книги из ГПНТБ / Данилевич, Я. Б. Добавочные потери в турбо- и гидрогенераторах
.pdfРадиальная составляющая поля с учетом влияния |
зазора иа |
|||
поле |
обмотки ротора |
|
р |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
я , » , = Я у » о т 7 7 . |
(6-Ю) |
где, |
как и выше, ^ 2 = |
т~ ^ г & ^ г - |
|
|
Результирующее |
поле |
В определяется по (6. 2). |
|
|
Расчетная величина В |
с учетом отгиба лобовых частей обмотки |
|||
статора в плоскости |
yz |
|
|
|
|
|
|
В,, |
(6.11) |
где а — угол отгиба лобовых частей.
|
|
|
|
|
|
Т а б л и ц а 6-1 |
|
Радиальные составляющие п о л я Ву |
иа поверхности лобовой |
части |
|||||
стержней статора |
обмотки турбогенератора мощностью 300 Мвт, тл |
||||||
Координаты |
точил |
Режим X. X. |
Режим к. з. |
||||
|
|
|
|
||||
|
(у, |
z), см |
опыт |
расчет |
опыт |
расчет |
|
|
|
|
|
||||
у = |
37.2; |
г = |
39.0 |
0.0192 |
0.0203 |
0.1320 |
0.0760 |
у = |
38.6; |
z = |
43.0 |
0.0077 |
0.0168 |
0.0706 |
0.0897 |
6.3. Добавочные потери в меди лобовой части стержня, вызванные тангенциальной составляющей поля
В современных турбогенераторах большой мощности расстоя ние между осями рядом расположенных стержней tlx значительно меньше полюсного деления т. Поэтому с достаточной точностью
можно принять |
Re\e |
х |
j œ l . O |
и считать поле Вх |
в пределах tu |
пульсирующим |
с постоянной амплитудой. |
|
|||
Из рис. 6-1 следует, что |
зависимость Bx=f |
(у) по высоте- |
|||
стержня ZM близка к |
прямолинейной |
|
|||
|
|
В |
= в |
4- в - I - |
(6.12). |
|
|
|
|
'к |
|
Тогда для определения потерь в элементарных сплошных проводниках лобовой части стержня, вызываемых Вх, имеем систему уравнений
dSe |
|
Mio-ff* |
dy |
|
р |
|
hx |
(6. 13), |
S |
dBx |
|
|
dy |
|
|
|
110
решением которой является выражение вида
2 ?''* ' . |
(6. 14) |
Граничными условиями для определения постоянных являются:
при |
у = |
г/д. |
|
Я |
|
= |
1 |
/ |
|
+ |
Вхт |
к — |
і \ |
, |
|
|
|
||||
|
|
— |
^ 5 Х Л П |
——} |
|
|
|
|
|||||||||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
1 |
/ |
|
|
|
к\ |
|
|
|
|
(6.15) |
|
при |
г/ = |
Уь + |
о. |
|
|
|
|
+ |
Вхт |
|
|
|
|
|
|
||||||
|
Я,, = — |
\ВХШ |
— J |
|
|
|
|
|
|||||||||||||
Здесь п — число элементарных проводников по высоте |
стержня, |
||||||||||||||||||||
а — высота проводника. |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||||
Определив с помощью (6.15) постоянные С1 и С2 , для расчета |
|||||||||||||||||||||
потерь в к-и элементарном проводнике |
лобовых |
частей |
стержня |
||||||||||||||||||
для участка длиной lj, |
на |
котором |
характер |
изменения |
индукции |
||||||||||||||||
можно считать неизменным, получим выражение |
|
|
|
|
|
|
|||||||||||||||
*2 /2 „. |
|
1 • |
я „ |
|
(2к~і\ |
|
( |
Вхт |
у |
A ( f c - l ) |
оЗЬя Іу . |
(6.16) |
|||||||||
?npfc— Зр "хп |
|
V |
|
п |
] |
^ \ В х т ) |
#.: |
|
|
||||||||||||
Суммарные |
потери |
в лобовых частях обмотки |
статора |
|
|
|
|||||||||||||||
|
|
|
|
|
|
N |
|
|
|
|
|
xmj |
|
1 |
В |
|
• \2" |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
DO |
1 • |
|
|
|
lj. |
(6.17) |
|||||||
млт— 3 |
*1 |
|
р |
|
|
|
|
В |
|
|
з \ |
яxnilj |
|
||||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||||||
Аналогичным образом для случая полых |
|
|
|
|
|
|
|
||||||||||||||
