Синхронные генераторы серии СГ2

1. Разработка технического задания (ТЗ)

4.1 Установление параметров проекта исходного для оптимизации

4.1.1 Основные размеры

Проектирование синхронных машин начинают с определения главных размеров: внутреннего диаметра D1 и длины l1 сердечника статора.

Определяем число полюсов р:

(1)

где f - частота напряжения, n1 - .частота вращения

по рис. 11-1 определяем [гольд]: о.е.

по рис. 11-2 определяем [гольд]:

Главные размеры. Расчетную мощность определяют по формуле (3) для этого определим значение коэффициента по формуле (2).

(2)

кВт (3)

Определим высоту оси вращения h по таблице 11-1. Для мощности Р2 = 400 кВт и частоте вращения п1 = 600 об/мин получаем высоту оси вращения h = 450 мм. По таблице 9-2 определим предельно допустимое значение наружного диаметра DH1max для известной высоты оси вращения h = 450 мм - DH1max = 850 мм. По той же таблице определяют припуски на штамповку , а так же ширина резаных лент h1 и стандартной рулонной стали h2, из которых штампуются листы сердечника. мм, h1 = 9 мм, h2 = 16 мм. [гольд ]

Исходя из условия DH1max DH1 , принимаем DH1 = 850 мм. Для количества полюсов 2р = 10, внутренний диаметр сердечника статора определяется по формуле (4):

мм (4),

Определим наружный диаметр корпуса по формуле (5):

мм (5)

По рис. 11-3 определим предварительное значение линейной нагрузки статора, для DH1 = 850 и 2р = 10 А/см

Так же по рис 11-4 и 11-5 определяем предварительное значение магнитной индукции в воздушном зазоре в номинальном режиме Тл индуктивное сопротивление машины по продольной оси о.е.

Определим индуктивное сопротивление реакции якоря по продольной оси по формуле (6):

о.е. (6)

Определим полюсное деление по формуле (7):

мм (7)

Коэффициент, учитывающий наличие зазора в стыке полюса и сердечника ротора или полюсного наконечника и полюса, . Обычно , меньшее значение относятся к машинам большей мощности. Примем =1,05. Определим предварительное значение максимальной индукции в воздушном зазоре машины при х.х. по формуле (8):

Тл (8)

Определим величину воздушного зазора между полюсным наконечником и сердечником статора по формуле (9):

мм (9)

В машинах с h = 315-450 мм применяют эксцентричный воздушный зазор, при котором центры радиусов полюсной дуги и внутренней окружности сердечника статора не совпадают. В этом случае зазор имеет наименьшее значение под серединой полюса, постепенно увеличивающегося до к краям наконечника. Для рассматриваемых машин применяют

Определим значения и по формулам (10) и (111):

мм (10)

мм (11)

Определим коэффициент полюсной дуги для 2р=10 по формуле (12)

(12)

по рис. 11-9 для графика 2 определим значение расчетного коэффициента полюсной дуги и коэффициент формы поля возбуждения кв =1,13 [гольд].

Сердечник статора собирают из отдельных отштампованных листов электротехнической стали толщиной 0,5 мм, имеющих изоляционные покрытия для уменьшения потерь в стали от вихревых токов. Для высоты оси вращения 500-450 мм рекомендуется применять сталь 2411.Для этой стали изолирование листов обычно производят лакировкой (КС = 0,95). При использовании двухслойной обмотки с укороченным шагом обмоточный коэффициент коб = 0,91

Определим расчетную длину сердечника статора по формуле (13):

мм (13),

примем мм.

При длине сердечника более 300-350 мм применяют радиальные вентиляционные каналы. В этом случае определяют по формуле (14):

(14)

где , количество вентиляционных каналов (16)

Примем длину пакета стали , при этом количество пакетов определяется по формуле (14):

 (15)

Тогда количество радиальных вентиляционных каналов сердечника статора :

(16)

Для проверки размеров определим показатель :

(17)

По рис. 11-10 определим значение = 1. Условие выполняется. Определим количество пазов на полюс и фазу q1 . Для h = 450 и 2р = 10 получаем q1 = 3.

