Электроэнергетическая установка 100квт

Размещено на http://www.allbest.ru/

Федеральное государственное автономное образовательное учреждение

высшего профессионального образования

Дальневосточный федеральный университет

ИНЖЕНЕРНАЯ ШКОЛА

Кафедра электроэнергетики и электротехники

Расчетно-пояснительная записка к дипломному проекту

"Электроэнергетическая установка 100 кВт"

Студент гр. ВЦ-0841

Петрушенко А.Ю.

Руководитель

Сергеев В.Д.

Владивосток 2013



Содержание

Введение

1. Структура малой электроэнергетической установки

1.1 Газотурбинный двигатель

1.2 Электрогенератор

1.3 Преобразователь параметров электроэнергии

1.4 Вопросы управления ЭЭУ

2. Техническое задание на разработку электроэнергетической установки

3. Электромагнитный расчёт генератора

3.1 Техническое задание на электромагнитный расчет синхронного генератора

3.2 Принятые в расчете постоянные величины

3.3 Расчет высокоскоростного синхронного генератора с возбуждением от постоянных магнитов

3.4 Сверхпереходные параметры генератора

4. Расчёт и выбор элементов преобразователя



Введение

Многообразие потребителей энергии и требований к виду и качеству энергообеспечения, заставляет по-новому взглянуть на роль автономных энергетических агрегатов малой мощности (от десятков киловатт до нескольких мегаватт) в общей структуре энергетики. В условиях экономического кризиса трудно рассчитывать на изыскание, достаточных материальных ресурсов для ввода в эксплуатацию в ближайшие годы новых энергетических станций большой мощности (за исключением завершения строительства ранее начатых объектов).

Вместе с тем наличие большой доли оборудования, уже отслужившего проектный ресурс или приближающегося к этому сроку, связано с неизбежным выводом из эксплуатации части этого оборудования, что приводит к определенному сокращению производства тепловой и электрической энергии. В таких условиях в ближайшей перспективе серьезное внимание следует уделить сооружению относительно дешевых автономных энергетических установок (АЭУ) малой мощности, различного назначения, финансирование которых возможно как из местных бюджетов, так и за счет инвестиций частного капитала.

Области использования АЭУ малой мощности очень широки, это:

промышленные предприятия, медицинские учреждения, жилищные коттеджи, бизнес - центры и другие объекты крупных городов, в том числе, Санкт - Петербурга;

магистральные газопроводы, газораспределительные станции, нефтепроводы, нуждающиеся в энергообеспечении для нормального функционирования; предприятия по переработке бытовых отходов;

развивающиеся районы нашей страны, где отсутствуют в настоящее время энергоисточники и линии электропередач;

энергодефицитные районы Крайнего Севера, Дальнего Востока, некоторых районов Нечерноземья;

резервирование линий электропередач, питающих ответственных потребителей энергии, а также восполнение дефицита электроэнергии, вызванного стихийными бедствиями и другими чрезвычайными ситуациями;

мобильные источники электрической и тепловой энергии для нужд МЧС;

малые города, коттеджные поселки и деревни, во многих из которых до сих пор не решен вопрос централизованного теплоэнергоснабжения;

крупные животноводческие фермы, предприятия по переработке сельскохозяйственной продукции, предприятия лесозаготовительной промышленности,

поисковые партии газовиков, геологов, и др., нуждающиеся в электрической, тепловой, механической энергии, подаче воды и сжатого воздуха;

Создание фермерских хозяйств и коттеджных зон усилит потребность в сравнительно маломощных энергетических установках для привода электрических генераторов, насосов, компрессоров, различных машин и механизмов для выполнения тех или иных сельскохозяйственных, бытовых и других технологических операций. Энергетические установки таких потребителей должны быть недорогие, доступные для приобретения широкому кругу представителей малого бизнеса. По нашему мнению потребность в таких автономных установках может оказаться значительной даже в районах с развитыми электрическими станциями в связи с высокой стоимость строительства и эксплуатации линий электропередач в условиях сельской местности.

Эффективность использования АЭУ малой мощности определяется:

низкой себестоимостью производства электроэнергии и тепла при использовании совершенного оборудования;

высокой надежностью энергоснабжения;

существенным сокращением сроков их сооружения;

независимостью режима работы от загруженности энергосистемы;

уменьшением отчуждения территории под крупное энергетическое строительство;

повышением экологичности производства электроэнергии и тепла, снижением затрат на охрану окружающей среды;

применением перспективных современных технологий и технических решений при создании новой техники

В данной работе рассматривается проект электроэнергетической установки на базе газотурбинного двигателя мощностью 100 кВт

Цель дипломной работы является разработка энергетической установки, определение экономической целесообразности данного дипломного проекта, так же рассматриваются вопросы по охране труда и окружающей среды.

Для достижения этой цели в проекте поставлены и решены следующие задачи:

1. Рассчитать и выбрать генератор

2. Рассчитать и выбрать элементы преобразователя электрической энергии

3. Выбор системы управления электроэнергетической установкой

4. Составление структурной схемы управления

5. Расчет генераторного режима работы ЭЭУ

6.Произвести экономический расчет энергетической установки

7.Определить вопросы по охране труда и экологической безопасности.

установка электроэнергетическая генератор преобразователь



1. Структура малой электроэнергетической установки

1.1 Газотурбинный двигатель

(ГТД) тепловой двигатель, в котором газ сжимается и нагревается, а затем энергия сжатого и нагретого газа преобразуется в механическую работу на валу газовой турбины. Рабочий процесс ГТД может осуществляться с непрерывным сгоранием топлива при постоянном давлении или с прерывистым сгоранием топлива при постоянном объёме.

