Федеральное агентство по образованию РФ Дальневосточный государственный технический университет

Федеральное агентство по образованию РФ
Дальневосточный государственный технический университет
(ДВПИ им. В. В. Куйбышева)
ПРОЕКТИРОВАНИЕ ТУРБОГЕНЕРАТОРА
Методические указания к курсовой работе
по электрическим машинам для студентов специальностей
140204, 140205
Методические указания составлены
доцентами кафедры АУТС
Э.Г. Владимировой и С.С. Проскуренко.
Владивосток
2008
ВВЕДЕНИЕ
Целью учебного проектирования по курсу "Электрические машины"
является изучение конструкции и системы охлаждения электрической
машины, методики выбора ее основных геометрических размеров,
электромагнитного расчета, а также ознакомление с магнитными,
проводниковыми и электроизоляционными материалами, применяемыми в
электромашиностроении. В процессе проектирования студенты знакомятся с
параметрами
и технико-экономическими показателями электрической
машины.
В качестве объекта проектирования выбран неявнополюсный синхронный
генератор - турбогенератор. За базовую модель принят двухполюсный
турбогенератор типа ТВВ.
Проектирование проводится по методике и рекомендациям, изложенным в
/1/, с учетом требований государственных и отраслевых стандартов.
Учебный проект турбогенератора рассчитан на использование в процессе
вычислений калькуляторов или персональных компьютеров.
ЗАДАНИЕ НА КУРСОВОЕ ПРОЕКТИРОВАНИЕ
Спроектировать трехфазный синхронный генератор (турбогенератор),
имеющий следующие технические данные:
номинальная мощность (активная) РН =
МВт;
номинальное напряжение
UН =
кB;
соединение обмотки статора - звезда (Y);
синхронная частота вращения
n1 = 3000 об/мин;
частота напряжения
f1 = 50 Гц;
охлаждение обмотки ротора непосредственное водородом,
обмотки статора - водой.
Значения КПД, коэффициента мощности, отношения
короткого
замыкания должны соответствовать требованиям ГОСТ 533-85Е.
Вариант технического задания на проектирование турбогенератора
задаётся руководителем проекта.
2
1. ОПРЕДЕЛЕНИЕ НОМИНАЛЬНЫХ ВЕЛИЧИН
1.1. Число пар полюсов
60f1
,
n1
где f1 и n1 - частота сети и синхронная частота вращения турбогенератора в
об/мин.
1.2. Номинальное фазное напряжение, В
U 10 3
,
U нф  н
3
где Uн - линейное номинальное напряжение в кВ (см. задание на курсовое
проектирование).
1.3. Полная номинальная мощность, МВА
Pн
,
Sн 
cos н
где Pн - номинальная активная мощность (смотри задание на курсовое
проектирование); cosφН - коэффициент мощности, рис. 1.1.
1.4. Номинальный ток обмотки статора, А
S н 10 3
.
Iн 
3U н
1.5. Машинная постоянная Арнольда СА определяется в зависимости от
номинальной мощности по рис. 1.2. Постоянная СА характеризует
использование активного объема турбогенератора и пропорциональна
объему расточки статора на единицу мощности машины (произведению
квадрата диаметра внутренней расточки статора D1 на активную длину стали
статора l1).
p
2. ВЫБОР ОСНОВНЫХ ГЕОМЕТРИЧЕСКИХ РАЗМЕРОВ
2.1. Внутренний диаметр статора D1 в мм находим по рис.1.2 в
зависимости от мощности Sн.
По рис.2.1 для найденного значения диаметра D1 уточняем значение
постоянной СА.
2.2. Наружный диаметр бочки ротора D2 предварительно в мм находим по
рис. 1.2. Полученное значение D2 уточняем по нормальному ряду диаметров
роторов двухполюсных турбогенераторов.
Нормальный ряд диаметров: 814, 930, 1000, 1075, 1125, 1200, 1250 мм.
Если предварительное значение диаметра D2 находится между соседними
значениями нормальных диаметров, то следует дальнейший расчет вести для
двух вариантов значений диаметров D2 - большего и меньшего.
3
1
сos φН
0,9
0,8
0,7
0
200
400
600
800 PН , МВт
1000
Рис. 1.1. Зависимость номинального коэффициента мощности
от номинальной мощности турбогенератора
1500
14
D
мм
D1
13
1400
12
1300
11
D2
1200
10
1100
9
1000
8
900
7
800
6
700
СА
600
500
5
4
3
, МВА
0
200
400
600
800
1000
1200 SН 1400
Рис. 1.2. Зависимости диаметров и машинной постоянной СА
от номинальной мощности
4
СА∙1010 , мм3/мин МВA
1600
CA ∙ 1010
мм3 /мин ∙ МВА
11
10
9
8
7
6
5
800
900
1000
1100
1200
1300
1400
Рис. 2.1. Зависимость машинной постоянной от диаметра
расточки статора
GМ
1,8
о. е.
D1,1500
мм
1,7
1,6
1,5
1,4
1,3
GМ1
1,2
1,1
GМ2
1
0,9
0,8
0
1
2
3
4
5
Рис 2.2. Зависимость относительной массы меди обмоток
GМ1 и GМ2 от коэффициентов λ1 ,λ2
5
6
λ1 7,λ2
2.3. Активная длина стали статора (предварительно), мм
C A Sн
.
D12 n1
Полученное значение длины l1 округляется до ближайшего целого числа,
оканчивающегося на ноль или пять.
2.4. Длина активной части бочки ротора (предварительно), мм
l1 
l 2  (l 1  150).
Обычно l1 ≤ l2 ≤ l1 + 150.
2.5. Отношение активной длины к диаметру для статора и ротора
соответственно
l
l
λ1  1 , λ2  2 .
D1
D2
Отношения λ1 и λ2 определяют массу меди обмоток статора и ротора и
обычно находятся в пределах 2÷6. Отношение λ1 влияет на конструктивную
массу турбогенератора и на рассеяние обмотки статора. От отношения λ2
зависят критические частоты вращения ротора.
По полученным значениям λ1 и λ2 из рис.2.2 находим в относительных
единицах (о.е.) массу меди обмоток статора Gм1 и ротора Gм2. Массы меди
Gм1 и Gм2 должны иметь минимальные значения, в противном случае нужно
изменить выбранные ранее значения D1, l1, D2, l2.
2.6. Критические частоты вращения nк1 и nк2 определяем по рис.2.3.
Приемлемым будет тот вариант геометрических размеров, для которого
частоты nк1 и nк2 не находятся в заштрихованной области.
2.7. Воздушный зазор машины (предварительно), мм
AН τ 11,5 10 6
,
δ1  1,12(OK3)
BδН
где AН - номинальная линейная токовая нагрузка машины, А/см,
определяется по рис. 2.4;
BδН - индукция в зазоре машины, Тл (рис.2.4);
ОКЗ - отношение короткого замыкания, рис.2.5.
τ1 - полюсное деление, мм
πD1
.
τ1 
2p
Окончательно зазор машины, мм
δ  δ2
,
δ 1
2
где δ2 - зазор, найденный по рис. 2.6.
6
4800
nК
об/мин
nк1
nк2
4000
3200
2p = 2
2400
1600
2p = 4
800
0
1
2
3
4
5
6
7
Рис. 2.3. Зависимость критических частот вращения от коэффициента λ2
(Заштрихована область нерекомендуемых значений)
1,1
Вδн
Тл
АН
1
λ2 8
2200
АH
А/см
2000
Вδн
0,9
1800
0,8
1600
0,7
1400
0,6
800
900
1000
1100
1200
1300
1200
мм
1400 D1,1500
2.4. Зависимость линейной нагрузки АН и индукции в зазоре Вδн от D1
7
ОКЗ
0,8
0,7
0,6
0,5
0,4
0,3
0
200
400
600
800
1000
1200
SН1400
, МВА
Рис 2.5. Зависимость ОКЗ от мощности SН
120
100
δ
мм
80
60
40
20
0
800
900
1000
1100
1200
, мм
1300 D11400
Рис 2.6. Зависимость воздушного зазора от диаметра расточки статора
8
Значение зазора нужно округлить до ближайшего целого числа,
оканчивающегося на 0 или 5. В зависимости от конкретной ситуации можно
также принять δ= δ1 или δ= δ2.
2.8. Окончательное значение диаметра расточки статора, мм
D1  D2  2δ .
Для дальнейшего расчета нужно выбрать такой вариант геометрических
размеров, чтобы полученное в этом пункте значение диаметра D1 отличалось
