Двухполюсный турбогенератор типа ТВ

Размещено на http://www.allbest.ru/

Размещено на http://www.allbest.ru/

Министерство образования и науки Российской Федерации

Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение

высшего образования

«НАЦИОНАЛЬНЫЙ ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ

ТОМСКИЙ ПОЛИТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ»

ПОЯСНИТЕЛЬНАЯ ЗАПИСКА

к курсовому проекту/работе

по дисциплине «Электрические машины»

на тему Двухполюсный турбогенератор типа ТВ

Выполнил

студент гр. 5А4А

Мальцев Алексей Петрович

Руководитель

ассистент кафедры ЭКМ

Падалко Дмитрий Андреевич

Томск 2016 г.



ОГЛАВЛЕНИЕ

двухполюсный турбогенератор охлаждение водородный

ВВЕДЕНИЕ

1. ВЫБОР ОСНОВНЫХ РАЗМЕРОВ

2. ОБМОТОЧНЫЕ ДАННЫЕ СТАТОРА

3. ОБМОТОЧНЫЕ ДАННЫЕ РОТОРА

4. ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫЙ РАСЧЕТ

4.1 Расчет магнитной цепи

4.2 Характеристика холостого хода

5. ИНДУКТИВНЫЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ ОБМОТКИ СТАТОРА В УСТАНОВИВШИХСЯ РЕЖИМАХ

6. ТОК ВОЗБУЖДЕНИЯ ПРИ НАГРУЗКЕ, ДИАГРАММА ПОТЬЕ

6.1 Диаграмма Потье

6.2 Определение ОКЗ и статической перегружаемости

7. ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ, ПОСТОЯННЫЕ ВРЕМЕНИ, ТОКИ КОРОТКОГО ЗАМЫКАНИЯ

7.1 Расчёт электрических параметров и постоянных времени

7.2 Весовые характеристики турбогенератора

8. РАСЧЕТ ПОТЕРЬ И КОЭФФИЦИЕНТА ПОЛЕЗНОГО ДЕЙСТВИЯ

8.1 Потери короткого замыкания

8.2 Потери холостого хода

8.3 Механические потери

9. ХАРАКТЕРИСТИКИ ТУРБОГЕНЕРАТОРА

9.1 Характеристики короткого замыкания

9.2 Индукционная нагрузочная характеристика

9.3 Регулировочная характеристика

9.4 Внешняя характеристика

9.5 Нагрузочная характеристика

9.6 U-образная характеристика

9.7 Построение характеристики коэффициента полезного действия

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

ПРИЛОЖЕНИЕ 1

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

ВВЕДЕНИЕ

Турбогенераторы (ТГ) представляют собой основной вид генерирующего оборудования, обеспечивающего свыше 80% общего мирового объема выработки электроэнергии. Одновременно ТГ являются и наиболее сложным типом электрических машин, в которых тесно сочетаются проблемы мощности, габаритов, электромагнитных характеристик, нагрева, охлаждения, статической и динамической прочности элементов конструкции. Обеспечение максимальной эксплуатационной надежности и экономичности ТГ является центральной научно-технической проблемой.

В зависимости от охлаждающей среды различают турбогенераторы с газовым охлаждением (воздушным, водородным), жидкостным (водяным, масленым или негорючим диэлектриком) и со смешанным охлаждением. По способу отвода тепла от активных частей турбогенератора системы охлаждения подразделяют на косвенную, непосредственную и смешанную, характеризующиеся или косвенным (поверхностным), или непосредственным, или смешанным охлаждением проводников обмоток турбогенератора.

В данном курсовом проекте производится проектирование двухполюсного турбогенератора типа ТВ с косвенным водородным охлаждением обмоток статора и ротора.

Турбогенераторы с воздушным охлаждением (серии ТВ) выпускаются мощностью от 30 до 100 МВт. Мощность рассчитываемого генератора составляет 60 МВт.

Охлаждающий водород циркулирует в генераторе под действием двух вентиляторов, установленных на валу ротора и охлаждается вертикальными газоохладителями, встроенными в корпус генератора.

Корпус статора турбогенераторов газонепроницаемый, выполнен неразъемным и имеет внутри поперечные кольца жесткости для крепления сердечника.

К внутренним щитам статоров прикреплены обтекатели и диффузоры вентиляторов. В щитах и валу ротора предусмотрены специальные каналы, по которым охлаждающий газ попадает в лобовые части обмотки ротора.

Сердечник статора состоит из разделенных вентиляционными каналами пакетов. Обмотка статора - двухслойная с укороченным шагом. При эксплуатации турбогенераторов контроль нагрева осуществляется термометрами сопротивления, установленными в пазах в местах максимальных температур. В бочке ротора выполнены пазы, в которые уложена обмотка возбуждения.

1. ВЫБОР ОСНОВНЫХ РАЗМЕРОВ

На основании исходных данных к проектированию определяются полная мощность турбогенератора

МВА,

синхронная частота вращения

об/мин.

Номинальное фазное напряжение при соединении фаз статора в звезду

В.

Номинальный фазный ток в обмотке статора

А.

Диаметр расточки статора (по рис.1.3, кривая а , )[1].

м.

Определяем линейную нагрузку статора и величину индукции в воздушном зазоре .

Предварительно линейная нагрузка определяется по рис. 1.4 (кривая а) [1]: А/м

Индукция в воздушном зазоре - по рис. 1.5. [1]: Тл.

Определяем из условия статической устойчивости величину воздушного зазора по формуле

м,

где ОКЗ - отношение короткого замыкания. Из условия монтажа (рис. 1.6) [1]: м.

Принимаем м.

По рис.1.2 (кривая а) [1] определяется машинная постоянная Арнольда .

Предварительная активная длина сердечника статора:

м.

Присвоим м, так как при длине 3,75 м при дальнейших расчётах мы получим значительное превышение индукции в воздушном зазоре, поэтому активную длину сердечника статора целесообразно уменьшить до принятого значения, что ещё будет показано во второй главе.

Принимаем толщину пакета м, ширину вентиляционного канала м. Число вентиляционных каналов

округляется до целого числа =53, принимаем число вентиляционных каналов 54, так как при значении 53 мы имеем меньшую активную длину статора, и как следствие, меньшую эффективную длину сердечника статора и длину ротора, что в свою очередь приведёт к большему, чем при 54, отклонению магнитной индукции от допустимого сечения в расчётном сечении паза ротора на высоте 0,2 от высоты паза ротора при электромагнитном расчёте за счёт увеличения суммарной МДС и уменьшении расчётного сечения.

Уточненная длина сердечника статора

м.

Длина активной части сердечника статора без вентиляционных каналов

м.

Эффективная длина сердечника статора

м,

где =0,93 - коэффициент заполнения пакета железом при толщине листа 0,5 мм.

