (большие значения для машин с меньшим числом полюсов). При 2р >
1
8 и малом τ можно выбирать обмотки с дробным q1 (1  q1  3 ).
2
2.3. При целом q1 отношение 2р/a1 должно быть целым.
2p
При дробном q1 должно быть целым числом отношение
.
a1d
2.4. Для удобства сегментировки статора при Da>0,99 м
желательно, чтобы величина Zl разлагалась на возможно большее
число простых множителей (2, 3, 5).
2.5. Для машин с Dа > 3,25 м число пазов должно быть
кратным числу разъемов статора, выполняемых для возможной
транспортировки по железной дороге.
Из диапазона Zlmax – Zlmin выбирают такое Zl , которое
наиболее полно удовлетворяет указанным требованиям. Затем
определяют t1  D / Z1 и число эффективных проводников в пазу
15
a1DA
,
Z1I нф
которое округляют до ближайшего чётного числа.
По найденному значению uп уточняют линейную нагрузку
Z1uп I нф
A
.
a1D
Число пазов Zl следует принять таким, при котором уточненное значение А отличается от выбранного в начале расчета
более, чем на 10 %. Полученные таким образом значения Z1, uп,
a1 , q1 и А для машин с Dа ≤ 0,99 м являются окончательными. В
случае Da > 0,99 м число пазов устанавливают после выполнения
сегментировки статора.
uп 
3. Выполнение сегментировки статора
1500
Листы электротехнической стали выпускают с максимальной шириной 1000 мм. Поэтому если Da > 0,99 м, то магнитопровод статора собирают из отдельных сегментов. Хорда сегмента Н
(рис. 3.1) с минимальным припуском на штамповку (5 – 10 мм)
должна быть возможно ближе к ширине одного из стандартных
листов электротехнической стали, имеющих размеры 600x1500,
750x1500, 860x1720, 1000x2000 мм.
H
750
Рис. 3.1
16
Если принять, что число сегментов в полной окружности
статора равно Scт, то хорда
H  Da sin( 180 / S ст ).
Предпочтение следует отдать целому числу сегментов в
пределах от 6 до 18. Каждый сегмент должен иметь целое число
пазовых делений, а стыки между соседними сегментами должны
приходиться на середину паза. При четном числе пазовых делений в сегменте каждый следующий их слой сдвигается на 1/2
сегмента, а при нечетном (кратном трем) – на 1/3 сегмента.
Решать задачу сегментировки можно двояко:
1. При данном Z1 находят возможные варианты чисел сегментов и их хорд, причем число сегментов должно быть кратным
числу пазов и определяется разложением числа Z1 на множители.
2. Задаются рядом значений Н и приближенно находят
число сегментов
S ст  Da / H .
Хорда Н может быть равна одному из размеров: 370, 420,
490, 590, 740, 850 мм. Затем, округляя Sст до целого или дробного числа, добиваются, чтобы число зубцов Zs в сегменте было
равно целому числу Zs=Z1/Sст, после чего по формуле для расчёта
H уточняют длину хорды. Результаты расчета для удобства сопоставления сводят в таблицу.
Полученные после сегментировки значения Z1, a1, q1, uп
принимают окончательно для дальнейших расчетов.
4. Расчёт размеров пазов и ярма статора,
параметров обмотки статора
С точки зрения наилучшего использования машины существует оптимальное отношение ширины паза bп1 к зубцовому делению t1 статора. При прямоугольных пазах оптимальное соотношение находится в диапазоне
bп1 / t1  0,3  0,4,
причем ширина паза bп1 тем больше, чем меньше габарит и выше напряжение машины.
Ширину паза предварительно можно определить, задавшись значением максимальной индукции в зубце, которая должна
17
находиться в пределах (1,6 – 2) Тл,
Bнt1l
.
bп1  t1 
Bz1 maxlст1kс
Обычно ширина паза равна 10 – 20 мм, причем окончательно ее устанавливают после выбора проводников обмотки.
Сечение эффективного проводника обмотки статора
I нф
.
qэф 
a1J1
Допустимая плотность тока J1 определяется по произведению AJ1, которое является характеристикой тепловой нагрузки
обмотки и зависит от класса нагревостойкости изоляции. На рис.
4.1 дана зависимость AJ1 = f(τ) для машин 13–21 габаритов с изоляцией класса В (1 – для 13–14 габаритов, 2 – для 15–17 габаритов, 3 – для 18–21 габаритов). При применении изоляции класса F
значения AJ1 (рис. 4.1) можно увеличить на 25–30 %.
Плотность тока
J1 = AJ1/A.
Рис. 4.1
18
Для уменьшения потерь от вихревых токов проводники
укладывают в паз плашмя. Размеры проводника без изоляции по
высоте паза a'1 и по ширине паза b′1 не следует выбирать соответственно больше 3,5 и 7,5 мм. Поперечное сечение проводника не
должно превышать 18 – 20 мм2. Если qэф больше 18 – 20 мм2, то
эффективный проводник следует разделить на несколько элементарных nэл, число которых nэл=nш nв,
qэф
qэл 
,
nш nв
причем nш обычно один или два, а nв – один–четыре. Возможная
ширина изолированных проводников в пазу
b1из  bп1  ип.
Двусторонняя толщина δип изоляции паза по его ширине
зависит от конструкции изоляции и номинального напряжения
машины. В современных машинах применяют непрерывную изоляцию класса нагревостойкости В, спецификация которой дана в
табл. 4.1.
Двусторонняя толщина δип этой изоляции составляет примерно 4,9 мм при Uн = 10,5 кВ, 3,3 мм при 6,6 кВ, 2,8 мм при
3,3 кВ, 2,3 мм при 1,5 кВ и 1,8 мм при Uн ≤ 660 В.
При Uн до 6–10 кВ для обмотки якоря синхронных машин
обычно применяют обмоточные провода с эмалевостекловолокнистой изоляцией марки ПЭТВСД с двусторонней
толщиной изоляции δи = 0,5 мм.
Предварительная ширина неизолированного проводника
b
b1  1из  и .
nш
По найденным значениям b'1 и qэл в табл. 4.2 подбирают
ближайший стандартный элементарный проводник и для него
уточняют b'1 , a'1 и qэл, а также размер проводника с изоляцией
a1из и b1из.
19
Таблица 4.1
По
зи
ци
я
Число слоев
(толщин)
Материал
Наименование
Толщина,
мм
Толщина изоляции,
мм
по ширине паза
по высоте
паза
9 вполнахлеста
(0,13·9·2·2)
6 вполнахлеста
5 вполнахлеста
4 вполнахлеста
3 вполнахлеста
4,68
4,68х2
3,12
2,6
2,08
1,56
3,12х2
2,6х2
2,08х2
1,56х2
0,1
1 встык (0,1·2)
0,2
0,2х2
Витковая изоляция:
1
Изоляция проводника ПЭ ТВСД 0,5 мм на обе стороны
каждого элементарного проводника
Корпусная изоляция:
2
Стеклослюдинитовая лента ЛС при
UH :
0,13
10,5 кВ
6,6 кВ
3,3 кВ
1,5 кВ
≤ 660 кВ
Покровная изоляция:
3
Лента стеклянная ЛЭС
Прокладки в пазу:
4
Стеклотекстолит СТ-1
1
2
-
2
5,
6
Стеклотекстолит СТ-1
0,5
2
-
1
10,5 кВ
4,9
4,9
6,6 кВ
3,3
3,3
3,3 кВ
2,8
2,8
1,5 кВ
2,3
2,3
≤ 660 кВ
1,8
1,8
10,5 кВ
4,9
12,8
6,6 кВ
3,3
9,7
3,3 кВ
2,8
8,6
1,5 кВ
2,3
7,6
≤ 660 кВ
1,8
6,5
Толщина
изоляции
катушечной стороны (без
витковой
изоляции)
при UH:
Общая
толщина
изоляции в
пазу (без
витковой
изоляции)
при UH:
Примечания: 1. Эскиз паза с позициями спецификации
приведен на рис. 4.2.
2. Толщина изоляции дана после опрессовки.
20
Таблица 4.2
Размер по
большей
стороне
b, мм
4,0
4,5
5,0
5,6
6,3
7,1
8,0
9,0
10
11,2
12,5
1,25
Номинальный размер провода по меньшей стороне а, мм
1,4
1,6
1,8
2,0
2,24
2,5
2,8
3,15 3,55
4,0
Расчетное сечение провода qэл, мм2
9,78
11,0
12,3
9,72
11,0
12,4
13,8
15,5
9,86
11,2
12,6
14,2
15,8
17,7
19,8
9,72
11,0
12,4
14,0
15,8
17,6
19,8
22,1
9,64
10,9
12,2
13,8
15,6
17,6
19,6
22,0
24,6
9,72
10,8
12,2
13,7
15,5
17,6
19,8
22,0
24,7
27,6
9,45
10,7
12,0
13,7
15,2
17,2
19,4
22,0
24,6
27,4
10,8
12,0
13,4
15,2
17,1
19,3
21,8
24,6
27,4
13,6
15,2
17,1
19,3
21,8
24,6
27,8
17,2
19,3
21,8
24,7
27,8
21,5
24,3
27,5
После выбора проводников уточняют следующие параметры:
– ширину паза
bп1  nшb1из  изп  рш  ш ;
– высоту паза
hп1  uп nв a1из   из  hк  рв  в ,
где hк = 4–5 мм – высота клина; δизп , Σδиз –
суммарная толщина изоляции по ширине и
высоте паза (определяется по табл. 4.1);
δрш , δрв – допуски на разбухание изоляции соответственно по ширине и высоте паза,
мм, δрш = 0,05nш; δрв =0,05uпnв;
δш и δв – технологические допуски на
укладку по ширине и высоте паза, обычно
δш = δв=0,2 мм.
Полученные размеры паза «в свету»
округляют до 0,1 мм. Размеры паза «в штампе» h'п1 и b'п1 больше на 0,2 мм. Обычно h'п1 /
b'п1 = 3,5––6,5. Далее уточняют сечение эффективного проводника
qэф  nэф qэл
Рис. 4.2
и плотность тока в обмотке статора
I нф
J1 
.
a1qэф
21
Окончательные размеры паза устанавливают после проверки значений магнитной индукции и МДС в зубце и спинке
статора, перепада температуры в изоляции, вычерчивания эскиза
паза в увеличенном масштабе и составления подробной спецификации паза.
Максимальная индукция в зубце (в самом узком месте – в
коронке зубца)
Bн t1l
BZ 1max 
(t1  bп' 1 )lст1k с
должна находиться в пределах 1,6–2,0 Тл.
Верхние значения указанного диапазона максимальной индукции соответствуют машинам большой мощности – 2–2,5 МВт,
нижние значения – машинам до 300 кВт. В промежутке приведенных мощностей индукция может быть пересчитана пропорционально мощности проектируемого генератора.
Индукция в спинке статора
 B l
Ba   H  ,
2halст1kc
( D  D)
 – высота спинки статора, αδ – расчетный
где ha  a
 hп1
2
коэффициент полюсного перекрытия, который предварительно
принимают равным 0,65–0,68, причем значение Ва должно быть
в пределах 1,2 – 1,45 Тл. Выбор значения индукции в зависимости от мощности генератора может быть выполнен аналогично
выбору максимальной индукции в зубце. Коэффициент заполнения пакета статора сталью kс 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).
Если BZ1max и Ва не входят в рекомендуемые пределы, необходимо откорректировать оcновные размеры магнитопровода
статора следующим образом.
При BZ1max > 2 Тл, Ва < 1,2 Тл и h'п1/b'п1 < 6,5 следует, при
прочих равных условиях, увеличить высоту и уменьшить ширину
паза за счет выбора нового стандартного проводника с меньшим
значением b1' и соответственно большим значением а'1 при примерном сохранении qэл. Если этого окажется недостаточно, рекомендуется также несколько увеличить диаметр D при сохранении величин Da, Z1, uп, lδ.
22
При BZ1max > 2 Тл и Вa > 1,45 Тл следует увеличить uп до
следующего четного числа или перейти на следующий габарит
машины.
Перепад температуры в изоляции паза
J1 Ak ф
0 ,5 изп
t1
из 


,
4,2 1011 2( bп1  hп1  hк )  из
где kф=1,03–1,1 – коэффициент добавочных потерь; λиз – теплопроводность изоляции, Вт/(м·°С), равная 1·10-5 для некомпаундированной изоляции, 1,6·I0-5 для компаундированной изоляции и
2,2·10-5 для изоляции типа «монолит».
Перепад температуры Δθиз не должен превышать 30 – 35 °С.
Следует определить также градиент температуры в пазовой
изоляции
из
из 
,
0,5изп
который при UH = 6 – 10 кВ не должен превышать (50–65)·102
°С/м. Если UH < 6 кВ, то Δθиз' можно повысить до 80·102 °C/м
при тех же значениях Δθиз .
После окончательного выбора главных размеров статора
следует уточнить значения τ, t1 A, BZ1max и Ba.
Полное число витков в фазе обмотки статора
w1  pq1u п / a1 .
Двухслойные обмотки статора, как правило, выполняют с
укороченным шагом, который выбирают в пределах
y1  ( 0,8  0,86 )п ,
где τп = mq1=3q1 – полюсное деление, выраженное в зубцовых делениях. Величину y1 округляют до целого числа, тогда укорочение β=y1/τп.
Коэффициент укорочения
kу  sin(  / 2).
Коэффициент распределения
kр  0,5 / q1 sin( 30 / q1 ).
При дробном q1 в формуле для определения k р вместо q1
подставляют (bd+с).
Обмоточный коэффициент для 1-й гармоники
kоб1  k у kр .
23
5. Выбор воздушного зазора,
определение размеров полюсов ротора
Воздушный зазор δ в основном определяет техникоэкономические показатели машины. При увеличении δ возрастают размеры полюсов и обмотки возбуждения, а значит, размеры и
стоимость машины в целом. Однако, чем больше δ, тем меньше
индуктивное сопротивление xd и, следовательно, большей будет
кратность максимального момента Мм/Mн.
При выборе воздушного зазора исходят из значения xd, при
котором Мм/Mн будет иметь заданное значение. Связь между xd и
δ установлена в [1] и имеет вид
  (0,27  0,33)  10 6 A / B0 x d * ,
где Вδ0 = 0,95 Вδн ; xd* – полное индуктивное сопротивление в относительных единицах (о нём будет написано в разделе 9).
На рис. 5.1 дана усредненная зависимость xd*=f(Мм/Mн), по
которой, исходя из заданного значения Мм/Mн, предварительно
находят xd* для определения величины зазора δ. Отношение
Мм/Мн обычно задают в пределах 1,65–2,5.
Чтобы получить распределение магнитного поля, приближающееся к синусоидальному, зазор под краями полюсов δ м выбирают примерно в 1,5 раза больше, чем в середине, т.е. δм/δ=1,5.
Рис. 5.1
24
Поэтому радиус дуги полюсного наконечника получается
меньше внутреннего радиуса статора
D
Rр 
.
8 D (  м  )
2
b p2
Среднее значение зазора
1
     ( м  ).
3
Длина полюсной дуги
bр  ,
где α = 0,68–0,73 – конструктивный коэффициент полюсного перекрытия (с увеличением α при той же мощности габариты машины уменьшаются, но возрастает поток рассеяния полюсов).
Полюсы чаще выполняют шихтованными из листовой стали Ст3 толщиной (1–2) мм.
В быстроходных машинах при vр≈πDnн/60 >30 м/с полюсы
прикрепляют с помощью хвостовиков и клиньев к шихтованной
втулке, насаживаемой на вал (рис. 5.2), а в тихоходных машинах
прикрепляют шпильками с гайками к ободу сплошного магнитного колеса, которое изготавливают из стали Ст3 (см. рис. 1.7).
Рис. 5.2
25
Высоту полюсного наконечника hp выбирают исходя из
возможности размещения в нем стержней демпферной обмотки, а
на торцах наконечников – короткозамыкающих колец или сегментов. В табл.5.1 приведены значения hp в зависимости от τ при
наличии демпферной клетки.
τ, см
hp, см
15–20
2,2–3
20–30
3–4
30–40
4–5
40–50
5–6
Таблица 5.1
50–60
6–7,5
Длины полюсного наконечника lр и сердечника полюса lm
принимают равными длине статора l1 или на 1-2 см меньше.
Высота сердечника полюса (для машин 16–20-го габаритов)
hm  0,016  0,1864 .
Окончательно высоту hm устанавливают после расчета и
проверки возможности размещения на полюсе обмотки возбуждения.
Ширину сердечника полюса bm определяют с учетом допустимой индукции Bm ≤ 1,4–1,6 Тл в основании полюса, при определении которой кроме основного потока Ф необходимо учитывать поток рассеяния Ф  , причем поток в основании полюса
Ф m  Ф  Ф   Ф( 1  Ф  /Ф )   m Ф,
где σm – коэффициент рассеяния.
Фm и σm зависят от геометрических размеров полюсов и
расстояний между ними, которые пока неизвестны. Поэтому σm
предварительно определяют по формуле
 m  1  k  0,35 /  2 ,
где k – коэффициент, зависящий от hp (табл. 5.2).
Таблица 5.2
hp, см
k
3
7
4
8,5
5
10
Исходя из вышесказанного
 B l 
bm   н ' m .
Bm kсрlm
26
6
11
7
12
Коэффициент kcp заполнения полюса cталью равен 0,95 при
толщине листов 1 мм и 0,97 при толщине листов 1,5 мм.
Расчетная длина сердечника полюса
l m  l m  l f ,
где lf – толщина нажимной щеки полюса, lf ≈ (1,5–3)·10-2 м.
Длина втулки или обода ротора lj обычно определяется
конструкцией и механической прочностью и получается больше,
чем необходимо для проведения потока полюса Фm,
l j  lm  lc ,
причем Δlc= (4–I0)·10-2 для машин средней мощности.
Высота втулки или обода ротора
 B l 
h j   н  m ,
2B j l j
а индукция Bj выбирается в пределах 1,0 –1,3 Тл.
6. Расчет демпферной обмотки
Демпферная (успокоительная) обмотка генератора служит
для ослабления обратного синхронного поля при несимметричной нагрузке, успокоения качаний ротора, предотвращения динамических перенапряжений при несимметричных коротких замыканиях и повышения электродинамической стойкости.
Число стержней Nс на полюс выбирают в пределах 5–10.
Стержни выполняют из меди круглого сечения. Поперечное сечение стержня
( 0,15  0,25 )A
qc 
.
N c J1
Диаметр стержня
4
qc