Определим количество пазов z1 сердечника статора:

(18)

Проверим выполнения условия симметричной обмотки:

целое число. (19)

Сердечник ротора

В синхронных машинах с h = 315-450 мм сердечник ротора выполняют из стали марки Ст3 толщиной 1-2мм. Сердечник ротора собирают из штампованных многогранных листов без изоляционного покрытия. При этом кс =0,98.

Определим длину сердечника ротора по оси h = 450 мм:

мм (20)

Сердечник полюса и полюсный наконечник

В синхронных машинах с h = 315-450 мм, выполняемых с эксцентричным воздушным зазором под полюсными наконечниками, полюса изготовляют из листов стали марки Ст3 толщиной 1-2 мм без изоляционного покрытия и крепят к остову с помощью выступов Т-образной формы, или в виде ласточкиного хвоста. При этом кс =0,98.

Определим длину шихтованного сердечника полюса:

мм (21)

Примем магнитную индукцию у основания сердечника полюса Вп = 1,5 Тл. Определим предварительное значение магнитного потока :

Вб (22)

Определим ширину дуги полюсного наконечника

мм (23)

Радиус очертания полюсного наконечника при эксцентричном воздушном зазоре:

мм (24)

Ширина полюсного наконечника, определяемая хордой

мм (25)

Примем что мм, определим высоту полюсного наконечника по оси полюса для машин с эксцентричном зазором

мм (26)

Поправочный коэффициент зависит от высоты полюсного наконечника и расчетного коэффициента полюсной дуги. При

(27)

Предварительное значение коэффициента магнитного рассеяния полюсов

(28)

Ширина сердечника полюса

мм (29)

Предварительная высота полюсного сердечника

мм (30)

Предварительно внутренний диаметр сердечника ротора

мм, (31)

где кв = 22 определяется как зависимость от D1.

Высота спинки ротора

мм (32)

Расчетная высота спинки ротора с учетом прохождения части магнитного потока на валу

мм (33)

Магнитная индукция в спинке ротора

Тл (34)

4.2.1 Зубцовая зона и обмотка статора

(35)

Укорочение шага для 2р = 10 принимаем . Двухслойную обмотку выполняют с укороченным шагом.

(36)

Принимаем =8

Уточним укорочение шага

(37)

Определим коэффициент укорочения шага

(38)

Определим обмоточной коэффициент

(39)

Определим предварительное значение количества витков в обмотке фазы

 (40)

Примем для 2р = 10 а1 = 5. Определим количество эффективных проводников в пазу

(41)

примем . Для полученного значения определим количество витков в обмотке фазы

(42)

Уточним ряд параметров:

Вб (43)

Тл (44)

А/см (45)

где I1 предварительное значение номинального фазного тока

А (46)

По таблице 9-13 определим среднее значение магнитной индукции в спинке статора =1,2Тл.

Определим по аналогии количество витков дополнительной обмотки статора.

(47)

где NД количество эффективных проводников дополнительной обмотки, для h = 450мм NД = 1, аД =5

Обмотка статора с прямоугольными открытыми пазами. Достоинством прямоугольных открытых пазов статора является возможность размещения в них проводов прямоугольного сечения, что повышает коэффициент заполнения пазов медью, а так же надежность обмотки.

Сопротивление обмотки статора для установившегося режима.

По табл. 11-4 определим для и получили и . Определим коэффициент насыщения при Е=0,5

(153)

МДС для воздушного зазора при Е=1 т.е. А. При этом индуктивное сопротивление продольной реакции якоря

(154)

Индуктивное сопротивление поперечной реакции якоря

(155)

Синхронное индуктивное сопротивление по продольной оси

(156)

Синхронное индуктивное сопротивление по поперечной оси

(157)

Сопротивления обмотки возбуждения

Активное сопротивление обмотки возбуждения, приведенное к обмотке статора, при рабочей температуре

 (158)

Коэффициент магнитной проводимости потоков рассеяния обмотки возбуждения

(159)

Индуктивное сопротивление обмотки возбуждения

(160)

Индуктивное сопротивление обмотки возбуждения

(161)

Сопротивление демпферной обмотки

(162)

Коэффициент распределения демпферной обмотки

(163)

Коэффициент магнитной проводимости потока рассеяния по зубцам полюсного наконечника

(164)

Коэффициент магнитной проводимости пазового рассеяния полюсов

(165)

По рис. 11-23 определим коэффициенты , . Коэффициенты магнитной проводимости рассеяния демпферной обмотки по продольной оси