Коэффициент заполнения сердечника статора железом

Предварительно определяется диаметр бочки ротора

м

Отношение активной длины сердечника к диаметру расточки статора

,

что удовлетворяет рекомендациям

Из нормализованного ряда выбирается диаметр ротора , ближайший к рассчитанному диаметру . Ближайшим будет значение 0,93 м, но при данном значении мы получим очень большое напряжение в корне зубца ротора в 4 главе, поэтому принимаем диаметр ротора 1 м.

Уточняем внутренний диаметр расточки статора

м.

Для обеспечения виброустойчивости наружный диаметр сердечника статора предварительно принимается:

м.

Длина бочки ротора

м.

Для контроля качества поковки ротора в теле ротора выполняется центральное отверстие .

Отношение длины бочки ротора к диаметру

.

Убеждаемся, что частота вращения ротора не находится в зоне критических частот (рис. 1.7) [1].

Из графиков видно, что частота вращения ротора не находится в зоне критических частот. На этом выбор основных размеров турбогенератора завершён.

В результате определения основных размеров можно сделать вывод о том, что проектируемый турбогенератор будет иметь больший воздушный зазор по сравнению с серийным ТВ-60-2, так как ОКЗ серийного турбогенератора меньше. Засчёт большего ОКЗ и соответственно большего воздушного зазора проектируемая машина будет иметь большую статическую перегружаемость, но при этом потери на возбуждение будут больше. Так же проектируемый турбогенератор имеет большее номинальное напряжение, то при той же мощности номинальный ток будет меньше, следовательно, потери в обмотке статора проектируемого турбогенератора будут меньше.

2. ОБМОТОЧНЫЕ ДАННЫЕ СТАТОРА

Варианты расчета числа пазов в зависимости от числа параллельных ветвей обмотки статора представлены в табл. 1.

Таблица 1.

	, А	, м	о. е.	-
1	5498,57	0,063	1,02	55,52
2	2749,28	0,032	2,03	111,04

Требованиям к турбогенераторам с косвенным охлаждением

( =2500 - 6500 А, = 0,04 - 0,07 м, ) удовлетворяет вариант расчёта с числом параллельных ветвей .

Из условия симметрии обмотки число пазов статора должно быть четным, кратным , поэтому принимаются

Зубцовый шаг по пазам статора

м.

Число последовательно соединенных витков в фазе

Число пазов на полюс и фазу

Коэффициент укорочения шага обмотки принимаем тогда предварительно шаг обмотки по пазам

Округляем шаг обмотки по пазам до целого числа и уточняем коэффициент укорочения шага

Коэффициент распределения обмотки статора

Коэффициент укорочения обмотки

Обмоточный коэффициент

Магнитный поток в воздушном зазоре

Полюсное деление статора

м.

Уточнение электромагнитных нагрузок.

Индукция в воздушном зазоре

Тл,

рекомендуемая Тл.

Погрешность

%.

Индукция не отличается от первоначально заданной индукции более чем на 10 %.

Линейная нагрузка

А/м,

рекомендуемая А/м.

Погрешность

%

Расчетная линейная нагрузка не превышает рекомендуемую нагрузку более чем на 20 %. Принимаем А/м

Предварительная ширина паза статора выбирается с учётом рекомендаций - максимальная м, минимальная м и из условия допустимой индукции в зубцах Тл (примем ),

м,

Предварительно ширина паза принимается в пределах от до . При этом учитывается допустимая индукция в зубцах и чтобы ширина элементарного проводника стержня была бы больше 4,7 мм (табл. 2.1) или больше 4 мм (табл. 2.2) [1].

Ширину паза предварительно принимаем =0,028 м, так как при округлении в большую сторону в дальнейшем расчёте индукция в спинке статора будет меньше допустимого значения.

При номинальном напряжении кВ общая толщина двухсторонней изоляции по ширине паза м (табл. 2.3) [1].

Предварительная ширина стержня в пазу статора

м.

Предварительная ширина элементарного проводника стержня

мм.

Предварительная плотность тока в обмотке статора

.

Предварительное сечение стержня

.

Предварительная толщина элементарного проводника

мм.

Уточненные размеры элементарного проводника стержня с учетом табл. 2.1 [1] стандартных размеров провода обмоточной меди:

По рекомендации отношение должно быть меньше 6.

Число элементарных проводников стержня

Принимаем (четное целое число).

Уточняем сечение меди стержня

Плотность тока в обмотке статора

Произведение линейной нагрузки на плотность тока

Тепловая удельная нагрузка должна находиться при косвенном охлаждении воздухом в пределах (20 - 36)·10¹⁰ А²/м³. Полученное значение попадает в указанные пределы.

Расчет элементарного проводника с учетом толщины изоляции

толщина провода

ширина провода

сечение провода

Ширина паза статора c учетом пазовой изоляции

где = 15 мм - двухсторонняя толщина изоляции по ширине паза при (табл. 2.3) [1].

Высота паза статора

где мм - высота клина, =35,5 мм - общая толщина изоляции по высоте паза при (табл.2.3) [1].

Проверяем соотношения

, .

Рекомендуемые: , .

Данные соотношения входят в рекомендуемый диапазон.

Рис. 1. Паз статора в разрезе

Таблица 2. Спецификация пазовой изоляции статора

№ позиции (рисунок 1)	Наименование материала	Двухсторонняя толщина, мм
		по ширине паза	по высоте паза
1	Прокладка вертикальная из миканита	0,5	-
2	Прокладка под переходами из миканита	-	0,4
3	Микалента ЛМЧ1	12,5	12,5
4	Асбестовая лента, один слой впритык Лакировка ленты Разбухание изоляции от пропитки Всего на стержень	1,0 0,2 0,3 10,0	1,0 0,2 1,0 11,6
5	Электрокартон ЭВ, пропитанный, на дне паза	-	1,0
6	То же между стержнями	-	3,0
7	То же под клином Зазор на укладку Всего на паз (без клина)	- 0,5	1,0 0,3

Рис. 2. Схема двухслойной петлевой обмотка статора:

=54, , , =9, =22, =1

Так как ранее рассчитанный номинальный фазный ток меньше, чем в серийном турбогенераторе засчёт более высокого напряжения проектируемого турбогенератора, стало возможным выбрать вариант обмотки с одной параллельной ветвью, что даёт возможность сделать число пазов обмотки меньше. Соответственно, число пазов на полюс и фазу, а также шаг обмотки по пазам будут меньше. Такой вариант обмотки позволяет более экономно использовать материалы пазовой изоляции, однако необходимо использовать провода большего сечения в силу того, что ток будет течь по одной ветви.



3. ОБМОТОЧНЫЕ ДАННЫЕ РОТОРА

Предварительная величина обмоточного коэффициента ротора по основной гармонике МДС обмотки возбуждения

,

где - предварительно выбранное отношение.

Магнитодвижущая сила (МДС) реакции якоря по прямоугольной волне на пару полюсов

А.

