книги из ГПНТБ / Данилевич, Я. Б. Добавочные потери в турбо- и гидрогенераторах

в 8 раз и росте линейной нагрузки в 1.82 раза расстояние между концевыми пакетами сердечника статора и щитом увеличилось только в 1.12 раза. Поэтому можно ожидать, что интенсивность полей рассеяния обмотки статора в турбогенераторе мощностью

Рис. В-3. Торцовая зопа турбогенераторов.

в которых рассматриваются электромагнитные явления в тор­ цовой зоне турбогенераторов. Однако почти во всех работах авторы касаются лишь вопросов расчета магнитных полей. При этом не учитываются многие важные факторы. Так, например, в [93] вообще не принимается во внимание действие окружающих ферромагнитных поверхностей, в [125] не учитывается влияние щитов и корпуса, а в [156, 160, 88] также и воздушного зазора; в [134] рассматривается только тангенциальная составляющая токов статора и ротора и т. п. В опубликованных работах основ­ ное внимание уделяется расчету поля у поверхности нажимной плиты статора, хотя расчет поля у других конструктивных эле­ ментов имеет не менее важное значение.

Расчету полей в торцовой зоне гидрогенераторов вообще не уделялось никакого внимания.

10

До настоящего времени еще ые решена задача о проникновении магнитного потока в зубцах крайнего пакета сердечника статора с учетом влияния основного потока в сердечнике, что не дает возможности правильно выбирать оптимальную геометрию этой части машин.

В настоящей работе рассматриваются уточненные методы рас­ чета магнитных полей в торцовой зоне турбо- и гидрогенераторов, а также вызываемых ими потерь в конструктивных элементах зоны лобовых частей. Для выявления мест с повышенными поте­ рями особое внимание уделяется изучению распределения потерь в нажимной плите, экране, в крайних пакетах сердечника ста­

турбогенераторы, а в последнее время также и гидрогенераторы выполняются с непосредственным жидкостным охлаждением об­ мотки статора. В связи с этим часть элементарных проводников (в некоторых типах машин — все) делается полыми с прямоуголь­ ным отверстием. В таких генераторах коэффициент увеличения сопротивления (коэффициент Фильда) оказывается существенно больше единицы. При двухслойной обмотке добавочные потери, определяемые вытеснением тока в элементарных проводниках, примерно в 7 раз больше, чем в стержне, лежащем на дне паза. Поэтому методы расчета потерь в меди, вызванных потоками рассеяния в пазу, должны быть уточнены.

В машинах большой мощности значительно выросли поля рассеяния в лобовой части обмоток. Поэтому широко распростра­ ненный метод расчета потерь в лобовой части с использованием представления об эквивалентном пазе [75 ] не обеспечивает не­ обходимой точности расчетов. Требуют изучения также потери в лобовой части обмотки статора, вызываемые полями рассеяния обмотки ротора.

Исследования последних лет показали [4], что при исполь­ зуемых в настоящее время схемах транспозиции пазовой части обмотки статора в элементарных проводниках стержня циркули­ руют значительные токи, наводимые полями, сцепленными с ло­ бовой частью обмотки. Циркуляционные токи существенно пере­ гружают отдельные проводники стержня и могут явиться причи­ ной повреждения обмотки при наличии короткого замыкания между элементарными проводниками. В результате приходится принимать специальные меры по снижению нагрева проводников. Необходимо провести дополнительные исследования циркуля­ ционных токов в обмотках машин, разработать схемы транспози­ ции не только в пазовой, но и лобовой частях обмотки, обеспечи­

11

пиками [76, S3, 143, 152]. ß то же время почти полностью от­ сутствуют работы, в которых рассматривались бы потери в ло­

шение линейных нагрузок в машинах большой мощности приво­ дит, с одной стороны, к увеличению амплитуд высших гармони­ ческих поля статора и ротора, а с другой стороны — к их умень­ шению из-за роста величины воздушного зазора в мощных турбо- и гидрогенераторах, что связано с необходимостью уменьшения синхронной реактивности xd и повышения окз в крупных генера­ торах по условиям работы в энергосистемах.

Действительно, для амплитуды нормальной составляющей магнитной индукции на поверхности ротора, вызванной высшими гармоническими мдс обмотки статора, при отсутствии реакции вихревых токов в роторе имеем

где ц0 — магнитная проницаемость воздуха, А:м, — обмоточный коэффициент ѵ-й гармонической мдс обмотки статора, 8 — воз­ душный зазор, іѵ — полюсное деление ѵ-й гармонической.

Из (В. 2) следует, что величина ІЗЧ быстро уменьшается с уве­ личением порядка гармонической и величины зазора § и для гармонических высоких порядков оказывается пренебрежимо малой. В первую очередь это относится к гармоническим зубцового порядка ѵ г =6<7+1.