(166)

Коэффициенты магнитной проводимости рассеяния демпферной обмотки по поперечной оси

(167)

Коэффициент магнитной проводимости рассеяния демпферной обмотки по продольной оси

(168)

Коэффициент магнитной проводимости рассеяния демпферной обмотки по поперечной оси

(169)

Индуктивное сопротивление полной демпферной обмотки по продольной оси

(170)

Индуктивное сопротивление полной демпферной обмотки по поперечной оси

(171)

Активное сопротивление стержней демпферной обмотки по продольной оси

(172)

Активное сопротивление стержней демпферной обмотки по поперечной оси

(173)

Активное сопротивление короткозамыкающих колец демпферной обмотки по продольной оси

(174)

Активное сопротивление короткозамыкающих колец демпферной обмотки по поперечной оси

(175)

Активное сопротивление полной демпферной обмотки по продольной оси

(176)

Активное сопротивление полной демпферной обмотки по поперечной оси

(177)

4.1.8 Расчет магнитной цепи

А (178)

Коэффициент насыщения магнитной цепи

 (179)

Характеристики намагничивания

Расчет характеристик намагничивания и х.х. выполнен в относительных единицах в пределах от 0,5 до 1,3 о.е. В качестве базового значения примем величину Ф =1 о.е. и =1 о.е. Все расчеты параметров представлены в таблице.

Таблица 1

Так же расчетные значения приведены графически на рис.1

Рис.1

Расчет магнитной цепи при нагрузке

По таблице 1 строим частичные характеристики в относительных единицах , ,

Рис.2

Строим векторные диаграммы Блонделя по следующим исходным данным: u1=1 , I1=1, cos=0,8

т.е. =36,870 (отстающий), о.е.

Рис.3

По векторной диаграмме определим ЭДС, индуктированная магнитным полем воздушного зазора о.е. По частичным характеристикам определим МДС для магнитной цепи воздушного зазора и статора а так же МДС для воздушного зазора для . Получаем о.е., о.е.

Предварительный коэффициент насыщения

(180)

По рис 11-17 определим поправочные коэффициенты насыщения магнитной цепи , ,

По табл. 11-4 определим для и получили и

Примем коэффициент формы поля реакции якоря

Амплитуда МДС обмотки статора

(181)

Амплитуда МДС обмотки статора в относительных единицах

(182)

Поперечная составляющая МДС реакции якоря, с учетом насыщения, отнесенная к обмотке возбуждения

 (183)

ЭДС обмотки статора, обусловленная действием МДС реакции якоря . По векторной диаграмме определим угол при этом ,.

Продольная МДС реакции якоря с учетом влияния поперечного поля при эксцентричном зазоре

(184)

Продольная составляющая ЭДС, наводимая в обмотке статора результирующим потоком по продольной оси определим по векторной диаграмме . По частичным характеристикам определим МДС по продольной оси, необходимой для создания ЭДС получим

Результирующее МДС по продольной оси

(185)

По частичным характеристикам определим значение . Определим результирующий магнитный поток

(186)

По частичным характеристикам определим значение . Определим МДС обмотки возбуждения при нагрузке

 (187)

Определим действительное значение МДС обмотки возбуждения при нагрузке

А (188)

Определение размеров магнитопровода

Активное сечение Рст стержня, т. е. сечение активной стали, будет зависеть от выбранной формы сечения, числа ступеней и коэффициента заполнения.

Число ступеней в принципе должно быть возможно большим, потому что чем больше ступеней, тем большим будет коэффициент Кз.кр заполнения площади круга геометрической фигурой сечения стержня. Но по технологическим соображениям число ступеней часто предпочитают ограничивать с тем, чтобы не усложнять производство чрезмерно большим количеством размеров пластин. Поэтому число ступеней выбирается в зависимости от выбранного диаметра D.

Выбранное число ступеней определяет число пакетов пластин, из которых складывается сечение стержня. Наибольшее сечение стержня (ступенчатой фигуры) получается лишь при определенных соотношениях ширины сп пакетов к диаметру D. Эти соотношения различны для разных чисел ступеней. Ширина каждого пакета cп получается путем умножения соответствующего коэффициента на диаметр D.