МДС обмотки возбуждения при номинальной нагрузке

Согласно рекомендациям для турбогенераторов серии ТВ принимаем: плотность тока в обмотке ротора , коэффициент заполнения паза ротора медью . Рассчитываем правую часть выражения

.

При и диаметре ротора м по (рис. 3.1) [1] определяем: высоту паза ротора м; соотношение ширины паза к ширине корня зубца ротора ; произведение м.

Предварительно ширина паза ротора выбирается с учетом рекомендаций (табл. 3.1) [1], толщины односторонней изоляции мм, размеров обмоточной меди (табл. 3.2) [1]. По табл. 3.1 [1] ширина паза ротора м. Ширина проводника в пазу ротора . Уточняем ширину паза ротора:

.

Ширина основания зубца ротора определяется из соотношения

м,

что удовлетворяет условию механической прочности в пределах 10%

(0,01...0,012 м при м).

Предварительно число зубцовых делений ротора определяется из выражения

.

Число обмотанных пазов ротора

.

Округляем до целого числа, кратного четырем, и принимаем . Число зубцовых делений ротора с учетом рекомендуемого значения должно находиться в пределах

.

Принимаем и уточняем коэффициент :

.

Шаг по пазам ротора

м.

Высота клина паза ротора

м.

Принимаем м.

Высота паза ротора, занятого обмоткой возбуждения

м.

Рассчитываем среднюю длину витка обмотки возбуждения

Определяем число катушек на полюс

Определяем коэффициент

Средний диаметр пазов ротора

м

В функции D2 (рис.3.4) [1] определяем коэффициенты

; ; ;

Определяем длину лобовой части обмотки ротора

Средняя длина витка обмотки возбуждения

м

Сечение проводника обмотки возбуждения, принимаем предварительно напряжение возбуждения (табл.3.3) [1]: В

С учетом выбранной ширины проводника b_M2=28 мм выбираем по табл. 3.2 проводник с размерами

Суммарную толщину изоляции по высоте паза принимаем, толщину двухсторонней витковой изоляции принимаем .

Принимаем число эффективных проводников в пазу ротора

Число элементарных проводников в одном эффективном проводнике

Округляем число эффективных проводников в пазу ротора до целого числа

Уточняем высоту паза ротора, занятого обмоткой

Уточняем высоту паза ротора с учётом высоты клина

м

Принимаем длину отсека м

Число отсеков с горячим газом

.

Округляем до целого числа .

Принимаем длину отсека с горячим газом

м

Длина охлаждающего канала

м

Принимаем число вентиляционных каналов равным семи

Расстояние между вентиляционными каналами

м

В турбогенераторе типа ТВ активное сечение проводника в лобовой части проводника принимается равным - сечению проводника пазовой части без вырезов.

Число витков обмотки возбуждения на полюс

Рис. 3. Паз ротора с проводниками и изоляцией

Таблица 3. Спецификация паза ротора

№ позиции (рисунок 3)	Материал, размеры
1	Клин сплошной из дюралюминия, высота мм
2	Стальная полоса толщиной 1 мм
3	Миканит прокладочный толщиной 2,5 мм
4	Загнутые края изоляционной гильзы
5	Миканит прокладочный толщиной 0,5 мм
6	Медный проводник
7	Изоляционная гильза из формовочного миканита толщиной 1,0 мм
8	Оболочка из белой жести толщиной 0,5 мм
9	Витковая изоляция по всей длине витка из микаленты толщиной 0,13 мм (один слой в полуперекрой)

Омическое сопротивление обмотки возбуждения при температуре

Ом

при температуре Ом

при температуре Ом

По обмоточным данным ротора =32, W2=232, а₂=1 и 2р=2 строится схема обмотки ротора. Схема обмотки ротора представлена на рис.4.

Рис. 4. Схема обмотки ротора

В результате проектирования обмотки возбуждения были рассчитаны обмоточные данные ротора, размеры паза ротора. Построен чертёж паза ротора со спецификацией, построена схема обмотки ротора. При проектировании паза мы получили достаточно большие размеры паза, что может привести к большим механическим напряжениям в корне зубца, но ширина основания зубца удовлетворяет условиям механической прочности. Меньшие значения механических напряжений можно получить, только увеличив диаметр ротора, как видно из рис. 3.1 [1]. Но так как ширина основания зубца удовлетворяет условию механической прочности, увеличивать диаметр ротора нет смысла. Большие размеры паза могут привести к большим значениям магнитной индукции в некоторых участках магнитной цепи ротора при электромагнитном расчёте.

4. ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫЙ РАСЧЕТ

4.1 Расчет магнитной цепи

Расчет магнитной цепи проводится на пару полюсов.

4.1.1 Расчетное сечение воздушного зазора.

,

где - расчетная длина воздушного зазора,

м.

Наличие зубцов, радиальных вентиляционных каналов на статоре, ступенчатость крайних пакетов статора, рифление поверхности ротора и зубцов на роторе приводят к увеличению воздушного зазора. Увеличение воздушного зазора учитывается коэффициентом Картера.

4.1.2 Коэффициент зубчатости статора

4.1.3 Коэффициент, учитывающий радиальные вентиляционные каналы статора,

где =0,01 - ширина радиального вентиляционного канала, =0,04 - ширина пакета статора, 1.1.9.

4.1.4 Коэффициент, учитывающий рифление поверхности ротора

,

где =0,006 - ширина выступа и =0,012 - шаг рифления (рис.4.2) [1].

4.1.5 Коэффициент, учитывающий «срезы» зубцов ротора через отверстия в клиньях пазов. Для турбогенератора серии ТВ

.

4.1.6 Коэффициент, учитывающий ступенчатость крайних пакетов статора,

.

4.1.7 Коэффициент зубчатости ротора по продольной оси ротора d в предположении, что на большом зубце ротора пазы отсутствуют или заклиниваются стальными магнитными клиньями.

где - зубцовый шаг по пазам ротора;

м.

4.1.8 Коэффициент зубчатости ротора по поперечной оси ротора q

4.1.9 Коэффициент воздушного зазора (коэффициент Картера) по продольной оси ротора d

4.1.10 Коэффициент воздушного зазора (коэффициент Картера) по поперечной оси ротора q

4.1.11 Магнитный поток в зазоре в режиме холостого хода при номинальном напряжении В

Вб,

где - коэффициент,

.

4.1.12 Индукция в воздушном зазоре

Тл.

4.1.13 МДС воздушного зазора

А,

где - коэффициент,

,

- магнитная постоянная, .

4.1.14 Ширина зубца статора на 1/3 высоты от расточки статора

4.1.15 Расчетное сечение зубцов статора

,

где - эффективная длина сердечника статора.

4.1.16 Индукция в зубцах статора

Тл.

4.1.17 При индукциях в зубцах Тл часть потока ответвляется в паз статора.

Коэффициент, учитывающий ответвление потока в паз статора,

4.1.18 Сердечник статора турбогенератора собирается из вырубок листовой холоднокатаной или горячекатаной электротехнической стали толщиной 0,5 или 0,35 мм.

