Проектирование синхронного гидрогенератора вертикального типа

- угол между ЭДС от продольно поля и током якоря на векторной диаграмме напряжений рис.3.

Расчёт поля взаимоиндукции при нагрузке значительно сложнее, чем при холостом ходе. Однако, при известных оговорках и допущениях расчёт магнитной цепи при нагрузке может быть выполнен с использованием результатов расчёта магнитной цепи при холостом ходе.

Чтобы иметь возможность использовать в расчёте магнитной цепи при нагрузке результаты расчёта магнитной цепи при холостом ходе, прибегают к замене составляющих н.с. эквивалентными н.с. возбуждения.

Амплитуда основной гармонической н.с. якоря

Н.с. возбуждения при нагрузке определяют следующим образом. Режим нагрузки машины задают фазным напряжением , фазным током и углом между ними , который может быть рассчитан по коэффициенту мощности . Коэффициент мощности cos_?=0,8, тогда ц=37°.

Для заданного режима нагрузки строят векторную диаграмму (рис.3). Диаграмма может быть построена как в абсолютных, так и в относительных величинах.

Построение начинают с фазного тока , изображаемого в произвольном масштабе. Под углом к нему (при перевозбуждении в сторону опережения) откладывают в некотором масштабе вектор фазного напряжения . Построение векторной диаграммы лучше производить в о.е., приняв масштаб 10 см =1о.е. К этому вектору прибавляют вектор падения напряжения на индуктивном сопротивлении рассеяния статора и определяют - ЭДС от результирующего поля взаимоиндукции.

jI_нХ_?=j*2750*0,354= j973,5 В.

jI_*нХ_*?=j*1*0,161=0,161 о.е.

На векторной диаграмме длина этого вектора в выбранном масштабе напряжения (1 о.е. = 10 см) будет равна 1,61см.

Согласно проведенных построений : Е_*r=1,12.

По ЭДС с помощью частичной характеристики холостого хода (рис.2) определяют магнитные напряжения F₁ и F_? и коэффициент насыщения

K_za=F₁/F_? .

F_*1=1,08; F_*?=0,92; K_za=1,08/0,92=1,17.

По рис. П.13, для найденного К_za=1,17 и ?_м/?'=?_м/(?K_?)=1,216

находим коэффициенты х_d=0,96; x_q=0,66; K_qd=0,0034.

Для ?_т/?'=1,216, ?'/?=0,056 и ?=0,71

K_ad= 0,841 ; K_aq=0,58.

Положение точки Q, определяющее направление ЭДС E_rd (или оси q) угол Ш, находят, добавляя E_r ЭДС E'_aq / cos Ш.

ЭДС E'_aq / cos Ш, соответствующую н.с.

E'_aq / cos Ш= x_q *K_aq (E'_aq / cos Ш)= x_q*K_aq*F_a , определяют по продолжению начальной линии части характеристики Е_f=f(F₁)

(см. рис. 2)

x_q*K_aq*F_*a=0,66*0,58*0,65=0,249.

F_*a=F_a /F_fx=11370/17518=0,65.

Величина ЭДС в о.е - определенная по частичной характеристики холостого хода

На диаграмме ЭДС (рис.3) опережает на угол ток и совпадает по направлению с комплексом jХ_? I.

Опустив перпендикуляр АС из точки А на OQ, раскладывают ЭДС на составляющие (ЭДС от результирующего продольного поля взаимоиндукции) и (ЭДС от результирующего поперечного поля взаимоиндукции).

E_*rd=1,1 E'_aq=0,17.

E_rd=E_*rd*U_н=1,1*6062=6668,2 В.

Поток взаимоиндукции по продольной оси

Ф_rd=C₁*К_ф*Е_rd=4,91*10^-5*1,054*6668,2=0,345 Вб.