Сечение ярма, поскольку магнитный поток в ярме такой же величины, как и в стержне, теоретически (по крайней мере в геометрическом смысле) должно было бы повторять сечение стержня. Однако ярмо не несет обмоток и поэтому его форма не обусловлена в этом отношении особыми требованиями. С другой стороны, желание упростить в какой-то мере конструкцию магнитопровода приводит к уменьшению числа ступеней сечения ярма по сравнению со стержнем.

В случае применения прямоугольного или двухступенчатого ярма необходимо увеличивать его сечение, т. е. делать так называемое усиление ярма. Усиление ярма делается из следующих соображений. Так как пакеты ярма в этих случаях не равны соответствующим пакетам стержня, то при равных общих сечениях магнитные индукции в пакетах будут разными. Например, в прямоугольном ярме сечение среднего пакета, очевидно, будет меньше сечения среднего (большего) пакета стержня, следовательно, индукция в среднем пакете ярма будет больше средней индукции. Кроме того, индукция будет стремиться выравниваться по общему сечению, а это значит, что часть магнитного потока будет переходить из одного пакета в другой, вызывая добавочные потери от вихревых токов в пластинах стали. Это явление главным образом будет происходить в углах магнитопровода.

Чтобы уменьшить добавочные потери и отчасти несколько уменьшить перераспределение магнитного потока по пакетам, делают усиление ярма. Величина усиления обычно составляет 10-15% при прямоугольном ярме и около 5% при двухступенчатом ярме. При этом только в среднем (большем) пакете ярма индукция будет примерно на 10% больше средней индукции стержня.

Так как пакеты стержня и ярма собираются из тонких изолированных пластин электротехнической стали, то из-за наличия изоляционных прослоек и неплотностей между пластинами активное сечение стержня и ярма на несколько процентов меньше площади ступенчатой фигуры.

Активное сечение определяется умножением площади сечения ступенчатой фигуры на коэффициент заполнения сталью этой площади. Для обычно применяемого двустороннего изоляционного покрытия пластин лаковой пленкой коэффициент заполнения имеет значение 0,93.

Основные размеры магнитопровода Н и МО определяются после расчета обмоток, при котором производится раскладка витков в окне магнитопровода и тем самым определяются размеры окна магнитопровода.

Выбор размеров пластин пакетов стержня

Сечение стержня по заданию имеет шестиcтупенчатую форму, ярма - двухступенчатую. Значения c подбираем до ближайшего нормализованного размера, дающего наивыгоднейший раскрой стали:

c1 = 0,959 · 245 = 234,955, принимаем 230 мм;

c2 = 0,875 · 245 = 214,375, принимаем 215 мм;

c3 = 0,768 · 245 = 188,16, принимаем 195 мм;

c4 = 0,64 · 245 = 156,8, принимаем 155 мм;

c5 = 0,484 · 245 = 118,58, принимаем 120 мм;

c6 = 0,283 · 245 = 69,335, принимаем 65 мм.

Затем определяем толщину b пакетов с тем, чтобы ступенчатая фигура вписывалась в окружность диаметра D = 245 мм. Эти действия удобно записать в следующем виде:

b1 = (D2 - c12)1/2 = (2452 - 2302)1/2 = 84 мм;

2b2 = (D2 - c22)1/2 - b1 = (2452 - 2152)1/2 - 84 = 33 мм;

2b3 = (D2 - c32)1/2 - (b1 + 2b2) = (2452 - 1952)1/2 - 117 = 31 мм;

2b4 = (D2 - c42)1/2 - (b1 + 2b2 + 2b3) = (2452 - 1552)1/2 - 148 = 41 мм;

2b5 = (D2 - c52)1/2 - (b1 + 2b2 + 2b3 + 2b4) = (2452 - 1202)1/2 - 189 = 24 мм;

2b6 = (D2 - c62)1/2-(b1 + 2b2 + 2b3 + 2b4 + 2b5) = (2452 - 652)1/2 -213 = 23 мм;

b = 236 мм.

Далее определяем геометрическое и активное сечение стержня. Коэффициент заполнения Кз принимаем равным 0,93.

Определяем сечение стержня:

· пакет 1 23 · 8,4 = 193,2 см2;

· пакет 2 21,5 · 3,3 = 70,95 см2;

· пакет 3 19,5 · 3,1 = 60,45 см2;

· пакет 4 15,5 · 4,1 = 63,55 см2;

· пакет 5 12 · 2,4 = 28,8 см2;

· пакет 6 6,5 · 2,3 = 14,95 см2;

· FФ = 431,9 см2.