dc 
округляют до размера, кратного 0,5 мм.
27
Таблица 6.1
Размер
провода
по большей стороне b,
мм
6,3
7,1
8
9
10
11,2
12,5
14
16
20
25
30
35
40
45
50
55
60
65
70
75
80
90
100
120
4,5
5
Размер провода по меньшей стороне а, мм
5,6
6
6,5
7
8
9
10
11
12,5
34,6
39,2 43,9
44,1 49,5 53,1
49,1 55,1 59,1 64,1
55,1 61,9 66,3 71,9 77,5
61,6 69,1 74,1 80,3 86,6 99,1 112
69,1 77,5 83,1 90,1 97,1 111 125 139 153
79,1 88,7 95,1 103
111 127 143 159 175
111 119
129
139 159 179 199 219
149 161,6 174 199 224 249 274
194,1 209 239 269 299 329
Номинальный размер провода по меньшей стороне а, мм
6,5
7
8
9
10
11
12,5
16
18
227
279
349 384 436
259 279 319
359
399 439 499 639 719
292 314 359
404
449 494 561 719 809
324 349 399
449
499 549 624 799 899
356 384 439
494
549 604 686 879
389 419 479
539
599
749 959
454
584
649
811 1039
454
559
629
699 769 874 1119
524 599
519 559 639
719
799 879 999
629 719
899
1124
649 699 799
899
999 1099 1249
839 959
1199
-
199
249
311
374
Расчетное сечение провода qэл, мм2
27,5
31,1
35,1
39,6
44,1
49,5
55,4
62,1
71,1
6
209
239
269
299
329
359
389
479
539
599
719
20
699
799
899
999
1099
1199
-
Зубцовый шаг ротора
( b p  d c  2Z )
t2 
,
Nc  1
где Z=(3–7)·10-3м – расстояние между крайним стержнем и краем
полюсного наконечника.
Для уменьшения добавочных потерь и искажения формы
ЭДС желательно выбирать
0,8t1<t2< t1.
Пазы на роторе обычно круглые, полузакрытые. Диаметр
паза ds=dc+ (0,1–0,2) мм. Ширина шлица паза bs = 3–4 мм, высота
шлица hs= 2 – 3 мм.
28
Длина стержня (предварительно)
lc=lp+(0,2–0,4)τ.
Длину lc уточняют при разработке конструкции.
Сечение короткозамыкающего сегмента
qкз=bксhкс=(0,85–1,15)·0,5Ncqc .
По найденному сечению qкз в табл. 6.1 выбирают стандартную полосовую медь, толщина которой bкс должна быть не
2
меньше d c .
3
7. Расчет магнитной цепи
Расчет магнитной цепи проводят с целью определения
МДС обмотки возбуждения Fво, необходимой для создания полезного магнитного потока машины Ф при холостом ходе. При
вращении ротора этот поток наводит в обмотке статора ЭДС. Таким образом, в результате расчёта магнитной цепи может быть
построена зависимость Е = f(Fво), которую называют характеристикой холостого хода.
Полезный поток
E
Ф
,
4kв fw1kоб1
где w1 –число витков фазы; kоб1– обмоточный коэффициент обмотки якоря для 1-й гармоники; f – частота, Гц; kв – коэффициент
формы поля.
При синусоидальном распределении поля в воздушном зазоре kв=1,11. Однако в синхронных машинах магнитное поле
обычно имеет несинусоидальный характер, зависящий от ширины и конфигурации полюсного наконечника, а также от относительной длины воздушного зазора δ/τ, поэтому kв можно найти по
рис. 1.2. Максимальное значение индукции в воздушном зазоре
Ф
B 
,
  l 
где αδ = bδ/τ— расчетный коэффициент полюсного перекрытия,
зависящий от α и δ/τ и определяемый по рис. 1.2.
Расчетная длина магнитопровода (уточненное значение)
l   l1  bк nк  2 ,
где b'к=γδ; γ= (bк/δ)2/(5+ bк/δ).
В соответствии с законом полного тока МДС обмотки воз29
буждения определяют как сумму МДС (падений магнитных
напряжений) отдельных участков магнитной цепи машины.
7.1. МДС воздушного зазора, А,
1
F 
B k  .
0
Коэффициент воздушного зазора kδ равен произведению
коэффициентов воздушного зазора для статора kδ1 и ротора kδ2:
k   k 1 k  2 ,
причем
k 1  (t1  10 ) /(t1  bп1  10 );
k 2  ( t2  10 ) /( t2  bs  10 ).
7.2. МДС зубцов статора, А,
FZ1  H Z1hп 1 .
Для уточнения расчёта магнитного напряжения зубцов,
имеющих трапециевидную форму, напряженность магнитного поля HZ1 находят по значению индукции BZ1 для одного сечения, рас1
положенного на высоты паза hnl от его минимального сечения,
3
B  t1 l 
BZ1 1 
.
3
bZ 1 1 l ст1 k с
3
1
hп1 от минимального сечения
3
t Z 1 1 bп 1 ,
Ширина зубца на высоте
bZ 1 1
3
где
3
t Z1 1  ( D  2hп 1 / 3) Z1 .
3
При нахождении HZ1, соответствующей значению BZ1, используют кривые намагничивания стали, из которой выполнена
магнитная система статора. Для проектируемых машин можно
использовать горячекатаную сталь марки 1511, кривая намагничивания которой приведена в табл. 7.1.
При значениях индукции ВZl ≥ 1,8 Тл необходимо учитывать, что из-за насыщения зубцов часть потока ответвляется в пазы и вентиляционные каналы. Напряженность HZ1 в этом случае
определяют по значению ВZ1, по одной из кривых рис. 7.1, построенных для различных отношений площади воздушных
участков к площади зубцов в данном сечении, определяемых коэффициентом
30
k n1 1 
3
t Z1 1 l
3
bZ 1 1 l ст1 k c
 1.
3
Таблица 7.1
В, Тл
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
1,1
1,2
1,3
1,4
1,5
1,6
1,7
1,8
1,9
2,0
2,1
2,2
Bz,Тл
0
0,02
96
114
148
192
254
325
414
538
730
1080
1940
3850
6700
13000
23000
34000
70000
148000
228000
98
120
156
202
268
341
435
569
780
1200
2200
4290
7600
15000
25000
37000
84500
164000
244000
0,04
Н, А/м
100
126
164
214
282
358
458
604
840
1340
2500
4760
8650
17000
27000
40500
100000
180000
260000
0,06
0,08
104
132
172
226
296
376
483
643
900
1490
2920
5300
10000
19000
29000
45000
116000
196000
276000
108
140
182
240
310
394
510
685
980
1600
3370
6000
11400
21000
31200
57000
138000
212000
292000
kп1 1/3= 2.5
2,8
2.25
2.0
1.75
1.5
1.25
1.0
0.75
0.5
0.25
0
2,6
2,4
2,2
2,0
1,8
0 0 20 2 40 4 60 6 80 810010120 12
140 1416016180 18Н, кА/м
20 22
Рис. 7.1
7.3. Магнитное напряжение спинки статора, А,
Fa  La H a ,
31
где La – длина магнитной линии в спинке статора, м,
( Da  ha )
La 
;
4p
ξ – коэффициент, учитывающий неравномерное распределение
индукции по поперечному сечению спинки статора (рис. 7.2).

0,6
0,4
0,2
0,4
0,8
1,2
1,6
Ba,Тл
Рис. 7.2
Напряженность На определяют в соответствии с Ва по кривой намагничивания (табл. 7.1), причем
Ф
Ba 
.
2l ст1 ha k с
7.4. МДС зубцов ротора
FZ 2  H Z 2 hZ 2 ,
где hZ2 – расчетная высота зубца ротора; для круглых пазов
hZ 2  hs  0,9d s .
Для полюсов применяют листовую сталь Ст3 толщиной 1–
2 мм, кривые намагничивания которой приведены в табл. 7.2.
Напряженность НZ2 определяют в соответствии с индукцией в зубце
Bt2l
BZ 2 
,
bZ 2 pl p kcp
где bZ2p – расчетная ширина зубца; для круглых пазов
( Rp  hs  0,5d s )t2
bZ 2 p 
 0,94d s ,
Rp
а kср= 0,95 при толщине стали 1 мм и kср = 0,97 при толщине 1,5 мм.
32
Таблица 7.2
В, Тл
0,7
0,8
0,9
1,0
1,1
1,2
1,3
1,4
1,5
1,6
1,7
1,8
1,·9
2,0
0
0,02
345
405
480
570
690
845
1080
1490
2270
4000
7050
11900
18800
29000
495
595
720
880
1145
1595
2560
4500
7950
13000
20700
31500
0,04
Н, А/м
510
615
748
920
1220
1700
2880
5000
8850
14100
22600
34200
0,06
0,08
530
642
775
960
1300
1835
3200
5580
9800
15600
24500
38000
550
665
808
1015
1393
2010
3650
6230
10800
17000
26500
-
При ВZ2≥1,8 Тл необходимо учитывать вытеснение потока
в пазы ротора, как для зубцов статора, при этом
( Rp  hs  0,5d s )t2
kп 2 
 1,
RpbZ 2 p kcp
а НZ2 принимать по рис. 7.3.
Bz,Тл
kпx = 2,5 2,0 1,75 1,5 1,25 1,0
0,75
3,0
0,5
2,8
0,25
2,6
0
2,4
2,2
2,0
1,8
0 0 40 4 80 8 1201216016200 20240 24 2802832032 H, 36
кА/м
Рис. 7.3
7.5. Магнитное напряжение полюса
33
Fm  hmp H m ,
где hmp=hm+hp – расчетная длина силовой линии в полюсе; Нm–
напряженность поля в основании полюса.
Величину Нm определяют из кривой намагничивания
(табл.7.2) по индукции в основании полюса Bm. При определении
Bm необходимо учитывать поток рассеяния Ф  , который обычно
подразделяют на три составляющие: а) поток рассеяния между
внутренними поверхностями соседних сердечников полюсов;
б)поток рассеяния между внутренними поверхностями соседних
полюсных наконечников; в) поток рассеяния между торцевыми
поверхностями полюсов. Поток рассеяния Ф  определяют по
следующему выражению:
Ф  4 mlm ( F  FZ 1  Fa  FZ 2 ),
где
l'm
–
расчетная
длина
сердечника
полюса;
 m   ml   pl   mb – удельная магнитная проводимость для
потока рассеяния на одну сторону полюса.
Удельная проводимость рассеяния между внутренними поверхностям сердечников полюсов
0,55hm
 ml 
10 6 .

  bm 
(hm  2h p  2)
2p
Удельная приводимость рассеяния между внутренними поверхностями полюсных наконечников