от выбранного по рис. 1.2 не более чем на ± 20 мм.
3. РАСЧЕТ ЧИСЛА ПАЗОВ, РАЗМЕРОВ ЗУБЦОВОЙ ЗОНЫ И
ОБМОТКИ СТАТОРА
Статор турбогенератора состоит из сердечника и обмотки. Сердечник
набирается
из
изолированных
лаком
листов
холоднокатаной
электротехнической стали толщиной 0,50 мм, в которых направление
прокатки совпадает с направлением магнитных силовых линий в спинке
статора (обычно марка стали 3413 или 3414). Сердечник состоит из
отдельных пакетов, между которыми имеются радиальные каналы для
охлаждения стали водородом, циркулирующим в зазоре.
Обмотка статора петлевая, двухслойная с укороченным шагом, медная,
стержневого типа. Фазы обмотки статора соединяются в звезду.
В пазу укладывается по высоте два стержня, каждый стержень делится на
элементарные проводники. По ширине паза таких проводников два.
Для турбогенератора с непосредственным охлаждением обмотки водой
часть элементарных проводников сплошная, а часть - полая в виде медных
трубок прямоугольного сечения. Обмотка в пазу закрепляется с помощью
клиньев, выполненных из слоистых пластиков.
3.1. Число параллельных ветвей α выбирается по табл.3.1. Нужно по
возможности выбирать минимальное значение α.
3.2. Объем тока в пазу, А
s
I n  I нф n1 ,
α
где sn1 - число активных проводников в пазу; sn1 = 2.
Объем тока в пазу In для обмоток статора с непосредственным
охлаждением может лежать в пределах (4000÷30000)А.
Если вычисленное значение тока In выйдет за указанные пределы, нужно
изменить число параллельных ветвей α в пределах, указанных табл.3.1.
9
Таблица 3.1
Рекомендуемые числа параллельных ветвей обмотки статора
Мощность
Sн1, МВА
1. До 50
Охлаждение
Число параллельных
ветвей
1
2
1
2
1
2
4
1
2
1
2
2
2
4
косвенное
непосредственное
косвенное
непосредственное
косвенное
непосредственное
2. От 50 до 150
3. От 150 до 250
4. От 240 до 400
5. От 400 до 1000
6. Свыше 1000
непосредственное
3.3. Зубцовый шаг по расточке статора, мм
 I 
t 1   n 10 .
 AH 
По условиям высокого использования сечения паза рекомендованное
значение шага при непосредственном охлаждении t1 = (45 - 120) мм, при этом
отношение δ/t1 должно быть больше 0,5 (δ/t1 > 0,5).
3.4. Число пазов обмотки статора (предварительно)
Z 1  πD1 /t 1 .
Окончательное значение Z1 и число пазов на полюс и фазу q нужно
выбрать по табл.3.2.
Таблица 3.2
Рекомендуемые значения Z1, q, α для двухполюсной обмотки
Z1
q
α
24
4
1
2
-
30
5
1
2
-
36
6
1
2
4
42
7
1
2
-
48
8
1
2
4
54
9
1
2
-
3.5. Окончательное значение зубцового шага, мм
πD1
.
t1 
Z1
3.6. Окончательное значение линейной нагрузки, А/см
I
AH  n 10 .
t1
10
60
10
1
2
4
66
11
1
2
-
72
12
1
2
4
Если уточненное значение линейной нагрузки AН будет отличаться от
ранее выбранного (п.2.7) более чем на ±5%, то необходимо вернуться к
началу расчета и уточнить значения зазора δ и диаметра расточки статора D1.
В дальнейшем расчете используются уточненные значения указанных
величин.
3.7. Шаг обмотки (предварительно)
y'  βτ п ,
где β - относительный шаг обмотки. Предварительно принимается β = 5/6,
τп - полюсное деление машины, измеряемое числом пазов
τ п  Z 1 /2p .
Шаг y ' округляется до ближайшего целого числа y , после чего
определяется окончательное значение относительного шага
β  y/τ п.
3.8. Коэффициент укорочения обмотки для первой гармоники
βπ
k y  sin
,
2
обмоточный коэффициент kоб1 находится по табл.3.3.
3.9. Число последовательно соединённых витков в фазе обмотки
w1  Z 1 sn1 /6α .
3.10. Полный поток первой гармоники МДС при холостом ходе
и номинальном напряжении, при соединении обмотки в звезду, Вб
Φ0  2,6
UH
.
w1 k об1
3.11. Ширина паза статора (предварительно), мм
b
bn1  n1 t 1 ,
t1
где bn1/t1 - отношение ширины паза к зубцовому делению рекомендуется
принять в пределах 0,3÷0,45.
3.12. Ширина элементарного проводника (предварительно), мм
bМ1 
(bn1  Δ )
 ΔbМ1 ,
nш
где Δ - общая двухсторонняя толщина изоляции на паз по ширине, табл.3.4;
nш - число элементарных проводников по ширине паза, nш=2;
ΔbМ1 - толщина изоляции элементарного провода, ΔbМ1= 0,3 мм.
11
Таблица 3.3
Обмоточные коэффициенты kоб1 трёхфазных
обмоток для первой гармоники
Шаг
по
пазам
1-13
1-14
1-15
1-16
1-17
1-18
1-19
1-20
1-21
1-22
1-23
1-24
1-25
1-26
1-27
1-28
1-29
1-30
1-31
Значение kоб1 при числе пазов Z1
24
0,958
30
0,910
0,936
0,951
0,957
36
0,828
0,867
0,898
0,924
0,942
0,953
0,956
42
0,747
0,790
0,828
0,861
0,890
0,913
0,932
0,945
0,953
0,956
48
54
60
66
72
0,828
0,857
0,883
0,905
0,923
0,937
0,947
0,954
0,956
0,766
0,798
0,827
0,854
0,877
0,898
0,915
0,930
0,941
0,949
0,954
0,955
0,710
0,742
0,773
0,801
0,827
0,851
0,873
0,892
0,909
0,923
0,934
0,944
0,950
0,954
0,955
0,691
0,722
0,751
0,778
0,804
0,827
0,849
0,877
0,887
0,903
0,917
0,928
0,938
0,946
0,675
0,704
0,732
0,758
0,782
0,806
0,827
0,847
0,866
0,883
0,898
0,911
0,923
По условиям оптимального заполнения паза медью по его ширине
необходимо, чтобы выполнялось условие 2ΔbМ1 ≥ Δ. Если ширина меди bМ1
получится больше 12,5 мм, то нужно уменьшить ширину паза bn1 за счет
уменьшения выбранного значения отношения bn1/t1. Если ширина bМ1
окажется меньше, чем 7,5 мм, то нужно отношение bn1/t1 увеличить, но не
выходить за указанные в пункте 3.11 значения.
Окончательно ширина проводника bМ1 принимается по табл. 3.5 в
соответствии с существующими нормалями на медь обмоточную.
3.13. Предварительно плотность тока в обмотке статора j1 в А/мм2
определяется по рис. 3.1. В общем случае плотность тока может находиться в
пределах 4÷12 А/мм2. Указанным графиком можно пользоваться при объеме
тока в пазу In > 10000 А, если ток In меньше, то представляется большая
свобода в выборе плотности тока.
12
13
14
3.14. Площадь сечения стержня обмотки статора (предварительно), мм2
I
q'  Н .
а1 αj1
Ввиду большого сечения стержень делится на элементарные проводники.
Для непосредственного охлаждения обмотки статора водой часть
элементарных проводников выполняется сплошными, часть - полыми в виде
медных трубок прямоугольного сечения с прямоугольным каналом. Высота
канала αк=1,5-2,0 мм, толщина стенки 1 -2 мм.
Таким образом, высота полого проводника αмпол оказывается больше
высоты сплошного проводника αмспл.
Обычно αмспл/ αмпол = 0,35 – 0,55 .
8
j1
2
A / мм
25
30
7
35
40
6
45
bn1 = 50 мм
5
4
10
12
14
16
18
In, кА20
Рис 3.1 Допустимая плотность тока обмотки статора в зависимости от
ширины паза bn1 и объема тока в пазу In
Наибольшие конструктивные преимущества имеют схемы, когда
последовательно по воде соединяются два и более стержней. В этом случае
на один полый проводник приходится N сплошных элементарных
проводников. Совокупность одного полого и N сплошных проводников
называют группой. Обычно N = 3.
15
3.15. Высота полого элементарного проводника при коэффициенте
вытеснения тока kф=1,6 (предварительно), мм
b 