Fст = Кз · FФ = 0,93 · 431,9 = 401 см2.

Расчет сечения ярма

Сечение двух средних пакетов стержня (для расчета весов углов магнитопровода):

F'ст = 0,93 · (193,2 + 70,95) = 245 см2. (189)

Сечение ярма двухступенчатой формы обычно делается усиленным, т.е. его сечение должно быть примерно на 5% больше сечения стержня.

Для определения ширины пластины среднего пакета ярма, т.е. его высоты h1, сначала предположим, что ярмо имеет прямоугольную форму с усилением 15%: принимаем 21,5 см. Ширина пластин крайних пакетов ярма равна примерно 0,8 · h1, т.е h2 = 0,8 ·21,0 = 16,8, принимаем 17,5 см.

Определяем активное сечение ярма:

Fя = Кз · [(b1 + 2 ·b2) · h1 + 2 · (b3 + b4 + b5 + b6) · h2] =

= 0,93 · [(84 + 33) · 21,5 + (31 + 41 + 24 + 23) · 17,5] = 427 см2. (190)

Коэффициент усиления ярма:

Kу = (Fя - Fст) / Fст = (427 - 401) / 401 = 0,065, или 6,5%. (191)

4.1.9 Потери и КПД

Расчет потерь тока холостого хода

Потери холостого хода Pх состоят главным образом из потерь в активной стали магнитопровода. Электрические потери в первичной обмотке, вызванные током холостого хода, относительно малы и ими пренебрегают.

Потери в конструкционных стальных деталях остова и диэлектрические потери в изоляции, имеющие место при холостом ходе, не поддаются точному расчету, и они обычно учитываются коэффициентом добавочных потерь, определяемым опытным путем. Потери в стали состоят из потерь от перемагничивания (гистерезиса) и потерь от вихревых токов. Процентное соотношение этих потерь (бывает различно и зависит от марки применяемой электротехнической стали.

При расчете потерь в стали, а также при их измерении во время испытания генератора определяют общие потери в стали, не разделяя их по отдельным составляющим, так как в этом нет необходимости .

Потери в стали зависят от ее марки, толщины, частоты тока, индукции и веса. Значения удельных потерь, т.е. потерь на единицу веса, выражаемых в вт/кг, нормированы ГОСТ 802-58. Однако в готовом генераторе на величину потерь в стали влияет еще целый ряд факторов, как-то: род изоляции пластин, применение отжига пластин после их обработки, качество сборки, конструкция магнитопровода и др. Точный учет влияния этих факторов не всегда возможен, поэтому при расчете пользуются кривыми или таблицами, составленными на основании испытания реальных конструкций магнитопроводов. К данным таблиц, взятым за основные, вносятся корректирующие поправки в виде коэффициентов, учитывающих конкретные особенности конструкций магнитопровода, а также и технологию его изготовления.

Значения удельных потерь и намагничивающей мощности стали взяты из табл. 4.1. Так как значение индукции в стержнях и ярмах обычно различаются между собой, то потери в стали определяются отдельно для стержней и ярм, и затем результаты складываются.

К полученному значению потерь в стали вносятся поправочный коэффициент добавочных потерь Кд, учитывающий неравномерное распределение индукции по сечению стержня и ярма, который может быть взят из табл. 4.2[1]. При расчете потерь в магнитопроводе, собранном из пластин холоднокатаной стали обычной конструкции - с прямыми стыками, потери в углах магнитопровода увеличиваются. Это увеличение потерь происходит вследствие несовпадения направления магнитных линий и направления прокатки стали, и может быть учтено коэффициентом Ку = 1,5 для стали. На этот коэффициент умножается вес стали углов магнитопровода.

При холостом ходе генератора по его первичной обмотке течет ток холостого хода Io. У идеального генератора (не имеющего потерь) это будет чисто намагничивающий ток, т.е. ток, создающий намагничивающую силу (ампер-витки), необходимую для образования в магнитопроводе главного магнитного потока Ф, сцепленного с обеими обмотками генератора. У реального генератора ток холостого хода состоит из реактивной (намагничивающий ток) и активной (компенсирующей потери холостого хода) составляющих.