В 1791 английский изобретатель Дж. Барбер впервые предложил идею создания ГТД с Газогенератором, поршневым Компрессором, камерой сгорания и газовой турбиной. Русский инженер П. Д. Кузьминский в 1892 разработал проект, а в 1900 построил ГТД со сгоранием топлива при постоянном давлении, предназначенный для небольшого катера. В этом ГТД была применена многоступенчатая газовая турбина. Испытания не были завершены из-за смерти Кузьминского. В 1900--04 немецкий инженер Ф. Штольце пытался создать ГТД, но неудачно. В 1906 французский инженер Р. Арманго и Ш. Лемаль построили ГТД, работавший на керосине, со сгоранием топлива при постоянном давлении, но из-за низкого кпд он не получил промышленного применения. В 1906 русский инженер В. В. Караводин спроектировал, а в 1908 построил бескомпрессорный ГТД с 4 камерами прерывистого сгорания и газовой турбиной, который при 10000 об/мин развивал мощность 1,2 квт (1,6 л. с.). В 1908 по проекту немецкий инженера Х. Хольцварта был построен ГТД прерывистого горения. К 1933 кпд ГТД с прерывистым горением составлял 24%, однако они не нашли широкого промышленного применения. В России в 1909 инженер Н. В. Герасимов получил патент на ГТД, который был использован им для создания реактивной тяги (турбореактивный ГТД). В 1913 М. Н. Никольской спроектировал ГТД мощностью 120 квт (160 л. с.) с трёхступенчатой газовой турбиной.

В 1923 В. И. Базаров предложил схему ГТД, близкую к схемам современных турбовинтовых двигателей; в 1930 В. В. Уваров при участии Н. Р. Брилинга спроектировал, а в 1936 построил ГТД с центробежным компрессором.

В 30-е гг. большой вклад в создание авиационных ГТД внесли советский конструктор А. М. Люлька, английский изобретатель Ф. Уиттл, немецкий инженер Л. Франц и др. В 1939 в Швейцарии был построен и испытан ГТД мощностью 4000 квт (5400 л. с.). Его создателем был словацкий учёный А. Стодола. В 1939 в Харькове, в лаборатории, руководимой В. М. Маковским, изготовлен ГТД мощностью 736 квт (1000 л. с.). В качестве топлива использован газ, получаемый при подземной газификации угля. Испытания этого ГТД в Горловке были прерваны Великой Отечественной войной. Большой вклад в развитие и совершенствование ГТД внесли советские учёные и конструкторы: А. Г. Ивченко, В. Я. Климов, Н. Д. Кузнецов, И. И. Кулагин, Т. М. Мелькумов, А. А. Микулин, Б. С. Стечкин, С. К. Туманский, Я. И. Шнеэ, Л. А. Шубенко--Шубин и др. За рубежом в 40-е гг. над созданием ГТД работали фирмы "Юнкерс", "БМВ" (Германия), "Бристол Сидли", "Роллс-Ройс" (Великобритания), " Дженерал электрик" и " Дженерал моторс" (США), "Рато" (Франция) и др.

Наибольшее промышленное применение получили ГТД с непрерывным сгоранием топлива при постоянном давлении. В таком ГТД (рисунок 1.1) сжатый атмосферный воздух из компрессора поступает в камеру сгорания, туда же подаётся топливо, которое, сгорая, нагревает воздух; затем в газовой турбине энергия газообразных продуктов сгорания преобразуется в механическую работу, большая часть которой расходуется на сжатие воздуха в компрессоре. Остальная часть работы передаётся на приводимый агрегат. Работа, потребляемая этим агрегатом, является полезной работой ГТД.

Полезная работа L_e, отнесённая к 1 кг рабочего тела, равна разности между работой L_t развиваемой турбиной при расширении в ней газа, и работой L_k, расходуемой компрессором на сжатие в нём воздуха. Графически рабочий цикл ГТД может быть представлен в PV-диаграмме, где Р -- давление, V -- объём (рисунок 1.2). Чем выше кпд компрессора и турбины, тем меньше L_K и больше L_T, т. е. полезная работа увеличивается. Повышение температуры газа перед турбиной также способствует росту полезной работы L¹_c (линия 3'4' на рис. 1.2). Экономичность ГТД характеризуется его эффективным кпд, который представляет собой отношение полезной работы к количеству тепла, затраченного на создание этой работы.

В современных ГТД кпд компрессоров и турбин соответственно составляет 0,88--0,9 и 0,9--0,92. температура газа перед турбиной в транспортных и стационарных ГТД составляет 1100--1200 К, а в авиационных достигает 1600 К. Достижение таких температур стало возможным благодаря изготовлению деталей ГТД из жаропрочных материалов и применению охлаждения его элементов. При достигнутом совершенстве проточной части и температуре газов 1000 К кпд двигателя, работающего по простейшей схеме, не превышает 25%. Для повышения кпд тепло, содержащееся в выходящем из турбины газе, используется в рабочем цикле ГТД для подогрева сжатого воздуха, поступающего в камеру сгорания. Теплообмен между отходящими газами и сжатым воздухом, поступающим в камеру сгорания, происходит в регенеративных теплообменниках, а рабочий процесс ГТД, в котором утилизируется тепло выходящих из турбины газов, называется регенеративным. Повышению кпд способствуют также подогрев газа в процессе его расширения в турбине, совместно с использованием тепла выходящих газов, и охлаждение воздуха в процессе его сжатия в компрессоре (рисунок 1.3). При этом полезная работа возрастает благодаря увеличению работы L_m развиваемой турбиной, и уменьшению работы L_K, потребляемой компрессором. Схема такого ГТД в 30-е гг. была предложена советским учёным Г. И. Зотиковым. Компрессор и турбина низкого давления находятся на одном валу, который не связан с валом привода, например, генератора, гребного винта. Их частота вращения может изменяться в зависимости от режима работы, что существенно улучшает экономичность ГТД при частичных нагрузках.