α мпол  127 n1  K М Ψ ,
q 
 a1 
где Км - отношение площади меди к полному сечению полого проводника,
включая и канал, находится по табл.3.5;
Ψ - функция, зависящая от отношения высот сплошного и полого
проводников. Для αмспл/ αмпол = 0,4, N = 3, Ψ = 1,6.
Окончательно высота полого проводника принимается по табл. 3.5.
Высота сплошного проводника, мм
α

α мспл  α мпол  мспл  .
α

 мпол 
Размер αмспл не рекомендуется брать больше 2,63 мм, отношение bМ1/ αмспл
должно быть меньше 6, ширина полого проводника должна быть равна
ширине сплошного.
Окончательные размеры полого проводника по табл. 3.5
(bМ1×αмпол) = …….. мм, qмпол = ….. мм2.
Окончательные размеры сплошного проводника по табл. 3.6
(bМ1×αмспл) = ……….мм, qмспл = ………мм2.
3.16. Сечение меди одной группы, мм2
qг = qмпол + Nqмспл .
3.17. Число групп в одном стержне
mг=qа1/qг .
Количество групп mг округляется до ближайшего целого четного числа.
После этого необходимо уточнить сечение стержня, мм2
qa1=mгqг ,
плотность тока в обмотке статора, А/мм2
j1 = Iн/(αqа1)
и проверить произведение Ан j1, которое для турбогенераторов серий ТВВ
обычно составляет (6500-20000) А2 /(см×мм2).
Плотность тока j1 не должна больше чем на ±10% отличаться от значения,
полученного в пункте 3.13, в противном случае, нужно по табл. 3.5 и 3.6
16
выбрать новые значения геометрических размеров элементарных
проводников или изменить число групп в стержне, при этом число mг должно
быть по-прежнему четным.
Таблица 3.5
Характеристика полых проводников прямоугольного сечения марки
ПСДП по ГОСТ 16774-78
Высота ХарактеШирина провода bM1, мм
ампол .,
ристика
толщина
5,0
7,5
8,0
8,5
9,0
9,5
10,0 11,8 12,5
стенки,
мм
21,0 28,5 30,0 31,5 33,0 34,5 36,0 41,1 43,5
qмпол
5; 1,5
2,0
4,5
5,0
5,5
6,0
6,5
7,0
8,8
9,5
bK1
0,840 0,760 0,750 0,741 0,733 0,726 0,720 0,702 0,696
kМ
0,916 0,872 0,866 0,861 0,856 0,852 0,848 0,838 0,834
kМ
0,874 0,962 0,960 0,958 0,957 0,956 0,955 0,952 0,951
fК
20,0 21,0 22,0
24,0
qмпол
4;1,0
6,0
6,5
7,0
8,0
bK1
0,625 0,618 0,611
0,600
kМ
0,790 0,786 0,782
0,774
kМ
0,906 0,904 0,903
0,900
fК
Примечание: qмпол – площадь меди, мм2; bK1 – ширина канала, мм;
α
b
αК1 – высота канала, αК1 = 2 мм.
f K  1  ( K1 )3 K1 ;
α мпол bМ1
3.18. Окончательная ширина паза, мм
bn1=nш(bм1+Δbм1)+Δ .
Если ширина bn1 отличается от полученного в пункте 3.11 значения
больше, чем на 2 мм, необходимо проверить отношение bn1/t1. Если это
отношение выходит за указанные в пункте 3.11 пределы, то нужно изменить
размеры проводов (пункт 3.15) и повторить расчет.
17
18
3.19. Высота паза, мм
mг sn1
 2hтр  h1С  hкл ,
nш
где hтр - место по высоте стержня для транспозиции, мм
h1  [(α мпол  Δ bм1   Ν α мспл  Δ bм1 )
hтр  (α мпол  Δb м1 ) ,
h1С -суммарная толщина изоляции по высоте паза (см.табл.3.4),мм
hкл - высота клина, мм. Ориентировочно можно принять hкл  (0,9  1,1)bn1 .
Значение высоты h1 необходимо округлить до ближайшего целого числа.
3.20. Проверка отношений h1/D1 и h1/bn1.
Отношение h1/D1 не должно выходить за пределы (0,16 - 0,21),
a (h1/bn1) ≤7-8. Если эти условия не выполняются, необходимо изменить
геометрические размеры проводников, число групп.
3.21. Окончательное значение длины сердечника статора, мм
l1 
Φ0 10 6
 2δ .
Bδн (D2  δ)
Длина l1 не должна более чем на (300-400) мм отличаться от значения,
определенного в пункте 2.3. В противном случае можно изменить шаг
обмотки статора у или число витков w1 и повторить расчет.
Значение l1 необходимо округлить, как сказано в п. 2.3.
3.22. Число радиальных вентиляционных каналов для радиальной
вентиляции активной стали сердечника статора
l1
nк 
 1,
(b р  bк )
где bр - ширина пакета, bр = 50-75 мм,
bк - ширина вентиляционного канала, обычно bк = 5-10 мм.
Число каналов нужно округлить до целого числа.
3.23. Активная длина стали без каналов, мм
lα = l1 - nкbк .
3.24. Эффективная длина стали, мм
lе = kС lα,
где kС - коэффициент заполнения пакета сталью. Для лакированных листов
электротехнической стали толщиной 0,5 мм kС =0,93.
3.25. Площадь спинки статора, м2
Φ
S a1  0 ,
2Ba1
где Ba1 - индукция в спинке статора, Тл, выбирается по табл.3.7.
19
3.26. Высота спинки статора, мм
ha1 
S a1 10 6
.
lе
3.27. Внешний диаметр сердечника статора, мм
Dа  D1  2(ha1  h1 ) .
Полученное значение Da необходимо округлить до ближайшего целого
D
числа, оканчивающегося на 0 или 5. Отношение a  2  2,1 .
D1
3.28. Длина витка обмотки статора, мм
l w1  2(l1  l S1 ) ,
где lS1 - длина лобовой части обмотки, мм
lS1 = 2,5D1.
Таблица 3.7
Допустимая индукция в участках магнитопровода
Участок
магнитопровода
1. Зубцы ротора
2. Спинка ротора
3. Зубцы статора
4. Спинка статора
холоднокатаная
сталь
Обозначения Допустимые
значения, Тл
Bz0,2
Ba2
Bz(1/3)
1,7-2,0
1,4-1,6
1,3-1,6
Ba1
1,4-1,5
3.29. Сопротивление обмотки статора постоянному току при 15° и 75° С,
Ом
wl
r1(15)  1 w1 10 3 ;
57qa1α
r1(75)  1,24r1(15) .
20
3.30. Сопротивление обмотки статора в относительных единицах
r1(75)*  r1(75) I H .
U НФ
Сопротивление r1(75)* должно находиться в пределах 0,002÷0,008.
В записке привести чертеж паза статора в масштабе и спецификацию паза
в соответствии с приложением 1.
4. РАСЧЕТ ЧИСЛА ПАЗОВ, ЗУБЦОВОЙ ЗОНЫ РОТОРА И ОБМОТКИ
ВОЗБУЖДЕНИЯ
Ротор турбогенератора имеет неявнополюсную конструкцию и состоит из
вала и обмотки, которая называется обмоткой возбуждения и питается
постоянным током от постороннего источника.
Вал ротора имеет среднюю активную часть (бочку) и два хвостовика, он
выполняется из единой поковки высокой категории прочности. Материал
поковки - высоколегированная сталь.
Обмотка возбуждения укладывается в радиальные пазы чаще
прямоугольного сечения, профрезерованные на наружной поверхности
бочки. Кроме малых зубцов, разделяющих пазы обмотки, бочка ротора
двухполюсного турбогенератора имеет два больших зубца. Обмотка ротора
концентрического исполнения. Витки отдельных катушек обмотки
располагаются друг над другом по высоте паза. В проводниках катушек
фрезеруются канавки для непосредственного охлаждения пазовой части
обмотки водородом. Для возможности выполнения непосредственного
охлаждения лобовых частей водородом каждый виток состоит из двух
проводников. Обмотка в пазах закрепляется с помощью дюралюминиевых
клиньев с каналами для водорода.
4.1. Напряжение в корне зубцов ротора σz определяется по рис.4.1 для
найденного в разделе 2 окончательного значения диаметра ротора D2 и
разгонной частоты вращения nр = 1,2n1 = 3600 об/мин.
4.2. По номограмме из приложения 2 для найденных ранее значений D2
и σz определяются следующие величины:
h2 - высота паза для обмотки возбуждения (предварительно), мм;
Σqn - площадь пазовых делений, мм2
 qn  Z 2 bn2 h2 ,
где Z 2 - число пазовых делений на поверхности ротора,
21
bn2 - ширина паза;
σ0 - напряжение на поверхности центрального отверстия от центробежных
сил, МПа;
bn2/bz - отношение ширины паза bn2 к ширине зубца bz;
Z 2 bz - произведение числа пазовых делений на ширину зубца, мм.
400
σz
МПа
300
200
100
0
400
600
800
1000
1200
1400
D2 ,мм
Рис 4.1 Напряжение в зубцах ротора
4.3. Ширина паза ротора предварительно, мм
bn2 = bM2 + ΔbM2,
где bM2 - ширина меди обмотки возбуждения по табл.4.1. Наиболее часто в
турбогенераторостроении применяется медь шириной bM2 = 28 мм;
bM2 - двухсторонняя толщина изоляции обмотки по ширине паза, мм.
Толщина ΔbM2 определяется по табл. 4.2 как удвоенное значение величины
по позиции 4 плюс значение величины по позиции 2.
22
Таблица 4.1
Сортамент сплошной меди, применяемой
для роторов турбогенераторов
Размеры
проводника
bМ2 × αМ2, мм
19,5×3,53
21,5×3,2
21,5×5,7
21,5×3,3
28,0×5,0
28,0×7,0
35,0×7,9
Площадь
сечения
 , мм2
qb2
67,97
68,00
120,57
73,34
134,60
190,60
127,00
Таблица 4.2
Нормы на изоляцию пазовой части обмотки ротора
(односторонняя толщина изоляции, мм)
Наименование
Толщина стеклотекстолита
по ширине паза по высоте паза
1. Витковая изоляция
1
2. Зазор на укладку
0,5
3. Прокладка на дне
0,5
паза
4. Гильза
2
5. Прокладка под
10
клин
4.4. Ширина зубца, мм
bz 2 
bn2
.
(bn2 /bz )
4.5. Число пазовых делений ротора
Z 2 
(Z 2 bz )
,
bz
полученное значение Z 2 округляется до ближайшего целого числа.
23
4.6.
Число пазов обмотки возбуждения
Z2= γ Z 2 ,
где γ - отношение числа пазов к числу пазовых делений или отношение
обмотанной поверхности ротора к полной. Обычно γ = 0,667÷0,750.
Z2 округляется обязательно до целого четного числа, кратного четырем.
Рекомендуется дальнейший расчет проводить для двух вариантов числа
пазов Z2 -ближайшего большого и ближайшего меньшего чисел, делящихся
на четыре.
Расчет по двум вариантам проводится до тех пор, пока не станет
очевидной непригодность одного из них.
Уточненное значение коэффициента γ и значение обмоточного
коэффициента kоб2 для приятых значений Z2 и Z 2 находятся по табл.4.3 и 4.4.
4.7. Зубцовый шаг на роторе, мм
D
t2  π 2 .
Z 2
4.8. МДС реакции якоря по прямоугольной волне на один полюс, А
Fa=1,06IН w1kоб1 .
4.9. МДС короткого замыкания обмотки якоря, приведенная к обмотке
возбуждения, А
F
F k  (1,05  1,15) a .
k об2
4.10. Номинальная МДС обмотки возбуждения, А
F2  Fk 1,2  ОКЗ(ОКЗ  2sin  н ) .
4.11. Плотность тока в обмотке возбуждения (предварительно), А/мм2
j2 
4F2
.
0,43γ  qn
Значение плотности тока j2 должно входить в пределы (7÷11) А/мм2, в
противном случае, нужно изменить значение коэффициента γ или МДС Fk.