Ток холостого хода и его составляющие обычно выражают в % от номинального тока.

Что касается намагничивающего тока Iop, то его величина при определенном значении индукции, так же как и потери холостого хода, зависит в первую очередь от сорта применяемой стали и конструкции магнитопровода.

Расчет намагничивающей мощности, потребляемой сталью магнитопровода, производится аналогично расчету потерь. Значения удельной намагничивающей мощности q берутся по таблице. Но так как главный магнитный поток Ф на своем пути должен проходить также через места стыков (зазоров) между пластинами, то на преодоление сопротивления стыков требуется дополнительная намагничивающая мощность, которая будет зависеть от конструкции магнитопровода -- стыковой или шихтованный, величины зазора, схемы шихтовки и, разумеется, индукции.

Потери холостого хода:

Pх = Kд · [pст · Gст + pя · (Gя.п + Kу · Gя.у)] = 1,02 · [1,70 · 512 + 1,47 · (419 + 1,50 · 122)] = 502 Вт.

где pст, pя, вт/кг - значения удельных потерь, взятые по табл. 4.1[1] для определенных значений индукции;

Gст, Gя.п, Gя.у, кг - вес стержней, прямых и угловых частей ярм;

Кд - коэффициент добавочных потерь;

Ку - добавочный коэффициент для углов магнитопровода.

Намагничивающий ток:

iop = [qст · Gст + qя · Gя + nст · qз.ст · Fст + nя · qз.я · Fя] / [10 · S] =

[16,50 · 612 + 9,30 · 641 + 3 · 3,01 · 401 + 4 · 2,19 · 427] / [10 · 1000] = 4,07 %, (192)

где qст и qя, вар/кг - удельные намагничивающие мощности для стержней и ярм;

Gст и Gя, кг - вес стержней и ярм;

nст и nя - число стыков по сечениям стержня и ярма;

qз.ст и qз.я, вар/см2, - удельные намагничивающие мощности на один стык;

Fст и Fя, см2, - сечения стержня и ярм (без учета коэффициента заполнения).

Активная составляющая тока холостого хода:

ioа = Pх / (10 · S) = 502 / (10 · 700) = 0,0717 %. (193)

где Pх, вт - потери холостого хода; S, вт - мощность генератора.

Ток холостого хода:

io = (iop2 + ioa2)1/2 = (4,072 + 0,07172)1/2 = 4,14 %. (194)

Расчет потерь короткого замыкания

Потерями короткого замыкания Рк называется мощность, определяемая по ваттметру при проведении опыта короткого замыкания . Основную часть потерь короткого замыкания, составляют электрические потери в обмотках или, точнее, в обмоточных проводах. Кроме электрических потерь в обмотках, в состав потерь короткого замыкания входят также добавочные потери в проводах, стенках бака и деталях конструкции и потери в отводах.

Электрические потери в обмотках, вызванные нагрузочными токами в них, рассчитываются по основной формуле мощности электрического тока, затрачиваемой в цепи. В заводской практике часто пользуются преобразованной формулой, в которую входят плотность тока и вес обмоточного провода. Так как плотности тока и вес провода у первичной и вторичной обмоток отличаются между собой, то потери в обмотках рассчитываются для каждой из обмоток отдельно и затем суммируются.

Потери в обмотке НН:

PкНН = Kп · дНН2 · GНН = 2,40 · 4,222 · 136 = 1256 Вт,

где Кп - коэффициент потерь для медного провода из табл. 5.1[1]; дНН, а/мм2 - плотность тока обмотки низкого напряжения; GНН, кг - вес провода обмотки низкого напряжения.

Потери в обмотке ВН:

PкВН = Kп · дВН2 · GВН = 2,40 · 3,782 · 184 = 1321 Вт,

где Кп - коэффициент потерь для медного провода из табл. 5.1[1];

дВН, а/мм2 - плотность тока обмотки высокого напряжения;

GВН, кг - вес провода обмотки высокого напряжения.

Потери в отводах обмотки низкого напряжения вычисляются по эмпирической формуле:

Pотв = (S / 100) · (IфНН / 100) = (1000 / 100 ) · (1443,4 / 100) = 144 Вт.

Потери в отводах обмотки высокого напряжения не вычисляются, так как они малы.

Потери короткого замыкания:

Pк = PкНН + PкВН + Pотв = 4232 + 5723 + 144 = 2520 Вт.