По частичной характеристике намагничивания (кривая 1) на рис.4, построенной по результатам расчёта магнитной цепи при холостом ходе, определяют магнитное напряжение F_rd=F₁=19000 А, соответствующее потоку Ф_rd = 0,345 Вб.

Определяем из диаграммы ЭДС угол (рис.3)

Ш=55° ; cos Ш=0,574 ; sin Ш=0,819.

Определив из диаграммы угол Ш , рассчитывают эквивалентную намагничивающую силу F'_ad по продольной оси.

F'_ad=x_d*K_ad*F_d+K_qd(?/?')F_q=0.96*0,846*9312+

+0,0034*(0,48/0,0232)*6526,4=8022 А,

где F_d=F_a*sin Ш = 11370*0,819=9312 ;

F_q=F_a* cos Ш = 11370*0,574=6526,4.

Добавив н.с. F'_ad к магнитному напряжению F_rd находят магнитное напряжение между краями соседних полюсов (рис.4), от которого при нагрузке зависит поток рассеяния полюсов, определяют этот поток по характеристике

Ф_?=f(F₁)

/F_rd -F_ad/=F_rd+F'_ad=19000+8022=27022 А.

Ф_?=f(F_rd+F'_ad)=0,16 Вб.

Прибавив поток рассеяния полюсов Ф_? к потоку взаимоиндукции по продольной оси Ф_rd который входит в полюс со стороны зазора, определяет поток в сердечнике полюса у его основания:

Ф_m=Ф_rd+Ф_?=0,35+0,16=0,51 Вб.

По характеристике Ф_m=f(F₂) (кривая 3 по рис.4) находим магнитная

напряжения F₂, соответствуют Ф_m.

F₂=4800 А.

Складывая F_rd+F'_ad+F₂получаем н.с. возбуждения при номинальной нагрузке

F_fн=F_rd+F'_ad+F₂=19000+8022+4800=31822 А.

В относительных единицах

F_{* fн}=F_fн /F_fx=31822/17518=1,817.

Полученные значения F_{* fн} должно быть близко к н.с. найденное ориентировочно по рис.П.6 при выборе размеров полюса.

Определяем индукции в участках магнитной цепи при номинальной нагрузке, которая соответствует ЭДС Е_*r=1,11 и К_za=F₁/F_д=1,16.

Магнитный поток в зазоре

Ф_r=C₁*K_ф*Е_r=4,91*10^-5*1,054*6728,8=0,348 Вб.

E_r=E_*r*U_н=1,11*6062=6728,8 В.

Индукция в зазоре

В_?=C₂*Ф_r/?_?=1,769*0,348/0,71=0,867 Тл.

б_д берется из таблицы хол. хода для Е_*r=1,11 и К_za=1,16.

Индукция в сечении зубца на 1/3 высоты от зазора

B_z1=C₃*B_?=2,29*0,867=1,98 Тл.

Индукция в ярме статора

В_а1=С₄*Ф_r=3,97*0,348=1,38 Тл.

Индукция в сечении полюса у его основания

В_т=С₈*Ф_т=3,661*0,46=1,68 Тл.

Полученные значения индукции должны находиться в пределах, указанных в табл.П.15.

Выбор размеров и основных параметров обмотки возбуждения

Обмотка возбуждения явнополюсной машины состоит из 2р последовательно включённых катушек, охватывающих сердечники полюсов. Катушки возбуждения гидрогенераторов изготовляют из голой шинной меди большого сечения (мм), намотанной на ребро. Катушки таких обмоток состоят из одного слоя витков, неизолированная наружная поверхность которых хорошо охлаждается.

Размеры обмотки возбуждения определяются требуемой н.с. и допустимым превышением её температуры.

Средняя длина полувитка обмотки возбуждения (предварительно)

l_f= l_m-0,3b_m+0,5?(b_m+2?_и+0,1?)=1,13-0,3*0,24+0,5*3,14*

* (0,24+0,007+0,048)=1,52

где 2?_и= 0,007м (табл.П.16) двухслойная толщина изоляции полюса с учетом припуска на сборку.