водников |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
N |
|
+ элементарных |
про |
||||||
|
4 |
|
|
ц 2 / 2 |
|
|
2al)S |
|
Ьы1ктп |
|
^ |
|
|
В xmj |
|
|
|
||||
<?млт = |
"3" z |
l - j p - |
( а 2 + |
|
2і |
B*™J |
|
|
Jxmj |
|
|
|
|||||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
.7=1 |
|
|
|
|
|
|
|
|||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||
|
|
|
|
|
|
|
|
i_ I |
Bxmj |
2" |
|
|
|
|
|
|
|
(6. |
18) |
||
|
|
|
|
|
|
+ |
|
3 |
\В^„,- |
|
|
|
|
|
|
|
|
||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||||
и комбинации |
сплошных |
и |
|
полых |
проводников |
|
|
|
|
|
|
||||||||||
|
|
4_ |
TI2/2 |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||
Смлт = |
"з"z |
l |
р |
*>м1 |
|
|
»II |
2(ai6 M l + |
a2 6 M 2)"P |
|
|
|
|
||||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||||||||
|
|
|
|
|
|
2 а і )MlЗ А т |
|
|
|
|
|
|
В |
|
|
|
|
|
|||
|
|
"іг("2 + |
|
|
В2 |
• |
Я ,xmj+ |
|
|
|
|||||||||||
|
|
" H |
2 (аіЬ м і + |
а г Ь и 2 ; |
|
|
|
|
|
|
|
+ |
|
|
|||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
1 |
/ |
Bxmj |
|
|
|
|
|
|
(6.19) |
||||
|
|
|
|
|
|
|
|
3 |
\ Я™, ,• |
|
|
|
|
|
|
||||||
111
В (6. 18) и (6. 19) ку— коэффициент, учитывающий трубчатое строение проводника (рис. 5-6), ns — число сплошиых и пп — число полых проводников по высоте стержня, ЪіЛ — общая тол щина меди сплошных проводников по ширине паза, 6м 2 — сум марная толщина стенок полого проводника по ширине паза, а± — толщина стенки полого проводника, а2 — высота прямоуголь ного отверстия полого проводника.
Для случая, когда охлаждающий агент проходит по стальным трубкам, расположенным между столбцами сплошиых элемен тарных проводников, потери в элементарных проводниках нахо дятся по (6. 17), а в стальных трубках по формуле
4 |
7і2/2 |
/ |
а 3 6 |
\ |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
^ XDÜJ |
|
|
|
|
1 ( B*»v |
VI |
|
|
|
|
|
Tin— |
|
|
(6-20) |
||
Здесь ?гт — число стальных трубок по высоте стержня, ах=Ъ2 |
— |
||||||
толщина стенки |
трубки, |
Ьх |
— ширина |
трубки, а2 |
— высота |
пря |
|
моугольного отверстия в |
трубке. |
|
|
|
|
||
Для турбогенератора |
мощностью 300 Мвт потери С м л т , найден |
||||||
ные по (6. 19), для режима |
короткого |
замыкания |
при номиналь |
||||
ном токе статора составили 9.0 квт, по общепринятой методике [81 ] — 2.0 квт. Таким образом, расчеты по приближенным фор мулам приводят к заниженным величинам потерь.
6.4. Добавочные потери в меди лобовой части стержней, вызванные радиальной составляющей поля
Данные экспериментальных исследований и расчетов радиаль ных полей показали, что по ширине стержня радиальное поле моячио считать постоянным, хютя вдоль лобовой части стержня радиальное поле меняется в широких пределах. Поэтому при расчете потерь лобовую часть стержня будем делить на несколько участков, внутри которых поле как по ширине стержня, так и вдоль участка мояшо считать постоянным.
Ширина элементарных проводников Ьм стержней турбо- и гидрогенераторов большой мощности больше их толщины а.
Однако и в этом случае о м < 1 см и а & м - < 1 , где а = | / ^ 2 . В ре зультате также можно не учитывать реакции вихревых токов
в элементарных проводниках и считать, что потери вызываются
только внешним полем Врлл неизменной амплитуды.