 pl  1,4(dt / ap  0,25)  0,55(c p / ap  0,2)  0,4(c p / ap  0,5)2 106.
Удельная проводимость рассеяния между торцевыми поверхностями
 mb  0,37bm 10 6 / lm .
Здесь принято: c p  (b p  bm ) / 2; ap    b p  dt / p;
dt  h p    b p2 / 4 D.
При d t / ap  0,25 первым членом в выражении для  pl
пренебрегают.
Индукция
( Ф  Ф )
Bm  '
.
lmbmkcp
34
Если индукция Bm превышает 1,6 Тл, то следует проводить
уточнённый расчёт, учитывающий изменение потока по высоте
полюса за счет потоков рассеяния. При этом определяют потоки в
трех сечениях полюса: у его основания Фm=Ф+Фσ, у полюсного
наконечника
Ф'm=Ф+Фσλpl/λmσ
и
в
среднем
сечении
Фmcp=(Фm+Ф'm)/2. Разделив Фm , Ф'm и Фmcp на l'mbmkср, определяют
Bm, B'm и Вmср, а затем по табл. 7.2 и величины Hm, H'm и Hmср.
Расчетное значение напряженности Hmр определяют по приближенной формуле
H mp  ( H m  4H mcp  H m ) / 6.
10.6. МДС стыка между полюсом и ярмом ротора
Fmj  250Bm .
10.7. МДС в ободе ротора
Fj  L j H j ,
где L j  ( D  2  2hmp  h j ) / 4 p – длина силовой линии в остове;
Hj – напряженность магнитного поля, определяемая по кривой
намагничивания в соответствии с индукцией Bj ,
(Ф  Ф  )
Bj 
.
2l j h j kcp
При нешихтованном ободе ротора коэффициент заполнения сталью следует принимать kср=1, a Hj определять из табл. 7.3.
МДС обмотки возбуждения на один полюс при холостом
ходе
Fво  F  FZ1  Fa  FZ 2  Fm  Fmj  F j .
Проделав подобный расчет для ряда значений ЭДС, например (0,5; 1; 1,1; 1,2; 1,3)Uнф, и сведя результаты расчета в таблицу
(см. пример расчета), получают расчетную характеристику холостого хода E=f(Fво), которую целесообразно выразить в относительных единицах и сравнить ее с нормальной характеристикой
холостого хода. При переводе в относительные единицы значение ЭДС в вольтах делят на базовое напряжение Uδ=Uнф, и к ней
относят остальные значения МДС.
35
Таблица 7.3
В, Тл
0
0,02
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
1,1
1,2
1,3
1,4
1,5
1,6
400
488
584
682
798
924
1090
1290
1590
2090
2890
4100
417
506
603
703
823
953
1127
1340
1670
2230
3100
4400
0,04
Н, А/м
434
525
623
734
848
986
1167
1400
1760
2370
3320
4700
0,06
0,08
452
544
642
755
873
1022
1207
1460
1860
2530
3560
5000
470
564
662
776
898
1056
1248
1520
1970
2710
3830
5300
Значения нормальной характеристики холостого хода приведены ниже:
Е*
Fво*
0,58
0,5
0,84
0,8
1
1
1,21
1,5
1,33
2
1,44
2,5
1,46
3
1,51
3,5
Расчётная и нормальная характеристики не должны отличаться более чем на 10–15 %.
8. Определение МДС реакции якоря
При определении МДС обмотки возбуждения, необходимой
для создания нужного потока при нагрузке, необходимо учитывать влияние реакции якоря. Амплитуда первой гармоники МДС
рeaкции якоря при токе фазы Iф
Fa  0,45mw1kоб1 I ф / p.
МДС реакции якоря Fa обычно разлагают на две составляющие: продольную Fd=Fa sinψ и поперечную Fq=Fa cosψ , где ψ
– угол между векторами тока Iф и ЭДС холостого хода Ео. Одинаковые МДС обмотки возбуждения и якоря создают различные
потоки, поэтому одну из МДС необходимо привести к другой.
Так как при расчетах используют характеристику холостого хода
E=f(Iво), то целесообразно МДС якоря привести к МДС обмотки
возбуждения. При переходе от Fd и Fq к эквивалентным Fad и Faq
используют коэффициенты kad и kaq:
Fad  k ad  Fd ; Faq  k aq  Fq .
Коэффициенты kad и kaq , зависящие от отношений bp/τ =α и
δ/τ, находят по рис. 8.1.
36
Рис. 8.1
Рис. 8.2
Приближенно учет насыщения осуществляют следующим
образом. Определяют коэффициенты χq и χd в функции отношения FδZa/Fδ (рис. 8.2), на которые умножают МДС Fad и Faq, чтобы
получить их насыщенные значения F'ad и F'aq.
Для компенсации размагничивающего действия поперечной реакции якоря при насыщении магнитопровода увеличивают
МДС обмотки возбуждения на некоторую величину Fqd . В случае δм/δ=1,5
Fqd  kFq / .
9. Определение параметров обмотки статора
для установившегося режима работы
Для построения диаграмм и расчета характеристик необходимо знать параметры обмотки статора.
Активное сопротивление обмотки статора, Ом,
  w1lср1
r1 
,
nэл qэл a1
где ρθ – удельное сопротивление медного проводника обмотки,
равное
10-6/57, 10-6/47 и 10-6/41 Ом·м соответственно при температурах
20, 75, 115 °С; qэл·nэл – сечение эффективного проводника, м2;
37
lср1  2(l1  l л ) – средняя длина витка обмотки статора, м.
В случае выполнения обмотки
из прямоугольного провода длина лобовой части
( D  hп1 )
lл 
 hп1  2 B1 ,
2
2 p 1  bп1  S i  / t1 
где β=y1/τ – относительное укорочение
шага обмотки статора; Si – допустимое
расстояние между соседними катушками в лобовой части; В1 – вылет прямолинейной части катушек из паза (рис.
9.1). Параметры Si и В1 в зависимости
Рис. 9.1
от номинального напряжения определяются по табл. 9.1.
Активное сопротивление фазы в относительных единицах
r1*  r1 / Z ,
где Z  U нф / I нф – базовое сопротивление.
Индуктивное сопротивление рассеяния фазы статора
2
f  w1  l
x  15,8
(пк  л  д ),

 
100  100  pq1
где λпк, λл, λд – коэффициенты удельной (на единицу длины) магнитной проводимости пазового, лобового и дифференциального
рассеяния.
UH, В
≤ 660
До 3300
До 6600
≥ 10000
Коэффициент
Таблица 9.1
B1, м
0,025
0,035 – 0,04
0,04 – 0,05
0,06 – 0,065
S i, м
0,0035
0,005 – 0,006
0,006 – 0,007
0,007 – 0,008
пк  п  к ,
где п  (h2  h0 )k  /(3bп1 )  h1k  / bп1  h0 /(4bп1 ) – проводимость
между
стенками
паза,
а
к  'к  0,22  0,32 (t1  bп1 ) / bп1 (1   ) k' – проводимость по коронкам зубцов. Здесь h0, h1, h2 – высоты частей паза, зависящие от
площади паза, занятой медью, и определяемые внешними кром-



38

h1
h2
h0
ками крайних проводников сторон катушек без учета изоляции
(рис. 9.2); k  0,25(1  3) при 2/3≤β<1, k   0,25(1  3k  ) – коэффициенты, зависящие от укорочения обмотки; α=bp/τ – коэффициент полюсного перекрытия; λ'к – по рис. 9.3.
bп1
Рис. 9.2
Рис. 9.3
Коэффициент проводимости лобового рассеяния
 л  0,34q1 (l л  0,64 ) / l  ,
где l  l1  0,5nк bк .
Коэффициент проводимости дифференциального рассеяния
0,03 
д  '
.
 k  q1
Индуктивное сопротивление рассеяния в относительных
единицах
x*  x / Z  .
Индуктивное сопротивление продольной реакции якоря в
относительных единицах
k F
xad*  ad aн ,
k 0 F0
где Faн  0,45mw1kоб1I нф / p – МДС статора при номинальном токе;
Fδ0 – магнитное напряжение воздушного зазора при E=Uнф;
k   Fв0 / F – коэффициент, который находят из расчета магнитной цепи для точки, соответствующей Е = 0,5Uнф.
39
Индуктивное сопротивление поперечной реакции якоря в
относительных единицах
kaq Faн (1  k )
xaq* 
.
2k0 F0
Синхронное индуктивное сопротивление по поперечной
оси
x q*  x aq*  x * .
10. Расчёт МДС обмотки возбуждения при нагрузке.
Векторная диаграмма
Для определения МДС обмотки возбуждения при нагрузке
строят в относительных единицах
векторную диаграмму (рис. 10.1).
Для более точного определения потока рассеяния полюсов при
нагрузке необходимо иметь частичные характеристики намагничиваФ*  Е*  f ( Fza* );
ния:
Ф *  f ( Fza* );
Ф m*  f ( Fmj * ) ,
рис.10.2, где Ф*=Ф/Фδ, Фσ*=Фσ/Фδ,
Фm*=Фm/Фδ, здесь Фδ – базовое значение потока, равное потоку при
Uнф; Fδza*= Fδza/Fвб; Fmj*= Fmj/Fвб,
здесь Fвб – базовое значение МДС,
равное МДС обмотки возбуждения
при холостом ходе и Е = Uнф.
Для оценки насыщения машины следует по данным расчета магРис. 10.1
нитной цепи построить зависимость
Е*  f ( Fza / F ) , рис. 10.3.
Диаграмму строят следующим образом.
10.1. В выбранном масштабе откладывают вектор номинального фазного тока I* и под углом φн к нему вектор фазного
напряжения U * .
40
Рис. 10.2
Рис. 10.3
10.2. К вектору U * пристраивают векторы падения напряжения I* r1* , jI* x* , в результате чего находят ЭДС E * , которая
наводится в обмотке якоря при нагрузке. При I*  1 векторы падения напряжения численно равны r1* и xσ*. В крупных машинах
Ir1 относительно мало и им можно пренебречь.
10.3. По E* из зависимости Е*  f ( Fza / F ) определяют
отношение ( Fza / F ) н , по которому из рис. 8.2 находят коэффициенты χq, χd и k.
10.4. Определяют направление вектора результирующей
ЭДС по продольной оси Erd и угол ψн. Для этой цели находят относительное значение МДС
Faq* / cos    q k aq Faн / Fв   q k aq Faн* ,
wk I
где Faн*  0,45m 1 об1 , отложив которое по оси абсцисс харакpFв
теристики Е*  f ( Fza* ) , на оси ординат получают ЭДС, равную
Еaq*/cosψ. Добавляя эту ЭДС к вектору jI* x* , получают точку Д,
через которую пройдет линия, совпадающая с направлением Ėон.
Угол между током İ* и этой линией является углом ψн.
10.5. Опустив перпендикуляр из конца вектора jI* x* на ли41
нию ОД, находят ЭДС Еrd*, наводимую в обмотке якоря результирующим потоком по продольной оси Frd* = Еrd*. Из характеристики E*  f ( Fza* ) по Еrd* определяют МДС Frd* (рис. 10.2).
10.6. Определяют МДС продольной реакции якоря
Fad*   d k ad Faн sin   kFaн* cos  / .
10.7. По сумме
Frd* + Fad*
по характеристике
Ф*  f ( Fza* ) определяют поток рассеяния полюса Фσ*.
10.8. По потоку полюса Фm*=Фrd+Фδ* из характеристики
Фm*=f(Fmj*) определяют сумму магнитных напряжений ротора
Fmj*.
10.9. Находят МДС обмотки возбуждения при нагрузке в
относительных единицах
Fвн*  Frd *  Fad *  Fmj *
и в физических единицах (амперах) Fвн  Fвн* Fвo .
Из характеристики холостого хода Е*  f ( Fво* ) по Fвн*
определяют ЭДС Еон*, которая будет наводиться в обмотке статора потоком Фн* при холостом ходе, а затем находят изменение
напряжения генератора ΔUн*=Eoн* -1.
11. Расчет обмотки возбуждения
Обмотку возбуждения синхронных машин подключают к
источнику постоянного тока, в качестве которого до недавнего
времени применялись специальные генераторы постоянного тока
– возбудители.
В настоящее время для возбуждения синхронных машин
все чаще применяют статические устройства, например, комплектные тиристорные возбудительные устройства (ТВУ), особенностью которых является бесконтактное и быстродействующее управление током возбуждения во всех эксплуатационных
режимах и наличие автоматического регулирования напряжения.
Это повышает надежность и КПД, а также улучшает использование машин. Со схемой и особенностями работы ТВУ можно
ознакомиться в пособии [1].
При проектировании обмоток возбуждения для улучшения
охлаждения и заполнения катушки медью стремятся увеличить
сечение проводников обмотки и уменьшить число ее витков при
42
соответствующем увеличении тока возбуждения. В связи с этим
напряжение для питания обмотки возбуждения выбирают низким
и в некоторых случаях нестандартным. Предварительно можно
принять следующую шкалу напряжений: 25, 35, 46, 65, 80, 100,
115, 160, 200, 230 В, которая не является строго обязательной. В
зависимости от конкретной схемы возбуждения напряжения могут выбираться иными. Меньшие значения напряжения выбирают
для машин меньшей мощности. При наличии контактных колец и
щеток напряжение на обмотке возбуждения Ue выбирают на 1-2 В
меньше, чем напряжение ТВУ. Номинальный ток всех типов ТВУ
равен 320 А.
Обмотки возбуждения машин мощностью свыше нескольких сотен киловатт выполняют однорядными (рис. 11.1) из прямоугольной голой меди сечением больше 30 мм2, намотанной на
ребро, а ее МДС увеличивают (для компенсации технологических
отклонений и проч.) на 10–20 % по сравнению со значением, полученным из векторной диаграммы для номинального режима:
  (1,1  1,2) Fвн .
Fвн
Предварительное значение плотности тока Je выбирают в
пределах (3,5–5,3)·106 A/м2, причем меньшие значения соответствуют машинам большей длины и большей мощности.
Сечение проводника обмотки возбуждения qe, м2, предваI
рительно определяют по формуле qe  вн , задавшись значением
Je
тока 320 А.
Величина напряжения на обмотке возбуждения (предварительно), В,
 leср / qe ,
U e  2 p130 Fвн
где ρ130 = 1/39·106 0м·м – удельное сопротивление меди при рабочей температуре обмотки возбуждения 130 °С и изоляции
класса В; lеср – средняя длина витка обмотки возбуждения
lеср  2(lm  2)  (bm  21  be ).
В приведенной формуле δ1 = (1,5–2)·10-3 м – односторонняя толщина изоляции полюса (рис. 11.2); δ"– расстояние от центра закругления катушки с радиусом r, м, до края штампованной
части полюса (табл. 11.1); be – ширина проводника обмотки, которую предварительно можно принять равной (0,05–0,1)τ.
43
bm, м
δ", м
До 0,1
0,0125
0,1–0,12
0,015
Таблица 11.1
0,12–0,15 0,15–0,2
0,02
0,03
По конструктивным и технологическим требованиям отношение размеров поперечного сечения проводника обмотки
возбуждения должно быть не больше 10–15. Изоляция между
витками состоит из двух слоев асбестовой бумаги общей толщиной после опрессовки 0,3 мм, приклеенной к широкой стороне
проводника.
Число витков в катушке полюса обмотки возбуждения
 / I вн .
we  Fвн
Меньший размер прямоугольного проводника определяют
в зависимости от выбранной ранее высоты полюсного сердечника
(h   кп )
ae  m
 п ,
we 1
где δn≈ 0,3·10-3 м – толщина изоляции между витками;
δкп=(10–15)·10-3, м – суммарная толщина изоляции обмотки от
полюсного наконечника и ярма ротора (большие значения соответствуют более крупным машинам).
Рис. 11.1
Рис. 11.2
Возможный размер широкой стороны провода, м,
be  qe / ae .
Затем по табл. 6.1 выбирают близкие к найденным размеры
44
стандартной прямоугольной меди ae×be и определяют ее уточненное сечение qe=ae×be. После этого по формуле для расчёта U e
уточняют напряжение питания обмотки возбуждения и с учётом
падения напряжения 1-2 В в щёточном контакте выбирают из
предложенной выше шкалы напряжений ближайшее большее
значение.
Ток возбуждения
I вн  qe J e .
Затем необходимо уточнить высоту сердечника полюса hm
и проверить минимальное расстояние между катушками соседних
полюсов
 D


  bm
x  2    h p  hm  tg

 1  be  cos ,
2p
 2p 2
 2

которое должно быть не менее 7 мм.
После окончательного установления размеров обмотки
возбуждения уточняют размеры полюса и, при необходимости,
среднюю длину витка. Затем определяют активное сопротивление обмотки возбуждения при 130 и 75 °С.
Ток обмотки возбуждения при номинальной нагрузке и
температуре 130 °С.
I в130  U e / rв130 .
МДС обмотки возбуждения при 130 0С
Fв130  I в130  we .
Проверяют коэффициент запаса возбуждения, который
должен быть в пределах 1,1–1,25:
k e  Fв130 / Fвн .
После этого уточняют плотность тока
J e  I вн / qe
и определяют превышение температуры, °С,
l
3  1010 (2,8  1 )be J e2

e 
,
1,6  V p
где V p  Dn / 60 – линейная скорость ротора, м/с.
Допустимое превышение равно 90 и 110 °С соответственно при изоляции классов нагревостойкости В и F. Расчетное значение Δθе рекомендуется принимать на 5–15 °С меньше допустимого.
45
Если превышение температуры получится больше или,
наоборот, много меньше допустимого, необходимо осуществить
пересчет обмотки возбуждения, что может потребоваться и в том
случае, если расстояние x будет мало или отрицательно.
При пересчете следует попытаться изменить значения следующих величин: плотности тока в обмотке, соотношения между
сторонами прямоугольного проводника, высоты и, в небольших
пределах (до 6 %), ширины полюсного наконечника, сечения
проводника за счет изменения Ue, воздушного зазора машины.
12. Определение параметров и постоянных времени обмоток
Параметрами машины называют активные и индуктивные
сопротивления обмоток. В п. 9 определены некоторые параметры
обмотки статора. Ниже приведены формулы для определения параметров роторных и статорных обмоток, необходимых для расчетов переходных и несимметричных режимов работы машины.
Рассчитанные значения параметров получаются в относительных
единицах, причем параметры цепей ротора приведены к числу
витков обмотки статора.
Индуктивное сопротивление обмотки возбуждения
xe*  1,27kad xad * (1  4k0 F0lm   / Ф ) ,
где l'm – расчетная длина сердечника полюса, м; Fδо и Фδ – магнитное напряжение воздушного зазора и поток при E=Uнф;


    pl  ml  mв , причем λml, λpl и λmв определяют по при1,53 2,65
веденным в п. 7 формулам.
Индуктивное сопротивление рассеяния обмотки возбуждения
xe*  xe*  xad*.
Индуктивное сопротивление рассеяния демпферной (успокоительной) обмотки по продольной оси
 l p ( в   ду )
 6
Faн
xkd*  7,9


Rd  10
Ф  (1  kв ) 
Nc

по поперечной оси
 l p ( в   ду )

Faн
xkq*  7,9
  Rq  106.