Плотность тока в обмотке возбуждения

?_f -коэффициент теплопередачи от поверхности катушки к охлаждающему газу [Вт/м²,°С].

?_f =22(1+4,4????)=22(1+4,4*?0,48)=89,07

-превышение температуры обмотки возбуждения. Для класса изоляции В можно было бы принять =95ч90 °С.

Для уменьшения потерь в обмотке возбуждения это превышение берут 60 (75) °С.

Предварительно принимаем =75 °С.

К_м - коэффициент заполнения высоты катушки медью. Зависит от полюсного деления ?:

?= 0,48 К_м=0,956.

м	0,20	0,30	0,40	0,60	0,80
Км	0,90	0,925	0,95	0,965	0,975

Принимаем предварительно К_м=0,956

h'_m- высота катушки

h'_m=h_m-?_h=0,26 -0,0384=0,222 м.

?_h -полная толщина изоляции катушки по высоте.

По табл.П.16

?_h==0,0384 м.

?_t -удельное сопротивления меди обмотки,??_t=0,0242*10--⁶Ом*м. (При превышении температуры 75°С.)

Ширина провода

Наименьшее расстояние между соседними полюсами

x=?D_a2/(2p)-b'm-2bэ=3,14*8,58/(2*30)-0,247-2*0,08=0,043 м.

D_a2-наружный диаметр обода,

b'_m- внутренняя ширина катушки

b'_m=b_m+2?_и=0,24+0,007=0,247 м.

Расстояние Х должно удовлетворять условию:

х ? 0,01 l₁? / h_m+0,013

x=0,042>0,01*1,178*0,48/0,26+0,013=0,035.

Если последнее условие выполнено, то ширину катушки можно считать окончательно установленной.

По конструктивным и технологическим соображениям отношение размеров провода должно удовлетворять условию 6<b_э /а_э<12,

а_э- высота провода.

Минимально допустимая высота провода

а_эmin=b_э /12=0,08/12=0,0067 м.

Максимально допустимая высота провода

а_эmax=b_э /6=0,08/6=0,0133 м.

Минимальное и максимальное сечение обмотки возбуждения

S_{f min}=b_э*а_{э min}=0,08*0,0067=5,36*10^-4 м².

S_{f max}=b_э*а_{э max}=0,08*0,0133=10,64*10^-4 м².

Средняя длина полувитка обмотки возбуждения

l_f =(l_m-2?_o)+0,5?(b_m+2?_и+b_э)=(1,13-2*0,036)+

+0,5*3,14(0,24+0,007+0,08)=1,57 м,

где ?_o=0,15*b_m= 0,15*0,24=0,036 м.

Номинальное напряжение возбудителя

U_{f min}=1,15*4*?_t*l_f*pF_fн /S_{f max}=1,15*4*0,0242*10^-6 *

*1,57*30*31822/10,64*10^-4=156,8 В.

U_{f max}=U_{f min}*(S_{f max} /S_{f min})= 156,8*(10,64/5,36)=311,3 В .

Из ряда нормализированных напряжений: 24, 35, 50, 80, 115, 230, 550В выбираем U_fн=230 В.

Уточняем сечение обмотки возбуждения

S_f =S_{f max}(U_{f min} /U_fн )= 10,64*10^-4(156,8/230)=7,25*10^-4 м² .

Уточняем высоту провода

а_э=S_f /b_э=7,25*10^-4/0,08=0,00906 м.

Одновременно с уточнением размеров а_э, b_э корректируют плотность тока ?_f таким образом, чтобы число витков в катушке было целым

W_f=F_fн /S_f*?_f=31822/7,25*10^-4*1,75*10⁶=22,97

округляем до 23; витка

Т.о. уточненное значение плотность тока будет

?_f=F_fн /S_f*W_f =31822/7,25*10^-4*23=1,76*10⁶ А/м².