Горячекатаная листовая электротехническая сталь применяется для изготовления сердечника статора турбогенераторов мощностью до 30 МВт, но может применяться и для изготовления сердечника статора турбогенераторов мощностью до 150 МВт [2].

Холоднокатаную листовую электротехническую сталь рекомендуется применять в турбогенераторах мощностью свыше 100 МВт, но может применяться и в турбогенераторах мощностью свыше 30 МВт.

Холоднокатаная сталь обладает разными магнитными свойствами вдоль и поперёк прокатки. Вырубку листов активной стали производят так, чтобы направление магнитного потока в спинке статора совпадало с направлением прокатки, т. е. с направлением наибольшей магнитной проводимости и наименьших потерь.

Для проектируемого турбогенератора выбираем холоднокатаную сталь марки 3413.

При индукции напряженность магнитного поля в зубцах статора А/м (определяется по табл. П. 2.1 кривой намагничивания холоднокатаной стали поперёк проката) [1].

4.1.19 Магнитодвижущая сила (МДС) зубцов статора

А.

4.1.20 Высота спинки статора из условия виброустойчивости

м,

где - наружный диаметр сердечника статора.

4.1.21 Расчетное сечение спинки статора

.

4.1.22 Индукция в спинке статора

Тл.

4.1.23 При индукции Тл напряженность магнитного поля в спинке статора А/м (определяется по табл. П. 2.2 кривой намагничивания холоднокатаной стали вдоль проката) [1].

4.1.24 Расчетная длина магнитной линии в спинке статора

м.

4.1.25 МДС спинки статора

А.

4.1.26 Суммарная МДС (к построению переходной характеристики)

А.

4.1.27 Диаметр бочки ротора на высоте:

от основания паза ротора (рис.4.1) [1]

м;

от основания паза ротора

м.

4.1.28 Расчетная ширина пазов ротора

м.

4.1.29 Расчетное сечение зубцов ротора на высоте:

от основания паза

;

от основания паза

.

4.1.30 Проводимость для потока рассеяния зубцовой зоны ротора

4.1.31 Поток рассеяния ротора

Вб.

4.1.32 Магнитный поток ротора

Вб.

4.1.33 Индукция в расчетных сечениях зубцов ротора:

Тл,

Тл.

4.1.34 Ширина зубца ротора в расчетных сечениях:

м,

м.

4.1.35 Коэффициенты, учитывающие ответвления потока в пазы ротора:

,

.

4.1.36 Напряженность магнитного поля в расчетных сечениях зубцов ротора при индукциях в зубцах менее 1,85 Тл определяется по таблицам П. 2.4 или П. 2.5 [1]. При индукциях в зубцах более 1,85 Тл - по рисункам П. 2.4 или П. 2.5 [1] с учётом ответвления потока в пазы ротора.

При индукции напряженность магнитного поля в зубцах ротора (по табл. П. 2.5 для турбогенераторов свыше 25 МВт) [1], при индукции напряженность магнитного поля .

4.1.37 МДС зубцов ротора

А.

4.1.38 При центральном отверстии в бочке ротора м индукция в спинке ротора превышает допустимое значение (табл. 4.1) [1]. Заполняем центральное отверстие ферромагнитным материалом и принимаем . В этом случае сечение спинки ротора

.

4.1.39 Индукция в спинке ротора

Тл.

4.1.40 Магнитная напряженность в спинке ротора А/м (определяется по табл. П. 2.5) [1].

4.1.41 Средняя длина магнитных линий в спинке ротора

м.

4.1.42 МДС спинки ротора

А.

4.1.43 МДС обмотки возбуждения, необходимая для обеспечения в обмотке статора номинального напряжения в режиме холостого хода,

А.

4.1.44 Коэффициент насыщения магнитной цепи

,

в нормально спроектированных машинах . Т.е. входит в допустимые пределы с погрешность в 2,6%.

О правильности выбора размеров магнитной цепи и магнитных нагрузок можно судить по рекомендуемым значениям магнитной индукции на отдельных участках магнитной цепи, представленных в табл. 2.

Таблица 4. Рекомендуемые значения магнитной индукции

Индукция участков, Тл
Холоднокатаная сталь	0,65…0,95	1,4…1,7	1,4…1,5	1,7…2,0	1,4…1,6

Убеждаемся, что в примере расчета значения индукций Тл, Тл, Тл, Тл и Тл не отличаются от рекомендуемых более чем на 10%.

4.1.45 Ток возбуждения в режиме холостого хода

А.

В результате проведения электромагнитного расчёта была рассчитана магнитная цепь машины и построена характеристика холостого хода. Контролируемые значения индукции попали в необходимый диапазон или отличаются не более чем на 10%. Несколько большее значение магнитной индукции может привести к дополнительным магнитным потерям. Коэффициент насыщения выше необходимого значения на 2,6 %. Превышение допустимого значения может привести к несколько большим потерям на возбуждение.

4.2 Характеристика холостого хода

После расчёта магнитной цепи при напряжении холостого хода рассчитывается характеристика холостого хода. Характеристика холостого хода рассчитывается и представляется в относительных единицах, как . Расчёт характеристики холостого хода заключается в расчётах магнитной цепи при напряжениях холостого хода .

Расчёт характеристики холостого хода для рассматриваемого примера представлен в таблице 5, где , значения коэффициентов и берутся из расчёта магнитной цепи.



Таблица 5. Расчёт характеристики холостого хода

	ед. изм	0,5	1	1,05	1,1	1,2	1,3
1	2	3	4	5	6	7	8
	В	4546,6	9093,3	9547,9	10002,6	10911,9	11821,2
	Вб	1,24	2,49	2,61	2,73	2,98	3,23
	Тл	0,4	0,81	0,85	0,89	0,98	1,054
	Тл	0,77	1,54	1,62	1,69	1,84	2
	Тл	0,7	1,4	1,47	1,54	1,68	1,82
	А/м	158	5100	7600	10600	24500	34000
	А/м	110	320	366	438	732	1700
	А	45223,9	90447,8	94970,2	99492,6	108537,4	117582,2
	А	68,6	2215,2	3301,1	4604,2	10641,8	14768,2
	А	247,4	719,7	823,1	985,1	1646,3	3823,3
	А	45539,9	93382,7	99094,5	105081,9	120825,5	136173,7
	Вб	0,09	0,189	0,2	0,212	0,244	0,275
	Вб	1,34	2,67	2,81	2,95	3,23	3,51
	Тл	0,75	1,5	1,6	1,65	1,8	1,96
	Тл	1,03	2,06	2,17	2,27	2,49	2,71
	А/м	1125	3400	5000	6500	12800	60000
	А/м	5722	65000	100000	157000	248000	340000
	А	11191	11897	18264	28439	45363,5	69576
	Тл	0,73	1,45	1,53	1,6	1,75	1,9
	А/м	1107	2800	3820	5000	10400	26000
	А	721,9	1825,9	2491	3260,6	6456	16955,1
	А	47452,8	107106,2	119849,3	136781,7	172645	222704,8
	о. е.	0,443	1	1,119	1,277	1,612	2,08

В расчётах тока возбуждения в относительных единицах МДС А (табл. 3) соответствует МДС обмотки возбуждения при ЭДС холостого хода .