Ф  (1  kв ) 
Nc

46
Здесь lр – длина полюсного наконечника, м; Faн – МДС
статора при номинальном токе; Nc – число стержней на полюс; λв
– коэффициент проводимости пазового рассеяния, при круглых
полуоткрытых пазах демпферной обмотки (рис. 12.1)
b
h
 в  0,785  s  s ;
2d s bs
t
 ду  2' – коэффициент приводимости дифференциаль12 k
ного рассеяния;
0,19cq
0,19cd
 Rd 
,  Rq 
– коэффициенты проводимоNc
Nc
сти короткозамыкающих колец соответственно по продольной и
поперечной осям; cd, cq – коэффициенты приведения, которые
находят по рис. 12.2;
sin( N ct2 / τ)
– коэффициент распределения демпферkв 
N c sin( t2 / τ)
ной обмотки.
Рис. 12.1
Приведенные выше формулы для расчёта xkq* и xkd* получены для равномерного распределения стержней на полюсном
наконечнике и полной (продольно-поперечной) демпферной обмотки. При неполной (продольной) демпферной обмотке xkd*
определяют по приведенной выше формуле, а
xkq*  (3  4) xkd*.
Индуктивное сопротивление нулевой последовательности
для двухслойных обмоток
47
2,18l1Faн 106
x0* 
Ф  q1k у2
 0,355

hп1
h1 




0
,
555

(
3


2
)


b
b

п1
п1 
Faн (3  2)  1 2
2
2 2 1
(
)

0
,
39
(


)

(


)  ,

3
3
27 
F0 k у2  3q1
где β=y1/3q1 – укорочение шага обмотка статора; ky – коэффициент укорочения шага обмотки статора для первой гармоники;
hп1,bп1 – высота и ширина паза статора; h1 – высота верхней части
паза, не занятой медью (см. рис. 9.2); q1 – число пазов на полюс
и фазу.
Переходные индуктивные сопротивления обмотки статора:
– по продольной оси
x x
xd *  x*  ad * e* ;
xad *  xe*
– по поперечной оси
xq *  xq*.
Сверхпереходные индуктивные сопротивления обмотки
статора:
– по продольной оси
x ( x  x* )
xd*  x*  kd* d *'
;
xkd*  xd *  x*
– по поперечной оси
xaq* xk d*
xq*  x* 
.
xad*  xk d*
Индуктивные сопротивления обмотки статора обратной
последовательности:
– при работе машины на большое внешнее индуктивное
сопротивление
x2*  ( xd *  xq* ) / 2;
– при работе машины на малое внешнее сопротивление (при
коротком замыкании)
x2*  xd * xq* .
Активное сопротивление обмотки возбуждения при θ = 75 °С
48
re* 
2
0,44Faн kad
lecp
8
.
10 Ф  fwe qe
Активное сопротивление демпферной обмотки при θ = 75 °С:
– по продольной оси
 сl
2,16Faн
c с 
rkd*  8
  с c  кз d ;
10 Ф  f (1  kв )  qc N c qкз N c 
– по поперечной оси
 ссlc cкзсq 
2,16 Faн
rkq 
,


108 Ф f (1  kв )  qc N c qкз N c 
где cс и cкз – отношения удельных сопротивлений материала
стержня и кольца к удельному сопротивлению меди (для меди
эти коэффициенты равны 1, для латуни – 4, для фосфористой
бронзы – 6,5).
Постоянной времени называют отношение индуктивности
обмотки к ее активному сопротивлению. От постоянной времени
зависит продолжительность протекания соответствующих переходных процессов в синхронной машине.
Постоянная времени обмотки возбуждения при разомкнутых обмотках статора и демпферной, с,
x
1
Т do  e*  ,
 re*
где xe* /   Le – индуктивность обмотки возбуждения.
Постоянная времени обмотки возбуждения при замкнутой
обмотке статора, с,
Т d  Т do xd * / xd * .
Постоянные времени демпферной обмотки при разомкнутых обмотках статора и возбуждения:
– по продольной оси
(x  x )
Т kdo  ad* kd* ;
  rkd*
– по поперечной оси
( xaq*  xkq* )
Т kqo 
.
  rkq*
49
Рис. 12.2
Постоянные времени демпферной обмотки:
– по продольной оси при замкнутой накоротко обмотке
возбуждения и разомкнутой обмотке статора
x x x x x x
1
 в  kd* e* ad* kd* e* ad* 
Т kd
;
( xe*  xad* )
rkd*
– по продольной оси при замкнутых накоротко обмотке возбуждения и обмотке статора
Т kd  Т kdв xd* / xd * ;
– по поперечной оси при замкнутой накоротко обмотке статора
  Т kqo xq* / xq*.
Т kq
Постоянная времени обмотки статора при (закороченных)
короткозамкнутых обмотках ротора
x
Т a  2* .
  r1*
Пределы изменения параметров и постоянных времени для
реальных современных синхронных машин общего назначения
приведены соответственно в табл. 12.1 и 12.2.
50
xσ*
0,1–
0,2
r1*
0,008–
0,02
Тdo, c
2–10
xd*
1–2,4
xq*
0,6–
1,6
x'd*
0,2–
0,6
Т'd, с
0,8–205
x‫״‬d*
0,15–
0,3
Т″kdв, с
0,01–0,08
x‫״‬q*
0,15–
0,4
Таблица 12.1
x2*
x0*
0,15– 0,02
0,35 –0,2
Таблица 12.2
Та, с
0,03–0,35
13. Расчёт массы активных материалов
Для оценки массо-габаритных параметров спроектированной машины, расчета потерь и т.п. необходимо определить массу
активных материалов. В дальнейшем, если прорабатывается конструкция, определяют массу конструкционных материалов, а затем и массу всей машины.
Масса зубцов статора, кг,
mz1  7800lст1kc hn1bz1 / 2 Z1 ,
( D  hп1 )
где bz1 / 2 
 bп1 .
Z1
Масса ярма магнитопровода статора, кг,
ma1  7800lст1kc ( Da  ha )ha .
Масса меди обмотки статора, кг,
mм1  8900qэфun Z1lср1 / 2.
Масса меди обмотки возбуждения, кг,
mмв  8900qeleср  2 pwe .
Масса меди стержней демпферной обмотки, кг,
mмc  8900qc  2 pN clc .
Масса меди короткозамыкающих колец, кг,
mмкз  8900qкз ( D  2  2hs  2d s )2.
Масса стали полюсов, кг,
mm  7800lm kср  2 p(hmbm  0,8h pb p ).
Масса стали обода ротора, кг,
m j  7800l j ( D  2  2hmp  h j )h j .
Полная масса меди, кг,
mм  mм1  mмв  mмс  mмкз .
51
Полная масса активной стали, кг,
mст  mz1  ma1  mм  m j .
Масса активных материалов на единицу мощности, кг/кВт,
qм  mм  103 / Sн ;
qcт  mст  103 / Sн .
14. Определение потерь и КПД
Потери в машинах делят на основные и добавочные.
14.1. Основные потери.
Основные потери в обмотке статора, кВт,
2
Pэ1  mI нф
r1  103.
Потери на возбуждение для генераторов, возбуждаемых от
отдельно установленных устройств, кВт,
2
Pв  ( I вн
rв  2U щ I вн )  103 ,
где ΔUщ = 1 В – переходное падение напряжения в щеточном
контакте.
Сопротивления обмоток r1, и rв приводят к расчётной рабочей температуре: 75 °С для обмоток с изоляцией класса нагревостойкости А, Е, В или 115 °С для обмоток с изоляцией класса F и
Н.
Потери в стали ярма магнитопровода статора, кВт,
Pa1  kдa p1 / 50 Ba2 ( f / 50)1,3 ma1  103.
Потери в стали зубцов магнитопровода статора, кВт,
Pz1  kдz p1 / 50 Bz21 / 3 ( f / 50)1,3 mz1  103 ,
где p1/50 =1,4 Вт/кг – удельные потери при индукции 1 Тл и
частоте 50 Гц для электротехнической стали марки 1512; kда =1,3;
kдz = 1,7– коэффициенты, учитывающие увеличение потерь из-за
частичного замыкания листов стали вследствие заусенцев, а также изменения структуры стали при штамповке; Вa, Вz1/3 – индукция в ярме статора и на высоте 1/3 зубца статора при E=Uнф.
Механические потери, равные сумме потерь в подшипниках
и на вентиляцию, кВт,
52
Рмех  3,68 p(
vp
40
)3 l1 .
14. 2. Добавочные потери.
Добавочные потери возникают в машине как при холостом
ходе, так и при нагрузке.
Потери на холостом ходе, кВт,
Zn
Pпов  0,5  2 pl1k0 ( 1 )1,5 ( Bot1  103 ) 2  10 3 ,
10000
где Во = Вδо (kδ1 -1); ko равно 4,6; 8,6 и 23,3 соответственно при
полюсах из листов толщиной 1; 2 мм и при массивных полюсных
наконечниках.
Добавочные потери при нагрузке Рдоб приближенно для
машин до 1000 кВт принимают равными 0,5 % от Рн, а свыше
1000 кВт – (0,25+0,4) %, где Pн  mU нф I нф cos н – номинальная
мощность генератора.
Общие потери при номинальной нагрузке
 P  Pэ1  Pв  Pa1  Pz1  Pмех  Pпов  Pдоб .
Коэффициент полезного действия
  1   Р /( Рн   Р).
15. Расчёт и построение основных характеристик
О рабочих свойствах электрической машины судят по ее
характеристикам. Основными характеристиками генераторов являются внешняя, регулировочная, U-образная и угловая, причем
определяются они при n=const.
Для построения характеристик могут быть использованы
диаграммы Блонделя или Потье. Ниже приведен порядок построения основных характеристик с использованием совмещенной
диаграммы Потье.
Регулировочная характеристика – зависимость I в*  f ( I* )
при U*=const и cosφ=сonst (рис. 15.1). Для построения одной характеристики задают ряд (три–пять) значений тока I* в пределах
от 0 до 1 и при одних постоянных значениях U* и cosφ строят
совмещенные векторные диаграммы, по полученным величинам
ЭДС из которых с помощью характеристики холостого хода
находят токи Iв*, равные в относительных единицах МДС Fво*, и
соответствующие заданным токам I*. Регулировочные характеристики при U*>U'>UН строят аналогичным образом.
53
Рис. 15.1
Внешняя характеристика – зависимость U*  f ( I* ) при Iвн*=const
и cosφн=сonst (рис. 15.2). Одна точка этой характеристики имеет
координаты U*=1; I*= 1. При I*= 0 напряжение U*=Eон* берут из
векторной диаграммы для случая I*= Iн*. Промежуточные точки
характеристики находят пересечением семейства регулированных характеристик прямой Iв* =Iвн*.
U-образные характеристики I*=f(Iв*) при P=mUIcosφ=const
(рис. 15.3) получают путем построения ряда векторных диаграмм
при U*=1=const и I*cosφ=const (рис. 15.4).
Для каждого значения I(1)*, I(2)* и т.д. определяют Е*, по
значениям которых с помощью характеристики холостого хода
находят значения Iв*. Построение угловой характеристики
P=f(θ) при U*=1 и Eон = const с учетом насыщения связано с
большими трудностями. Ниже приведен расчёт этой характеристики без учета насыщения, при этом параметры принимают постоянными, равными их значениям для ненасыщенной машины.
Порядок построения описан в примере расчета синхронного генератора.
Угловую характеристику при U* = 1 в относительных единицах строят по уравнению
E
1 1
1
P*  0* sin   [(

) sin 2].
xd *
2 xq* xd *
ЭДС Е'о* определяют по продолжению прямолинейной части характеристики холостого хода при Iв*= Iвн*.
54
Рис. 15.2
Рис. 15.3
Рис. 15.4
По угловой характеристике определяют статическую перегружаемость kм=Рм/Рн. Если пренебречь активным сопротивлением (что допустимо для машин средней и большой мощности), то
можно считать, что Рм*/Рн*=Мм*/Мн*, где Мм* и Мн*– максимальный и номинальный моменты в относительных единицах.
Характеристики могут быть также построены с использованием диаграмм Потье. Порядок подобного построения изложен
в примере расчета.
16. Расчёт токов короткого замыкания
При расчёте механических усилий, действующих на лобовые чисти обмотки статора и их бандажи, исходят из наибольшего мгновенного значения тока трехфазного короткого замыкания
при токе Iв , имевшем место перед замыканием. Этот ток называют ударным током короткого замыкания. Его приблизительно
55
(при Iв=Iвн) определяют по формуле
I уд*  1,05k уд / xd *  1,05  1,8 / xd .
Более точно Iуд* определяют по следующей формуле:


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 *.
Для машин без демпферной обмотки в приведенные выше
формулы вместо x″d* следует подставлять x'd*.
Практический интерес представляют кратности установившихся токов короткого замыкания, т.е. отношения установившегося тока короткого замыкания к номинальному.
Кратность при возбуждении холостого хода, т.е. при возбуждении, которое при номинальной частоте вращения и холостом ходе дает на выводах машины номинальное напряжение,
обозначают ОКЗ (отношение короткого замыкания):
 * / xd * ,
ОКЗ  I ко*  Еон
где Е′он* – ЭДС, определяемая по продолжению прямолинейной
части характеристики холостого хода при Iв*=1.
Кратность при номинальном токе возбуждения
I кн*  Ео * / xd * .
17. Построение схем трехфазных
двухслойных статорных обмоток
Основным элементом обмотки является виток. Несколько
последовательно соединенных витков, объединенных общей корпусной изоляцией, образуют катушку, причем каждая из ее сторон располагается в верхней или нижней части паза.
Несколько последовательно соединенных катушек, расположенных в соседних пазах, образуют катушечную группу, причем в пределах катушечной группы все катушки соединяют только последовательно.
В симметричной трехфазной обмотке на каждом полюсном
делении располагают 3 катушечных группы по q1 пазов в каждой.
Следовательно, катушечная гpуппa занимает 1/3 часть τ или
1
часть окружности расточки статора, называемую фазной
3 2 p
зоной. Фазная зона занимает дугу окружности, содержащую
56
электрический угол τ/3 = 180°/3 = 60°, поэтому ее называют 60градусной.
Несколько соединенных между собой последовательно или
параллельно катушечных групп образуют фазу обмотки.
Стороны катушек, являющиеся началами фаз обмоток, чаще всего располагают в пазах, угол между которыми 2π/3 равен
углу между фазами питающей сети (120°). Таким образом, начала
фаз располагают через 2q1 пазов, но можно располагать и через
2q1k, где k = 1, 2, 3...
Концы фаз обычно внутри машины не соединяют, а подводят к зажимам коробки выводов, что позволяет включать обмотку
в звезду или треугольник.
Порядок соединения между собой элементов обмотки
изображают в виде схематического чертежа, называемого схемой
обмотки. Схему выполняют без соблюдения масштаба, т.к. она
не отражает никаких размерных соотношений машины. Каждую
катушку в схеме изображают одной линией, независимо от числа
витков в ней и элементарных проводников в витке.
Схемы симметричных обмоток рассмотрим на примере
развернутой схемы при Z1=12, 2p=2, q1=2, a1=1, y=5. На рис. 17.1
изображены 12 пар (сплошных и пунктирных) линий, обозначающих верхние и нижние стороны катушек, лежащих в пазах, разделенных на 2 полюсных деления. Так как q1=2, то на каждую фазу на полюсном делении приходится по 2 паза.
Лобовые части соединяют стороны катушек, лежащие на
расстоянии y=5.
Как видно из рисунка, катушки каждой фазы при 2p=2 образуют две катушечные группы, направление обтекания током
которых меняется для образования разнополярных полюсов. При
2р>2 число катушечных групп также равно числу полюсов.
Начала фаз С1, С2, С3 сдвинуты между собой на 2q1 пазовых деления, т.е. на 120°.
Так как соединения катушечных групп каждой фазы полностью идентичны, дальнейший анализ обмоток удобнее проводить с помощью условных схем (условная схема рис. 17.2 соответствует развернутой схеме фазы рис. 17.1). В каждом прямо57
угольнике, обозначающем катушечную группу, выше диагонали
проставлен ее порядковый номер, а ниже диагонали – количество
катушек в катушечной гpyппе. Над катушечными группами
стрелками изображают направление обхода их током.
Рис. 17.1
Условная схема при 2р = 2, a1 = 2 показана на рис. 17.3,
при этом катушечные группы образуют две параллельные ветки,
но полярность полюсов не изменяется.
На рис. 17.4 приведена схема при 2р = 4, a1 = 2, а на рис.
17.5 – та же схема, но при a1 = 4. Полярность полюсов при этом
сохраняется.
Рис. 17.2
Рис. 17.3
Рис. 17.4
Рис. 17.5
58
Принцип построения схем обмоток с большими 2р и а1
аналогичен вышеизложенному.
Обмотки с дробным q1 состоят из катушечных гpyпп с разными числами катушек, т.к. катушечную группу невозможно
выполнить из дробного числа катушек. Поэтому числа катушек в
катушечных группах подбирают так, чтобы дробному q1 соответствовало среднее число катушек в группах. Катушечные группы
при дробном q1 выполняют большими и малыми. В большие катушечные гpyппы включают на одну катушку больше, чем в малые. Большие и малые катушечные группы чередуются в обмотках с определенной периодичностью.
Дробное число q1 обычно выражают в виде неправильной
дроби
q1  b  c / d  N / d .
Число катушек в малых катушечных гpyппax всегда равно
b, а в больших b+1. Чередование больших и малых катушечных
групп записывают рядом цифр, а периоды разделяют вертикальной чертой, например, 32/32/32... Из записи следует, что первой
от начала отсчета будет большая катушечная
группа из трех катушек, затем малая из двух
катушек и т.д.
В общем случае для дробных обмоток
в каждом периоде содержится по d катушечных групп и по N катушек. При этом условии среднее число катушек в катушечной
гpyппe за один период будет равно q1 , так
Рис. 17.6
как N/d=q1.
На рис. 17.6 представлена схема дробной обмотки при
2р=2, q1 = 21/2 (b = 2, с = 1, d=2, N =2·2 +1= 5).
Выбор знаменателя дробности числа q1 определяется
условием симметрии обмотки и необходимым числом параллельных ветвей. Обмотка будет симметричной, если число катушечных групп фазы, равное 2р, содержит целое число периодов чередования больших и малых катушек. В каждом периоде содержится d катушечных групп, следовательно, условием симметрии яв59
ляется равенство целому числу соотношения 2p/d.
Параллельные ветви при дробном q1 можно образовать
только из катушечных групп, составляющих целое число периодов
чередования. Поэтому допустимые числа параллельных ветвей
a1  2 p / dk ,
где k – любое целое число.
Максимально возможное число параллельных ветвей
a1  2 p / d .
При составлении схем, в которых числитель дробной части
q1 равен c=1 или c=d–1, последовательность чередования больших и малых катушек безразлична. Например, для обмоток с
q1=21/4 можно принять чередование /2223/2223/ или /2232/ 2232/,
или любое другое, образованное перестановкой этих цифр.
В случаях, когда
1< c<(d-1), например, в обмотках c
4
3
q1  2 или q1  4 и т.д., наиболее благоприятное чередование
7
5
катушечных групп находят следующим образом.
По значениям q1=b+с/d составляют таблицу, имеющую
с строк и d столбцов. В столбцы таблицы последовательно,
начиная с верхней левой клетки, вписывают попеременно сначала
числа катушек, содержащихся в больших катушечных группах (с
раз), а затем числа катушек, содержащихся в малых катушечных
группах (d–с раз), пока таблица не окажется полностью заполненной.
3
Рассмотрим пример обмотки q1  4 , для которой b = 4,
5
с=3, d = 5. Составим таблицу, имеющую с = 3 строки и d = 5
столбцов. Каждый период чередования катушечных групп будет
содержать с = 3 большие катушечные группы, состоящие из
b+1=4+1=5 катушек, и d–c= 5–3 = 2 малые катушечные группы,
состоящие из b = 4 катушек каждая. Вписываем в клетки первого
столбца, начиная с верхней, три цифры 5 – число катушек в
больших катушечных группах. Затем, начиная с верхней клетки
второго столбца, вписываем две цифры 4 – число катушек в малых катушечных группах и т.д.
60
5 4 5 4 5
5 4 5 5 4
5 5 4 5 4
По строкам таблицы читаем нужное чередование больших
и малых катушечных групп. Для построения обмотки можно
взять данные любой из трех строк, например /54545/54545/… или
/54554/54554…
В условных схемах дробных обмоток меняются только
числа катушек в катушечных группах, проставляемые под диагоналями в прямоугольниках. На рис. 17.7 приведен фрагмент схемы рассмотренной обмотки при 2р =30, а1=1.
Рис. 17.7
Начала фаз в дробных обмотках также должны быть выбраны через 120°k, т.е. через 2q1k пазовых делений, где k – целое,
не кратное трем число. Однако при дробном q1 произведение 2q1k
не при всяком k будет равно целому числу пазовых делений (за
исключением обмотки с d=2). Поэтому в дробных обмотках при
определении положения начал фаз множитель k необходимо
брать таким, чтобы произведение 2q1k было равно целому числу,
не кратному трем. Наименьшее возможное расстояние в пазовых
делениях между началами фаз:
– при d четном
2q1k  (2 N / d )(d / 2)  N ;
– при d нечетном
2q1k  (2 N / d )d  2 N .
61
ПРИМЕР РАСЧЕТА СИНХРОННОГО ГЕНЕРАТОРА
ОБЩЕПРОМЫШЛЕННОГО ПРИМЕНЕНИЯ
Исходные данные
Номинальная мощность Рн = 480 кВт.
Номинальное линейное напряжение Uн = 230 В.
Номинальная частота вращения nн = 500 мин-1.
Частота f = 50 Гц.
Коэффициент мощности cosφн = 0,8.
Число фаз m = 3.
Охлаждение – воздушное, самовентиляцией.
Расчёт номинальных параметров
1. Номинальное фазное напряжение (при соединении обмотки статора в звезду Y)
U
230
U нф  н 
 133 В.
3
3
2. Номинальная полная мощность
Pн  103 480  103
Sн 

 600  103 В∙А.
cos н
0,8
3. Номинальный фазный ток
Sн
600  103
I нф 

 1510 А.
3U н
3  230
4. Число пар полюсов
60 f 60  50
p

 6.
nн
500
5. Расчётная мощность
Sн  kЕ Sн  1,08  600  103  648  103 В∙А.
Определение размеров статора
6. По рис. 1.1 для Sн  648 кВ∙А при 2р = 12 предварительно находим внутренний диаметр статора D = 0,92 м.
7. Внешний диаметр статора
Da=kДD = (1,28–1,33)∙0,92 = (1,17–1,22) м.
По табл. 1.1 kД = 1,28–1,33.
62
По табл. 1.2 ближайший нормализованный внешний диаметр статора Da = 1180 мм = 1,18 м (16-й габарит).
Высота оси вращения h = 0,63 м.
Уточняем внутренний диаметр статора
D
1,18
D a 
 0,9 м.
k Д 1,31
8. Полюсное деление
D   0,9


 0,236 м.
2p
12
9. Расчетная длина статора.
По рис. 1.3 и 1.4 для τ = 0,236 м при 2р = 12 находим:
А=440∙102 А/м; Вδн = 0,89 Тл.
Задаемся:
αδ =0,66;
kВ=1,15;
kоб1=
0,92;
αδ∙kВ=0,66∙1,15=0,76, тогда
6,1S H
6,1  648  103
l 

 0,356 м.
2
2
2
  k B kоб1 АВН D nH 0,76  0,92  440  10  0,89  0,9  500
10. Находим λ
  l /   0,356 / 0,236  1,51.
По рис. 1.5 устанавливаем, что найденное значение λ лежит
в пределах, ограниченных кривыми при р = 6.
11. Действительная длина статора
l1  1,05  l  1,05  0,356  0,374 м.
12. Число вентиляционных каналов при bК = 0,01м и
lпак = (0,04–0,05) м
l l
0374 - (0,04 - 0,05)
nK  1 пак 
 6,68  5,4.
lпак  bK (0,04  0,05)  0,01
Принимаем nК=6.
13. Длина пакета
lпак  (l1  nK bK ) /(nK  1)  (0,374 - 6  0,01)/(6  1)  0,0449 м.
Округляем до целого мм: lпак=0,045 м.
14. Суммарная длина пакетов сердечника
lст  lпак (nK  1)  0,045  (6  1)  0,315м.
Расчёт зубцовой зоны статора. Сегментировка
15. Число параллельных ветвей обмотки статора.
Так как Iнф = 1510 А > 200 А, то
63
I нф
1510
 30,2  10,1(6,04).
50  150(250) 50  150(250)
Выбираем a1=6, что кратно 2р=12, при этом
Iнф ∙uп/ a1 = 1510∙6/6 = 1510 ≤ 3000А (величина uп – из п. 20)
16. Из рис. 2.1 (кривые 2) для τ =0,236 м находим:
t1min=0,031 м, t1max=0,035 м.
17. Максимальное число пазов (зубцов) магнитопровода
статора
Z1 max  D / t1 min    0,9/0,031  91,2.
18. Минимальное число пазов (зубцов) магнитопровода
статора
Z1 min  D / t1 max    0,9 / 0,035  80,8.
19. Число пазов магнитопровода статора.
Так как Da=1180 м > 990 мм, то статор выполняется сегментированным. В диапазоне Zlmax – Zlmin требованиям пп. 2.1–
2.5 удовлетворяет число пазов Zl = 90; Zl/(ma1)=90/(3∙6)=5;
q1=Zl/(2pm)=90/(2∙3∙6)=2,5,
причем
b=2,
c=1,
d=2,
2р/(a1d)=2∙6/(2∙6)=1, Zl=90=2∙3∙3∙5.
D   0,9
Тогда
t1 

 0,0314 м.
Z1
90
20. Число проводников в пазу (предварительно)
a1DA   6  0.9  440 102
uп 

 5,49.
Z1I нф
90 1510
a1 

Так как uп должно быть четным числом, принимаем uп=6.
Уточняем:
u
5,49
п. 9 – l  0,356 п  0,356
 0,326 м ;
uп
6
u
5,49
п. 11 – l1  0,374 п  0,374
 0,342 м ;
uп
6
l  n b
0,342  6  0,01
п. 13 – lпак  1 к к 
 0,0403м , где nк=6 –
nк  1
6 1
число каналов (п. 12). Принимаем lпак= 0,041м;
п. 14 – lст1=lпак(nк+1)=0,041∙7=0,287 м;
64
A=ZluпIнф/(πa1D) = =90∙6∙1510/(π∙6∙0,9) = 481∙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. 1.
Вариант
Zl
Sст
Н, м
Zs=Z1/Sст
q1
a1
uп
1
2
3
90=2∙3∙3∙5
90=2∙3∙3∙5
90=2∙3∙3∙5
18
9
6
0,205
0,404
0,59
5
10
15
2,5
2,5
2,5
6
6
6
6
6
6
Таблица 1
t1, м
А, А/м
0,0314
0,0314
0,0314
481∙102
481∙102
481∙102
Наилучший результат дает 3-й вариант, который обеспечивает минимальные отходы при штамповке из стандартного листа
размером 600×1500 мм.
Расчёт пазов и обмотки статора
21. 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нt1l
0,89  0,0314  0,326
bп1  t1 
 0,0314 
 0,0119 м.
Bz1maxlст1kс
1,75  0,287  0,93
22. Поперечное сечение эффективного проводника обмотки
статора (предварительно)
I нф
1510
qэф 

 56,3 106 м 2  56,3 мм 2 . Плотность
6
a1 J1 6  4,47 10
тока J1 = AJ1/A=2150∙108/481∙102=4,47∙106 А/м2.
AJ1 определено по рис. 4.1 (кривая 2).
23. Возможная ширина изолированных проводников в пазу
b1из  bп1  ип  11,9 - 1,8  10,1 мм.
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.
65
24. Сечение эффективного проводника обмотки статора
qэф=56,3 мм2 > (18–20) мм2, поэтому необходимо принять
nэп  nщ nв  2  2  4; qэл=56,3/4=14,1 мм2.
Выбираем проводник марки ПЭТВСД с двусторонней толщиной изоляции 0,5 мм, тогда ширина неизолированного проводника
b
10,1
b1  1из  и 
 0,5  4,55 мм.
nш
2
Однако в связи с тем, что проводник с размером одной из
сторон ≈4,55 мм и сечением ≈14,1 мм2 в табл. 4.2 отсутствует,
принимаем nэп  nщ nв  2  3  6; qэл  56,3 / 6  9,38 мм 2 . По табл.
4.2 окончательно размеры медного проводника принимаем:
a1 × b1 = 2,5 × 4; qэл = 9,45 мм2; размеры проводника с изоляцией
a1из × b1из = 3 × 4,5 мм. Сечение эффективного проводника
qэф = nэл qэл = 6 ∙ 9,45 = 56,7 мм2.
25. Ширина паза (уточненная)
bп1  nшb1из  из.п   рш  ш  2  4,5  1,76  0,05  2  0,2  11,1 мм,
где δрш = 0,05nш=0,05∙2 мм.
26. Высота паза (уточненная)
hп1  uп nв a1из    из  hк   рв   в 
 6  3  3  6,52  5  0,9  0,2  66,6 мм,
где δрв =0,05uпnв=0,05∙6∙3=0,9 мм.
Масштабный эскиз паза приведен на рис. 1, спецификация
паза – в табл. 2.
Отношение h'п1/b'п1 =66,8/11,3=5,9 находится в допустимых
пределах.
27. Плотность тока в проводнике обмотки статора (уточненное значение)
I нф
1510
J1 

 4,44 106 А/м 2 .
6
a1qэф 6  56,7 10
28. Проверка индукции в зубце (приближенно)
66
BZ 1 max 

BH t1l
(t1  bп' 1 )lст1k с

0,89  0,0314  0,326
 1,7 Тл.
(0,0314  0,0113)  0,287  0,93
29. Проверка индукции в ярме статора (приближенно)
 BHl
Ba 

2ha lст1kc

0,66  0,89  0,236  0,326
 1,16 Тл,
2  0,0732  0,287  0,93
где
ha 
( Da  D)
(1,18  0,9)
 
 hп1
 0,0668  0,0732 м.
2
2
Так как значение индукции в ярме
статора меньше допустимого (1,2 –
1,45 Тл), увеличиваем внутренний диаметр статора до величины D = 0,925 м
при прочих равных условиях. Уточняем
следующие параметры:
  D / 2 p    0.925 / 12  0,242 м;
t  D / Z1    0 ,925 / 90  0 ,0323 м;
A
Z1uп I нф
a1D

90  6 1510
 468 102 А/м;
  6  0,925
Рис. 1. Паз статора
b'п1 × h'п1 = 11,3∙10 м × 66,8∙10 м;
-3
BZ 1 max 
BH t1l
'
(t1  bп1
)lст1kc

-3
0,89  0,0323  0,326
 1,67 Тл;
(0,0323  0,0113)  0,287  0,93
( Da  D)
(1,18  0,925)
 
 hп1
 66,8  10  3  0,0607 м;
2
2
 B l 0,66  0,89  0,242  0,326
Ba   H  
 1,43 Тл.
2halст1kс
2  0,0607  0,287  0,93
ha 
67
Поз.
Число слоев
по ширине по высоте
Наименование
1
Провод ПЭТВСД
2
Лента стеклослюдинитовая
ЛС 0,13мм
2
18
3 вполнахлеста
(0,13∙3∙2∙2)
3
4
5
6
Таблица 2
Толщина, мм
по
по
ширине высоте
2×4,5
6×3×
3
Лента стеклянная
ЛЭС 0,1 мм
Стеклотекстолит
СТ1 1мм
Стеклотекстолит
СТ1 0,5мм
Клин
Разбухание изоляции
Допуск на укладку
Общая толщина изоляции на паз
Размеры паза в свету
(округленно) bп1 × hп1
Размеры паза в
штампе b′п1 × h′п1
(0,13∙3∙2∙2∙
2)
1 встык
1,56
3,12
0,2
0,4
-
2
-
2
-
2
-
1
-
-
0,1
0,2
1,76
-
-
11,1
5
0,9
0,2
11,5
2
66,6
-
-
11,3
66,8
30. Перепад температуры в изоляции
J1 Ak ф
0,5 изп
t1
 из 



4,2  1011 2(bп1  hп1  hк ) из

4,44  106  468  10 2  1,1
4,2  1011
 4,84 C  35 C.