Расчет напряжения короткого замыкания

Напряжение короткого замыкания генератора, представляющее полное падение напряжения в нем, измеряется у готового генератора при опыте короткого замыкания. Опыт короткого замыкания заключается в том, что вторичную обмотку (обычно НН) замыкают накоротко, а к первичной обмотке через регулятор напряжения РН подводят напряжение. Напряжение поднимают от нуля до тех пор, пока амперметр не покажет номинальное значение тока I1. Так как вторичная обмотка представляет собой замкнутый контур, то в ней также возникнет номинальный ток I2. Ввиду отсутствия внешней вторичной цепи мощность, которую покажет ваттметр, называется мощностью, или потерями короткого замыкания Рк, которые состоят из потерь в обмоточных проводах, добавочных потерь и потерь в отводах.

Напряжение, которое необходимо подвести к одной из обмоток генератора, чтобы в ней установился ток, соответствующий номинальной мощности, при замкнутой накоротко второй обмотке называется напряжением короткого замыкания. Это напряжение Uк компенсирует активные и реактивные падения напряжения в обеих обмотках, вызванные токами I1 и I2, и поэтому является полным падением напряжения в генераторе. Напряжение короткого замыкания составляет несколько процентов от номинального напряжения (от 5,5 до 7,5% для генераторов габаритов I--II--III напряжением до 35 кв). Так как насыщение магнитопровода, а следовательно, потери и ток холостого хода будут при этом весьма малы, то последними при расчете Uк можно пренебречь.

При нагрузке генератора в его обмотках возникают нагрузочные токи, создающие соответствующие намагничивающие силы I1w1и I2w2. Вследствие этого вокруг каждой из обмоток образуются потоки рассеяния. Так как токи в первичной и вторичной обмотках согласно правилу Ленца направлены в противоположные стороны, то оба потока рассеяния, создаваемые намагничивающими силами обеих обмоток, складываются в общий поток рассеяния Фр, проходящий через промежуток между обмотками, называемый главным каналом рассеяния.

Ввиду наличия потоков рассеяния в обеих обмотках должно существовать некоторое реактивное падение напряжения, обозначаемое Uр1и Uр2.

Для расчета реактивного падения напряжения, или иначе напряжения рассеяния, необходимо знать магнитное сопротивление потоку рассеяния данного генератора. Так как расчет действительного потока рассеяния ввиду сложности его формы крайне затруднителен, то вместо него производится расчетболее простого, фиктивного, потока рассеяния Фф, эквивалентного действительному. Направление магнитных линий фиктивного потока принято прямолинейным. Форма фиктивного потока принята как наиболее простая цилиндрическая, с направлением магнитных линий, параллельным оси обмоток. Длина фиктивного потока согласно теоретическим исследованиям Вне обмоток поток рассеяния имеет относительно малую плотность и частично проходит по стальным частям генератора и поэтому встречает малое сопротивление.

Активная составляющая напряжения короткого замыкания:

uа = Pк / (10 · S) = 10099 / (10 · 1000) = 1,01 %, (195)

где Pк, вт - потери короткого замыкания;

S, вт - мощность генератора.

Приведенный канал рассеяния:

Д = a12 + (a1 + a2) / 3 = 0,90 + (2,30 + 2,40) / 3 = 2,47 см, (196)

a12, см - радиальный размер главного канала;

a1, см - радиальный размер обмотки низкого напряжения;

a2, см - радиальный размер обмотки высокого напряжения.

Напряжение на одном витке обмотки:

ew = UНН / (31/2 · wНН) = 400 / (31/2 · 16) = 14,43 В. (197)

где UНН, в - линейное напряжение обмотки низкого напряжения;

wНН - число витков обмотки низкого напряжения.

Напряжение рассеяния:

u'р = (IфНН · wНН · Dср · Д · Кр) / (806 · ew · Ho) =

(1443,4 · 16 · 29,20 · 2,47 · 0,97) / (806 ·14,43 · 60,50) = 2,29 %, (198)

где IфНН, а - фазный ток обмотки низкого напряжения;

Dср, см - средний диаметр главного канала рассеяния.