ГТД могут работать на газообразном топливе (природном газе, попутных и побочных горючих газах, газогенераторных газах, газах доменных и сажевых печей и подземной газификации); на жидком топливе (керосине, газойле, дизельном топливе, мазуте); твёрдом топливе (угольной и торфяной пыли). Тяжёлые жидкие и твёрдые топлива находят применение в ГТД, работающих по полузамкнутому и замкнутому циклу (рисунок 1.4). В ГТД замкнутого цикла рабочее тело после совершения работы в турбине не выбрасывается, а участвует в следующем цикле. Такие ГТД позволяют увеличивать единичную мощность и использовать в них ядерное топливо. ГТД нашли широкое применение в авиации в качестве основных двигателей силовых установок самолётов, вертолётов, беспилотных летательных аппаратов и т.п. ГТД используют на тепловых электростанциях для привода электрогенераторов; на передвижных электростанциях, например в энергопоездах; для привода компрессоров (воздушных и газовых) с одновременной выработкой электрической и тепловой энергии в нефтяной, газовой, металлургической и химической промышленности; в качестве тяговых двигателей газотурбовозов, автобусов, легковых и грузовых автомобилей, гусеничных тракторов, танков; как силовые установки кораблей, катеров, подводных лодок и для привода вспомогательных машин и механизмов (лебёдок, насосов и др.); на объектах военной техники в качестве энергетических и тяговых силовых установок. Область применения ГТД расширяется. В 1956 мощность ГТД во всём мире составила 900 Мвт, к 1958 она превысила 2000 Мвт, а к началу 1968 достигла 40 000 Мвт (без авиации и военной техники). Наибольшая единичная мощность выпускаемых в СССР ГТД составляет 100 Мвт (1969). Достигнутый эффективный кпд двигателей -- 35%.

Развитие ГТД идёт по пути совершенствования его элементов (компрессора, турбины, камеры сгорания, теплообменников и др.), повышения температуры и давления газа перед турбиной, а также применения комбинированных силовых установок с паровыми турбинами и свободнопоршневыми генераторами газа. Эксплуатация таких установок в стационарной энергетике и на транспорте показала, что при утилизации тепла отходящих газов и высоком совершенстве основных элементов их эффективный КПД достигает 42--45%.

Рисунок 1.1 Газотурбинный двигатель: 1 -- центробежный компрессор; 2 -- камера сгорания; 3 -- топливная форсунка; 4 -- сопловой аппарат; 5 -- рабочее колесо турбины; 6 -- выхлопной патрубок

Рисунок 1.2 Рабочий цикл газотурбинного двигателя в PV-диаграмме: 1Р_НР₂2 -- L_К; 4Р_НР₂3 -- L_Т; 4 123 -- L_е; 4¹123¹ -- L¹₂.

Рисунок 1.3 Схема газотурбинного двигателя с регенерацией тепла, охлаждением воздуха в процессе сжатия и подогревом газа в процессе расширения: 1 -- пусковой двигатель; 2, 3, 4 -- компрессоры низкого, среднего и высокого давления; 5 -- камера сгорания; 6, 7 -- турбины высокого и низкого давления; 8 -- регенератор; 9 -- охладитель воздуха

Рисунок 1.4 Схема газотурбинного двигателя, работающего по замкнутому циклу 1 -- поверхностный нагреватель; 2 -- турбина; 3 -- компрессор; 4 -- охладитель; 5 -- регенератор; 6 -- аккумулятор воздуха; 7 -- вспомогательный компрессор.



1.2 Электрогенератор

Генератор снабжается системой воздушного или иного газового охлаждения и газовыми подшипниками и работает при частотах вращения 40000…100000 об/мин. Диапазон номинальных мощностей - от единиц киловатт до нескольких десятков мегаватт.

Предполагается, что генераторы подключаются через управляемый преобразователь частоты и напряжения к потребителю и снабжают его электроэнергией стабильных стандартных параметров. Для управления электроэнергетической установкой используется контроллерное управление. Соответствие качества электроэнергии и требования электромагнитной совместимости согласно ГОСТ 13109-97 можно обеспечить подходящим управлением преобразователя и использованием фильтров. Некоторые потребители типа простейших нагревателей, нетребовательные в отношении частоты, могут работать непосредственно от генератора.

Если синхронная машина или потребитель рассчитаны на достаточно высокое напряжение, можно использовать подходящие стандартные или специальные трансформаторы.

При запуске газотурбинного двигателя генератор используется в качестве стартера.

При высоких частотах вращения металлические и металлокерамические подшипники качения требуют применения интенсивной масляной смазки и имеют относительно небольшой ресурс из-за износа. Перспективнее применять газовые подшипники.

1.3 Преобразователь параметров электроэнергии

Управляемые преобразователи и промышленные контроллеры широко применяются в силовой технике. Некоторые затруднения могут возникнуть при реализации преобразователей при очень больших скоростях вращения и частотах генераторов. Но и в этих случаях можно подобрать для преобразователей подходящие IGBT-транзисторы.

Мощные генераторы рассчитываются на напряжение в несколько киловольт. Для согласования с допустимым напряжением силовых элементов выпрямителя необходим специальный трёхфазный высокочастотный трансформатор. Последний можно изготовить с навитым разъёмным сердечником и обмотками из такой же стали и такого же провода, как у генератора. При высокой частоте трансформатор имеет небольшие габариты.

Между инвертором преобразователя и потребителем электроэнергии при необходимости можно использовать подходящий стандартный трансформатор.

Рисунок 1.5 Общая функциональная схема электрической части ГТУ: ГТД - газотурбинный двигатель; Г - электрический генератор; Т1 - высокочастотный трансформатор; УП - управляемый преобразователь напряжения и частоты; Т2 - трансформатор промышленной частоты

1.4. Вопросы управления ЭЭУ

Автоматическое управление параметрами электроэнергии генератора и процессами газотурбинной установки целесообразно возложить на современный полупроводниковый контроллер. Соответствующим управлением можно минимизировать содержание высших гармоник в токе обмотки статора.

Высокоскоростной синхронный генератор с возбуждением от постоянных магнитов вырабатывает напряжение в несколько кГц, значение и частота которого зависят от частоты вращения и величины и характера нагрузки. Первичный двигатель - ГТД - имеет наибольший КПД и хорошие рабочие свойства в достаточно узком диапазоне скоростей, поэтому целесообразно поддерживать его частоту вращения автоматическим изменением подачи топлива. Вследствие отсутствия обмотки возбуждения затруднительно стабилизировать напряжение генератора.

С учетом необходимости понижения и стабилизации частоты и стабилизации напряжения при изменении нагрузки электроэнергетическую установку дополняем двухзвенным преобразователем частоты и напряжения с промежуточным звеном постоянного тока, построенным по схеме неуправляемый выпрямитель - автономный инвертор напряжения с ШИМ с обратной связью по выходному напряжению.