0,0323
0,5  0,00176


2(0,0111  0,0666  0,005) 2,2  10  5
31. Градиент температуры в пазовой изоляции
 из
4,84
 из 

 5500 С / м.
0,5 изп 0,5  0,00176
Окончательно принимаем:
D=0,925 м;
Da=1,18 м;
τ=0,242 м; t1=0,0323 м;
-3
-3
bп1=11,1∙10 м; hп1=66,6∙10 м; lδ=0,326 м;
lст1=0,287 м;
4
6
2
l1.= 0,342 м; А= 4,68∙10 А/м; J1= 4,44∙10 А/м ; hа=0,0607 м.
68
Рис. 2. Схема обмотки
69
Рис. 2. Продолжение
70
32. Полное число витков фазы обмотки статора
w1  pq1uп / a1  6  2,5  6 / 6  15.
33. Шаг обмотки
y1  (0,8  0,86)п  (0,8  0,86)  7,5  6  6,45 ;
τп = mq1=3q1=3∙2,5=7,5.
Принимаем шаг обмотки y1=6 (из первого в седьмой паз),
тогда β=y1/τп=6/7,5=0,8. Схема обмотки приведена на рис. 2.
34. Коэффициент укорочения шага обмотки статора


k у  sin( )  sin( 0,8  )  0,951.
2
2
35. Коэффициент распределения обмотки статора
0,5
0,5
kр 

 0,957.
0
30
30
q1 sin( ) 5  sin(
)
q1
5
Так как обмотка имеет q1 дробное, то в формулу вместо q1
подставим bd+с = 2∙2+1=5.
36. Обмоточный коэффициент
k об1  k у k р  0,951  0,957  0,91.
Выбор воздушного зазора. Расчёт полюсов ротора
Задавшись перегрузочной способностью генератора
Мм/Mн = =2,2, по рис. 5.1 находим xd* =1,3.
37. Приближенное значение воздушного зазора
(0,27  0,33)  10 6 A 0,29  10 6  4,68  104  0,242


 2,98  103 м,
B0 xd *
0,846  1,3
где Вδ0 = 0,95 Вδн = 0,95·0,89=0,846 Тл.
38. Округляем предварительную величину зазора с
точностью до 0,1 мм и принимаем воздушный зазор под
серединой полюса 0,003м. Зазор под краями полюса
δм=1,5·δ=1,5·0,003=0,0045 м.
Среднее значение воздушного зазора
(  )
(0,0045  0,003)
    м
 0,003 
 0,0035 м.
3
3
71
39. Находим длину полюсной дуги. Примем α = 0,7, тогда
bр    0,7  0,242  0,17 м.
40. Радиус дуги полюсного наконечника
D
0,925
Rр 

 0,388 м.
2  8D(м  ) / b р2 2  8  0,925  (0,0045  0,003) / 0,172
41. Высота полюсного наконечника при τ = 0,242 м по
табл. 5.1
h = 0,035 м.
42. Длина сердечника полюса и полюсного наконечника
lm = lр = l1 =0,342 м.
43. Находим расчётную длину сердечника полюса. Принимаем lf =0,02 м, тогда
lm  lm  l f  0,342  0,02  0,362 м.
44. Предварительная высота полюсного сердечника
hm  0,016  0,1864   0,016  0,1864 0,242  0,146 м.
45. Определяем коэффициент рассеяния полюсов. Из
табл. 5.2 имеем k ≈ 7,0, тогда
 m  1  k  0,35 / 2  1  7,0  0,35  0,003/0,2422  1,12.
46. Рассчитаем ширину полюсного сердечника, задавшись
Bm = 1,45 Тл; kcp = 0,95 (полюсы выполнены из стали Ст3 толщиной 1 мм):
 B l 
0,66  0,89  0,242  0,326 1,12
bm   H ' m 
 0,104 м.
1,45  0,95  0,362
Bm kсрlm
Так как vр= πDnн/60=π·0,925·500/60=24,2 м/с<30 м/с, то используем способ крепления полюсов к ободу шпильками.
47. Длина ярма (обода) ротора
l j  lm  lc  0,342  0,1  0,442 м,
где Δlc= 0,1 м.
48. Минимальная высота ярма ротора
 B τl 
0,66  0,89  0,242  0,326 1,12
h j   H  m 
 0,0502 м,
2B jl j
2 1,17  0,442
где Bj =1,17 Тл.
72
Округляем с точностью до 1 мм и принимаем hj =0,05 м.
Расчёт демпферной обмотки
49. Выбираем число стержней демпферной обмотки на полюс Nс = 6.
50. Поперечное сечение стержня
(0,15  0,25)A 0,2  0,242  468 102
qc 

 85 106 м 2 .
6
N c J1
6  4,44 10
51. Диаметр медного стержня
4
4
dc 
qc 
 85 106  10,4 103 м.


-3
Округляем dс =10,5·10 м, тогда qc=86,6·10-6 м2.
52. Определяем зубцовый шаг ротора. Принимаем
Z=3·10-3 м, тогда
b p  d c  2Z 0,17  10,5 10-3  2  3 103
t2 

 0,0307 м.
Nc  1
6 1
53. Проверяем условия
t2 =0,0307<t1=0,0323;
t2=0,0307>0,8∙t1=0,8·0,0323=0,0258.
Условия выполняются.
54. Пазы ротора выбираем круглые полузакрытые.
Диаметр паза ds=dc+ 0,1=10,5+0,1=10,6 мм.
Раскрытие паза bs = 3 мм, высота шлица hs = 2 мм.
55. Длина стержня
lc=lp+(0,2–0,4)τ=0,342+0,34·0,242=0,424 м.
56. Сечение короткозамыкающего сегмента
qкз=bксhкс=1,15·0,5Ncqc=1,15·0,5·6·86,6·10-6 = 299·10-6 м2.
По табл. 6.1 выбираем прямоугольную медь 7×45 мм
(сечение qкз=314 мм2), причем bкс ≥2dc /3=2·10,5·10-3/3=7·10-3 м =
=7 мм.
Эскизы активных частей генератора представлены на рис. 3.
73
Рис. 3. Синхронный генератор. Продольный (верхний рисунок) и поперечный (нижний рисунок) разрезы активных частей генератора
74
Расчет магнитной цепи
В данном разделе готовим расчётные выражения, необходимые для расчёта магнитной цепи (табл. 3).
Таблица 3
Параметр
Е, В
Ф=3,21∙10-4Е, Вб
Вδ=6,18∙10-3Е, Тл
Fδ=22Е, А
BZ 1 1 =10,8∙10-3Е, Тл
3
H Z 1 1 , А/м
3
FZ1=6,68∙10-2 H Z 1 1 , А
3
Ва=9,9∙10-3Е, Тл
ξ
На, А/м
Fa=14,7∙10-2ξ На, А
ВZ2=9,4∙10-3Е, Тл
НZ2, А/м
FZ2=11,5∙10-3 НZ2, А
FδZa= Fδ+ FZ1+ Fa+ FZ2, А
Фσ=2,83∙10-6 FδZa, Вб
Фm= Ф + Фσ=3,21∙10-4Е+
+2,83∙10-6∙FδZa, Вб
Вm=8,97∙10-3Е+7,9∙10-5∙FδZa,Тл
Нm, А/м
Fm=0,181∙ Нm, А
Fδmj = 250 Вm, A
Вj =7,26∙10-3Е+6,4∙10-5FδZa, Тл
Нj, А/м
Fj= 6,63∙10-2Нj , А
Fmj= Fm+ Fδmj+ Fj , А
Fвo= FδZo+ Fm+ Fδmj+ Fj , А
Fвo*
Фm*
FδZa*
Fmj*
Фσ*
0,5
66,5
0,0213
0,411
1460
Е* и Ф *
1
1,1
1,2
1,3
133
146
160
173
0,0427 0,0469 0,0514 0,0555
0,822
0,902
0,989
1,07
2930
3210
3520
3810
0,718
1,44
1,58
1,73
1,87
200
2500
6000
16000
25000
13,4
167
401
1069
1670
0,66
0,62
172
15,7
0,63
300
3,45
1493
0,0042
1,32
0,38
1200
67,0
1,25
940
10,8
3175
0,0089
1,45
0,33
2700
131
1,37
1350
15,5
3758
0,0106
1,58
1,71
0,31
0,27
6000 14000
273
555,7
1,5
1,63
2270
4750
26,1
54,6
4888
6090
0,0138 0,0172
0,0255
0,0516
0,0575
0,065
0,0727
0,714
370
67,0
178
0,57
461
43,0
288
1781
0,45
0,595
0,38
0,07
0,098
1,44
1700
308
360
1,16
1207
80,0
748
3923
1
1,2
0,809
0,19
0,208
1,61
2805
508
402
1,3
1590
105
1015
4773
1,22
1,34
0,95
0,26
0,248
1,82
8175
1480
455
1,47
2620
174
2109
6997
1,78
1,52
1,245
0,54
0,323
2,04
19867
3596
510
1,63
4550
302
4408
10498
2,68
1,70
1,55
1,123
0,402
75
Для магнитопровода статора выбираем сталь 1511 толщиной 0,5 мм. Полюсы ротора выполняем из стали Ст3 толщиной
1 мм. Толщину обода (ярма ротора) принимаем hj =0,05 м.
57. Магнитный поток в зазоре
Е
Е
Ф

 3,2110-4 Е.
4kв fw1k об1 4 1,14  50 15  0,91
По рис. 1.2 при δм/δ=1,5; α=0,7; δ/τ=0,003/0,242=0,0124 находим
kв=1,14 и αδ=0,66.
58. Уточненное значение расчетной длины статора
l  l1  bк nк  2  0,342 - 3,99 10-3  6  2  0,0035  0,325 м,
где b'к=γδ=1,33·3·10-3=3,99·10-3;
γ= (bк/δ)2/(5+ bк/δ)=(1·10-2/3·10-3)2/(5+1·10-2/3·10-3) = 1,33.
59. Индукция в воздушном зазоре
Ф
3,21  10-4 Е
B 

 6,18  10-3 E.
  l 0,66  0,242  0,325
60. Коэффициент воздушного зазора статора
k1  (t1  10) /(t1  bп1  10) 
 (0,0323  10  0,0035)/(0,0323 - 0,0111  10  0,0035)  1,2.
61. Коэффициент воздушного зазора ротора
k 2  (t 2  10 ) /(t 2  bs  10 ) 
 (0,0307  10  0,0035)/0,0307 - 0,003  10  0,0035)  1,05 .
62. Результирующий коэффициент воздушного зазора
k  k1k 2  1,2 1,05  1,26.
63. Магнитное напряжение воздушного зазора
1
6,18 10-3 Е  0,0035 1,26
F 
Bk 
 22Е.
7
0
4 10
64. Ширина зубца статора по высоте 1/3 h′п1 от его коронки
bZ 1 1 t Z 1 1 bп 1  0,0338 - 0,0113  0,0225м,
3
где t Z1 1  ( D 
3
3
2hп 1 1
2 1
)  (0,925  0,0668  )  0,0338 м.
3 Z1
3 90
1
3
65. Индукция в сечении зубца по высоте hп' 1 от его коронки
76
BZ 1 1
3
Bt1l
6,18 10-3 Е  0,0323  0,325


 10,8 10-3 Е.
bZ 1 1 lст1kс
0,0225  0,287  0,93
3
66. Магнитное напряжение зубцов статора
FZ 1  H Z 1 1 hп 1  0,0668H Z 1 1
3
3
.
При Е=1,3Ен BZ 1 1 =1,87 > 1,8 Тл, поэтому соответству3
ющую напряженность H Z 1 1
определяем по кривым намагничи3
вания, рис. 7.1, с учётом коэффициента
tZ 1 1 l1
0,0338  0,342
3
kn1 1 
1 
- 1  0,925.
3
bZ 1 1 lст1kс
0,0225  0,287  0,93
3
67. Индукция в спинке статора
Ф
3,21104  Е
Ba 

 9,9 10-3 Е.
2lст1ha kс 2  0,287  0,0607  0,93
68. Магнитное напряжение спинки статора
Fa  La H a  14,7  10 2 H a ,
 ( Da  ha )  (1,18  0,0607)
2
где La 
4p

 14,7  10 м,
46
ξ определяем по рис. 7.2.
69. Высота зубца ротора
hZ 2  hs  0,9d s  2  10 3  0,9  10,6  10-3  11,5  10-3 м.
70. Расчетная ширина зубца ротора (для круглых пазов)
( R p  hs  0,5d s )t 2
bZ 2 p 
 0,94d s 
Rp
(0,388  2 103  0,5 10,6 103 )  0,0307

 0,94 10,6 103  0,0202 м.
0,388
71. Индукция в зубце ротора
Bt 2l
6,18  103  0,0307  0,325Е
BZ 2 

 9,4  10-3 Е.
2
bZ 2 р l p k ср
2,02  10  0,342  0,95
72. Магнитное напряжение зубцов ротора
FZ 2  H Z 2 hZ 2  11,5  10  3 H Z 2 .
77
73. Удельная магнитная проводимость рассеяния между
внутренними поверхностям сердечников полюсов
0,55hm
 ml 
106 

  bm 
(hm  2h p  2)
2p
0,55  0,146  106

 1,005  106.