4.12. Высота проводника обмотки возбуждения αМ2, и сечение qb2
выбираются по табл.4.1 с учетом уже выбранного значения ширины bм2.
Обычно применяется медь высотой 5 или 7 мм. Для каждого варианта числа
пазов Z2 нужно проверить оба значения высоты aМ2 т.е. дальнейший расчет
проводить для четырех вариантов, если по результатам пункта 4.11 прошли
оба значения чисел пазов Z2 . Окончательный выбор высоты проводника aМ2
24
Таблица 4.3
Отношение обмотанной части поверхности ротора к полной поверхности γ
Z 2
25
26
27
28
29
30
31
32
33
34
35
36
37
38
39
40
41
42
43
44
45
46
47
48
49
50
51
52
53
54
55
56
57
58
59
60
16
0,640
0,615
0,592
0,572
0,552
0,533
0,516
0,500
20
0,800
0,769
0,741
0,714
0,690
0,667
0,645
0,625
0,606
0,588
0,571
0,556
0,541
0,527
0,513
0,500
Значение γ при Z2, равном
24
28
32
36
0,828
0,800
0,774
0,750
0,727
0,706
0,686
0,667
0,649
0,632
0,615
0,600
0,585
0,572
0,558
0,546
0,534
0,522
0,511
0,500
0,848
0,824
0,800
0,778
0,757
0,737
0,718
0,700
0,683
0,667
0,651
0,636
0,622
0,609
0,597
0,584
0,572
0,560
0,550
0,539
0,528
0,519
0,509
0,500
25
0,842
0,821
0,800
0,780
0,762
0,744
0,727
0,711
0,696
0,681
0,667
0,653
0,640
0,628
0,615
0,604
0,593
0,582
0,572
0,562
0,552
0,543
0,534
0,837
0,818
0,800
0,783
0,766
0,750
0,735
0,720
0,706
0,692
0,679
0,667
0,655
0,643
0,632
0,621
0,610
0,600
40
44
0,833
0,816
0,800
0,784
0,769
0,755
0,741
0,727
0,714
0,702
0,690
0,678
0,667
0,830
0,815
0,800
0,786
0,772
0,758
0,745
0,733
Таблица 4.4
Обмоточные коэффициенты основной волны МДС
роторной обмотки kоб2
Z 2
25
26
27
28
29
30
31
32
33
34
35
36
37
38
39
40
41
42
43
44
45
46
47
48
49
50
51
52
53
54
55
56
57
58
59
60
16
0,842
0,853
0,862
0,872
0,878
0,890
0,895
0,902
20
0,759
0,776
0,791
0,805
0,817
0,829
0,839
0,848
0,857
0,865
0,872
0,879
0,886
0,892
0,898
0,902
Значение kоб2 при Z2, равном
24
28
32
36
0,743
0,758
0,772
0,785
0,797
0,808
0,819
0,828
0,837
0,845
0,852
0,859
0,864
0,872
0,875
0,884
0,887
0,892
0,896
0,900
0,730
0,745
0,758
0,770
0,782
0,792
0,802
0,811
0,820
0,828
0,835
0,842
0,849
0,855
0,862
0,865
0,872
0,878
0,883
0,886
0,889
0,896
0,900
0,903
26
0,734
0,746
0,758
0,768
0,779
0,788
0,797
0,805
0,813
0,821
0,828
0,834
0,840
0,846
0,852
0,857
0,863
0,868
0,872
0,878
0,881
0,884
0,888
0,736
0,747
0,757
0,767
0,776
0,785
0,793
0,801
0,809
0,816
0,823
0,829
0,836
0,841
0,846
0,851
0,855
0,859
40
44
0,738
0,748
0,757
0,766
0,774
0,782
0,790
0,796
0,803
0,810
0,816
0,822
0,827
0,721
0,732
0,740
0,750
0,758
0,765
0,773
0,779
0,787
0,792
производится в конце расчета обмотки возбуждения по напряжению
возбуждения, значение которого ограничено. Для образования охлаждающих
каналов в лобовой части обмотки принимается по высоте два проводника в
одном витке катушки.
4.13. Высота меди в пазу, мм
h = h2 - (hk2 + hТ ),
где hk2 - высота клина в пазу ротора, мм. Можно принять hk2 = bn2;
hТ - толщина подклиновой прокладки, можно принять hТ = 10 мм.
4.14. Число витков в катушке
h
,
sn2 
2α М2  h21
где h21 - витковая изоляция, табл. 4.2.
Значение sn2 округляется до ближайшего целого числа.
4.15. Число витков обмотки возбуждения на полюс
s Z
w 2  n2 2 .
4
4.16. высоты паза ротора окончательно, мм
h2 = 2αM2 sn2+( sn2 - 1)h21+h23+ hk2+hТ ,
где h23 - прокладка на дне паза, мм (см табл. 4.2).
Значение высоты паза h2, определенное в этом пункте, не должно быть
больше, чем значение h2, найденное ранее по номограмме (приложение 2). В
меньшую сторону расхождение не должно превышать 5 мм.
4.17. Окончательное значение минимальной ширины зубца, мм
π(D2  2h2 )
bz 
b n2 .
Z2
Полученное значение ширины bz должно удовлетворять условию
bz > 10-12 мм.
4.18. Предварительное значение номинального тока возбуждения, А
F
iвн  2 .
w2
Значение тока iвн не должно выходить за пределы 1500-7500 А.
4.19. Длина бочки ротора, мм
l2 = l1 +150 ,
где l1 - длина сердечника статора из п.3.21.
4.20. Индукция в ярме ротора, Тл
1,15Φ0
Bα2 
 106 ,
l 2 (D2  2h2  D0 )
где D0 - диаметр центрального отверстия, мм D0=0,12D2.
27
Значение D0 нужно округлить до ближайшего целого числа,
оканчивающегося на 0 или 5. Если значение индукции Ва2 окажется выше
уровня, рекомендованного табл.3.7, то необходимо центральное отверстие
забить стальным стержнем, т.е. принять D2=0 и проверить значение индукции
Ва2. Если рекомендации табл.3.7 выполнены, то расчет закончен, если нет, то
необходимо уменьшить высоту паза h2.
Если даже при наличии центрального отверстия значение индукции Ва2
будет существенно меньше, чем в табл. 3.7, то нужно уменьшить длину
бочки ротора l2, но в пределах выполнения условия l2 ≥ l1.
4.21. Сопротивление обмотки возбуждения при 15°С, Ом
2w2 lW2 10 3
r2(15) 
57qα2
где lW2 - средняя длина витка обмотки, мм,
,
lW2=2(l2 + lS2),
где lS2 - средняя длина лобовой части обмотки на одну сторону, мм
lS2 =1,35D2 ;
qa2 - расчетное сечение меди обмотки, мм
qα2  qb2 (1 
qk2
),
qb2
где qb2 - сечение витка обмотки, мм2
 ;
qb2 = 2 qb2
qk2 - сечение канала в витке обмотки .
q
Отношение k2  0,15  0,3 ;
qb2
 - сечение провода обмотки из табл.4.1.
qb2
4.22. Сопротивление обмотки при 100 и 75° С, Ом
r2(100) = 1,34r2(15) ; r2(75) = 1,224r2(15) .
4.23. Напряжение возбуждения в номинальном режиме, В
U В  r2(100)iвн  ΔU щ ,
где ΔUщ - падение напряжения на щетках, ΔUщ = 2В.
Допустимое значение напряжения на кольцах UВ < 400 ÷ 500 В.
28
4.24. По результатам расчетов п.4.23 выбирается окончательный вариант
числа пазов Z2, числа витков w2, размера обмоточного провода, тока iвн,
высоты паза h2 и т.д. Окончательные значения указанных выше величин
нужно оформить в виде таблицы.
Таблица 4.5
Окончательные результаты расчёта роторной обмотки
Z2 w2 h2 sn2 aм2 bм2 qв2 qa2 r2(75) r2(100) Fа kоб2 γ iвн,
j2
2
2
А А/мм2
мм
мм мм мм мм Ом Ом А
4.25. Для окончательного значения высоты паза h2 определяется
относительная высота паза
h
β2  2 .
D2
Допустимые значения β2 = 0,14÷0,2.
4.26. Относительная площадь пазовых делений ротора
Z 2 bn2 h2
.
πD22 /4
Допустимые значения S0 =0,24÷0,32.
S0 
4.27. Фактическое значение механических напряжений в корне зубца,
МПа
σ 
σ zср   zср2  D22 ,
 D2 
где
σ zср
D22
определяется по рис. 4.2 в зависимости от β2 и S 0 .
Найденное значение σzср должно удовлетворять условию
σ zср  σ z ,
где σz - определено ранее по номограмме (п.4.2).
В записке привести чертеж паза ротора в масштабе и спецификаци (см.
приложение 1).
29
8
σ ср∙10-4
Z
D22
S0 =0,4
7
6
5
0,29 0,3
0,31
0,36
4
0,28
0,32
3
0,24
2
1
0
0,06
0,08
0,1
0,12
0,14
0,16
0,18
Рис 4.2. Напряжение в корне зубца ротора для полой меди
и дюралюминиевого клина
30
0,2
β20,22
5. РАСЧЕТ МАГНИТНОЙ ЦЕПИ И ОПРЕДЕЛЕНИЕ БАЗИСНОЙ МДС
Магнитная цепь турбогенератора разбивается на отдельные участки.
Вначале рассчитываются геометрические размеры каждого участка, затем
индукции магнитного поля на участках. Далее определяются магнитные
напряжения на них (МДС, необходимые для проведения магнитного потока
по участкам), намагничивающая сила обмотки возбуждения и ток холостого
хода, обеспечивающие номинальное напряжение генератора.
5.1. Сечение воздушного зазора турбогенератора, м2
S  D2  δl 1  2δ 10 6 .
δ
5.2. Расчетное сечения зубцов статора на высоте одной трети зубца от
расточки статора, м2
S z 1/3  1,91qb z 1/3 l e 10 6 ,
где q - число пазов на полюс и фазу (см. п.3.4); le – см. п. 3.24.
bz1/3 - ширина зубца в этом сечении, мм
πDz1/3
bz1/3 
 bn1 ;
Z1
Dz1/3 - диаметр в этом сечении, мм
2
Dz 1/3  D1  h1 .
3
5.3. Расчетное сечение зубцов ротора на высоте 0,2h2 от дна паза, м2
где Dz0,2
Sz0,2  (Dz0,2  bn2 Σsinα)l2 10 6 ,
- диаметр ротора в этом сечении, мм
Dz0,2 = D2 - 1,6h2 ,
Σsinα - проекция обмотанной части ротора на ось q.
Численное значение величины Σsinα определяется по табл.5.1
Расчетное сечение на высоте 0,7h2 от дна паза, м
Sz0,7  (Dz0,7  bn2 Σsinα)l2 10 6 ,
где Dz0,7 - диаметр ротора в этом сечении, мм
Dz0,7 = D2 - 0,6h2.
5.4. Сечение ярма ротора, м2
Sα2=(D2 – 2h2 – D0)l210-6.
31
Таблица 5.1.
Численное значение величины Σsinα
Z 2
25
26
27
28
29
30
31
32
33
34
35
36
37
38
39
40
41
42
43
44
45
46
47
48
49
50
51
52
53
54
55
56
57
58
Z2
12
16
3,70
3,58
20
5,51
5,35
5,20
5,06
4,92
4,78
4,66
4,53
4,42
24
6,77
6,61
6,45
6,30
6,15
6,01
5,87
5,74
5,61
5,49
5,39
5,25
32
28
8,04
7,87
7,71
7,55
7,40
7,25
7,10
6,96
6,82
6,69
6,56
6,44
6,32
6,20
32
9,15
8,97
8,81
8,65
8,49
8,34
8,20
8,05
7,91
7,78
7,64
7,52
7,39
7,29
7,14
7,02
36
40
10,23
10,07
9,91
9,75
9,59
9,44
9,29
9,15
8,99
8,84
8,72
9,60
8,48
8,30
8,18
8,11
11,33
11,17
11,00
10,85
10,69
10,54
10,39
10,24
10,10
9,96
9,82
5.5. Сечение спинки статора Sα1 см. пункт 3.25 данного расчета.
5.6. Коэффициент воздушного зазора
Kδ = Kδ1 + (Kδ2 -1) + (Kδb -1),
где Kδ1 - коэффициент, обусловленный зубчатостью статора
2
bn1
;
K δ1  1 
2
t 1 (5δ  bn1 )  bn1
Kδ2 - коэффициент, обусловленный зубчатостью ротора
0,5bn22 γ
K δ2  1 
;
2
t 2 (5δ  bn2 )  bn2
Kδb - коэффициент, учитывающий наличие вентиляционных каналов
на статоре
bk2
K δb  1 
(b p  bk )(5  bk ) - bk2
5.7. Зубцовый коэффициент, учитывающий ответвление части потока в
паз при индукции в зубце статора Bz1/3 > 1,8 Тл.
K z1/3 
(bn1  bz1/3 )l 1
1.
bz1/3l e
5.8. Расчетная длина силовых линий в ярме статора, мм
l α1 
π
(D  hα1 )γ .
2  2p α
5.9. Индукция в воздушном зазоре при номинальном напряжении, Тл
Φ
Bδ  0 .
Sδ
Величина Bδ не должна отличаться от ранее принятого значения больше
чем на 5% (пункт 2.7).
5.10. Индукция в зубцах статора на высоте (1/3)h1 от расточки статора, Тл
Φ
Bz 1/3  0 .
S z 1/3
5.11. Индукция в спинке статора, Тл
Φ
Bα1  0 .
2Sα1
Расчетная индукция в спинке статора, Тл
  kBα1 ,
Bα1
где k - коэффициент, учитывающий неравномерность распределения
индукции вдоль окружности, определяется по табл.5.2.
33
Таблица 5.2