На поверхности элементарных проводников величина индук ции может быть задана в виде
112
4 |
V |
ßy = ^ B m |
2 |
|
ft=l, з , . . . |
k-1
Ых
С 0 5 Т ~ - |
( 6 - 2 1 > |
* |
|
В |
качестве другого граничного условия для определения потерь |
|||||||||||||||
в элементарных |
проводниках |
можно |
принять, |
что на |
некотором |
|||||||||||
удалении |
от проводника величина Ву |
стремится к нулю, т. е. |
||||||||||||||
|
|
|
|
|
|
Ву->0 |
при у - > со. |
|
|
|
|
|
(6. 22) |
|||
В |
результате |
решения уравнений |
поля |
|
|
|
|
|
||||||||
|
|
|
, . |
|
/шЦп |
. |
. |
|
. |
. |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
v 2 H = = J _ n . H |
d i v |
л = 0 , |
5 = rot H |
|
|
|
|
||||||
для плотности |
тока |
в |
элементарном |
проводнике |
при |
граничных |
||||||||||
условиях |
(6. 21)-^-(6. 22) получим |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||||||
S. |
~w |
2І |
" л |
|
!—щ—: |
|
|
; |
|
s |
i n |
x ~ ' |
|
( 6 - 2 3 ) |
||
|
|
|
|
|
|
|||||||||||
|
|
A-=i,3,... |
|
|
5f c |-^-chBt a-(-shBf t |
a |
|
|
|
|
|
|||||
где |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
k-l |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||
|
|
|
|
fcïî\2 |
іши.» |
|
|
4 |
|
( — 1) |
2 |
|
|
|
||
При расчете потерь можно пренебречь другой |
составляющей |
|||||||||||||||
плотности |
тока |
Sx. |
|
обусловленные В , равны |
|
|
|
|
|
|||||||
Удельные потери, |
|
|
|
|
|
|||||||||||
|
|
|
|
|
|
hi |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
а 2 |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
?„Р = Р \ \ lSt\****v**-^i |
|
|
|
|
|
|
|
||||||
|
|
|
|
|
|
о о |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
ша0 / / тс \2 /sh 2aa |
sin 2Sa \ |
sh 2aa |
'6,, |
|
|
|
|
|
|
|
||||||
X ^ |
/ V v |
|
|
|
— |
|
^ |
|
|
|
|
|
• < 6 - 2 4 > |
|||
~w\\b~) |
^ O H 2 |
Я А |
C |
O S |
2 ^ A ' + C H |
2 A A + |
I T |
(i3 s i |
n 2 ß a + a |
s h |
2 a |
a ) |
|
|
||
Полные потери в лобовой части обмотки |
|
|
|
|
|
|||||||||||
|
|
|
|
|
|
<?.млр = |
3 ^ |
2 ^ |
Л / |
- |
|
|
|
|
(6-25) |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
J |
|
|
|
|
|
|
|
|
где |
a==Re(81 ), |
ß = J m ( o 1 ) , Z^-— участок |
лобовой |
|
части |
стержня, |
||||||||||
для |
которого можно |
считать |
Врлж |
= const. |
|
|
|
|
|
|||||||
Потери <2ш р для турбогенератора |
мощностью |
300 Мвт, |
рассчи |
|||||||||||||
танные по (6. 25) для режима |
3-фазного |
|
короткого |
замыкания, со |
||||||||||||
ставили 53.4 квт. При этом В |
определялось |
по |
формулам раз |
|||||||||||||
дела |
6. 2. |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
8 Я. Б. Данилевич |
И З |
(2м л р можно также найти по следующим приближенным форму лам.
Считая, что по окружности лобовых частей радиальный поток, создаваемый токами в обмотке статора, изменяется по синусо идальному закону, а вдоль вылета лобовой части — по линейному, для максимальной величины индукции на выходе из паза получим
|
іеЛ. |
вб |
|
|
J.4-10-7 |
L j ! — |
— 5 - . |
(6.26) |
|
А |
р^х cos а |
V см 2 |
ѵ |
' |
Здесь Хл — удельная проводимость потока рассеяния лобовой части по отношению к плоскости стали крайнего пакета.