2. Техническое задание на разработку электроэнергетической установки

В качестве преобразователя механической энергии ГТУ в электрическую принят оригинальный высокоскоростной синхронный генератор с возбуждением от современных постоянных магнитов из сплава Nd-Fe-B [4,5].

Предлагаемый генератор содержит корпус 1, снабжённый торцевыми щитами 2, 3, и сердечник статора 4, снабжённый трёхфазной обмоткой 5. В цилиндрической полости сердечника статора размещён ротор 6, содержащий индуктор и подшипниковый узел. Последний выполнен с возможностью газостатического поддержания ротора. Для этого наружной поверхности ротора придана цилиндрическая форма, причём он размещён в полости тонкой цилиндрической втулки 7, выполненной из немагнитного неэлектропроводного антифрикционного материала и зафиксированной от проворачивания в торцевых щитах. Между внешней поверхностью втулки и клиньями пазов сердечника статора образованы продольные каналы 8. Между ротором и втулкой имеется зазор, открытый со стороны торцевых щитов и сообщающийся с продольными каналами кольцевым рядом сквозных отверстий 9 в стенке втулки. Кроме того, краевые участки ротора выполнены в виде цилиндрических втулок 10, внешний диаметр которых равен диаметру ротора. При этом длина опорной поверхности втулки и ротора превышает длину индуктора. Часть ротора, прилегающая к оси его симметрии, выполнена в виде вала 11, предпочтительно полого, с возможностью жёсткой фиксации с валом компрессора. Зазор между втулкой и поверхностью ротора сообщается с полостью вала радиальными отверстиями, выполненными во втулке. (У нас это не показано).

При такой конструкции обеспечивается возможность использования газового слоя в зазоре между статором и ротором машины для организации газового подшипника и за счёт этого отказа от подшипников качения. Ротор выполняет роль цапфы а обращённая к нему поверхность втулки служит опорным отверстием, в котором эта цапфа размещена. Кроме того, повышается ресурс машины при работе на повышенных и высоких частотах вращения. Одновременно обеспечивается возможность использования охлаждающего газа в качестве смазывающего агента для формирования газостатического подшипника. При этом обеспечивается минимальный прогиб вала.

Такая конструкция позволит обеспечить высокую надёжность работы высокооборотного генератора без увеличения её массогабаритных показателей.

Ротор электрогенератора содержит втулку-вал 11 из немагнитного материала и надетый на нее цилиндр, составленный из полюсов 12, выполненных из магнитомягкого материала, чередующихся с постоянными магнитами 13. Внешние радиальные торцы магнитов перекрыты немагнитными металлическими клиньями 14, внешняя поверхность которых соответствует кривизне внешней поверхности цилиндра. Немагнитная втулка-вал 11, цилиндр 12, немагнитные клинья 14 и краевые цилиндрические втулки 10 ротора скреплены вакуумно-диффузионной сваркой. Такая конструкция ротора допускает, согласно расчётам прочности, окружные скорости на поверхности ротора до 300 м/с. (смотреть приложение1)

Из-за высокой частоты вращения диаметр ротора ограничен условиями механической прочности. Поэтому ограничен также радиальный размер призматических постоянных магнитов. В этих условиях предпочтительно тангенциальное намагничивание магнитов. Важной особенностью конструкции с тангенциальным намагничиванием является возможность получения рабочих индукций в зазоре, превышающих индукцию на поверхности магнита.

Для сердечника статора используется тонколистовая электротехническая сталь (толщиной 0,05 мм и менее), пригодная для работы в высокочастотных полях. Обмотка статора выполняется из высокочастотного провода для уменьшения влияния эффекта вытеснения тока.



3. Электромагнитный расчёт генератора

3.1 Техническое задание на электромагнитный расчет синхронного генератора

Номинальная мощность, Вт 100000

Номинальная частота вращения, об/мин 68000

Число пар полюсов 3

Максимальная линейная скорость

на поверхности ротора, м/с 300

Число фаз 3

Соединение фаз

Номинальное фазное напряжение, В 250

Номинальный коэффициент мощности 0,85

Постоянные магниты:

- марка;

- остаточная магнитная индукция, Тл 1,2

- коэрцитивная сила по индукции, А/м 875000 .

Марка стали статора 2441 и ее данные:

- толщина листов 0,05 мм;

- удельные потери при индукции В_н=0,5 Тл

и частоте 3000Гц, Вт/кг [15] ;

- плотность, кг/м³ ;

- коэффициент заполнения пакета сталью [4] .

Сплав для полюсов:

- марка 48КНФ;

- удельное сопротивление, Ом•м [15] ;

- относительная магнитная проводимость, [15] .

Марка высокочастотного обмоточного провода ЛЭНП или ЛЭТЛО.

Охлаждение генератора принудительное (воздушное или газовое).

3.2 Принятые в расчете постоянные величины

Относительный шаг обмотки якоря 1

Немагнитный зазор между статором и ротором, м 0,001

Радиальная высота клиньев ротора, м 0,3

Магнитная проницаемость вакуума, Гн/м

Удельное сопротивление меди при 115 ⁰С

Обозначение основных размеров показано на рисунке 3.1.

Рисунок 3.1 Поперечное сечение ротора генератора:

- тангенциальная длина магнита; - радиальная высота магнита; - внутренний диаметр расположения магнитов;- внешний диаметр ротора; - геометрический размер



3.3 Расчет высокоскоростного синхронного генератора с возбуждением от постоянных магнитов

1. Частота напряжения, Гц

.

2. Внешний диаметр ротора, м

.

3. Полюсное деление ротора, м

.

4. Конструктивный коэффициент полюсного перекрытия

,

принимается в пределах 0,6…0,85 [8].

5. Расчетный коэффициент полюсного перекрытия, принимается в пределах:

.

6. Геометрический размер , показанный на рис. 3, принимается в относительных единицах:

,

в пределах 0,1…0,2 [8].

7. Внутренний диаметр расположения магнитов (рис. 1), м

.

8. Радиальная высота магнита, м

.

9. Тангенциальная длина магнита, м

.