Номинальный ток возбуждения

I_fн=F_fн /W_f=31822/23=1383,56 А.

Ток возбуждения при холостом ходе и номинальном напряжении

I_fx=F_fx /W_f=17518/23=761,65 А.

Разрез полюса показан на рис. 5.

Припуск на сборку по высоте катушки составляет:

h_m+2?_ш-8-(а_э+0,4)W_f=260-2*10-8-(9,06+0,4)*23=14,42.

Полученное значение припуска должно быть больше 0,025*h_m .

14,42>0,025*260=6,5мм.

Омическое сопротивление обмотки при t=130°С.

r_{f 130}=4_{? 130}*p*W_f l_f / S_f=4*0,0252*10^-6*30*23*1,52/7,25*10^-4=0,15 Ом.

?₁₃₀=?₂₀[1+0,004(130-20)]=0,0252*10^-6 Ом*м.

?₂₀= 0,0175 *10^-6 Ом*м- удельное сопротивление меди при температуре 20 °С.

Омическое сопротивление при t=15 °С,

r_{f 15}=r_{f 130} /1,46=0,15/1,46=0,103 Ом.

Напряжение на кольцах обмотки возбуждения при номинальной нагрузке и t =130°С,

U'_fн=r_f130*I_fн=0,15*1383,56=207,5 В.

Напряжение на кольцах обмотки возбуждения при холостом ходе и холодном гидрогенераторе (t =15°С).

U'_fн=r_f15*I_fн=0,103*761,65=78,45 В

Коэффициент запаса возбуждения (должен быть в пределах 1,1-1,2).

К=U_fн /r_f130*I_fн)=230/0,15*1383,56=1,108.

Предельное напряжение возбудителя

U_{f max}=K_пр*U_fн=1,8*230=414 В.

K_пр - согласно ГОСТ 5616/72 или 609-75 должен быть не менее 1,8 для гидрогенераторов с коллекторным возбудителем и не менее 2,0 для гидрогенераторов с другими системами возбуждения.

Параметры и постоянные времени обмоток

Активное сопротивление фазы обмотки статора

r_a=k_r*?₇₅*2l_cp*W₁/(a₁s₁)=1,068*0,0214*10^-6*2*2,042*(102/2*525*10^-6)=

=0,0091 Ом,

где l_cp средняя длина полувитка.

l_cp=l₁+1,8*?=1,178+1,8*0,48=2,042 м.

с₇₅=0,0214*10^-6 Ом*м - удельное сопротивление меди при температуре t=75^оС.

k_r - коэффициент увеличения сопротивления обмотки в следствии поверхностного эффекта, вызываемого полями рассеяния.

k_r =1+(l₁/l_cp)*(К_ra-1)=1+(1,178/2,042)*(1,118-1)=1,068.

К_ra=?(?)+?(?/3)(К^'_?*m_э²-1)=1+(0,00015/3)*(0,875*52²-1)=1,118.

?=a_э /h=0,00226/0,0155=0,146.

h=0,0104? b_п/b_?=0,0104*?0,021/0,0094=0,0155 м.

b_п =0,021 м

b_? = n_э*b_э=2*4,7=0,0094 м.

? =1+0,09*?⁴=1+0,09*(0,146)⁴ ?1 . ш=0,33*??=0,33*0,146⁴=0,00015;

m_э - число элементарных проводников по высоте паза

m_э=(с_э /n_э)*u_п1=(52/2)*2=52 .

k'_?=(9?+7)/16=(9*0,78+7)/16=0,876 .

В относительных единицах

r_*a=r_a*(I_н /U_н)=0,0091/2,205=0,0041 .

Омическое сопротивление обмотки возбуждения при t=75°С.

r_f=0,82*r_f130=0,82*0,15=0,123 Ом.

В относительных единицах

Постоянные времени и индуктивные сопротивления обмоток синхронной машины

Индуктивное сопротивление обмотки якоря по продольной оси при разомкнутых обмотках ротора.