0,242  0,104 
(0,146  2  0,035  2  3 103 )
26
74. Удельная магнитная приводимость рассеяния между
внутренними поверхностями полюсных наконечников


cp
cp
dt
2

 pl  1,4(  0,25)  0,55(  0,2)  0,4(  0,5) 10  6 


a 'p
a 'p
a 'p


 3,02 10  2

3,5 10  2
3,5 10  2
 1,4(
 0,25)  0,55(
 0,2)  0,4(
 0,5) 2  10  6 
2
5,62 10  2
5,62 10  2
 5,62 10

 0,849 10  6 ,
(b p  bm )
(0,17  0,10)
 3,5  10 2 м;
2
2
2
bp
0,172
dt  h p   
 0,035  0,003 
 3,02  10 2 м;
4D
4  0,925
dt
  3,02  10 2
'
a p    bp 
 0,242  0,17 
 5,62  10 2 м.
p
6
75. Удельная магнитная проводимость рассеяния между
торцевыми поверхностями
0,37  0,104 106
6
 mb  0,37bm 10 / lm 
 0,106 106.
0,362
76. Удельная магнитная проводимость для потока рассеяния
 m   ml   pl   mb  (1,005  0,849  0,106)  10 6  1,96  10 6.
где c p 

77. Магнитное напряжение ярма статора, зазора и зубцов
полюсного наконечника, А,
FZa  F  FZ 1  Fa  FZ 2 .
78
78. Поток рассеяния полюса, Вб,
Ф   4 mlm FZa  4  1,96  10- 6  0,362  FZa  2,83  10 6 FZa .
79. Поток в сечении полюса у его основания, Вб,
Фm=Ф+Фσ=3,21∙10-4Е+2,83∙10-6FδZa.
80. Индукция в полюсе, Тл,
(3,21  10 - 4 Е  2,83  10 - 6 FZa )
Bm 

 8,97  10 3 Е  7,9  10 -5 FZa .
'
0,362  0,104  0,95
lm
bm kср
Фm
Так как при Е от 1,1 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. 4.
Е* Фm
Ф'm
Фmcp
Bm
B'm Вmcp Нm
1,1 0,0575 0,0515 0,0544 1,61 1,44 1,53
1,2 0,065 0,0573 0,0611 1,82 1,61 1,72
1,3 0,0727 0,0629 0,0676 2,04 1,76 1,9
При этом Фm=Ф+Фσ;
Фmcp=(Фm+Ф'm)/2;
Н'm
Таблица 4
Нmcp Нmр
4250 1700 2720 2805
13000 4250 7950 8175
34200 9800 18800 19867
Ф'm=Ф+Фσλpl/λmσ=Ф+0,43Фσ;
Ф
Ф
Ф
B '


;
lmbm kср 0,362  0,104  0,95 0,0357
1
H mp  ( H m  4 H mcp  H m ).
6
81. Магнитное поле напряжения полюса, А,
Fm  hmp H m  0,181H m ,
где hmp=hm+hp=0,146+0,035=0,181 м.
82. Магнитное напряжение стыка между полюсом и ярмом
ротора, А,
Fmj  250Bm .
83. Индукция в ярме ротора, Тл ,
Фm
3,21  10  4 Е  2,83  10  6 FZa
Bj 

 7,26  10 3 Е  6,4  10 5 FZa .
2l j h j kср
2  0,442  0,05  1,0
84. Магнитное напряжение в ярме ротора, А,
F j  L j H j  6,64  10 2 Н j ,
Lj 
 ( D  2  2hmp  h j )
4p

 (0,925 - 2  3  10 -3  2  0,181  0,05)
46
 6,63  10  2 м.
85. Магнитное напряжение сердечника полюса, ярма ротора
79
и стыка между полюсом и ярмом, А,
Fmj  Fm  Fmj  F j .
86. 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. 4. Характеристика холостого хода
На этом же рис. 4 приведена нормальная (типовая) характеристика холостого хода.
Определение параметров обмотки статора
для установившегося режима работы
87. Средняя длина витка обмотки статора
lср1  2(l1  lл )  2(0,342  0,349)  1,38 м.
88. Длина лобовой части обмотки статора
80
lл 

( D  hп1 )
2 p 1  bп1  Si  / t1 
2
 hп1  2 B1 
(0,925  0,0666)  0,8
 0,0666  2  0,025  0,349 м.
2  6 1 - (0,0111  0,0035) / 0,0323
89. Активное сопротивление обмотки статора при 20 ºС
w1lср1
15 1,38
3
r1( 20 ) 


1
,
07

10
Ом.
57 106 qэф a1 57 106  56,7 106  6
При θ =75 ºС
r1(75)  1,24r1( 20 )  1,24 1,07 10-3  1,33 10-3 Ом.
2
2
90. Активное сопротивление обмотки статора в относительных единицах
r1(75)*  r1(75) / Z   1,33  103 / 0,0881  1,51  10 2 ,
Z   U нф / I нф  133 / 1510  0,0881 Ом.
91. Коэффициент магнитной проводимости пазового рассеяния
где
пк  п  к  1,9  0,258  2,16,
ï 

( h2  h0 )k 
3bï1

h1k 
bï1

h0

4bï1
( 0 ,053  0 ,00426 )  0,888 0,00663  0 ,85 0 ,00426


 1,9 ,
3  0.0111
0 ,0111
4  0 ,0111
здесь bп1=0,0111 м;
h1  hк   из п / 2  0,5  (а1из  а1) / 2  5  1,76 / 2  0,5  0,5 / 2  6,63 10 3 м;
h0  2  a1из  а1   из п  (2  0,5  1,76) 103  4,26 103 м;
h2  uп nв а1из  (а1из  а1 )2  6  3  3  0,5  2  53  103 м;
k  (1  3) / 4  (1  3  0,8) / 4  0,85;
k  (1  3k ) / 4  (1  3  0,85) / 4  0,888;
81


t b
λ к  α  λк  (0,22  0,32 1 п1 )(1  α )  kβ 
bп1





0,0323 - 0,0111 
  (1  0,7)  0,85  0,258;
 0,7  0,15   0,22  0,32
0,0111




bп1
0,0111

 2,52.
'
 k 0,0035 1,26
92. Коэффициент магнитной проводимости лобового рассеяния
λ л  0,34q1(lл  0,64βτ) / l  0,34  2,5(0,349 - 0,64  0,8  0,242)/0,312  0,613,
где l  l1  0,5nк bк  0,342  0,5  6  0,01  0,312 м.
93. Коэффициент магнитной проводимости дифференциального рассеяния
 д  0,03 / kq1  0,33  0,242  0,66/0,0035  0,435.
94. Индуктивное сопротивление рассеяния
2
f  w1  l
x  15,8
( пк   л   д ) 

 
100  100  pq1
λ′к=0,15 при
2
50  15  0,325
 15,8

(2,16  0,613  0,435)  0,0123 Ом.
 
100  100  6  2,5
95. Индуктивное сопротивление рассеяния в относительных единицах
x*  x / Z   0,0123/0,0881  0,14.
96. Индуктивное сопротивление продольной реакции якоря
в относительных единицах
xad * 
k ad Faн 0,86  4640

 1,13,
k  0 F 0 1,21  2930
w1kоб1
15  0,91
I нф  0,45  3 
1510  4640 А;
p
6
α=0,7;
м /   0,0045 / 0,003  1,5 ;
δ/τ=0,003/0,242=0,0124;
kad=0,86;
kμ0=Fв0/Fδ=1776/1460=1,21 при Е=0,5Uнф.
97. Индуктивное сопротивление поперечной реакции якоря
в относительных единицах
где Faн  0,45m
82
xaq* 
k aq Faн (1  k )
2k  0 F 0

0,41  4640  (1  1,26)
 0,606,
2  1,21  2930
kaq=0,41 (определяем по рис. 8.1).
98. Синхронное индуктивное сопротивление по продольной оси в относительных единицах
xd *  x*  xad *  0,14  1,13  1,27.
99. Синхронное индуктивное сопротивление по поперечной
оси в относительных единицах
xq*  x*  xaq*  0,14  0,606  0,746.
Расчёт МДС обмотки возбуждения при нагрузке.
Векторная диаграмма
100. 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* =1,1.
Из рис. 6 по E* =1,1 находим Fza / F  1,18.
Из рис. 8.2 определяем: χd = 0,96, χq, =0,78 и k =0,0021.
101. Находим МДС
Faq*/cosψ = χq*· kaq·Faн* = 0,78·0,41·1,15=0,37,
Faн* = Faн/ Fво = 4640/4040 = 1,15.
По найденной МДС из характеристики Е*  f ( Fza* ) определяем ЭДС Eaq* / cos   0,51, отложив которую на векторной
диаграмме, получим направление, а затем и модуль Еrd*=Фrd* =
=1,08.
Находим ψн=59°; cosψн= cos59°=0,515; sinψн = sin59°=0,857.
Из характеристики Е*  f ( Fza* ) по Еrd* находим Frd*=0,94.
102. МДС продольной реакции якоря

Fad *   d kad Faн sin  н  k Faн* cos  н 

 0,96  0,86  1,15  0,857  0,0021 0,242  1,15  0,515 / 0,003  0,91.
По сумме Frd *  Fad *  0,94  0,911,85 из характеристики
Ф *  f ( FZa * ) определяем Ф *  0,47 .
Поток полюса Ф m*  Ф rd *  Ф * 1,08  0,47 1,55.
83
Рис. 5. Частичные характеристики намагничивания
Рис. 6. Зависимость Е *  f ( Fza* / F )
84
Рис. 7. Векторная диаграмма
Из характеристики Фm*  f ( Fmj * ) по потоку Ф m* 1,55 определяем Fmj *  0,67 .
103. МДС обмотки возбуждения в относительных единицах
при номинальной нагрузке
Fвн*  Frd *  Fad *  Fmj *  0,94  0,91  0,67  2,52.
104. МДС обмотки возбуждения при номинальной нагрузке
Fвн  Fвн* Fвo  2,52  4040  10200 А.
Из характеристики Е*  f ( Fво* ) по Fвн* определяем ЭДС
Еон*=1,26. Номинальное изменение напряжения
ΔUн*=Eoн*–1=1,26–1=0,26.
Расчёт обмотки возбуждения
Выбираем однорядную обмотку с лобовой частью в виде
полуокружности. Изоляция класса нагревостойкости В.
105. Средняя длина витка обмотки возбуждения
lеср  2(lm  2)  (bm  21  be ) 
 2(0,342  2  0,015)  (0,104  2  0,0015  0,02)  1,02 м,
где δ"=0,015 м (см. табл. 11.1); be ≈ 0,075τ = 0,075·0,242≈0,02 м;
δ1 = (1,5-2)·10-3 м.
При использовании тиристорного возбудительного устройства (ТВУ) номинальный ток обмотки возбуждения 320 А.
106. Задавшись током обмотки возбуждения 320 А и плотностью тока обмотки ОВ Je = 5,3·106 А/м2, определим предварительное значение сечения проводника
qe  I вн / J e  320 / 5,3 106  60,4 А .
107. Определим предварительное значение питающего
напряжения
130 2 pFвн' leср 2  6 12240 1,02
Ue 

 63,6 В ,
6
6
qe
39 10  60,4 10
  1,2Fвн  1,2 10200  12240 А.
где 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 паде85
ния напряжения в щеточном контакте принимаем Ue=63 В.
108. Число витков обмотки возбуждения
 / I вн  12240 / 320  38,25 ,
we  Fвн
принимаем we=38.
109. Меньший размер прямоугольного проводника обмотки
(hm  кп )
(0,146  12 103 )
ae 
 п 
 0,3 103  3,13 103 м,
we  1
38  1
где δкп=12·10-3 м; δп=0,3·10-3 м.
Возможный размер широкой стороны провода
be  qe / ae  60,6  10 6 / 3,13  10 3  19,4  10 3 м.
Так как в табл. 6.1 подходящий провод отсутствует, выбираем условно нестандартный проводник с размерами ae×be =
=3×20 мм, сечением qe=60·10-6 м2.
110. Уточненное значение высоты полюса
hm  (ae   п )( we  1)   кп  (3 103  0,3 103 )(38  1)  12 103  0,141 м.
Так как расхождение с ранее выбранной высотой hm =0,146 м составляет 3,4 < 10 %, то пересчёт магнитного напряжения полюса
не производим.
111. Активное сопротивление обмотки возбуждения
2 pweleср
1
2  6  38 1,02
rв130  p130 


 0,198 Ом ,
qe
39 106
60 106
38  0,198
rв75 
 0,163 Ом.
46
112. Ток обмотки возбуждения при 130 °С
I в130  U e / rв130  63 / 0,198  318 А.
МДС обмотки возбуждения при 130 ° С
Fв120  I в130  we  318  38  12084 А.
113. Коэффициент запаса возбуждения, который должен
быть в пределах 1,1–1,25,
F
12084
ke  в130 
 1,162.
Fвн 10400
114. Минимальное расстояние между катушками соседних
полюсов
86
 D


  bm
x  2     h p  hm tg

 1  be  cos

2
2
p
2
2
p





 0,925

  0,104
 2 
 0,003  0,035  0,141tg 
 0,0015  0,02 cos 
2
12
 12
 2

 4,8 10 3 м  0 .
Уточняем плотность тока в обмотке возбуждения
J e  I вн / qe  318 / 60  10 6  5,3  106 А/м 2 .
115. Превышение температуры обмотки возбуждения
 e 
l
3  10 10 (2,8  1 )be J e2

1,6  V p

3  10 10 (2,8  0,342 / 0,242)  0,02  (5,3  10 6 ) 2

 109 С,
1,6  24,2
Dn   0,925  500

 24,2 м/с.
где V p 
60
60
Полученное превышение температуры превосходит допустимое для изоляции класса нагревостойкости В, поэтому в дальнейшем принимаем для ротора материалы класса нагревостойкости F (  eдоп  110 С ).
Следует учесть изменение тока и сопротивления ОВ при
расчёте потерь в ОВ и КПД.
Определение параметров
и постоянных времени обмоток
116. Индуктивное сопротивление обмотки возбуждения
   / Ф ) 
xe*  1,27k ad xad* (1  4k0 F0lm
 1,27  0,86 1,13(1  4 1,21  2930  0,362 1,51 10-6 / 0,0427)  1,46,
где     pl  ml / 1,53  mв / 2,65 
 0,849  10 - 6  0,957  10- 6 / 1,53  0,102  10 - 6 / 2,65  1,51  10 - 6.
117. Индуктивное сопротивление рассеяния обмотки возбуждения
xe*  xe*  xad *  1,46  1,13  0,33.
118. Находим индуктивное сопротивление рассеяния демп87
ферной обмотки по продольной оси.
Отношение t2/τ=0,0307/0,242=0,126. При Nc=6
kв 
sin( N c t2 / ) sin(6  0,126)

 0,3;
N c sin( t2 / ) 6  sin(   0,126)
1 + kв=1,3;
Из рис. 12.2
1 - kв=0,7.
сd=1,05; cq=1,6,
тогда
bs
3 103
2 103
 в  0,785 
 hs / bs  0,785 

 1,31;
2d s
2 10,6 103 3 103
 ду 
t2
0,0307

 0,58;
'
12 k 12  0,0035 1,26
 Rd  0,19cd / N c  0,19  0,242 1,05 / 6  8,05 103 ;
xkd* 

7,9 Faн 10 6 l p ( в   ду ) / N c   Rd

Ф  (1  kв )


7,9  4640 10 6 0,342(1,31  0,58) / 6  8,05 10 3

 0,142.
0,0427  0,7
119. Индуктивное сопротивление рассеяния демпферной
обмотки по поперечной оси
xk q*

Faн 10 6  l p
 7,9

(



)


в
ду
Rq

Ф  1  k в  N c

4640 10 6  0,342

 7,9 

(1,31  0,58)  1,23 10  2   0,0793,

0,0427 1,3  6

 Rq  0,19cq / N c  0,19  0,242 1,6 / 6  1,23 102.
120. Индуктивное сопротивление нулевой последовательности для двухслойных обмоток
x0*
2,18l1Faн 10 6 
hп1
h1 





0
,
555

(
3


2
)


bп1
bп1 
Ф  q1k y2

2

Faн (3  2)  1 
2




 0,355

0
,
39
(


2
/
3
)

(


2
/
3
)

1
/
27


F0 k y2  3q1 

2,18  0,342  4640 10-6 
66,6 10 3
0,00663 



0
,
8

0
,
555

(
3

0
,
8

2
)


0,0111 
0,0427  2,5  0,9512 
11,1 10 3
2

4640(3  0,8  2)  1 
2
 0,355 

0
,
39
(
0
,
8

2
/
3
)

(
0
,
8

2
/
3
)

1
/
27

  0,083.