После расчета радиальных размеров ротора выполняется расчет механической прочности ротора (в COSMOS). Коэффициент запаса прочности должен входить в пределы 1,5…2 [23]. При необходимости уточняются значения D, d, p, , _p, Д_z. Ниже используются уточненные значения этих величин.

10. Число пазов на полюс и фазу принимается q, равное целому числу, такое, чтобы зубцовое деление t_z в п.13 было не меньше (0,013…0,015) м. Принимается q=1.



11. Число пазов статора

.

12. Внутренний диаметр статора, м

.

13. Полюсное и зубцовое деление статора, м

;

.

14. Относительная ширина паза статора, предварительно принимается в пределах [8]:

.

15. Ширина паза статора, предварительно, м

.

Окончательное значение уточняется в п. 91.

16. Коэффициент воздушного зазора:



,

17. Коэффициент насыщения магнитной цепи принимается в пределах [8]:

.

18. Расчетный немагнитный зазор, м

.

19. Относительный немагнитный зазор

.

20. Коэффициент рассеяния магнита принимается в пределах [8]:

.

Уточняется в п. 59.

21. Удельная магнитная проводимость рассеяния обмотки якоря принимается предварительно в пределах [8]:

.

Уточняется в п. 112.

22. Относительная магнитная проницаемость магнита

.

23. Относительная тангенциальная длина магнита:

.

24. Относительная магнитная проводимость немагнитного зазора [8]:

.

25. Относительная магнитная проводимость рассеяния магнита [8]:

.

26. Обмоточный коэффициент принимается предварительно в пределах [4]:

=1.

27. Относительная магнитная проводимость рассеяния обмотки якоря [26]



По рисунку3.2 определяем:

, , .

Рисунок 3.2 Коэффициенты продольной и поперечной реакции якоря [26]

.



28. Относительная ЭДС холостого хода [6]:

.

29. Относительный ток короткого замыкания [8]:

.

30. Линейная токовая нагрузка принимается в зависимости от системы охлаждения машины в диапазоне (15…55)10³ А/м [8]. Для системы принудительного охлаждения принимают, А/м:

.

Уточняется в п. 86, проверка в п. 137

31. Относительный номинальный рабочий ток [8]:



32. Отношение рабочего тока к току короткого замыкания [8]:

.

33. Отношение номинального рабочего напряжения к ЭДС холостого хода [8]:

Обычно значение находится в пределах (0,7…0,9) [8]. Для обеспечения нормальной внешней характеристики, оптимальное значение, обеспечивающее оптимальное использование магнитов [8]:

.

34. Коэффициент использования генератора по мощности [6]:

.

35. Коэффициент заполнения ротора магнитами [8]:

.

36. Осевая длина магнитов, м [6, 8]:

Расчет проводимостей рассеяния магнитов и полюсов

37. Угол между осями соседних магнитов (рисунок 3.3):

.

38. Коэффициент возврата магнита:

.

Рисунок 3.3 Магнитные проводимости рассеяния магнитов и полюсов: - проводимость бокового рассеяния полюсов; - проводимость бокового рассеяния полюсов в зоне немагнитных клиньев; - боковая проводимость рассеяния магнита; - угол между осями соседних магнитов; - проводимость торцевого рассеяния полюсов; - торцевая проводимость рассеяния магнита

39. Площадь поперечного сечения магнита, м²:

.

40. Вспомогательная величина, зависящая от тангенциальных размеров магнита [6]:

41. Проводимость рассеяния фиктивного электромагнита [6]:

.

42. Коэффициент [6]:

.

43. Геометрические размеры [6]:

, .

Коэффициент , одновременно учитывающий снижение магнитного потока рассеяния из-за конечной проницаемости постоянных магнитов и неравномерное распределение удельной МДС по высоте магнита, определяется по рисунку 3.4 кривая 3 [6]. =0,37

44. Клин выполняется из немагнитного материала (нержавеющая немагнитная сталь или титан), поэтому его относительная магнитная проницаемость:

.

Рисунок 3.4 Кривые для расчета проводимостей рассеяния магнита

1 - ; 2 - ; 3 - [6]

45. Боковая проводимость рассеяния магнита [6]:

46. Торцевая проводимость рассеяния магнита [6]:

.



47. Проводимость рассеяния магнита [6]:

.

48. Геометрический размер по [6]:

.

49. Проводимость бокового рассеяния полюсов [6]:

50. Проводимость бокового рассеяния полюсов в зоне немагнитных клиньев [6]:

.



51. Коэффициенты для расчёта проводимости торцевого рассеяния полюсов [6]:

,

,

.

52. Проводимость торцевого рассеяния полюсов в зоне немагнитных клиньев [6]:

53. Коэффициенты для расчёта проводимости торцевого рассеяния полюсов [6]:

,

,

.

54. Проводимость торцевого рассеяния полюсов [6]:

.

55. Проводимость рассеяния полюсов [6]:

.

56. Проводимость рассеяния ротора [6]:

.

57. Масштаб для магнитной проводимости:

.

58. Относительная проводимость рассеяния ротора:

.



59. Коэффициент рассеяния магнитов:

.

Если полученное значение значительно отличается от ранее принятого в п. 20, необходимо сделать итерации, обычно подставляя полученное значение в п. 20 в качестве .

60. Осевая длина сердечника статора принимается на 0,01…0,02 м больше осевой длины магнитов [4]. Предварительно:

.

Уточняется в п. 63.

61.

.

L₁=

62. Суммарная длина пакетов сердечника статора, м:

.

63. Геометрический фактор:

.

В машинах без газового подшипника допускают значение л?(3…4) [8]. В машинах, в которых организован газовый подшипник по всей длине ротора [1-3, 13], значение л принимают исходя из конструктивных соображений.

64. Относительная индукция магнита на холостом ходу [8]:

.

65. Относительная полезная индукция магнита на холостом ходу [8]:

.

66. Относительная индукция в зазоре на холостом ходу [8]:

.

67. Индукция в зазоре на холостом ходу, Тл:

.

68. Значение индуктивного сопротивления рассеяния якоря в традиционных относительных единицах:

.

69. Отношение результирующей ЭДС к напряжению генератора [8]:

.