Х_*d=X_*?+X_*ad=0,161+ 0,671=0,832 .

Индуктивное сопротивление обмотки якоря по поперечной оси при разомкнутых обмотках ротора.

X_*q=X_*?+X_*aq=0,161+ 0,433=0,594 .

Индуктивное сопротивление и постоянная времени обмотки возбуждения при разомкнутых других обмотках

X_*f =X_*f?+X_*ad=0,207+0,671=0,878 .

T_f =X_*f /(?*r_*f )=0,878/(2*3,14*50*0,00044)=6,35 сек .

Индуктивное сопротивление и постоянная времени обмотки возбуждения при короткозамкнутой обмотке якоря

X'_*f=X_*f?+(1/X_*ad+1/X_*? )^-1=0,207+(1/0,671+1/0,161)^-1=0,337 .

T'_f =X'_*f /(?*r_*f )=0,337/(2*3,14*50*0,00044)=2,44 сек.

Индуктивное сопротивление взаимной индукции между контурами ротора по продольной оси при короткозамкнутой обмотке якоря

X'_{*f kd}=(1/X_*??+1/X_*ad)^-1=0,13 сек.

Постоянные времени затухания переходных составляющих продольных токов.

Т'_d=0,5(1+q)T'_f=0,5(1+1)*2,44=2,44 .

q=1 [стр. 209 л-1].

Переходное индуктивное сопротивление обмотки якоря при продольной оси

X'_*d=X_*?+(1/X_ad+1/X_*f? )^-1=0,161+(1/0,671+1/0,207)^-1=0,319 .

Механическая постоянная времени или постоянная инерции вращающихся частей синхронной машины

Т_J=J*?_н²/S_н=3855*10,5^2**10³ /50000*10³=8,5 сек.

Масса активных и конструктивных частей

Масса зубцов сердечника статора

G_z=g_c*l_м* K_c*h_п*b_z1/2*Z₁=7800*0,968*0,93*0,18*0,048*612=37129,4 кг,

где b_z1/2=?(D+h_п)/Z₁ -b_п=3,14*(9,2+0,18)/612-0,021=0,048 м

g_c=7800 кг/м³ - плотность стали.

Масса ярма сердечника статора

Масса проводов обмотки статора

G_м1=g_м*S₁*U_п1*l_cpZ₁=8900*525*10^-6*2*2,042*612=11678,5 кг,

где g_м=8900кг/м³ - плотность меди.

Масса проводов обмотки возбуждения

G_мf =g_м*S_f (4p*l_f*W_f )=8900*7,25*10^-4 *4*30*1,57*23=27960 кг.

Масса стали полюсов

G_т=2р*g_c*l^'_m*K_mc(h_m*b_m+0,8h_р*b_р)=

=2*30*7800*1,198*0,95(0,26*0,24+0,8*0,0281*0,34)=37307,17 кг.

Масса обода ротора

G_o=(?*g_c /4)*l_а2[Da_а2²-(D'a2)²]K_o=(3,14*7800/4)*1,434*(8,58²-7,62²)*0,9==122897 кг,

где К_о=0,9- коэффициент, учитывающий уменьшение веса обода из-за радиальных и аксиальных вентиляционных каналов (с.211[1]).

Масса ротора (с учетом массы вала и других вращающихся частей)

G_p=1,35*(G_o+G_m+G_мf )=1,35*(122897+37307+27960)=254021 кг.

Нагрузка на подпятник

N_п=К_р*G_p*g=2,5*254021*9,81=5,23*10⁶ Н,

где К_р=2,5 (при К_уг=1,8-2,2 для радиально осевой турбины) (с.211[1]).

Расчет потери и коэффициент полезного действия

Магнитные потери в сердечнике статора

Р_м=К_да*Р_а*G_a+K_дz*Р_z*G_z=1,3*2,3*29448+1,7*4,65*37130=381562,17 Вт, где К_дa=1,3 и К_дz=1,7 - эмпирические коэффициенты.