Целесообразно характеристику холостого хода спроектированного турбогенератора сравнить с нормальной характеристикой холостого хода турбогенераторов [9, с. 660]. Нормальная характеристика холостого хода турбогенераторов представлена в таблице 6.

Таблица 6

	0,58	1,0	1,21	1,33	1,4	1,46
	0,5	1,0	1,5	2,0	2,5	3,0

Такое сравнение позволяет оценить использование активного железа в спроектированном турбогенераторе по сравнению с усредненными данными характеристик холостого хода серийных турбогенераторов.

Характеристики холостого хода - нормальная 1 и спроектированного турбогенератора 2 представлены на рис. 5.

Рис.5. Характеристики холостого хода турбогенераторов:

1 - нормальная (пунктирная линия); 2 - спроектированного турбогенератора (сплошная линия)

Характеристика холостого хода проектируемого турбогенератора проходит близко к нормальной характеристике холостого хода, что свидетельствует о правильности проектирования. Характеристика холостого хода проектируемого турбогенератора проходит ниже характеристики нормально спроектированного турбогенератора, что свидетельствует о большем использовании железа в проектируемом турбогенераторе по сравнению с нормально спроектированным серийным турбогенератором.

5. ИНДУКТИВНЫЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ ОБМОТКИ СТАТОРА В УСТАНОВИВШИХСЯ РЕЖИМАХ

Обмоточный коэффициент обмотки возбуждения по формуле

.

Коэффициент по формуле

.

Коэффициенты и по формулам (5.3)

,

.

Коэффициенты реакции якоря по продольной и поперечной оси ротора

,

.

Индуктивные сопротивления реакции якоря рассчитываются по формулам ,

где - МДС реакции якоря по прямоугольной волне на пару полюсов (3.2.2.), - МДС воздушного зазора на пару полюсов (4.1.13.).

Размеры по высоте паза статора (рис. 2.4, табл. 2.3) [1]

м,

м,

где =15 - толщина двухсторонней изоляции по ширине паза (табл. 2.3), =3 - толщина прокладки между стержнями, поз. 6, - высота клина, =1 - толщина прокладки под клином, поз.7 [1].

Коэффициент , учитывает уменьшение коэффициентов проводимости пазового рассеяния и рассеяния по коронкам зубцов. При коэффициенте укорочении шага обмотки ,

.

Коэффициент проводимости пазового рассеяния

.

Коэффициент рассеяния по коронкам зубцов

.

Длина сердечника статора с учетом радиальных вентиляционных каналов,

м,

где и - ширина и число радиальных вентиляционных каналов.

Суммарное индуктивное сопротивление пазового рассеяния и рассеяния по коронкам зубцов по формуле (5.8), [1]

Индуктивное сопротивление лобового рассеяния обмотки статора при немагнитных бандажах ротора

Индуктивное сопротивление дифференциального рассеяния

.

Индуктивное сопротивление рассеяния обмотки статора турбогенератора

.

В турбогенераторах с косвенным водородным охлаждением обмоток - о. е.

Синхронные индуктивные сопротивления:

по продольной оси

о.е.

по поперечной оси

о.е.

В турбогенераторах ненасыщенное значение составляет 1,4 … 2,5 о.е. Меньшие значения имеют турбогенераторы меньшей мощности.

В отличие от индуктивного сопротивления рассеяния индуктивное сопротивление Потье [7] учитывает увеличение потока рассеяния в роторе при нагрузке по сравнению с режимом холостого хода. Индуктивное сопротивление Потье рассчитывается по формуле

о.е.

и используется при построении диаграммы Потье.

Длина полувитка лобовой части обмотки статора

м,

где - номинальное линейное напряжение в кВ;

Активное сопротивление обмотки статора при температуре нагрева 75 ⁰С

Ом,

где - средняя длина витка,

м,

- сечение стержня (2.1.21.)

Активное сопротивление обмотки статора в относительных единицах

о.е.

Рассчитанные синхронное индуктивное сопротивление обмотки статора и синхронные индуктивные сопротивления по продольной и поперечной оси попадают в заданные пределы и соответствуют нормам, что свидетельствует о правильности проектирования турбогенератора. Также было рассчитано индуктивное сопротивление, необходимое для построения диаграммы Потье.

6. ТОК ВОЗБУЖДЕНИЯ ПРИ НАГРУЗКЕ, ДИАГРАММА ПОТЬЕ

6.1 Диаграмма Потье

6.1.1 Диаграмма Потье строится с целью определения тока возбуждения, необходимого для обеспечения номинального режима работы турбогенератора с учетом насыщения магнитной цепи. Выбираем масштаб для тока и для напряжения.

Падение напряжения на индуктивном сопротивлении Потье

мм.

Вектор тока реакции якоря, приведенный к обмотке возбуждения,

мм.

Ток возбуждения в режиме ХХ,

Сумма векторов и дает значение тока возбуждения при номинальной нагрузке 2,207 о. е. или А,

6.1.2 Плотность тока в обмотке возбуждения:

в пазовой части

,

в лобовой части

.

Допустимые значения плотности тока в пазовой и лобовой части обмотки возбуждения

Рис. 6. Диаграмма Потье

6.1.3 Номинальное напряжение на кольцах обмотки возбуждения

В,

с учетом падения напряжения на щетках

В.

Для обеспечения достаточной механической прочности изоляции обмотки возбуждения напряжение возбуждения должно быть менее 600 В.

6.1.4 Номинальная мощность возбудителя

кВт.

Было произведено построение диаграммы Потье с помощью характеристики холостого хода. Были определены плотность тока в обмотке возбуждения и напряжение возбуждения. Плотность тока в обмотке возбуждения несколько выше изначально принятой, но не более, чем на 15%, что может привести к увеличению потерь в обмотке возбуждения, сокращению срока службы изоляции. Полученное напряжение удовлетворяет условию прочности изоляции обмотки возбуждения.

6.2 Определение ОКЗ и статической перегружаемости

6.2.1 Ток холостого хода по спрямленной части характеристики холостого хода (рис.5.):

о.е.

или

А.

6.2.2 Ток реакции якоря, приведенный к обмотке возбуждения,

о.е.

6.2.3 Ток возбуждения при установившемся трехфазном коротком замыкании при токе короткого замыкания = ,

о.е.

или

А.

6.2.4 Отношение короткого замыкания (ОКЗ) характеризует величину установившегося тока короткого замыкания в долях номинального тока статора при трехфазном коротком замыкании и токе возбуждения , соответствующего номинальному напряжению в режиме холостого хода

Отношение короткого замыкания (по спрямленной части ХХХ без учета насыщения):

.