70. Рабочая индукция в зазоре с учётом влияния рассеяния якоря, Тл:

.

71. Плотность тока в обмотке статора предварительно принимается в диапазоне А/м² в зависимости от системы охлаждения машины [8]. При принудительной системе охлаждения принимают А/м². Уточнения делаются в п. 93.

72. Коэффициент использования паза без учёта каналов охлаждения, клина и усика предварительно принимается в диапазоне .

Сравнивается с значением в п. 92.

73. Глубина паза, необходимая для размещения проводников обмотки статора (рисунок 3.5), предварительно, м:

.



Рисунок 3.5 Паз статора

Паз закрывается клином высотой h_кл, м. Высота клина зависит от ширины паза в п. 15. можно принять: h_кл =0,0025м

Под клиньями пазов статора кроме усика h_ус=0,001 м могут быть предусмотрены осевые вентиляционные каналы высотой h_охл0,005 м.

74. Глубина паза с учётом клина, усика и канала охлаждения, предварительно, м:

.

Значения и уточняются в п. 91 после выбора размеров провода и пазовой изоляции статора.



75. Максимальная индукция в зубце, предварительно, Тл:

.

Желательно, чтобы Тл для ограничения потерь в стали зубца. Если получается Тл, следует уменьшить в п. 14.

76. Средняя индукция в зубце, предварительно, Тл:

Уточняется в п. 123.

77. Индукция в ярме статора принимается в пределах В_а=(0,35…0,5) Тл при частоте 4000…2000 Гц [18, 19]. В_а=0,4

78. Высота спинки статора [65], м:

.

79. Обмоточный коэффициент обмотки статора:

80. Число витков фазы [8]:

Уточняем в п. 86

81. Число параллельных ветвей фазы обмотки статора принимается вначале .

82. Число эффективных проводников в пазу [8]

.

Подбором числа параллельных ветвей в пределах - целое число, добиваются значения u_п, близкого к целому чётному числу, которое и принимают за u_п.

83. Номинальный фазный ток, А:

84. Уточнённое значение числа витков:

.

85. Сечение эффективного проводника для обмотки статора, предварительно рассчитываем, м²:

.



Уточняется в п. 87.

86. Для обмотки статора выбирают высокочастотный провод на частоты 4 или 10 кГц: прямоугольный марки ЛЭНП или круглый марки ЛЭТЛО, табл. №№ 1, 2 [20]. Лучше прямоугольный провод, так как пазы статора обычно открытые, с параллельными стенками.

Таблица 3.1 Сечение меди и максимальные внешние размеры прямоугольного провода марки ЛЭНП для частоты не более 10 кГц [20]

Сечение q, м2	Число проволок диаметром 0,5 мм	Максимальные внешние размеры, м
1	2	3
11,1910-6	57	(4,1х4,7)10-3
13,7410-6	70	(4,4х5,4) 10-3
17,2010-6	87	(5,4х5,4 и 4,1х7,2) 10-3
26,2910-6	134	(6,2х7,2) 10-3
30,4210-6	155	(5,4х9,6) 10-3
35,3310-6	180	(6,2х9,7 и 7,2х8,3) 10-3
40,8110-6	208	(6,2х10,9) 10-3
49,0610-6	250	(7,2х11,1 и 8,3х10,6) 10-3
56,5210-6	288	(7,2х12,9) 10-3

Таблица 3.2 -Сечение меди и максимальный внешний диаметр круглого провода марки ЛЭТЛО для частоты не более 10 кГц [20]

Номинальное сечение жилы q, м2	Число проволок	Внешний диаметр провода, м	Частота не более, кГц
1,6	8	2,5	4
1,6	20	2,4	10
2,0	10	2,7	4
2,0	26	2.7	10
2,5	13	2,9	4
2,5	32	2,9	10
3,0	15	3,2	4
3,0	39	3,3	10
4,0	21	3,6	4
4,0	51	3,8	10
5,0	26	3,8	4
5,0	65	4,1	10
6,0	31	4,2	4
6,0	78	4,4	10
6,5	37	4,1	10
8	41	5,0	4
8,0	102	5,1	10
10,0	51	5,5	4
10,0	129	5,7	10
12,0	60	6,1	4
12,0	155	6,5	10
16,0	81	6,8	4
16,0	205	7,3	10
20,0	102	7,6	4
20,0	255	8,1	10

Из номенклатуры выбирают подходящий проводник сечением q_эф, близким к и ориентируют его по ширине и высоте паза с учётом определённых ранее ширины и высоты паза статора (см. п.п. 15 и 75, 76). При необходимости можно разбить проводник на два элементарных n_эл=2, которые укладывают в паз по ширине. В итоге определяют сечение q_эл, ширину b_пр и высоту h_пр элементарного проводника, и их количество n_эл в слое по ширине паза.

87. Действительное сечение эффективного проводника, м²:

,

должно быть близким к в п. 85.

88. Выбирается пазовая изоляции в зависимости от напряжения генератора по табл. А.1-А.4 в приложении А [4]. Например, для генераторов с номинальным напряжением до 660 В суммарная толщина гильзовой пазовой изоляции составляет по ширине b_из=0,0023 м и по высоте h_из=0,0058 м.

89. Уточнённые размеры паза статора, м:

- ширина

;

-высота без усика, клина и канала охлаждения

;

-полная высота паза с клином, каналом охлаждения и усиком

.

При этом ширина b_n должна быть близкой к значению в п. 15. Полная высота h_n должна совпадать с значением в п. 76, иначе следует корректировать значение за счёт изменения в п. 14.

90. Действительный коэффициент использования паза без учёта клина, усика и канала охлаждения (для информации):

.

Сравнить со значением в п.74. Итерации не требуются.

91. Действительная плотность тока в обмотке статора, А/м²:



92. Число витков в катушке:

.

93. Наружный диаметр сердечника статора, м:

.

Расчёт проводимостей рассеяния якоря

Необходимые для расчёта размеры паза показаны на рисунке. 3.6.

94. Расстояние между проводниками в слоях паза h₀ зависит от напряжения машины. Например, при напряжении до 660 В оно равно 1,6+0,5 мм [4]. Итак: h₀=0,0021 м.