2930  0,9512  3  2,5 

121. Переходные индуктивные сопротивления обмотки ста88
тора:
–по продольной оси
x x
1,13  0,33
xd *  x*  ad* e*  0,14 
 0,4;
xad*  xe*
1,13  0,33
–по поперечной оси
xq *  xq*  0,746.
122. Сверхпереходные индуктивные сопротивления обмотки статора:
–по продольной оси
xd *  x* 
xkd* ( xd *  x* )
0,142(0,4 - 0,14)
 0,14 
 0,23;
xkd*  xd *  x*
0,142  0,4  0,14
–по поперечной оси
xq*  x* 
xaq* xk d*
xaq*  xk q*
 0,14 
0,606  0,0793
 0,21.
0,606  0,0793
123. Индуктивные сопротивления обмотки статора обратной последовательности:
–при работе машины на большое внешнее индуктивное сопротивление
x2*  ( xd*  xq* ) / 2  (0.23  0.21) / 2  0,22;
–при работе машины на малое внешнее сопротивление (при
коротком замыкании)
x2*  xd * xq*  0,23  0,21  0,219.
124. Активное сопротивление обмотки возбуждения при
75 °С
re* 
2
0,44 Faн k ad
lecp
8
10 Ф fwe qe

0,44  4640  0,86 2  1,01
10  0,0427  50  39  60  10
8
6
 3,05  10  3.
125. Активное сопротивление демпферной обмотки по
продольной оси при 75 °С
 ссlc cкзсd 
2,16 Faн
rk d* 

 
 

q
N
q
N
10 Ф f (1  k в )  c c
кз c 
8
 1  0,424
1  0,242  1,05 

  0,0638,


8
6
6 
10  50  0,0427  0,7  86,6  6  10
314  6  10 
2,16  4640
где cс = cкз = 1.
126. Активное сопротивление пусковой обмотки по попе-
89
речной оси при 75 °С
rk q* 

 ссlc cкз сq 




108 Ф  f (1  k в )  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 
127. Постоянная времени обмотки возбуждения при разомкнутых обмотках статора и демпферной
Тd 0 
xe* 1
1,46


 1,52 с,
 re* 100  3,05  10-3
где   2f  2  50  100.
128. Постоянная времени обмотки возбуждения при замкнутой обмотке статора
Т d  Т d 0 xd * / xd *  1,52  0,4/1,27  0,479 с.
129. Постоянные времени демпферной обмотки при разомкнутых обмотках статора и возбуждения:
–по продольной оси
( x  x ) (1,13  1,142)
Т kd0  ad* kd* 
 0,0635 с;
rkd*
2  50  0,0638
–по поперечной оси
( xaq*  xkq* ) (0,606  0,0793)
Т kq0 

 0,059 с.
rkq*
100  0,0369
130. Постоянные времени демпферной обмотки:
–по продольной оси при замкнутой накоротко обмотке возбуждения и разомкнутой обмотке статора
 в 
Т kd

xkd* xe*  xad* xkd*  xe* xad* 1


( xe*  xad* )
rkd*
0,142  0,33  1,13  0,142  0,33 1,13
 2 10 2 с;
100(0,33  1,13)  0,0638
–по продольной оси при замкнутых накоротко обмотке возбуждения и обмотке статора
  Т kd
 в xd* / xd *  2 102  0,23 / 0,4  1,15 102 с;
Т kd
–по поперечной оси при замкнутой накоротко обмотке статора
  Т kq0 xq* / xq *  0,059  0,21/ 0,746  0,017 с.
Т kq
90
131. Постоянная времени обмотки статора при короткозамкнутых обмотках ротора
x
0,22
Т a  2* 
 0,046 с.
r1* 100 1,51102
Расчёт масс активных материалов
132. Масса зубцов статора
mz1  7800lст1kc hп1bz1 / 2 Z1 
где bz1/ 2
 7800  0,287  0,93  0,0666  0,0235  90  293 кг,
( D  hп1 )
(0,925  0,0666)

 bп1 
 0,0111  0,0235 м.
Z1
90
133. Масса ярма магнитопровода статора
ma1  7800lст1kc ( Da  ha )ha 
 7800  0,287  0,93  (1,18  0,0607)  0,0607  444 кг.
134. Масса меди обмотки статора
mм1  8900qэфuп Z1lср1 / 2 
 8900  56,7 106  6  90 1,38 / 2  188 кг.
135. Масса меди обмотки возбуждения
mмв  8900qeleср  2 pwe 
 8900  60,0  10 6  1,02  2  6  38  248,4 кг.
136. Масса меди стержней демпферной обмотки
mмc  8900qc  2 pN clc  8900  86,6 10-6  2  6  6  0,424  23,5 кг.
137. Масса меди короткозамыкающих колец
mмкз  8900qкз ( D  2  2hs  2d s )2  8900  314  10 6 (0,925 
 2  3  103  2  2  103  2  10,6  10 3 )  2  15,1 кг.
138. Масса стали полюсов
 kср  2 p(hmbm  0,8h p b p ) 
mm  7800lm
 7800  0,362  0,95  2  6  (0,155  0,104  0,8  0,035  0,17)  672 кг.
139. Масса стали обода ротора
m j  7800l j ( D  2  2hmp  h j )h j 
 7800  0,442   (0,925  2  3  10  3  2  0,181  0,05)  0,05  275 кг.
140. Полная масса меди
91
mм  mм1  mмв  mмс  mмкз  188  248,4  23,5  15,7  475,6 кг.
141. Полная масса активной стали
mст  mz1  ma1  mм  mj  293  444  672  275  1684 кг.
142. Масса активных материалов на единицу мощности:
qм  mм / Sн  475,6 / 600  0,793 кг/кВА,
qcт  mст / S н  1684 / 600  2,81 кг/кВА.
Определение потерь и КПД
143. Основные электрические потери в обмотке статора
2
Pэ1  mI нф
r1 103  3 15102 1,33 103 103  9,1 кВт.
144. Потери на возбуждение
2
Pв  ( I вн
rв(75)  2U щ I вн )  10  3 
 (318,0 2  0,163  2  1  318,0)  10  3  17,12 кВт.
145. Магнитные потери в ярме статора
Pa1  k дa p1 / 50 Ba2 (
f 1,3
50
) ma1  10  3  1,3  1,4  1,32 2 ( )1,3  444  10  3  1,41 кВт.
50
50
Примем kда =1,3; kдz = 1,7; p1/50 =1,4 Вт/кг.
146. Магнитные потери в зубцах статора
Pz1  k дz p1 / 50 Bz21 / 3 (
 1,7  1,4  1,44 2 (
f 1,3
) mz1  10  3 
50
50 1,3
)  293  10  3  1,45 кВт.
50
147. Механические потери
vp
24,2 3
Рмех  3,68 p( )3 l1  3,68  6  (
)  0,342  2,86 кВт;
40
40
Dn   0,925  500
vp 

 24,2 м/с.
60
60
148. Поверхностные потери в полюсных наконечниках
Zn
Pпов  0,5  2 pl1k 0 ( 1 )1,5 ( B0t1  103 ) 2  10  3  0,5  2  6  0,7  0,242 
10000
1,5
 90  500 
 0,342  4,6  

 10000 
 (0,164  0,0323  103 ) 2  10  3  0,428 кВт,
где Во = Вδо (kδ1 -1)=0,822∙(1,2-1)=0,164 Тл.
149. Добавочные потери при нагрузке
Рдоб = 0,005Рн = 0,005∙480 = 2,4 кВт,
92
Pн  3U нф I нф cos н 103  3  230 1510  0,8 103  480 кВт.
150. Общие потери при номинальной нагрузке
 P  Pэ1  Pв  Pa1  Pz1  Pмех  Pпов  Pдоб 
 9,1  17,12  1,41  1,45  2,86  0,428  2,4  34,77 кВт.
151. Коэффициент полезного действия
  1
 Р  1  34,77  0,932.
Рн   Р
480  34,77
Расчёт превышения температуры обмотки статора
152. Удельный тепловой поток на 1 м2 внутренней поверхности статора
( PЭ1
qC 
(9,1

l1
lср1 / 2
 Pдоб  Pа1  Pz1 ) 103
DL1
=
0,342
 2,4  1,41  1,45) 103
1,38 / 2
 9830 Вт/м2 .
  0,925  0,342
153. Превышение температуры внешней поверхности статора над температурой охлаждающего воздуха
 пов, с 
qc
9830

 36  С ,
 (1  0,1vp ) 80  (1  0,1  24,2)
где   80 Вт/(○См2).
154. Плотность теплового потока с внешней поверхности
лобовых частей
AJ 1 t1 468 102  4,44 106  0,0323
qл 

 957 Вт/м2 ,
6

3
  П1
46 10 152,4 10
где удельная проводимость меди при 75 ○С
   46  106
1
,
Ом  м
периметр паза (без учета клина) П1 = 152,410–3 м.
155. Превышение температуры внешней поверхности лобовых частей обмотки статора над температурой охлаждающего
воздуха
qл
957
 л 

 26,7  С .
13,3(1  0,07vp ) 13,3  (1  0,07  24,2)
Перепад температуры в пазовой изоляции обмотки статора
93
(см. п. 30) из  4,84  С .
156. Среднее превышение температуры обмотки статора
(из  пов.с )l1  (из   л )lл
 

lср1 / 2

(4,84  36)  0,342  (4,84  26,7)  0,349
 36,2 o C.
1,38 / 2
Определение токов короткого замыкания
157. Ударный ток короткого замыкания
I уд*  1,8  1,05 / xd *  1,8  1,05 / 0,23  8,2 о.е.
158. 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 0,01 / 0,51
1
1 0,01 / 1,1510  2

(

)e
(

)e

1,27 0,4 1,27
0,23 0,4
0,73 0,01 / 0,046
e
 5,8 о.е.
+
0,23
Рис. 8. Характеристика холостого хода. К расчёту кратности тока
короткого замыкания при номинальном токе возбуждения
94
159. Кратность тока короткого замыкания при возбуждении
холостого хода (ОКЗ)
 * / xd *  1,2 / 1,27  0,94.
ОКЗ  I ко*  Еон
Величина Е′он* определяется по продолжению спрямлённой
части характеристики холостого хода при Iв*= 1.
160. Кратность тока короткого замыкания при номинальном возбуждении
I кн*  Ео * / xd *  3 / 1,27  2,4.
Величина Е′о* определяется по продолжению спрямлённой
части характеристики холостого хода при номинальном токе возбуждения Iвн*= 2,52 (рис. 8).
Расчёт и построение характеристик генератора
161. Угловая характеристика
M* 

E0* sinθ 1 1
1
 (

) sin 2θ 
xd*
2 xq* xd*
3,0
1
1
1
sin θ  (

) sin 2θ  2,4 sin θ  0,28 sin 2θ.
1,27
2 0,746 1,27
Статическая перегружаемость генератора определяется по
угловой характеристике, рис. 9,
kм= Рм*/Рн*=Мм*/Мн*,
где Рн*=cos φн= 0,8.
Из рис. 9 Мм*=2,44,
kм = Рм*/Рн* = 2,44/0,8 = 3,05.
162. Регулировочная характеристика Iв*= f(I*).
Для построения регулировочных характеристик достаточно
задать три – пять значений тока якоря I* , например 0; 0,25; 0,5;
0,75; 1. По заданным значениям I* для U*=const и cosφ=const
строят векторные диаграммы, из которых находят значения Iв*.
Значение тока Iв* можно определить, воспользовавшись достаточно простой диаграммой Потье. В этой диаграмме МДС реакция якоря не раскладывается на продольную и поперечную составляющие, как в диаграмме Блонделя, поэтому диаграмма Потье применима в основном для неявнополюсных машин. Но она
дает приемлемые по точности результаты и для явнополюсных
синхронных машин (ошибка не превышает 5–10 %). Обычно диа-
95
грамму Потье совмещают с характеристикой холостого хода и
короткого замыкания (рис. 10).
Рис. 9. Угловая характеристика
Рис. 10. Диаграмма Потье для U н* 1, I н* 1, cos н  0,8
Опишем построение диаграммы Потье для случая U*=1;
96
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 * . Использование x 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* (отрезок 0М), отложив на оси ординат
I* x р* (отрезок 0К). Тогда Fad *  Fd  F* (отрезок КМ).
Чтобы получить МДС, соответствующую полному току
возбуждения I в* , необходимо геометрически сложить векторы
F* и Fad* , при этом учитываем, что МДС F* опережает E * на
90°, а МДС Fad* 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  0,14 
 0,17. Падением напряжения на активном сопротивлении пренебрегаем. Данные построения сведены в табл. 5.
Таблица 5
U* = 1,0
U* = 1,1
U* = 1,15
I*
0
0,5
1
0
0,5
1
0
0,5
1
I в*
1
1,5 2,25 1,25 1,95 2,83 1,5 2,25 3,35
97
По данным табл. 5 на рис. 12 построены регулировочные
характеристики для напряжений U*, равных 1,0; 1,1; 1,15.
Рис. 11. Диаграмма Потье для построения
регулировочных характеристик
Рис. 12. Регулировочные характеристики
163. Внешняя характеристика U* = f(I*).
Внешнюю характеристику можно построить, используя
98
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. 6.
Таблица 6
I*
0
0,5
0,7
1
U*
1,26
1,15
1,1
1
По данным табл. 6 на рис. 13 построена внешняя характеристика.
Рис. 13. Внешняя характеристика
164. 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*  0,9Pн* , 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
99
вектор активного тока Iн*cosφн (рис. 14). 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. 14. Векторные диаграммы
(к построению U-образной характеристики)
Рис. 15. 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 харак100
теристик (рис. 15).
Данные расчёта сводим в табл. 7
Таблица 7
1
1,32
1,85
2,25
I в*
I*
0,88
0,8
0,9
1,0
По данным табл. 7 строим U-образную характеристику
(рис. 16).
U-образная характеристика I*=f( I в* ) может быть построена
без учёта насыщения магнитопровода. При этом будем считать
синхронную машину неявнополюсной (аналогично допущению
при построении диаграммы Потье) с синхронным индуктивным
сопротивлением хс*  xd * . Учтём ранее указанное соотношение
P*  mU*I* cos  , откуда следует постоянство активной составляющей тока якоря I* cos  . С другой стороны, электромагнитная
мощность неявнополюсной машины Pэм* 
mU * E*
sin  .
xc*
Прене-
брегая незначительной разницей между его выходной электрической и электромагнитной мощностями, будем считать, что выполнение условия постоянства мощности, необходимого для построения U-образной характеристики, обеспечивается также постоянством произведения E* sin   const (т.к. остальные параметры формулы для определения Pэм* являются постоянными).
Следствием полученных условий построения U-образной характеристики, а именно: I* cos   const и E* sin   const , является то,
что конец вектора тока якоря при изменении угла φ перемещается
вдоль линии тока I, а конец вектора ЭДС возбуждения – вдоль
линии ЭДС E (рис.17). Промежуточные относительные значения
тока якоря и возбуждения могут быть получены пропорциональным пересчётом соответствующих длин векторов тока якоря и
ЭДС возбуждения по отношению к указанным величинам для базовой векторной диаграммы для номинального режима (на рис.17
базовая диаграмма 1 выделена утолщёнными линиями). С учётом
допущения о неучёте насыщения можно считать I в  E . В качестве примера на рис. 17 показано построение диаграмм для отстающего (1), активного (2) и опережающего (3) тока для номинальной мощности, а также для активного (2’) тока при 50 % процентной мощности.
101
Рис. 16. U-образная характеристика
Рис. 17. Векторная диаграмма (к построению U-образной характеристики без учёта насыщения стали)
102
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК
РЕКОМЕНДУЕМОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. 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.
2. Буханцов Е.И. Методические указания к курсовому проекту по электрическим машинам. Синхронные генераторы/ НПИ.
Новочеркасск, 1984. 48 с.
3. Буханцов Е.И. Методические указания. Пример расчёта
синхронного генератора/ НПИ. Новочеркасск, 1985. 40 с.
4. Электротехнический справочник/ Под ред. П.Г. Грудинского, Г.Н. Петрова, М.И. Соколова, А.М. Федосеева, М.Г. Чиликина, И.В. Антика. Изд. 5–е. М.: Энергия, 1974. Т. 1. 775 с.
5. Видеман Е., Келлепбергер В. Конструкции электрических машин/Сокр. пер. с нем.; Под ред. Б.Н. Красовского. Л.:
Энергия, 1972.; 520 с.
6. Виноградов Н.В. Производство электрических машин.
М.: Энергия, 1970. 288 с.
7. СТП–40.459–007–82. Стандарт предприятия. Текстовые
документы в учебном процессе. Общие требования/ НПИ. Новочеркасск, 36 с.
103
Учебное издание
Пахомин Сергей Александрович
Проектирование синхронных генераторов
Учебное пособие к курсовому проекту по электромеханике
Редактор Л.Ф.Некрасова
Подписано в печать 25.09.2007.
Формат 60x84 1/16. Бумага офсетная. Ризография. Усл. п.л. 6,04.
Уч.–изд. л. 6,0. Тираж 200. Заказ ___.
Южно-Российский государственный технический университет
Редакционно-издательский отдел ЮРГТУ
Центр оперативной полиграфии ЮРГТУ
Адрес университета и центра:
346428, Новочеркасск, ул. Просвещения, 132.
104