Обычно ОКЗ определяют с учетом насыщения по формуле

,

где - коэффициент насыщения,

.

В спроектированном турбогенераторе ОКЗ находиться в рекомендуемых пределах для турбогенераторов данной мощности и не отличатся более чем на 10...15 % от заданного на проектирование. При расчёте принято ОКЗ=0,75, следовательно, полученное значение входит в рекомендуемые пределы.

6.2.5 Статическая перегружаемость [4, 9, с. 722-725] характеризуется отношением максимальной активной мощности турбогенератора, отдаваемой в сеть, к его номинальной мощности.

Статическая перегружаемость турбогенератора оценивается по формуле

.

Статическая перегружаемость должна быть не менее 1,7 для турбогенераторов мощностью до 160 МВт и не менее 1,6 для турбогенераторов от 160 МВт до 500 МВт.

В результате построения диаграммы Потье были определены статическая перегружаемость и ОКЗ проектируемого турбогенератора. Значение ОКЗ отличается от данного в задании менее, чем на 10%, статическая перегружаемость входит в рекомендуемые пределы. Так как данное в задании ОКЗ больше, чем у серийного турбогенератора ТВ-60-2, то при выборе основных размеров было взято и большее значение ширины воздушного зазора, вследствие чего у проектируемого турбогенератора будут выше потери на возбуждение и стоимость. После построения диаграммы Потье мы получили значение ОКЗ несколько выше, чем дано в задании, что может вызвать дополнительные потери на возбуждение и увеличение стоимости проектируемого турбогенератора.



7. ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ, ПОСТОЯННЫЕ ВРЕМЕНИ, ТОКИ КОРОТКОГО ЗАМЫКАНИЯ

7.1 Расчёт электрических параметров и постоянных времени

7.1.1 Коэффициент проводимости пазового рассеяния для прямоугольного паза ротора

,

где =0,026 - высота клина, =0,008 - толщина стеклотекстолитовой прокладки (рис. 3.8, поз.1) [1].

7.1.2 Рассеяние по коронкам зубцов ротора

.

7.1.3 Коэффициент рассеяния пазовой части обмотки возбуждения

7.1.4 Индуктивное сопротивление реакции якоря по продольной оси

7.1.5 Индуктивное сопротивление реакции якоря по поперечной оси

7.1.6 Синхронное индуктивное сопротивление реакции якоря по продольной оси

7.1.7 Синхронное индуктивное сопротивление реакции якоря по поперечной оси

7.1.8. Индуктивное сопротивление рассеяния обмотки возбуждения при немагнитных бандажах

о.е.

7.1.9 Полное индуктивное сопротивление обмотки возбуждения

о.е.

7.1.10 Переходное индуктивное сопротивление по продольной оси

о.е.

7.1.11 Сверхпереходные индуктивные сопротивления:

по продольной оси ротора

о.е.,

по поперечной оси ротора

о.е.

7.1.12 Индуктивное сопротивление токов обратной последовательности

о.е.

7.1.13 Индуктивное сопротивление пазового рассеяния токов нулевой последовательности при коэффициенте укорочения шага обмотки

где - коэффициент проводимости пазового рассеяния,

7.1.14 Дифференциальное рассеяние токов нулевой последовательности

7.1.15 Индуктивное сопротивление токов нулевой последовательности

о.е.

7.1.16 Постоянная времени обмотки возбуждения при разомкнутых обмотках статора и демпферной обмотки

с.

7.1.17 Постоянная времени демпферной обмотки

с.

7.1.18 Постоянная времени переходной составляющей тока

с.

7.1.19 Постоянная времени сверхпереходной составляющей тока

с.

7.1.20 Постоянная времени апериодической составляющей тока

трехфазного короткого замыкания

с.

7.1.21 Кратность установившегося тока трехфазного короткого замыкания

о.е.,

где - ЭДС холостого хода по спрямленной характеристике ХХ, о.е.

7.1.22 Кратность установившегося тока двухфазного короткого замыкания

о.е.

7.1.23 Кратность установившегося тока однофазного короткого замыкания

о.е.

7.1.24 Кратность ударного тока трехфазного внезапного короткого замыкания

о.е.

Обычно кратность ударного тока о.е.

7.1.25 Величины составляющих тока трехфазного короткого замыкания:

сверхпереходного

о.е.,

переходного

о. е.,

установившегося тока

о.е.

Сравнив полученные значения постоянных времени и сопротивлений со значениями для серийных турбогенераторов из табл. 32-1 [2], делаем вывод о том, что полученные значения попадают в указанные в табл. 32-1 [2] диапазоны, и что турбогенератор спроектирован правильно.



7.2 Весовые характеристики турбогенератора

7.2.1 Масса обмотки статора

где =8900 кг/м³ - удельная плотность меди, - сечение стержня, - число параллельных ветвей обмотки статора.

7.2.2 Масса меди обмотки ротора (см. 1.2)

7.2.3 Масса спинки сердечника статора

где =7600 кг/м³ - удельная плотность электротехнической стали.

7.2.4 Масса зубцов сердечника статора

.

7.2.5 Удельные расходы материалов в кг/кВА:

меди

;

электротехнической стали

,

где - полная мощность турбогенератора.

Так как в проектируемом турбогенераторе ОКЗ, а также, как следствие, и воздушный зазор, то массогабаритные показатели у проектируемого турбогенератора оказались больше, чем у серийного турбогенератора. Также, в проектируемом турбогенераторе выше расход меди засчёт большего сечения проводов в обмотке статора вследствие выбора обмотки с одной параллельной ветвью.



8. РАСЧЕТ ПОТЕРЬ И КОЭФФИЦИЕНТА ПОЛЕЗНОГО ДЕЙСТВИЯ

8.1 Потери короткого замыкания

8.1.1Активные потери в меди обмотки статора

Вт.

8.1.2 Коэффициент увеличения активных потерь (коэффициент Фильда) для сплошных проводников за счёт вытеснения тока

где - ширина меди в пазу, мм; - ширина паза, мм; - число сплошных проводников по высоте стержня; -толщина элементарного проводника стержня, мм, (2.1.19 - 2.1.24).

8.1.3 Добавочные активные потери в меди обмотки статора, вызванные вытеснением тока в проводниках стержня

8.1.4 Добавочные потери мощности в зубцах и спинке статора от высших гармоник МДС обмотки возбуждения при коротком замыкании:

,

где - удельные потери на гистерезис, - на вихревые токи электротехнических сталей толщиной 0,5 мм при магнитной индукции 1 Тл и частоте 50 Гц, (табл. 8.1) [1], - поправочные коэффициенты (табл. 8.2) [1], для горячекатаных сталей и для холоднокатаных сталей, и - магнитные индукции в зубцах и спинке статора при номинальном напряжении в режиме холостого хода.

