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

Решением (1.48) с учетом (1.49) являются

Ал = 2 \(Cltfi-h»* + Dbli*b'*) cos \„х + ( Я 1 п е - 5 ь " +

JTCX

cos ß„y,

sin ß„y,

^ x 2 = 2 { ftV-T-C-*.) + Да.еТнС"*.)] cos X„z +

^ 3 = 2 [с3 в «-»*.<'-*«-»л) -pf- sin \,X - f

П

где

Xn, ß n — неизвестные постоянные разделения, причем в ( 1 . 5 1 ) ис­ пользована только первая гармоническая при разложении решения в ряд на промежутке (о) вдоль оси х.

40

выполняются условия непрерывности нормальных составляющих индукции и касательных составляющих напряженности магнитногополя.

41

В случае проводящего, немагнитного нажимного сегмента маг­ нитная индукция на его поверхности будет зависеть от реакции вихревых токов (рис. 1-16).

Для учета влияния реакции вихревых токов рассмотрим поле перед сегментом (нулевая область):

Условия непрерывности составляющих электромагнитного поля на границе сред 1 и 0 при z = 0 для ,-г-составляющей векторного потенциала

Из (1.54) с использованием (1.53) и (1.55) получаем

00

'- т 2 І ' » 0 + £ $ ) + ' » ( ' - £ $ ) У - +

+К('-77т)-^"(' + ?7І)]-!:1х

Условия непрерывности составляющих поля при z=h0 и z=hc-\-h„ дают систему четырех уравнений для определения пяти постоянных:

Недостающее уравнение для решения системы (1.57) опреде­ ляется, как и выше, при определении потерь в нажимной плите тур-

42

богенератора, из условия одинакового характера распределения векторного потенциала на бесконечности (практически на расстоя­ нии примерно 10 см, на котором, как показывают данные опыта, влиянием вихревых токов можно пренебречь) для одного и того же конструктивного исполнения, но в одном случае среды прини­ маются непроводящими и магнитными ( р = о э , ц = р.), а в другом — проводящими и магнитными ( р = р , Тогда для первого случая реакцией вихревых токов можно пренебречь (р=оо) и опре­ делить величину векторного потенциала, задав на поверхности

получим

+

.(. ( l + е -2т;*г) Г - L (і _ e-2ï>J.) + + е - аіі*п)

43

найдем

В' :('+^I)('+--'': '-)+(ä+S")('--J A ^

f (1.60)

где

(1.61)

В случае нажимных сегментов, выполненных из ферромагнит­ ного материала, формулы для расчета векторного потенциала поля в сегменте могут быть упрощены.

44

Так как глубина проникновения электромагнитного поля в ферро­ магнитной среде при 50 гц значительно меньше, чем толщина нажимного сегмента, то при расчете потерь в магнитном нажим­ ном сегменте наличием отраженной волны в (1.51) можно прене­ бречь. В этом случае составляющие векторного потенциала на поверхности нажимного сегмента принимают вид

Используя граничные условия и определив постоянные, полу­

С достаточной точностью Вп в (1. 64) можно вычислить как коэф­ фициенты ряда Фурье в выражении для аксиальной составляющей

ратора Красноярской ГЭС. Кривая аксиальной составляющей ин­

сегмента значительно больше, чем потери на поверхности немаг­ нитного. Это объясняется тем, что вся электромагнитная энергия, затухающая в магнитном сегменте, сосредоточивается в узком слое вблизи от поверхности, в то время как для немагнитного сегмента

45

потери выделяются по всей толщнпе плиты. Так как величина по­ терь для магнитной плиты на поверхности весьма велика, то это может привести к заметным местным нагревам.

Г л а в а 2

Добавочные потери в крайних пакетах сердечника статора

2 . 1 . Общие замечания

В мощных турбо- и гидрогенераторах в связи со значительным увеличением интенсивности полей рассеяния в торцовой зоне су­ щественно возрастает величина аксиального потока, проникающего

вкрайний пакет сердечника статора. Аксиальный поток, проникая

всердечник, замыкается по зубцу и ярму и выходит через торцо­ вую поверхность на расстоянии полюсного деления от места входа. При этом поток проходит последовательно через сегменты стали сердечника, промежутки между листами и радиальные вентиляци­ онные каналы (если таковые имеются), вызывая повышенные мест­ ные потери в сегментах стали, особенно в зоне зубцов. По мере про­ никновения в крайний пакет сердечника аксиальный поток «зату­ хает», ответвляясь по листам стали в радиальном иаправлении. Как показали экспериментальные исследования, глубина проникнове­ ния и величина аксиального потока зависят от насыщения крайнего пакета основным магнитным потоком, конфигурации крайнего па­ кета сердечника, наличия радиальных вентиляционных каналов.