95. Расстояние от проводников паза до поверхности зубца, м:

.

96. Суммарная высота проводников обоих слоёв с изоляцией между ними, м:

.



Рисунок 3.6 Размеры к расчёту проводимости пазового рассеяния

97. Коэффициенты:

,

.

98. Коэффициент магнитной проводимости пазового рассеяния для открытого паза [4]:

.

99. Для оценки рассеяния по коронкам зубцов необходимо вычислить отношение и по нему и рисунок 3.7 определить значение л_k1 [4].

100. Коэффициент магнитной проводимости рассеяния по коронкам зубцов [4]:

.

Рисунок 3.7 Зависимость л_k1 от отношения [4]

101. Коэффициент магнитной проводимости дифференциального рассеяния [4]:

.



102. Некоторые размеры лобовых частей обмотки статора из прямоугольного провода в зависимости от напряжения машины можно определить по табл. 3 [4]. Для напряжения не более 660 В: S_t=0,0035 м, B₁=0,025 м.

Таблица 3.3 К расчёту размеров лобовых частей катушек из прямоугольного провода

Напряжение , В	, м	, м
660	0,0035	0,025
3000…3300	0,005…0,006	0,035…0,04
6000…6600	0,006…0,007	0,035…0,05
10000	0,007…0,008	0,06…0,065

Примечания:

1) меньшие значения для катушек с непрерывной изоляцией;

2) S_t - расстояние между проводниками соседних катушек в лобовой части обмотки;

3) B₁ - вылет прямолинейной части катушек после выхода проводников из паза.

105. Коэффициент:

.

106. Ширина катушки, м:

.



107. Длина одной лобовой части, м:

.

108. Вылет лобовой части, м:

.

109. Средняя длина витка обмотки статора, м:

.

110. Длина проводников фазы статора, м:

.

111. Коэффициент магнитной проводимости лобового рассеяния [4]:

.

112. Суммарное значение коэффициентов магнитной проводимости рассеяния обмотки якоря:

.



В п.2.1 было принято предварительное значение проводимости рассеяния якоря Ул^/. В случае расхождения более 5% от Ул следует выполнить итерацию, возвращаясь к п.2.1.

113. Объём магнитов, м³ [8]:

Проверка:

.

114. Объём меди провода обмотки якоря, м³

.

115. Потери в обмотке якоря, Вт

.

116. Масса стали спинки статора, кг:

.

117. Коэффициенты увеличения потерь в стали при технологической обработке принимаются:

- для зубцов k_дz=2,0;

- для спинки k_да=1,4.

118. Удельные потери в стали марки 2441 при индукции B_н=0,5 Тл и частоте 3000 Гц составляют р₀=25 Вт/кг.

119. Магнитные потери в стали спинки статора, Вт:

120. Средняя ширина зубца статора, м:

.

121. Масса зубцов статора, кг:

122. Среднее (окончательное) значение магнитной индукции в зубце, Тл:

.

123. Потери в стали зубцов статора, Вт:



124. Механические потери при охлаждении воздухом, Вт [7]:

1.) Аэродинамические потери на трение поверхности ротора о воздух:

,

где 110000 Па - небольшое избыточное по сравнению с атмосферным давление в газовом пространстве ротора;

l_р - суммарная осевая длина трущейся о воздух поверхности ротора:

- при газостатических подшипниках на двух концах вала ;

- при газостатическом подшипнике по всей длине ротора

.

Динамическая вязкость воздуха, Pa/s

мв=0,00001821

Радиус цапфы газового подшипника, м

Длинна опорной поверхности подшипника, м

Принимается суммарная длина подшипников (газостатического и радиального ЛГП) равной полной длине ротора.

Относительный эксцентриситет ?=0,051

Частота вращения, 1/с



Момент трения в подшипнике, Нм

Мощность потерь на трение в газовых подшипниках, Вт

При газостатическом подшипнике по всей длине ротора следует принять P_тп=0.

125. При охлаждении машины гелием механические потери пересчитываются пропорционально плотности,: для воздуха г_а=1,204кг/м³, для гелия г_г=0,16639 кг/м³.

Следовательно, при охлаждении гелием:

.

126. Частота колебаний индукции поля из-за зубчатости статора, Гц:

.



Для оценки потерь от этих пульсаций поля будем считать ротор сплошным, выполненным из магнитно-мягкого сплава 48 КНФ (без учёта немагнитных металлических клиньев).

127. Глубина проникновения пульсаций поля в металл ротора из-за зубчатости статора [7, 18], м:

.

Если a_wz?(0,1…1,6)10^-6 м, можно пренебречь пульсационными потерями.

128. Глубина проникновения в ротор пятой и седьмой гармоник полей статора:

.

Если a_w?(0,1…1,6)10^-6 м, можно пренебречь поверхностными потерями.

129. Добавочные потери:

.

130. Суммарные потери, Вт:

- при охлаждении воздухом

.



- при охлаждении гелием

.

131. Коэффициент полезного действия:

- при охлаждении воздухом

.

- при охлаждении гелием

.

132. Масштабы тока и ЭДС [6]:

;

.

133. Проверка ЭДС, В:

;

.



Разница значений этих ЭДС должна быть не более 2% .

134. Проверка мощности, ВА:

- при охлаждении воздухом

.

-при охлаждении гелием

;

.

Разница значений этих мощности должна быть не более 2%.

135. Проверка токов, А:

;

.

Разница значений этих токов должна быть не более 2%.

136. Проверка линейной нагрузки, А/м:

Обычно значение А₁ получается меньше значения А, так как ранее в формулах использовалось значение диаметра ротора D, а в формуле для А₁ - значение D_s > D. При малых значениях зазора между статором и ротором и больших диаметрах это различие незначительно. В высокоскоростных машинах, наоборот, зазор большой, а диаметры небольшие. Кроме того, в п. 86 округляется число проводников в пазу u_п.

Проверка с учётом сказанного даёт значение:

,

которое должно практически совпадать со значением А в п. 28.

137. Внешняя характеристика. Данные для её построения вычисляются по формуле:

,

где ?_г=0…1.