Р_а=Р_1/50*В_а1²(f/50)^1,3=1,5*1,24²*(50/50)^1,3=2,3 Вт/кг.

Р_z=Р_1/50*В_z1²(f/50)^1,3=1,5*1.76²*(50/50)^1,3=4,65 Вт/кг.

Р_1/50 - удельные потери в стали для стали 1512 толщиной 0,5 мм Р_1/50 =1,5 Вт/кг.

Добавочные потери на поверхности полюсных наконечников при холостом ходе

Р_ро=2_p*?*?* l₁* k?(Z₁*?)^1.5 (B* t)²=

=2*30*0,71*0,48*1,178*1,95*??(612*13,1)³(0,059*0,0472)²=26150 Вт.

где В_о=В_? (K_?1 -1)=0,77*(1,077-1)=0,059 Тл.

K_?= 195 - для полюсов из листов толщиной 1,5 мм (с.211[1]).

?=13,1 рад/с

Потери в стали при холостом ходе

Р_мо=Р_м+Р_ро=381562+26150=407712 Вт.

Потери короткого замыкания (при f=50 Гц)

Основные электрические потери в обмотке статора при номинальном токе и t=75 °С

Р_э=3(r_a /K_r)I_н²= 3(0,0091/1,068)*2750 =193311 Вт.

Добавочные потери в обмотке статора

Р_э.д.=(K_r-1)P_э=(1,068-1)*193311= 13145 Вт.

Добавочные потери в зубцах статора от третьей гармонической составляющей поля при коротком замыкании

=10,7Р_1/50*В_з^5/4 G=10,7*1,5* Вт.**1,5*0,369^5/4*23342,76=107877,6 Вт.

Индукция в зубцах от третьей гармонической составляющей поля

В₃=В_z1(A_3m*Х*d+1,27*A_3d*X*_ad)=1,76*(0,113*0,832+1,24*0,094*0,671)=0,306 Тл,

где по кривым рис.П.15 и П.16 для ?_м/?=1,5 , ?/?=0,043

A_3m=В₂*В₁-0,7=1,73*0,47-0,7=0,113.

А_3d=A₁*A₂=0,52*0,18=0,094.

Добавочные потери на поверхности полюсных наконечников от зубчатости статора при коротком замыкании.

Р_рк=0,2*(2_p*X_*ad/Z₁(K_?1-1))² P_po=0,2*(2*30*0,671/612(1,077-1))² * *26150=3817,4 Вт.

Добавочные потери на поверхности полюсного наконечника от высших гармонических составляющих н.с. статора при коротком замыкании.

P'_pк=(2,1/)[K'*X*_ad/(K_?1-1)]²*P_po=(2,1/)[0,05*0,671/(1,077-1)]² *

*26150=6930,44 Вт,

где К'- коэффициент в функции от b=y/? (табл.П.19)

K'=0,05 при ?=0,78.

Сумма добавочных потерь при коротком замыкании

Р_кд=Р_эд+Р_кз+Р_рк+Р'_рк=13145+135627+3817,4+6930,44=

=159520 Вт.

Полные потери при коротком замыкании и номинальном токе статора,

Р_к.н.=Р_э+Р_кд=193311+159520=352831 Вт.

Потери на возбуждение

Р_f = (r_f*I_fн²+??U_щ*I_fн )/? _f = [0,123(1383,56²+2*1383,56]/0,85=280257 Вт,

где ?U_щ=2 В напряжение переходного контакта,?? _f =(0,8-0,85)-КПД возбудителя.

Механические потери

Вентиляционные потери

Р_в=К*HQ=K_?*Q=3935,232*36,8=144816 Вт,

где Н=g_o*? ² - теоретический напор, развиваемый вращающимися ротором, П_а;

? =2f? - окружная линейная скорость на наружной поверхности ротора, м/с;

g_o- плотность газа.