46

Для уменьшения потерь зубцы крайнего пакета выполняются ступенчатыми с прорезью (шлицом) шириной 5—8 мм на глубину 5/6 высоты зубца. В мощных турбогенераторах выполняется 3— 4 ступеньки в зоне коронки зубцов размером 5—8 мм. Снижению потерь в крайних пакетах сердечника статора турбогенераторов способствует также расширение паза статора на 2—3 мм, приня­ тое в турбогенераторах серии ТВВ завода «Электросила» (впервые это принято в турбогенераторе типа ТВВ-500-2 мощностью 500 Мвт).

2.2. Мапштпое поле па торцовой поверхпостп

На торцовой поверхности крайнего пакета сердечника статора имеет место аксиальная составляющая результирующего потока. Для расчета аксиальной составляющей поля может быть использо­ ван метод, рассмотренный в гл. 1 при расчете поля на поверхности нажимной плиты при дополнительном учете поверхностных токов, соответствующих пазам машины и зависящих от распределения поперечного потока пазового рассеяния.

Результирующее магнитное поле находится по диаграмме Потье па торце зубца крайнего пакета с учетом всех составляющих поля.

Магнитное поле, создаваемое обмоткой статора с учетом влия­ ния воздушного зазора, конусного расположения обмотки и пазов, равно

ляющая индукции магнитного поля от токов, протекающих в голов­

ции, учитывающая влияние воздушного зазора при решении граничной задачи для определения векторного потенциала от то­ ков ротора.

т о р а . Наличие пазов статора может быть учтено введением по­ верхностных токов, протекающих в бесконечно тонком слое А вдоль высоты паза и вызывающих на поверхности зубца индукцию

#-.„<,„. Распределение поверхностных токов для торцовой поверх-

47

ности определяется по расположению проводников в пазу и зави­ сит от распределения поперечного пазового потока рассеяния. Так как в сердечнике fj. ^> fi 0 , то при интегрировании по замкну­ тому контуру, лежащему в плоскости у = const и бесконечно узкому вдоль оси z, получим

! * .

где і?ду — плотность поверхностного тока, соответствующая па­ зовому поперечному магнитному потоку статора.

(2.5)

в зоне у >• h2

C n y * -JJ- {[е-МУ-Аз) _ „-*(,-*,)] +

48

щей поля в турбогенераторе мощностью 500 Мвт по описанной выше методике. Как следует из рисунков, расчетные данные в целом хо­ рошо соответствуют данным опыта. На рис. 2-2, в для сравнения приведены также данные расчета, выполненные ВНИИЭМ

Р п с . 2-2. Аксиальная составляющая индукции на торце сердечника ста­ тора турбогенератора мощностью 500 Мвт.

а — в режиме к. з. при номинальном токе; б — в режиме х. х. при поминальном на­ пряжении; в — в режиме частичной на­ грузки; 1 — опытные данные; г — расчет­ ные данные; з — расчетные данные по Тегопоулосу (расчеты выполнены ВНИИЭМ).

по [156 ]. В зубцовой зоне эти данные примерно в 2.раза превышают опытные данные, что следует считать недопустимым.

На рис. 2-3 приведены результаты расчета и исследования ак­ сиальной составляющей поля турбогенератора мощностью 300 Мвт типа ТВМ-300 в режиме короткого замыкания. Опытные данные получены для точек, отмеченных датчиками Dx—D3. Расхождения расчетных и экспериментальных данных для зубцовой зоны объяс­ няется тем, что опытные значения для датчиков Dx—Ds получены на некотором расстоянии от торца сердечника статора, а расчетные значения индукции определены непосредственно для торцовой поверхности.

Расчетные значения величин аксиальной составляющей поля для турбогенератора типа ТВВ-1200-2 мощностью 1200 Мвт в режиме короткого замыкания (по данным технического проекта генератора) показаны на рис. 2-4.