Поправочный коэффициент k к определению индукции Bα1
γ
k
γ
k
0,64 0,65 0,66 0,67 0,68
0,947 0,946 0,945 0,943 0,942
0,74 0,75 0,76 0,77 0,78
0,934 0,933 0,932 0,931 0,929
0,69
0,941
0,70 0,71 0,72 0,73
0,939 0,938 0,937 0,935
5.12. Напряженность магнитного поля в зубцах статора Hz1 для индукции
Bz1/3<1,8 Тл определяется в зависимости от марки стали по табл.5.3. Если
индукция Bz1/3>1,8 Тл, напряженность Hz1/3 находится по кривым рис.5.1 с
учетом зубцового коэффициента Кz1/3.
5.13. Напряженность магнитного поля в спинке статора Нα1 определяется
 по табл. 5.4.
для индукции Bα1
5.14. МДС воздушного зазора, А
Fδ = 0,8Bδδkδ103.
5.15. МДС,необходимая для проведения магнитного потока по зубцам
статора, А
Fz1/3 = Hz1/3h110 -1.
5.16. МДС спинки статора, А
Fα1 = lα1Hα110 -1.
5.17. МДС, необходимая для определения потока рассеяния, А
F  = Fδ + Fz1/3+Fα1 .
5.18. Проводимость потока рассеяния зубцовой зоны, проходящего
поперек пазов, Гн
l  h  (hk2  hT ) hk2  hT  8
λ2  2  2