Для марки стали 3413 рассматриваемого примера по табл. 8.1 удельные потери Вт/кг, Вт/кг, по табл. 8.2 при поправочные коэффициенты =0,0127, =0,139.

8.1.5 Добавочные потери мощности в зубцах статора от зубцовых гармонических МДС обмотки возбуждения при коротком замыкании рассчитываются по формуле

,

где - коэффициент потерь,

,

- МДС обмотки возбуждения при установившемся трехфазном коротком замыкании и номинальном токе,

,

- коэффициент затухания представлен в табл.8.3 в зависимости от отношения .

Для рассматриваемого примера расчета коэффициент потерь

.

МДС обмотки возбуждения по прямоугольной волне при трехфазном коротком замыкании

А,

где - ток короткого замыкания, п. 6.2.3.

Отношение .

При отношении (табл.8.3) [1] коэффициент затухания , поэтому .

8.1.6 Пульсационные потери активной мощности в зубцах статора при коротком замыкании.

При зубчатости статора и ротора взаимное положение осей зубцов статора и ротора может меняться, что сопровождается продольной пульсацией магнитного потока в зубцах статора и приводит к пульсационным потерям. Дополнительно пульсационные потери возрастают от зубцовых гармонических МДС ротора.

Пульсационные потери в зубцах статора, Вт,

,

где - коэффициент потерь,

,

- коэффициент затухания представлен в табл.8.3 [1] в зависимости от отношения , .

8.1.7 Добавочные потери на поверхности бочки ротора от высших гармонических МДС обмотки статора при коротком замыкании.

Магнитное поле в воздушном зазоре содержит высшие гармонические МДС обмотки статора. Порядок высших гармонических , где . Высшие гармонические обмотки статора, вращаясь относительно ротора, вызывают добавочные потери в поверхностном слое бочки ротора.

Потери в поверхностном слое ротора от высших гармонических МДС обмотки статора рассчитываются по формуле

где - коэффициент потерь, определяется по табл. 8.4 [1] в зависимости от коэффициента укорочения шага обмотки .

Для рассматриваемого примера при коэффициенте укорочения шага обмотки статора коэффициент потерь (табл.8.4) [1].

8.1.8 Потери на поверхности бочки ротора от зубцовых гармонических обмотки статора при коротком замыкании.

Кроме высших гармонических МДС обмотки статора потери на поверхности ротора вызывают и высшие гармонические МДС обмотки статора зубцового порядка , где , обусловленные зубчатостью статора. При расчете потерь от высших гармонических зубцового порядка учитываются только зубцовые гармонические первого порядка ().

Потери на поверхности бочки ротора от зубцовых гармонических обмотки статора при коротком замыкании рассчитываются по формуле

,

где - коэффициент потерь, определяется по табл. 8.5 в зависимости от отношения , - коэффициент реакции вихревых токов, в расчетах потерь принимается .

При отношении (табл. 8.5) потерями на поверхности бочки ротора от зубцовых гармонических обмотки статора можно пренебречь.

Для рассматриваемого примера

,

следовательно, данным видом потерь можно пренебречь.

8.1.9 Потери в торцевой зоне турбогенератора, вызванные полями рассеяния лобовых частей обмотки статора,

Вт.

8.1.10 Суммарные потери короткого замыкания



8.2 Потери холостого хода

8.2.1 Основные потери в спинке сердечника статора на гистерезис и вихревые токи для холоднокатаной стали

Значения удельных потерь , a и b, , для различных марок электротехнической стали толщиной 0,5 мм при индукции 1 Тл и частоте Гц представлены в табл.8.1. [1].

8.2.2 Основные потери в зубцах статора рассчитываются по формуле для холоднокатаной стали, Вт

,

где =1,45 - удельные потери, в зубцах статора для холоднокатаной стали берутся (табл. 8.1) [1] поперек проката.

8.2.3 Суммарные основные потери холостого хода

Вт.

8.2.4 Добавочные потери мощности в железе статора от высших гармонических МДС обмотки возбуждения при холостом ходе

Вт.

8.2.5 Добавочные потери мощности в железе статора от зубцовых гармонических МДС обмотки возбуждения при холостом ходе

,

где - потери в статоре от зубцовых гармонических обмотки ротора при коротком замыкании.

8.2.6 Добавочные пульсационные потери в зубцах статора от зубчатости ротора

где - коэффициент зубчатости ротора,

,

- пульсационные потери в зубцах статора при коротком замыкании, п. 8.1.6.

8.2.7 Добавочные потери на поверхности массивного ротора от зубчатости статора при холостом ходе

Вт,

где - коэффициент зубчатости статора, =1,036, п. 4.1.2,

- коэффициент,

,

причем

.

8.2.9 Сумма потерь холостого хода в железе

.Вт.

8.3 Механические потери

8.3.1 Масса ротора

кг.

8.3.2 Диаметр шейки вала

м.

8.3.3 Длина шейки вала

м.

8.3.4 Потери в подшипниках

8.3.5 Потери на трение ротора о воздух

Вт,

где Н, атм - давление водорода. Для турбогенераторов типа ТВ атм. Так как линейная нагрузка превышена менее, чем на 10-12%, а плотность тока меньше, чем на 20% от рекомендуемых значений, то увеличивать давление не нужно.

8.3.6 Потери в обмотке возбуждения

Вт,

где - падение напряжения на щетках, =2 В.

8.3.7 Потери на возбуждение с учетом потерь в возбудителе

Вт,

где - КПД возбудителя.

8.3.8 Суммарные потери, отводимые газом

Вт.

8.3.9 Расход охлаждающего газа рассчитывается по формуле

,

где - удельная теплоемкость газа, , - температура подогрева газа, .

Удельная теплоемкость газа: - для турбогенераторов типа ТВ с водородным охлаждением. .

Температура подогрева газа: для турбогенераторов типа ТВ.

.

8.3.10 Гидравлическое сопротивление при водородном охлаждении

.

8.3.11 Потери на вентиляцию

Вт,

где - КПД вентилятора, = 0,5 - для осевого вентилятора.

8.3.12 Суммарные механические потери

Вт.

8.3.13 Потери в турбогенераторе при номинальной нагрузке

Вт.

8.3.14 Коэффициент полезного действия турбогенератора при номинальной нагрузке

,

где - номинальная мощность турбогенератора, кВт.

Получившиеся в результате расчёта КПД 98,75% выше, чем у серийного турбогенератора ТВ-60-2. Более высокий КПД при нормальном проектировании объясняется более высоким значением номинального напряжения, засчёт которого мы имеем меньшие электрические потери. Однако, по сравнению с серийным, проектируемый турбогенератор имеет более высокие потери на возбуждение, что объясняется большим значением ОКЗ и ширины воздушного зазора по сравнению с серийной машиной. Засчёт больших массогабаритных показателей механические потери проектируемой машины выше, чем у серийной.