Рисунок 3.8 Внешняя характеристика

Определение параметров машины

138. Синхронное индуктивное сопротивление обмотки якоря по продольной оси, Ом:

.

139. Индуктивное сопротивление рассеяния обмотки якоря, Ом:

.

140. Индуктивность рассеяния обмотки статора:

.

141. Индуктивное сопротивление реакции якоря по продольной оси, Ом:

.

142. Коэффициент формы кривой поля по продольной и поперечной реакции якоря СГПМ при постоянном немагнитном зазоре:

.

По графику рис. 3.8 определяем k_q.

;

.



143. Индуктивное сопротивление реакции якоря по поперечной оси, Ом:

.

144. Синхронное индуктивное сопротивление обмотки якоря по поперечной оси, Ом:

.

145. Индуктивности обмотки якоря, соответствующие реакции якоря, Гн:

;

.

146. Индуктивности обмотки якоря (полные), Гн:

- по продольной оси

;

- по поперечной оси



.

147. Индуктивные сопротивления рассеяния контуров массивных полюсов, как эквивалентной демпферной обмотки, приведенные к обмотке якоря, Ом:

,

Koe=2

,

где s_c - скольжение.

При коротком замыкании и при изменении нагрузки генератора надо полагать, что скольжение равно единице, при расчете пусковых характеристик скольжение переменное.

I_nd - ток на поверхности полюсов, о.е.

Ток на поверхности полюсов при коротком замыкании равен единице, при расчете пусковых характеристик приблизительно равен ожидаемой кратности тока.

K_oe - принимается в пределах (1,4…2).

148. Индуктивности рассеяния эквивалентных контуров ротора:

;

.

149. Коэффициенты взаимной индукции (взаимоиндуктивности) обмотки статора с эквивалентными контурами полюсов ротора М_and и M_anq и наоборот (они одинаковы у приведенных контуров) М_nad и M_naq:

;

.

150. Полные индуктивности эквивалентных контуров ротора:

;

.

151. Активные сопротивления контуров массивных полюсов, как эквивалентной демпферной обмотки, приведенные к обмотке якоря, Ом:

;

.

152. Сверхпереходные индуктивные сопротивления обмотки якоря, Ом:

;

.

153. Сверхпереходные индуктивности обмотки якоря, Гн:

- по продольной оси

;

- по продольной оси

.

154. Активное сопротивление фазы обмотки якоря, Ом:

,

в традиционных относительных единицах:

.

Проверка сопротивления по потерям:

155. Сверхпереходные активные сопротивления машины, Ом:



4. Расчёт и выбор элементов преобразователя

4.1 Расчет выпрямителя

Выпрямителем называется статический преобразователь электрической энергии переменного тока в постоянный ток. Такой преобразователь представляет собой электрический агрегат, силовая часть которого состоит общем случае из следующих основных узлов (рисунок 4.1)

А) трансформатора Тр;

Б) блока полупроводниковых элементов V;

В) выходного фильтра Ф.

Рисунок 4.1 Структурная схема выпрямителя

Силовой трансформатор служит для согласования входного и выходного напряжений выпрямителя. Возможны различные соединения обмоток трансформатора соответственно с различными схемами выпрямления. Напряжение вторичной обмотки трансформатора U2 определяет значение выпрямленного напряжения Uн (или Ud).

Трансформатор позволяет одновременно гальванически развязать питающую сеть U1, I1 с частотой f1, и цепь нагрузки с Uн, Iн (или Ud, Id). В последнее время в связи с появившейся возможностью разрабатывать и изготавливать высоковольтные инверторы, работающие на высокой частоте и при непосредственном выпрямлении напряжения сети, используются беcтрансформаторные схемы выпрямления, в которых вентильный блок присоединяется непосредственно к первичной питающей сети.

Рисунок 4.2 Трехфазная мостовая схема выпрямителя

Вентили 1,3,5 образуют катодную, а вентили 2,4,6 - анодную группы (рис.1). Из катодной группы ток пропускает тот вентиль, к аноду которого подводится большее положительное напряжение.

Вентильный блок выпрямляет переменный ток, подключая вторичное напряжение соответствующей фазы трансформатора к цепи постоянного тока. В вентильном блоке используются, как правило, полупроводниковые диоды или сборки на их основе. На выходе вентильного блока получают знакопостоянное напряжение с высоким уровнем пульсаций, определяемым только числом фаз питающей сети и выбранной схемой выпрямления.

Фильтрующее устройство обеспечивает требуемый уровень пульсаций выпрямленного тока в цепи нагрузки. В качестве ФУ используются последовательно включаемые резистор или сглаживающий дроссель и параллельно включаемые конденсаторы. Иногда ФУ строится по более сложным схемам. В выпрямителях малой мощности установка резистора или дросселя не обязательна.

Среднее выпрямленное напряжение Ud данного выпрямителя

U_d = (3 6/р)U = 2,34 U₂=2,34 250=585 В

Максимальное обратное напряжение вентиля данной схемы

Среднее значение тока вентиля

Частота пульсации выпрямленного напряжения

w_п=6w_сети=6*3400=20400

Ток в нагрузке протекает в течение обоих полупериодов переменного напряжения, как и ток во вторичной обмотке трансформатора имеющий форму синусоиды.

Действующее значение тока вторичной обмотки трансформатора

А,

Выпрямительные свойства полупроводниковых диодов характеризуются рядом параметров, определяющих токи и напряжения в прямом и обратном направлениях. Эти параметры определяются вольт-амперной характеристикой



Рисунок 4.3 Семейство вольт-амперных характеристик IGBT-транзистора

По полученным данным можем выбрать транзистор для схемы выпрямителя.

Выбираем IKP40N65H5 IGBT-транзисторы с напряжением коллектор-эмиттер 650В, 15А, выполненные по технологии TRENCHSTOP™ 5 [5]

Выбор сглаживающего фильтра

Сглаживание пульсаций выпрямленного напряжения осуществляется более эффективно при помощи фильтров, составленных из повторяющихся Г-образных или П-образных звеньев.

Рисунок 4.4 RC и LC фильтры

Размещено на Allbest.ru