10 .
Z 2 
2bn2
bn2 
5.19. Поток рассеяния ротора, Вб
Φ S  λ2 F  .
5.20. Поток в индукторе при холостом ходе, Вб
Φ2  Φ0  ΦS .
5.21. Индукции в зубцах ротора и ярме, Тл
Bz0,2 
Φ2
Φ
Φ
, Bz0,7  2 , B 2  2 .
S z0,2
S z0,7
S 2
Значения индукций Bz1/3,
рекомендациям табл.3.7.
Вα1,
Вz0,2,
34
Вα2
должны
удовлетворять
Таблица 5.3
Основная кривая намагничивания холоднокатаной электротехнической
стали марки 3413 поперёк проката (зубцы статора)
B,
Тл
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
1,1
1,2
1,3
1,4
1,5
1,6
0
0,01
0,02
0,03
1,00
1,20
1,40
1,70
2,10
2,60
3,30
4,70
7,80
17,0
40,0
70,0
1,02
1,22
1,43
1,74
2,15
2,66
3,40
4,93
8,25
18,7
42,7
73,5
1,04
1,24
1,46
1,78
2,20
2,72
3,50
5,18
8,80
20,7
45,6
77,5
1,06
1,26
1,49
1,82
2,25
2,78
3,61
5,45
9,45
23,0
48,5
81,5
0,04 0,05
H, А/см
1,08 1,10
1,28 1,30
1,52 1,55
1,86 1,90
2,30 2,35
2,84 2,91
3,73 3,86
5,64 5,95
10,2 11,0
25,5 29,0
51,5 54,5
85,5 90,0
0,06
0,07
0,08
0,09
1,12
1,32
1,58
1,94
2,40
2,98
4,00
6,28
11,9
30,5
57,6
94,5
1,14
1,34
1,61
1,98
2,45
3,05
4,15
6,63
13,0
33,0
60,7
99,0
1,16 1,18
1,36 1,38
1,64 1,67
2,02 2,06
2,50 2,55
3,13 3,21
4,31 4,49
7,00 7,39
14,3 15,6
35,5 38,0
63,8 66,9
103,5 108,0
Таблица 5.4
Основная кривая намагничивания холоднокатаной электротехнической
стали марки 3413 вдоль проката (ярмо статора)
B,
Тл
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
0
0,01
0,81
1,10
1,30
1,52
1,82
2,13
2,43
2,75
3,20
3,90
5,20
8,00
15,0
38,25
160
0,83
1,12
1,32
1,55
1,85
2,16
2,46
2,79
3,26
4,02
5,44
8,40
15,92
42,0
200,0
0,02
0,03
0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09
H, А/см
0,85 0,87 0,89 0,91 0,93 0,95 0,97 0,99
1,14 1,16 1.18 1,20 1,22 1,24 1,26 1,28
1,34 1,36 1,38 1,40 1,42 1,44 1,46 1,49
1,58 1,61 1,64 1,67 1,70 1,73 1,76 1,79
1,88 1,92 1,95 1,98 2,01 2,04 2,07 2,10
2,19 2,22 2,25 2,28 2,31 2,34 2,37 2,40
2,49 2,52 2,55 2,58 2,61 2,64 2,67 2,71
2,83 2,87 2,91 2,95
3,0
3,05 3,10 3,15
3,32 3,38 3,44
3,5
3,58 3,66 3,74 3,82
4,14 4,26 4,38 4,50 4,64 4,78 4,92 5,06
5,66 5,88 6,10 6,32 6,65 6,98 7,32 7,66
8,90 9,40 9,90 10,40 11,32 12,24 13,16 14,08
17,0 19,22 21,44 23,66 25,88 28,2 30,8 34,5
46,0 52,0 58,0 70,0 82,0 94,0 109,0 134,0
250,0 300,0
-
35
36
5.22. Напряженность магнитного поля в роторе Hz0,2, Hz0,7, Hα2
определяются по табл. 5.5.
Если индукция в зубцах превосходит 1,8 Тл, то напряженности Hz0,2, Hz0,7
следует определять по рис.5.2 с учетом коэффициентов ответвления части
потока в паз Kz0,2, Kz0,7
b
b
K z0,2  n2 , K z0,7  n2 ,
bz0,2
bz0,7
где bz0,2, bz0,7 - ширина зубца на высоте 0,2h2 и 0,7 h2 от дна паза, мм
πDz0,2
πDz0,7
bz0,2 
 bn2 ; bz0,7 
 bn2 .
/
Z2
Z 2/
5.23. МДС, необходимая для проведения потока по зубцам Fz2 и ярму Fa2
ротора, А
Fz 2  0,5h2 (H z0,2  H z0,7 )10 1 ,
F 2  H 2 l 2 10 1 ,
где lα2 - расчетная длина силовых линий в ярме, мм
D  2h2
.
l α2  2
2
5.24. МДС обмотки ротора при холостом ходе (базисная МДС), А
F0 = F  + Fz2+Fα2.
5.25. Ток холостого хода при номинальном напряжении (базисный ток
возбуждения машины), А
F
i0  0 .
w2
Таблица 5.5
Основная кривая намагничивания роторных поковок турбогенератора
B,
Тл
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
0
0,01
0,02
0,03
9,0
9,9
10,8
11,7
12,6
13,5
14,4
15,3
17,4
23,0
34
50
80
128
9,09
9,99
10,89
11,79
12,69
13,59
14,49
15,48
17,96
24,0
35,4
53
83
135
9,18
10,08
10,98
11,88
12,78
13,68
14,58
15,66
18,52
25,0
36,8
56
86
142
9,27
0,17
11,07
11,97
12,87
13,77
14,67
15,84
19,08
26,0
38,2
59
90
150
0,04 0,05
H, А/см
9,36 9,45
10,26 10,35
11,16 11,25
12,06 12,15
12,96 13,05
13,87 13,95
14,76 14,85
16,02 16,20
19,64 20,2
27,0 28,0
39,6 41,0
62
65
94
99
160
170
37
0,06
0,07
0,08
0,09
9,54
10,44
11,34
12,24
13,14
14,04
14,94
16,44
20,76
29,0
42,8
68
104
180
9,63
10,53
11,43
12,33
13,23
14,13
15,03
16,68
21,30
30,0
44,6
71
109
200
9,72
10,62
11,52
12,42
13,32
14,22
15,12
16,92
21,88
31,3
46,4
74
114
220
9,81
10,71
11,61
12,51
13,41
14,31
15,21
17,16
22,44
32,6
48,2
77
120
240
38
5.26. Ток возбуждения, соответствующий МДС зазора, А
F
i   .
w2
5.27. Коэффициент насыщения магнитной цепи при холостом
ходе и номинальном напряжении
i
kμ  0 .
i
Обычно коэффициент kμ = 1,05÷1,25.
6. ИНДУКТИВНЫЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ ОБМОТОК И ПОСТОЯННЫЕ
ВРЕМЕНИ
6.1. Индуктивное сопротивление рассеяния обмотки статора, %
Xs = Xn + Xл ,
где Xn - индуктивное сопротивление рассеяния пазовой части обмотки для
относительного шага 1 ≥ β ≥ 2/3 при соединении фаз в звезду, %
 w  I Н l 1 3β  1 h11  3h31 4
X n  0,814  1 


10 ,
4
3bn1
 10  U H Z 1
2
где h11, h31 - размеры, показанные на рис.6.1, мм
h31 = hk1 + h3 + h1c ,
h11 = h1 – (h31 + h5 + h1c) ,
h1c - односторонняя толщина изоляции стержня по высоте (табл. 3.4), мм,
h3 - толщина прокладки под клин, (табл.3.4), мм,
h5 - толщина прокладки на дне паза (табл.3.4), мм;
Хл - индуктивное сопротивление лобового рассеяния для немагнитного
бандажа, %
2
 w1  I H D1 2
kоб1 10 4 .