из двух электрически разобщенных 3-фазиых обмоток, сдвинутых относительно друг друга на 30 эл. град. В машинах с такой об­ моткой будут иметь место лишь гармонические мдс обмотки ста­

Для снижения потерь в статоре от высших гармонических поля ротора турбогенераторов рядом фирм мдс обмотки ротора распределяются по окружности ротора по закону, приближаю­ щемуся к синусоидальному.

Тем ие менее, несмотря на предпринимаемые меры по сниже­ нию потерь от высших гармонических, в машинах очень большой мощности возникает задача по уточнению распределения добаво­ чных потерь в зубцах статора и ротора. В связи с этим представ­ ляется недостаточным рассматривать ротор турбогенератора как

12

Ч а с ть первая

Г л а в а 1

Пренебрегая токами смещения, а также и вихревыми токами вне проводников обмотки, для векторного потенциала будем иметь

порядке: 1) по заданной конфигурации лобовых частей и заданным токам в обмотке определяется распределение вектора плотности

индукциях составляет 5 0 — 1 5 0 0 fi0 , расчеты показывают, что ошибка в определении поля на поверхности при этом оказывается менее 5 % в самом неблагоприятном случае.

2 . Будем считать, что ферромагнитные поверхности, ограни­ чивающие лобовые части, образуют длинную прямоугольную призму, поэтому не будем учитывать кривизну поверхностей. Выполненный анализ показал, что при учете кривизны поверх­

14

шение невелико и в самых неблагоприятных случаях составляет не более 3%.

При этом нужно также отметить, что торцовая поверхность активной стали всегда в достаточной степени плоская. Магнит­ ное поле лобовых частей наиболее сильно именно возле этой по­ верхности. У других поверхностей поле значительно слабее, и поэтому их форма относительно мало влияет на поле в наиболее сильных его областях.

У

Рис. 1-1. Расчетная схема для определенпя поля в зоне лобо­ вых частей турбогенератора.

ние действительной и расчетной форм лобовых частей показывает, что они довольно близки друг другу, поэтому погрешность в опре­

тывать системой добавочных токов, полагая, что сам зазор от­ сутствует. Как показано в [10, 12], замена зазора системой по­ верхностных токов правильно моделирует поле и обеспечивает

15

достаточно высокую точность расчета его в области лобовых

принимается состоящей из трех частей (рис. 1-1): прямолинейной при выходе из пазов статора (/), наклонной и части, соответствую­ щей головкам катушек (II).

Так как влияние вихревых токов в обмотке не учитывается, то для амплитудной суммарной плотности тока одного слоя об­ мотки, вызванной действием всех фаз обмотки, если токи фаз составляют симметричную систему прямой последовательности, получим

**yl'I : A o * Р "с"

мдс обмотки статора, кг1 — коэффициент укорочения, ha — высота стержня, — число последовательно включенных витков, р — число пар полюсов, кп — коэффициент распределения, Іт — амплитуда фазного тока.

При укороченном шаге обмотки для плотности тока верхнего слоя обмотки в выражении (1.3) вместо х нужно подставить вели­

чину X—(1 —ß) у , а для плотности тока нижнего слоя х-\-(\ —ß) у • Для прямолинейной части обмотки статора плотность тока имеет только одну составляющую, амплитуда которой с учетом

нижнего и верхнего слоев равна

На отогнутых участках лобовых частей (рис. 1-1) физическая плотность тока в проводниках остается такой же, как и в актив­ ной части обмотки, однако в направлении координаты х размер, соответствующий ширине сечения стержня, изменяется с Ьа на bjsinü, где # — угол отгиба обмотки в плоскости xz. Поэтому

Представим наклонную часть обмотки статора в виде N эле­ ментов (рис. 1-1). Тогда для амплитуд составляющих плотностей тока прямой последовательности /с-го элемента наклонной части обмотки

іб

ния"идут в аксиальном направлении от координаты z=0 до z=c0 . Тогда для амплитуды составляющей SB. можно написать

В соответствии с эквивалентной схемой принимается, что тангенциально направленные участки катушечных сторон про­ стираются в пределах одного полюсного деления от координаты

рассмотрены в [9]. Исходя из условия непрерывности касатель­

(рис. 1-1) * в [9] доказано, что при (і =оэ на границе среды равны нулю нормальная составляющая вектора À и производные по нормали его тангенциальных составляющих.

Например, на поверхности 2 = 0 имеют место граничные усло­

вия

18

я т

элементе лобовой части обмотки, в области О^г/ ^ / г " — у (рис. 1-1) оказываются равными

я=і,г,з,...

2* 19