9. ХАРАКТЕРИСТИКИ ТУРБОГЕНЕРАТОРА

Помимо характеристики холостого хода для синхронных машин, и, в частности, для турбогенераторов свойственны следующие характеристики: короткого замыкания, внешняя, регулировочная, нагрузочная, -образные, КПД [9, с. 659 - 666, 725 - 726]. Эти характеристики могут быть определены как опытным путем, так и построены по расчетным данным.

В курсовом проекте характеристики строятся на основании расчетных данных.

9.1 Характеристики короткого замыкания

Характеристикой короткого замыкания (ХКЗ) называется зависимость тока обмотки якоря от тока обмотки возбуждения при замкнутой накоротко обмотке якоря и частоте Обычно в турбогенераторах активное сопротивление обмотки якоря (статора) значительно меньше синхронного индуктивного сопротивления . Это позволяет считать ток обмотки якоря чисто индуктивным, при котором реакция якоря носит продольный размагничивающий характер.

В пунктах расчетов 7.1.21 - 7.1..23 получены токи установившегося короткого замыкания - трехфазного о. е., двухфазного о. е. и однофазного о. е. Эти токи коротких замыканий соответствуют току возбуждения о. е.

Линейность характеристик короткого замыкания позволяет из подобия треугольников, воспользовавшись соотношением , определить токи возбуждения

, (2)

при которых токи однофазного (i=1), двухфазного (i=2) и трехфазного (i=3) короткого замыкания равны 1 о. е.

Для рассматриваемого примера по формуле (2) токи возбуждения составляют: при трехфазном коротком замыкании

о.е.,

При двухфазном коротком замыкании

о.е.,

При однофазном коротком замыкании

о.е.

Характеристики короткого замыкания турбогенератора представлены на рис. 7.

Линейность характеристик короткого замыкания объясняется тем, что основной магнитный поток и потоки рассеяния обмоток генератора при коротком замыкании не оказывают заметного влияния на насыщение железа магнитной цепи. Индуктивные сопротивления, характеризующие короткие замыкания, остаются постоянными, а характеристики короткого замыкания - линейными.

Трёхфазное короткое замыкание относится к симметричным коротким замыканиям и характеризуется в установившемся режиме отсутствием обратно вращающихся магнитных полей. Одно и двухфазные короткие замыкания относятся к несимметричным коротким замыканиям. Магнитное поле в этом случае носит пульсирующий характер и может быть представлено суммой прямо и обратно вращающихся магнитных полей.

На размагничивающее действие реакции якоря основное влияние оказывает прямо вращающее магнитное поле обмотки статора. Чем больше размагничивающее действие реакции якоря, тем меньше установившийся ток короткого замыкания.

Размагничивающее действие реакции якоря максимальное при трехфазном коротком замыкании (ток короткого замыкания минимальный) и минимальное при однофазном коротком замыкании (ток короткого замыкания максимальный).

9.2 Индукционная нагрузочная характеристика

Индукционная характеристика определяется зависимостью при , , В курсовом проекте принимается о. е.

Индукционная характеристика (рис. 6, кривая 4) строится с помощью характеристики холостого хода (ХХХ) и треугольника короткого замыкания СВА (реактивный треугольник). Для построения треугольника короткого замыкания на оси ординат (ось напряжения) откладывается отрезок о.е. Соединив точки В и А (точка A на оси абсцисс соответствует току возбуждения при котором ток трехфазного короткого замыкании равен номинальному току), получим реактивный треугольник СВА. При перемещении треугольника СВА параллельно оси абсцисс таким образом, чтобы его вершина В скользила по ХХХ треугольник вершиной A опишет индукционную характеристику.

Индукционная нагрузочная характеристика проходит ниже ХХХ. Объясняется это падением напряжения на индуктивном сопротивлении рассеяния обмотки статора (сторона ВС треугольника) и размагничивающим действием реакции якоря (сторона СA треугольника).

В масштабе отрезок 0С характеризует ток возбуждения необходимый для компенсации падения напряжения на индуктивном сопротивлении рассеяния обмотки статора, а отрезок СA - ток возбуждения необходимый для компенсации размагничивающего действия реакции якоря.

Рис. 7. Характеристики: 1 - однофазного; 2 - двухфазного,

3 - трехфазного короткого замыкания; 4 - индукционная нагрузочная

9.3 Регулировочная характеристика

Регулировочная характеристика определяется зависимостью тока возбуждения от тока нагрузки при коэффициенте мощности и частоте и показывает, как необходимо регулировать ток возбуждения, чтобы при изменении нагрузки напряжение генератора оставалось неизменным [9, с. 664 - 665].

Регулировочную характеристику генератора можно получить построением ряда диаграмм Потье при различных нагрузках, взяв за исходную диаграмму Потье (рис. 6.1) для номинального режима работы генератора. Построение диаграмм к определению регулировочной характеристики представлено на рис 9.2.

Диаграмма Потье для номинального режима работы генератора обозначена цифрами 4 (рис. 7). Ток реакции якоря , приведенный к обмотке возбуждения, и падение напряжения на индуктивном сопротивлении Потье пропорциональны току нагрузки . Целесообразно разделить ток и падение напряжения , соответствующие диаграмме Потье номинального режима, на четыре равные части. Каждая из частей соответствует 0,25 . Диаграммы Потье обозначенные цифрами 1 - 5 и построены для токов нагрузки: 1 - 0,25; 2 - 0,5; 3 - 0,75; 4 - ; 5 - 1,25 (рис. 8).

Рис. 8. К построению регулировочной характеристики

Токи нагрузки и соответствующие им токи обмотки возбуждения из построения диаграмм представлены в таблице 7.

В режиме холостого хода =0, о. е. (табл. 5). При номинальной нагрузке ЭДС за индуктивным сопротивлением Потье . Отношения и необходимы для расчетов и построения кривой коэффициента полезного действия .

Таблица 7

, о. е.	0	0,25	0,5	0,75	1,0	1,25
, о. е.	1	1,27	1,57	1,88	2,207	2,56
	0,91	0,93	0,95	0,976	1,0	1,02
	0,45	0,575	0,71	0,85	1,0	1,16

Регулировочная характеристика турбогенератора представлена на рис.9.

Рис. 9. Регулировочная характеристика турбогенератора

С увеличением нагрузки (тока ) (рис. 9) необходимо увеличивать ток возбуждения , чтобы скомпенсировать падение напряжения на индуктивном сопротивлении Потье и размагничивающее действие реакции якоря.

9.4 Внешняя характеристика

Внешняя характеристика определяется зависимостью при , , . Внешняя характеристика в курсовом проекте соответствует току возбуждения , и коэффициенту мощности . Внешнюю характеристику можно получить из построения ряда диаграмм Потье при различных токах нагрузки (рис. 10).

При построении диаграмм учитывается, что ток реакции якоря и падение напряжения на индуктивном сопротивлении Потье изменяются пропорционально току нагрузки. Построение диаграмм осуществляется следующим образом.