10
3U


H
X л  0,407 
Значение сопротивления рассеяния обмотки статора должно находится в
пределах Xs =(8÷25)%.
6.2. Индуктивное сопротивление Потье, %
Хр = Xs + 2,5 .
Сопротивление Хр кроме сопротивления рассеяния обмотки статора
учитывает увеличение рассеяния обмотки возбуждения под нагрузкой
по сравнению с холостым ходом.
39
6.3. Индуктивное сопротивление реакции якоря по продольной оси, %
100Fα
,
X ad 
Fδ kоб2
где Fα, Fδ - МДС, пункты 4.8, 5.14.
6.4. Продольное синхронное индуктивное сопротивление, %
Xd = Xs + Xαd ,
Обычно сопротивление Xd = (120÷275)%.
6.5.Индуктивное сопротивление рассеяния обмотки возбуждения, %
Xsв = Xαd(σ-1).
где σ - коэффициент рассеяния обмотки возбуждения,
σ  1  0,25iδ sn2 l 2  h2  2(hk2  hT ) 10 8 .
Φ0 k об2
3bn2
6.6. Переходное продольное индуктивное сопротивление, %
X ad X sв
.
X d  X s 
X ad  X sв
Обычно X d = (20÷40)%.
6.7.Сверхпереходное продольное индуктивное сопротивление, %
X d = Xp.
Обычно X d =(12÷30)%.
6.8. Сверхпереходное индуктивное поперечное сопротивление, %
X q = 1,5 X d .
6.9. Индуктивное сопротивление обратной последовательности, %
Х2 =1,22 X d .
6.10. Индуктивное сопротивление нулевой последовательности при β>2/3,
2
h 
h
 w1  I H l 1 2 
X 0  0,407 
 
(3β  2)h31  (9β  5) 11  (9β  8) 2s 10 4 

12
12 
 10  U H Z 1 bn1 
2k

 2X ad  β   об2
2
3  k об1

2
 2  2
2
2

 
 
  0,037  0,39 β     β    ,

3 
3  
 Z 1 

где h2s – размер по рис.6.1, мм, h2s = 2h1с+ h7 ,
h7 – прокладка между стержнями см. строку 11 табл.3.4, h1с – см. п. 6.1.
40
hк1
h31
h1
h11
h2S
bn1
Рис. 6.1 К определению сопротивления Xn
41
Значения параметров турбогенератора в относительных единицах
должны лежать в пределах, указанных в табл.6.1.
Таблица 6.1
Параметры турбогенератора
Наименование параметра
1. Сопротивление рассеяния Хs
2. Продольное сопротивление реакции якоря Хad
3. Продольное синхронное сопротивление Хd
4. Переходное продольное сопротивление X d
5. Продольное сверхпереходное сопротивление X d
6. Поперечное сверхпереходное сопротивление X q
7. Сопротивление нулевой последовательности Х0
8. Сопротивление обратной последовательности Х2
9. Активное сопротивление обмотки статора r1
Пределы значений
в о.е.
0,08 – 0,25
1,10 – 2,50
1,20 – 2,75
0,20 – 0,40
0,12 – 0,30
0,12 – 0,30
0,02 – 0,10
0,12 – 0,30
0,002 – 0,008
6.11. Постоянная времени обмотки возбуждения в секундах при
разомкнутой обмотке статора
2w2 k об2Φ0 σ
Td0 
,
i δ r2(75)
где r2(75) - см. пункт 4.19.
Обычно Td0 = (3÷12) c.
6.12. Постоянная времени обмотки возбуждения с учетом
демпфирующего влияния массива ротора (обмотка статора разомкнута), с
Td0
.
0,75
6.13. Постоянная времени переходной составляющей тока при трехфазном
коротком замыкании обмотки статора, с
Td0 
 X d 