К=1,4 - коэффициент, учитывающий потери на трение вращающихся частей об охлаждающий газ;

g_o=1,22 кг/м²; K_??= K_Q*g_o*?²- коэффициент

K_?= KQ*g_o*? ^{2 =}1,4*1,22(2*50*0,48)²=3935,232.

Расход газа Q (м³/с), участвующего в теплообмене (переносящего тепло от нагретых частей к газоохладителям) определяют из уравнения для подогрева газа

Q=(P_f +P_p+P_cu+P_Fe )/(C *?_r -K_? )=

=(280257+36898+32476+517192)/(1100*25-3935,232)=36,8 м/с.

P_P=P_po+P_pк+P'_pк=26150+3817,4+6930,44=36898 Вт.

P_cu=P_э+Р_эд=193311+13145=32476 Вт.

P_Fe=P_м+Р_кз=381562+135627=517192 Вт.

С_v- объемная теплоемкость газа. С_v=1100 Дж/м³ °С.

?_r- рекомендуется принимать для воздуха 25°С.

Потери на трение в подшипниках (подпятнике и направляющем подшипнике)

Р_П =К_N*?N_П ³*? ³=1,45*10 ^-7?(8,7*10⁶)³*10,1³=176422 Вт.

N_П =

где К_N - коэффициент, зависящий от среднего удельного давления в подпятнике и конструкции гидрогенератора.

К_N=1,45*10⁷-для зонтичных гидрогенераторов.

К_N=1,00*10⁷-для подвесных гидрогенератора.

Суммарные механические потери вертикального гидрогенератора

Р_Т ?Р_в+0,5Р_п=144816+05*176422=233027 Вт.

Полные потери и КПД при номинальной нагрузке,

?P=P_мо+Р_кн+Р_f +P_т=407712+352831+280257+233027=

=1273827=1273,8 кВт.

?=1-?P/(S_н*cos_?+?P)=1-1273,8/(50000*0,8+1273,8)=1-0,031=0,969.

Определение повышенной температуры обмотки и сердечника статора

Потери в обмотке статора на протяжении пакетного деления.

Установившиеся превышения температуры обмотки _си и сердечника статора рассчитывают для среднего пакета статора.

Потери в сердечнике статора (на пакетном делении).

Тепловое сопротивление изоляции в вентиляционном канале

односторонняя толщина изоляции, м.

теплопроводность изоляции, 0,16Вт/м.°С

П_П - периметр для определения поверхности охлаждения обмотки в вентиляционном канале

Тепловое сопротивление при переходе тепла с поверхности изоляции обмотки к воздуху в канале.

коэффициент, теплоотдачи в зубцовой зоне вентиляционного канала.

При воздушном охлаждении

-зависящей от физических свойств и избыточного давления охлаждающего газа ; для воздуха при атмосферном давлении

=1.

Тепловое сопротивление пазовой изоляции в пределах пакета.



Тепловое сопротивление от пакета к воздуху.

где

S₂- торцевая поверхность охлаждения пакета в вентиляционных каналах, м².

средний коэффициент теплоотдачи торцевой поверхности охлаждения пакета.

Среднее превышение температуры воздуха в вентиляционном канале статора

Превращение температуры обмотки статора над температурой охлаждающего воздуха.

Превышение температуры сердечника статора над температурой охлаждающего воздуха.

Определение превышения температуры обмотки возбуждения.

Потери в элементе витка

- плотность тока в обмотке возбуждения, А/м².

- площадь сечения витка

- удельное сопротивление меди при температуре 100-115°С, Ом*м.

Тепловое сопротивление при переходе тепла в сторону межполюсного пространства.

где

Превышение температуры обмотки возбуждения над температурой омывающего ее воздуха

Среднее превышение температуры газа в межполюсном пространстве

Превышение температуры обмотки возбуждения над температурой охлаждающего воздуха

Размещено на Allbest.ru