РІндукция Вк в отдельных проводниках будет создавать потери на вихревые токи, величина которых для двуслойной 3-фазной обмотки при р=2 . 2 - 10 _ 6 ом-см и отношении 1 Д , » 1 . 5 будет равна
<?млР. сг ^ 3.8 • 10-е ASlfyy |
ІдЬ* [пп (а2 + 2а,) ft, + пха], вт. (6. 27) |
Максимальная величина индукции в лобовых частях от магнит ных полей ротора в первом приближении
В ^ В ^ - |
- |
, |
(6.28) |
т |
h + Ь + 7 |
|
|
Считая в первом приближении, что индукция В вдоль вылета лобовых частей изменяется по линейному закону от максималь ной величины до нуля, для потерь на вихревые токи в отдельных проводниках получим
<?«р. РОТ « 1.2 . 100 в \ (4")2 h4b\ \nja + » „ (а2 + 2аг) кт], вт. (6. 29)
Расчеты <?м.ір.сх и <?млр.рот п о (6- 27) и (6. 29) для турбогенератора мощностью 300 ІѴІвт дали величины потерь, равные соответственно 38.6 и 21 квт.
Г л а в а 7
Добавочные потери от циркуляционных токов в элементарных проводниках
7 . 1 . Общие замечания
С ростом единичных мощностей турбогенераторов увеличива ются добавочные потери в обмотке статора от циркуляционных токов. Использование транспозиции в пазовой части стержня на угол 360° является недостаточным для их уменьшения. Поэ тому в мощных турбогенераторах многие фирмы используют
114
более сложные схемы транспозиции для стержней, в частности транспозицию на угол 540° в пазовой части обмотки (рис. 5-2). Такая схема транспозиции позволяет снизить добавочные потери в стержне от циркуляционных токов, наведенных между провод никами внешними магнитными полями в торцовых зонах турбо генератора.
Однако, как было показано выше, существенное значение имеют также потери от циркуляционных токов, вызванные собственным магнитным полем. Эта составляющая потерь может быть умень шена лишь путем транспозиции стержней как в пазовой, так и в лобовых частях. Известны два основных типа схем транспо
зиции |
в лобовой части: |
|
||
|
1) |
транспозиция |
стержня в пазовой части на угол 360° и в каж |
|
дой |
лобовой части |
на угол |
180°; |
|
|
2) |
транспозиция |
стержня в пазовой части на угол 540° и в каж |
|
дой |
лобовой части |
на угол |
360°. |
|
Первый тип схемы обеспечивает полную компенсацию цирку ляционных токов от собственных полей рассеяния и частичную компенсацию этих токов от внешних полей рассеяния в торцовой зоне машины.
Второй тип схемы, хотя и обеспечивает полную компенсацию циркуляционных токов от собственных и внешних магнитных полей, но по сравнению с первым типом более сложен и трудно выполним в реальных обмотках из-за повышения вероятности повреждения изоляции элементарных проводников при изготов лении стержней.
Ниже рассмотрим определение потерь от циркуляционных токов, вызванных собственным магнитным полем в лобовых час тях при транспозиции в пазовой части стержня в 540°, а также внешними полями при транспозиции в пазовой части на угол 360° и в каждой лобовой части иа угол 180°.
7.2. Параметры контуров для циркуляционных токов
Для выяснения величин параметров контуров, образуемых элементарными проводниками, были проведены эксперименталь
ные исследования * |
на |
натурных стержнях турбогенератора |
||
мощностью |
150 |
Мвт. |
Стержни были выполнены с транспозицией |
|
в пазовой |
части |
на |
360 |
и 540° и при исследовании помещались |
в специальный макет, представляющий собой сектор сердечника статора. Для удобства измерений сопротивлений контуров стержни были изготовлены без напайки головок.
Для определения параметров к контурам, образованным двумя элементарными проводниками, подводился переменный ток 50 гц.
*Экспериментальные исследования выполнены к. т. н. ІО. А. Бобковым
иинж . В . М. Рудяком (ВНИИэлектромаш).
8* |
115 |
Результаты |
определения параметров показали следующее: |
все контуры, |
образованные сплошными элементарными про |
водниками, имеют одинаковые параметры (отклонения в преде лах 5%);
параметры контуров практически не зависят от положения
проводников в стержне, так как индуктивное |
сопротивление |
|
контура, образованного крайними |
трубчатыми |
проводниками, |
при температуре 75° составляет 40% |
от активного |
сопротивления, |
а для контура, образованного соседними проводниками, оно в 10— 15 раз меньше;
сопротивление контуров циркуляционных токов можно с боль шой степенью точности считать только активным (cos <?—0.97), при этом максимальная величина активного сопротивления со ставляет примерно 106 % от величины омического сопротивления.