Td  Td0   .
 Xd 
Обычно постоянная времени Td = (0,4÷l,6) с.
6.14. Постоянная времени сверхпереходной составляющей тока статора, с
Td  0,025Td
42
6.15. Постоянная времени апериодической составляющей тока статора, с
X 2U H 10
,
Ta 
314r1(75) 3 I H
где r1(75) - см. пункт 3.29.
Обычно постоянная времени Та = (0,04 ÷ 0,5) с.
7. ТОКИ СТАТОРА ПРИ КОРОТКОМ ЗАМЫКАНИИ
7.1. Сверхпереходный ток при трехфазном коротком замыкании из
холостого хода при напряжении 1,05UH , о.е.
105
.
I d 
X d
7.2. Переходный ток при тех же условиях, о.е.
105
.
I d 
X d
7.3. Установившийся ток трехфазного короткого замыкания из холостого
хода при напряжении 1,05UH, о.е.
105
.
Id 
Xd
7.4. Ток внезапного двухфазного короткого замыкания от холостого хода
при напряжении 1,05UH, о.е.
105 3
.
I 2 
X d  X 2
7.5. Ток внезапного однофазного короткого замыкания от холостого
хода при напряжении 1,05UH, о.е.
3  105
.
I 0 
X d  X 2  X 0
Обязательно должно выполняться следующее неравенство
I 2 < I d < I 0 .
8. ВЕСОВЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ТУРБОГЕНЕРАТОРА
8.1. Масса меди обмотки статора, кг
GМ1 = 3γмqa1lW1w1a,
где γм =8,9 ∙ 10 кг/мм – плотность меди;
qa1, lW1 , w1 , a - см. пункты 3.17, 3.28, 3.9, 3.1.
8.2. Масса меди обмотки ротора, кг
-6
3
GМ2 = 2pγмqa2lW2w2 ,
43
qa2 , lW2 , w2 - см. пункты 4.21, 4.15.
8.3. Удельный расход меди, кг/кВА
(G М1  G М2 )10  3
.
SН
Масса спинки сердечника статора, кг
qМ 
8.4.
Ga1 = γЭπDa0leha1∙10-9,
где γЭ =7,6 ∙ 103 кг/м3 –плотность электротехнической стали;
Da0 - средний диаметр спинки статора, мм
Da0 = Da – ha1,
ha1, Da – высота и диаметр спинки статора, см. пункты 3.26, 3.27.,
le – см. пункт 3.24.
8.5. Масса зубцов сердечника статора, кг
Gz1 = γЭ h1(π(D1 + h1) – Z1bn1)le10 -9 ,
где h1 , bn1 – размеры паза статора, см. пункты 3.18, 3.19, Z1 – п. 3.4.
8.6. Удельный расход электротехнической стали, кг/кВА
qC 
(Ga1  Gz 1 )10 -3
.
SH
Значения qM и qC должны попадать в заштрихованные области рис.8.1.
qМ
0,06
кг/кВА
0,05
0,04
а)
0,03
0,02
44
0,01
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
SН , кВА
qС 0,5
кг/кВА
0,4
б)
0,3
0,2
0,1
кВА
200
400
600
800
1000
1200 SН ,1400
Рис.8.1 Удельный расход активных материалов
а) – медь обмоток б) – сталь статора
0
9. ДИАГРАММА ПОТЬЕ. НОМИНАЛЬНЫЙ ТОК ВОЗБУЖДЕНИЯ.
РЕГУЛИРОВОЧНАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА
Диаграмма Потье позволяет определить номинальный ток возбуждения
iвH, номинальный угол нагрузки θH, изменение напряжения турбогенератора
при сбросе нагрузки ΔU без регулирования тока возбуждения, пределы
регулирования тока возбуждения Δiв при постоянном напряжении, построить
регулировочную характеристику.
Для построения диаграммы Потье используются нормальная
характеристика холостого хода турбогенератора (табл.9.1) и сопротивление
Потье Хр (см. п. 6.2). Построение проводится в относительных единицах,
способ построения описан в /2/. Диаграмма Потье приведена на рис. 9.1.
Таблица 9.1
Нормальная характеристика холостого хода турбогенератора
if *
E0*
0
0
0,50
0,58
1,00
1,00
1,50
1,21
45
2,00
1,33
2,50
1,40
3,00
1,46
3,50
1,51
9.1. Ток возбуждения, эквивалентный МДС реакции якоря при
номинальном токе в обмотке статора, А
Fa
,
iaH 
w 2 k об2
i
в относительных единицах iaH*  aH ,
i0
где Fa, w2, kоб2 - МДС реакции якоря и данные обмотки возбуждения, см.
п.4.8, табл. 4.5, i0 - базисный ток возбуждения, см. п.5.25.
9.2. Номинальный ток возбуждения, А
iвH = iвH* i0 ,
iвH* - номинальный ток возбуждения в относительных единицах
определяется из диаграммы Потье.
Значение тока iвH не должно более чем на (1÷3)% отличаться от значения,
найденного в п.4.18.
9.3. Плотность тока в обмотке возбуждения, А/мм2
j2 
iвH
,
qa2
где qa2 - сечение меди, п.4.21.
Значение j2 должно быть не больше значения плотности тока для
принятого варианта (см. табл. 4.5).
9.4. Напряжение на кольцах ротора в горячем состоянии при номинальном
токе возбуждения, В
UB = iвHr2(100) + ΔUщ .
Полученное значение напряжения UB должно быть не больше значения,
найденного в п.4.23.
9.5. Отношение короткого замыкания
i0
,
ik
где ik - ток возбуждения, соответствующий номинальному току статора при
установившемся трехфазном коротком замыкании, А
ОКЗ 
i k  iaH  i δ Xр  ,
Xр* - индуктивное сопротивление Потье в относительных единицах
Xр* = Xр / 100, iδ - п.5.26.
Расхождение между полученным значением ОКЗ и определенным в
пункте 2.7 не должно быть больше ±10%.
46
9.6. Статическая перегружаемость машины
i ВH
.
i k cos H
Согласно ГОСТ 533-85Е для турбогенераторов мощностью Рн ≤ 300 МВт
перегружаемость kn ≥ 1,7 , для Рн > 300 МВт – kn ≥ 1,6 , для очень крупных
машин допускается kn ≥ 1,5.
9.7. Угол нагрузки θH определяется по диаграмме Потье, как угол между
направлением вектора ЭДС Ė, наводимой в обмотке статора полем обмотки
возбуждения в зазоре (ось q машины) и вектором напряжения UН.
Направление вектора Ė находится как перпендикуляр к вектору iвH* на
рис.9.1. Обычно угол нагрузки в номинальном режиме θH =25÷30°.
9.9. Изменение напряжения при сбросе нагрузки ΔU определяется по
номинальному току возбуждения и характеристике холостого хода, как это
показано на рис.9.1.
kn 
11. ОЦЕНКА СПРОЕКТИРОВАННОГО ТУРБОГЕНЕРАТОРА
Оценить спроектированный турбогенератор можно путем сравнения
показателей спроектированной машины с требованиями стандартов и
данными изготовленных промышленностью турбогенераторов такой же
номинальной мощности или близкой к ней. Сравнение целесообразно
выполнить в виде таблицы.
Таблица 11
Сравнение показателей спроектированного генератора с требованиями
стандарта
Показатели
генератора
Спроектированного
По
стандарту
PH
кВт
ОКЗ
qМ
47
qС
Xd
X d
ОФОРМЛЕНИЕ КУРСОВОЙ РАБОТЫ
Расчетно-пояснительная записка оформляется на листах белой бумаги
форматом А4 (297x210 мм) и содержит:
- титульный лист,
- задание на курсовую работу,
- третий лист со штампом,
- последующие листы с расчетами,
- перечень использованных литературных источников.
Титульный лист выполняется согласно приложению 4.
Задание на проектирование оформляется на отдельном листе, как
показано на странице 2. Третий лист снабжается рамкой и основной
надписью согласно приложению 5. Все остальные листы могут быть без
рамки и основной надписи. Рекомендуемые расстояния от рамки до текста:
слева - 5 мм, справа - 3 мм, сверху и снизу - не менее 10 мм. На страницах, не
имеющих рамки, текст располагается аналогично.
На третьем листе, отступив сверху от рамки 50-100 мм, следует написать
вместо введения:
"Согласно заданию необходимо спроектировать трехфазный синхронный
генератор (турбогенератор) мощностью_____кВт, частотой вращения поля
3000 об/мин, напряжением_____кВ при частоте 50 Гц.
Система охлаждения обмотки статора - непосредственная водой, обмотки
ротора - непосредственная водородом. В качестве базовой модели принята
конструкция турбогенератора типа ТВВ. При проектировании использованы
методика и рекомендации, содержащиеся в [1].»
Здесь [1] – номер основного литературного
источника в списке
литературы, используемого при проектировании турбогенератора (т.е.
данных методических указаний), тогда в тексте расчетно-пояснительной
записки можно не делать дополнительных ссылок на этот источник.
Если при проектировании использовались другие источники, они
приводятся в списке литературы с номерами 1., 2. и т.д.
Нумерацию и заголовки разделов и пунктов целесообразно выполнять как
в данных методических указаниях. Заголовки разделов пишутся крупнее и
отделяются от предыдущего и последующего текстов увеличенными
интервалами. Заголовки не подчеркиваются, в конце заголовка точка не
ставится
Порядок оформления расчетов в пояснительной записке следующий:
номер пункта, наименование рассчитываемой величины, расчетная формула,
цифровая подстановка, результат вычислений, размерность,
знак
препинания, расшифровка входящих в формулу величин. Такая расшифровка
делается только при первом упоминании этой величины.
В расчетно-пояснительной записке необходимо привести в масштабе
чертежи пазов статора и ротора и спецификацию пазов, векторную
48
диаграмму Потье для номинального режима, схему обмотки статора
турбогенератора.
Схему обмотки статора нужно изобразить полностью для всех фаз и пазов,
показать соединение катушечных групп в параллельные ветви. Расцветка фаз
(желтая, зеленая, красная), маркировка выводов (U1 – U2, V1 – V2, W1 –
W2).
Рисунки и таблицы снабжаются номером и надписью, в конце которой не
ставится точка (см., например, настоящие методические указания). Номер
состоит из номера раздела и порядкового номера таблицы или рисунка в
разделе, при ссылках на рисунки или таблицы пишут сокращенно, например,
рис. 1.2, табл.2.1.
На чертежах пазов необходимо изобразить в масштабе по одному пазу
статора и ротора с указанием численных значений высоты и ширины. Один
слой паза статора и паз ротора следует показать заполненным проводниками
и изоляцией и привести таблицу со спецификацией, аналогичную
приложению 1.
Все графические построения должны быть подписаны, как указано ниже.
Схема двухслойной петлевой обмотки статора Z1 = ..., m =3, 2р =2, а = ...,
у=….
Паз статора (ротора), масштаб... .
Диаграмма Потье для номинального режима.
КОНТРОЛЬНЫЕ ВОПРОСЫ К ЗАЩИТЕ КУРСОВОГО ПРОЕКТА
1. Как устроен турбогенератор, из каких материалов выполняются
сердечники статора и ротора, обмотки?
2. Как охлаждается сердечник и обмотка статора, обмотка ротора?
3. Какая обмотка на статоре? Как она выполняется? Что представляет
собой катушка, катушечная группа? Сколько катушечных групп в фазе?
4. Из каких соображений выбирают число параллельных ветвей? Сколько
параллельных ветвей можно выполнить в обмотке? Как соединяются
катушечные группы?
5. С какой целью
укорачивают шаг обмотки статора? Как
выбирают и учитывают укорочение шага?
6. С какой целью обмотку статора распределяют по пазам? Как учитывают
это распределение?
7. Как замыкается магнитное поле в турбогенераторе?
8. Какие факторы и как влияют на значения активных и индуктивных
сопротивлений турбогенератора?
9. Какими сопротивлениями характеризуется обмотка статора
турбогенератора в установившихся и переходных режимах?
10. Как построить диаграмму Потье?
49
11. Как определить номинальный ток возбуждения, угол нагрузки θ , ОКЗ,
статическую перегружаемость турбогенератора?
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ
1. Проектирование турбогенератора /Г.М.Хуторецкий, М.И.Токов,
Е.В. Толвинская - Л.: Энергоатомиздат, Ленингр. отд-ние, 1987- 256 с: ил.
2. Вольдек А.И. Электрические машины. Учебник для студентов высш.
техн учебн. заведений - Л.: Энергия, 1974. - 840 с: ил.
3. ГОСТ 183-74. Машины электрические вращающиеся. Общие
технические требования.
4. ГОСТ 533-85Е. Машины электрические вращающиеся.
Турбогенераторы. Общие технические условия.
5. Электротехнический
справочник:
в
3-х
т.
Т.2.
Электротехнические устройства /Под общ.ред. В. Г Герасимова,
П.Г.Грудинского, Л.А.Жукова и др.- М.: Энергоиздат, 1981.- 640 с; ил.
50
51