Напряжение рассеяния с запасом 5%:

uр = 1,05 · u'р = 1,05 · 2,29 = 2,40%. (199)

Напряжение короткого замыкания:

uк = (uа2 + uр2)1/2 = (1,312 + 2,402)1/2 = 2,63%. (200)

Расчет изменения напряжения

Изменением напряжения ДU генератора называется арифметическая разность между номинальным вторичным напряжением U2ном и вторичным напряжением U2, которое получается (устанавливается) на зажимах вторичной обмотки при нагрузке генератора и заданном коэффициенте мощности нагрузки cos ц. Изменение напряжения происходит вследствие наличия активных и реактивных падений напряжений в первичной и вторичной обмотках генератора.

При cos ц = 0,8:

Дu = uа · cos ц + uр · sin ц + (uр · cos ц - uа · sin ц)2 / 200 =

1,31 · 0,8 + 2,40 · 0,6 + (2,40 · 0,8 - 1,31 · 0,6)2 / 200 = 2,49 %. (201)

При cos ц = 1:

Дu = uа + uр2 / 200 = 1,31 + 2,402 / 200 = 1,34 %. (202)

Расчет коэффициента полезного действия

Коэффициентом полезного действия (к.п.д.) генератора, как и всякого другого преобразователя энергии, называется отношение отдаваемой (полезной) мощности к затраченной (подведенной), или отношение вторичной мощности Р2 к первичной мощности Р1, выраженное в %. Ввиду высоких значений к.п.д. генератора (от 95 до 99,5% в зависимости от мощности) значения P1 и Р2 мало отличаются друг от друга. Поэтому для более точного расчета к.п.д. целесообразно первичную мощность представить равной вторичной плюс потери генератора.

4.1.10 Проверка теплового режима

Потери электрической энергии, возникающие при работе трансформатора в его магнитопроводе и обмотках, а также в деталях конструкции, превращаются в тепловую энергию и вызывают нагревание соответствующих частей трансформатора. Материалы, из которых изготовляется трансформатор, главным образом его изоляционные детали, допускают нагревание лишь до известного предела. Пределы допустимого нагрева для каждого вида материала устанавливаются опытным путем, исходя из надежной длительной работы трансформатора. Вместе с тем в большинстве случаев более полное использование активных материалов получается при повышении их температуры. В связи с этим трансформатор должен быть рассчитан и сконструирован таким образом, чтобы во время работы было бы обеспечено его достаточное охлаждение.

Выделяющееся в трансформаторе тепло рассеивается в окружающую среду. Это тепло передается через внешнюю поверхность трансформатора - обмоток и магнитопровода у сухих трансформаторов и наружных стенок бака и охлаждающих устройств у масляных трансформаторов. Если бы это тепло не рассеивалось, то температура трансформатора непрерывно бы повышалась за счет его теплоемкости, что привело бы к разрушению в первую очередь его изоляции, и трансформатор вскоре вышел бы из строя.

Находившийся длительное время в отключенном состоянии трансформатор имеет температуру, равную температуре окружающего воздуха. С момента включения трансформатор начинает нагреваться. Как только температура его частей станет выше температуры окружающего воздуха, тепло от трансформатора начнет передаваться окружающему воздуху. С этого момента начинается процесс охлаждения трансформатора. Но как только трансформатор начнет отдавать тепло окружающему воздуху, повышение температуры его частей будет замедляться, так как одновременно будет усиливаться охлаждение, и, наконец, наступит установившееся тепловое состояние. При этом состоянии количество выделяющегося в трансформаторе тепла станет равным отведенному от него теплу, благодаря чему превышение температуры трансформатора сверх температуры окружающего воздуха станет неизменным. Значение превышения температуры для краткости часто называют перегревом. Так, например, перегрев обмотки над воздухом означает превышение температуры обмотки сверх температуры окружающего воздуха.

Охлаждение какого-либо нагретого тела в воздухе происходит путем рассеивания тепла с поверхности тела. Это рассеивание тепла происходит двумя путями: тепловым излучением, конвекцией (переносом тепла нагретыми частицами воздуха или жидкости). Так охлаждается трансформатор с естественным воздушным охлаждением, или так называемый сухой трансформатор. Однако воздушное охлаждение мало интенсивно и для трансформаторов даже средней мощности является недостаточным. В связи с этим стало применяться (с 1889 г.) масляное охлаждение, позволившее строить крупные трансформаторы и притом на высокое напряжение.