Поэтому в дальнейшем при расчете потерь параметры контуров циркуляционных токов будем принимать равными их активным сопротивлениям.
Активное сопротивление к-то элементарного проводника будет равно
|
* * = ^ ( * A k + 2 * A f c a ) , |
|
|
(7.1) |
|
где кгк— |
коэффициент вытеснения для к-то проводника |
в пазовой |
|||
части, |
см. (5. 9), кгкІ — то |
же в лобовой |
части, |
qk |
— сечение |
к-то проводника. |
|
|
|
|
|
Коэффициент вытеснения |
проводника в |
лобовой |
части может |
||
•быть найден по формулам гл. 6 или приближенно согласно (5. 9), если вместо а использовать
a > = V W * - ' |
( 7 - 2 ) |
где tlxCV —- среднее расстояние между осями рядом расположенных стержней в лобовой части обмотки.
7.3. Добавочные потери от циркуляционных токов, вызванные собственными полями рассеяния
влобовых частях
Бгл. 6 была получена кривая распределения тангенциального яоля вдоль стержня и по его высоте.
Из рис. 6-1 следует, что зависимость |
Bx—f |
(у) по высоте стержня |
близка к прямолинейной и Вх может |
быть |
представлена в виде |
(некоторой постоянной величины «внешнего» поля и переменной, изменяющейся по прямолинейному закону величины «собствен ного» поля.
Ниже рассматриваются потери от циркуляционных токов, выз ванные собственными полями рассеяния. Потери от циркуляцион-
Н6
ных |
токов, обусловленных внешними |
полями,, рассматриваются |
||||
в 7. |
4. |
|
|
|
|
|
Индукция Вх будет |
наводить |
в |
/с-м элементарном |
проводник er |
||
эдс, |
равную |
|
|
|
|
|
|
Sf c |
= W 2 / J |
а 2 |
Д |
^ у , |
(,7.3)і |
|
I |
|
|
j |
|
|
отсчитываемый от*
2 с |
тсѴ2 |
V - |
о |
|
J |
Имеем |
I - а ( |
гс2\ |
|
||
Eb-EQV |
^ 2 / - ( А - 2 - ^ ) |
|
J
Здесь R — —— сопротивление проводников, подклю-
ченных параллельно к к-му проводнику.
Потери от циркуляционных токов в обмотке статора равны
я/2 |
|
|
<?« = 8 * . m 2 / | Я * , |
• • |
(7.6) |
7с=1 |
. . |
•• - |
117
где m — число столбиков элементарных проводников по ширине стержня.
Формула (7. 6) для большинства практических расчетов может быть упрощена. Введя среднее значение индукции 5 е т ) С р вдоль лобовой части стержня, получим
|
|
2 |
|
--3. |
|
|
2 \ 2 |
||
|
аЩ |
|
2 |
("-S |
|||||
|
|
fc=l |
|
|
|
к=1 |
R \ 2 |
(7.7) |
|
|
|
1 |
+ |
|
Rk |
|
|
RkШ |
|
|
|
R kl |
|
1 + R |
|||||
|
( |
|
kj |
||||||
Для |
машин большой мощности |
|
|
|
|
|
|||
|
"op |
|
|
4 |
Ьп |
+ Д |
|
|
(7.8) |
|
r o |
|
|
|
|
||||
где А = (0.8-^1.2) см в зависимости |
от |
типа |
машин, к=0.8 — |
||||||
коэффициент, учитывающий |
краевой |
эффект. |
|
|
|||||
Для турбогенератора мощностью 150 Мвт потери QKB.=149.2 квт. |
|||||||||
Потери |
от циркуляционных |
токов |
в элементарных |
проводниках |
|||||
стержней обмотки статора турбогенератора мощностью 500 Мвт
составляют 163 квт, 800 |
Мвт — 357 квт. |
||
7.4. Добавочные потери от |
циркуляционных токов, |
||
вызванные |
внешним |
полем |
рассеяния |
в лобовых |
частях |
|
|
Распределение внешнего тангенциального магнитного поля вдоль лобовой части обмотки статора было рассмотрено в гл. 6.
Кривая распределения внешнего магнитного потока имеет сложный характер, обусловленный влиянием токов в обмотке ротора (в других фазах обмотки статора), наличием ферромагнит ных масс, а также сложной геометрией лобовой части самого стержня. Однако тем не менее в первом приближении можно принять, что внешнее тангенциальное поле вдоль стержня изме
няется но линейному закону от максимальной |
величины Вт, мако |
на выходе из паза до минимальной величины |
Вш т у головки |
стержня. |
|
При наличии транспозиции в пазовой части на 360° и на угол 180° в каждой лобовой части стержня, как указывалось выше,
обеспечивается |
полная |
компенсация |
эдс между |
проводниками |
от собственных |
потоков |
рассеяния |
и частичная |
компенсация |
от внешних тангенциальных потоков рассеяния. Расчетная схема для определения циркуляционных токов в этом случае приведена на рис. 7-2.
При определении магнитного потока, сцепленного с отдельными частями контуров, образованных элементарными проводниками,
118
используем метод умножения друг на друга эпюр величин, изме няющихся по линейному закону. Согласно этому методу, для опре
деления потока, сцепленного, например, с |
треугольником іаі |
(рис. 7-2), необходимо умножить площадь |
этого треугольника |
на величину индукции, соответствующую координате его центра тяжести.
Для схемы рис. 7-2 результирующее потокосцепление внешнего поля с контурами, образуемыми 1-м и к-п проводниками, равно
1 |
_ |
f п |
I ^впмпкс |
Фі-2 = "7J Мх |
6 ^ щ і я п и і - |
||
|
Х |
/ос o n |
^ fry |
|
(35 — 31) — -g- [ВШШМ1 |
||
12 |
-^внмпіт г"\ |
|
\_ (Впт1макс |
^впмппЛ |
|
° ) |
24 V |
36 |
/ л |
||
|
I -^пп макс |
J2 |
^вн мпп гА |
|
|
|
+ |
|
7 ) — |
|
|
|
1 |
f |
^ішмакс |
^вн мпіД , с |
.. ~| |
2 |
|
|
|
|
||||
|
24V |
|
36 |
|
) |
|
|
(5-[Ц-—8і,11іАВ™< |
|
|
|
|||
ІДе |
Д5В І І = ^вптах |
|
-^віітіп- |
|
|
потокосцеплений |
внешнего |
ноля |
||||||
Аналогичным |
образом |
для |
||||||||||||
с контурами 1—-3, . . ., 1—7 получим |
|
|
|
|
|
|
||||||||
|
|
|
|
7 |
|
|
|
. |
1 |
|
|
|
|
|
|
Фі-З = |
— §Гhl^B»«> |
|
^і-і == — "6 |
Ыл*Вви> |
|
|
|
|
|||||
|
20 |
|
|
|
|
25 |
|
|
1 |
|
|
|
|
|
|
Фі-5 = — glМ.ЛВш. |
"W-6 = |
— 8 Ï М*аВ™' |
^1-7 = — "3 |
hl^B»n- |
|
||||||||
Потокосцеплениям ф ^ , . . ., |
соответствуют |
эдс в |
контурах |
|||||||||||
|
Яі_2 = |
* ^ПМвт |
й |
; |
Яі - з = |
« ѵ^/гл АД5„ |
; |
|
|
|
||||
|
£І_4 |
= u \'2 / г д Л Д 5 в п |
^ |
; |
= « ^ /У>ЛЯВ Я § |
; |
|
|
|
|||||
|
£ i _ G |
= |
it V/2 //Л ЛДВВ П |
Ц |
; |
Я а _ 7 = - УІ2 П№в™у |
• |
|
|
|||||
Распределение |
эдс, наведенных между |
1—2, . .., |
1—7 провод |
|||||||||||
никами по высоте стержня, может |
быть представлено |
в |
виде |
|||||||||||
(рис. |
7-3): |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Ек |
= ^ 2 |
- /*Л АДВ„ ( l + |
sin к |
, |
|
|
(7.9) |
||||
где |
Ä — порядковый |
номер проводника при отсчете от средней ли |
||||||||||||
нии |
стержня. |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Средняя величина эдс, индуктированных в проводниках |
стержня, |
|||||||||||||
относительно проводника |
1, |
равна |
|
|
|
|
|
|
||||||
119