Крытые |
(рис. 8-13) высотой |
/г=90 |
мм и шириной |
а=22 |
мм. Ротор |
массивный без демпферной обмотки -х=1,7. |
|
|
|
|
|
|
Индуктивное сопротивление рассеяния статора с учетом насы |
щения головок зубцов в момент короткого замыкания |
(открытый |
паз) Jr =0,39 Ом. |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Решение. |
Ударный |
ток короткого замыкания |
/ м а |
к с = " V |
2 X |
X Ет/Хг |
= 1,7 >^~ТГ-6 300/К~37"0,39^= 22 350 А. Полный |
ток |
паза |
при коротком замыкании |
F » и а к с |
= 47 м а нс = 4 4 700 |
А. |
Поперечная |
индукция в |
пазу |
непосредственно |
над |
обмоткой |
(зона |
/ с |
на |
рис. 8-13) |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Bg = |
^ ; и в / |
« |
= 1,256-44 700/2,2 = |
2,5 |
Т. |
|
|
|
На |
рис. 8-13 |
показан |
график индукции |
для отдельных |
зон паза |
без учета насыщения (сплошная линия) и с учетом насыщения (пунк тирная линия). Принимая приближенно, что средняя поперечная индукция действует в половине паза, получаем:
Вя |
ср = 2,5/2 =1,25 Т. |
|
Этому значению индукции для стали, используемой в генерато |
рах, соответствует относительная |
проницаемость |
ц г = 1 300: |
2ph = |
Л |
н.г + 1 |
, ' |
2 — In |
, ^ 0, 0. |
|
Следовательно, согласно рис. 8-9 силы в пазу останутся прак тически такими же, как при ненасыщенной стали. На дно паза со гласно (8-26в) будет действовать сила
Fd = — 2и0 /2 макс*/а =
=—2 • 0,4л; • 22 3502 • Ю-* • 1/0,022 = —57 600 Н/м.
Пр и м е р 2. Определить влияние насыщения на силы при ко ротком замыкании в пазу с размерами 90 X 25 мм. Полный ток паза при коротком замыкании составляет 100 000 А.
Решение.
|
1 |
100 000 |
2,52 Т. |
В 9 с Р = ^ - 0 , 4 т : . 1 0 - 6 |
2 5 . 1 0 - , — = |
Этому значению |
соответствует |
относительная проницаемость ( А Г = |
90 |
11 |
|
|
= 10 и 2/?А = 2 |
l n - g - = 1,62. |
Из рис. 8-9 |
следует, ^что силы, |
рассчитанные по упрощенным формулам Кальверта, не учитывающим насыщения, уменьшатся здесь под влиянием насыщения примерно в 2 раза.
Сила, действующая на дно паза на метр его длина, будет равна: Fd = —2-0,4л- Ю - 6 • 50 ООО2 А/25 - 10"3 =
= 251 000-0,5 Н/м.
420 Без учета насыщения получилась бы сила 256 000 Н/м.
|
Г Л А В А Д Е В Я Т А Я |
|
МЕСТНЫЙ НАГРЕВ |
|
ЭЛЕМЕНТОВ КОНСТРУКЦИЙ |
|
9-1. ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫЕ КРИТЕРИИ |
|
МЕСТНЫХ ПРЕВЫШЕНИЙ ТЕМПЕРАТУРЫ |
В |
мощных и сверхмощных электрических машинах |
и |
трансформаторах, элементах распределительных |
устройств и т. п. иногда могут иметь место значитель ные местные нагревы конструктивных элементов, вы званные вихревыми токами, наведенными сильными по токами рассеяния. Явления эти могут угрожать безопас ности и надежности этих дорогостоящих ответственных объектов, тем 'более, что их не всегда удается локализи ровать и предвидеть во время нормальных контрольных испытаний. Поэтому важно и необходимо разработать общий метод предвидения и проверки возможности по явления таких местных перегревов. В [Л. 1-28 и 9-1] был предложен такой метод, опирающийся на электромаг нитные критерии.
В качестве критерия, определяющего возможный на грев данного элемента или его части во время эксплуа тации выше допустимой температуры, можно принять значение тангенциальной напряженности магнитного по ля в данной точке поверхности тела. Таблицу таких до пустимых значений можно построить на основании ана лиза отдачи тепла различными телами.
В случае массивных элементов, расположенных во внешнем переменном электромагнитном поле, можно считать, что все потери выделяются на их поверхности (3-9). ;В случае, когда толщина рассматриваемого эле мента будет настолько мала, что можно пренебречь из менениями температуры по толщине (что часто имеет место), а также когда единичные потери одинаковы на всей поверхности тела и нет отвода тепла внутри самого металла, все выделяющееся тепло Pi на единицу по верхности будет отдаваться телом в окружающее про странство по закону
где а' — коэффициент теплоотдачи, учитывающий кон векцию и излучение; х> — превышение температуры ме талла над окружающей средой,
Изменения коэффициента |
а' в функции |
температуры |
в пределах, допустимых г> в |
электрических |
машинах и |
трансформаторах, можно приближенно выразить зави
симостью [Л. 9-1] |
|
|
|
|
а' = а/ 0 (г>/'&о)0 '2 5 . |
|
|
(9-2) |
Проблема расчета |
температуры |
сводится, |
следова |
тельно, к определению |
единичных |
потерь мощности Pi |
на поверхности рассматриваемого |
элемента, |
а |
также |
к выбору возможных поправок для |
коэффициента |
тепло |
отдачи а', учитывающих отвод тепла внутри самого ме талла в случае неравномерного распределения темпера туры в массе металла.
Рассмотрим здесь в качестве примеров несколько типичных случаев, к которым можно свести различные задачи этого рода, встречаемые на практике.
|
Толстые |
металлические |
плиты |
с постоянной |
магнит |
ной |
проницаемостью и толщиной, |
превышающей |
двой |
ную |
глубину |
проникновения |
электромагнитной |
волны. |
Положим при этом, что симметрично на о'бе поверхности
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
плиты падает |
плоская |
электромагнитная |
поляризован |
ная |
волна |
(§ 2-11). Потери активной мощности |
па |
еди |
ницу |
поверхности |
выражаются здесь |
с |
помощью |
нор |
мальной |
составляющей |
вектора Пойнтинга |
(3- 10а). |
Эта |
мощность |
в |
виде тепла отводится |
непосредственно |
в окружающую среду с обеих поверхностей путем кон
векции и излучения.. Подставляя, следовательно, (3-10а) |
и (9-2) |
в (9-1), получаем наибольшее допустимое (кри |
тическое |
или критериальное) значение |
напряженности |
магнитного поля на поверхности плиты |
Я т Д 0 п , выше ко |
торого температура может превысить допустимое зна чение
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Плита может |
охлаждаться |
воздухом либо маслом. |
Если согласно |
стандартам |
за |
наивысшую |
допустимую |
температуру детали принять в обоих |
случаях |
110°С, а з а |
наибольшее допустимое |
превышение |
температуры |
над |
охлаждающим |
агентом |
принять |
для |
воздуха |
f>i=r} 0 i = |
= 75°С и для |
масла т>2 |
= гЗ'о2= 15 °С, |
коэффициенты |
теп |
лоотдачи— для |
|
воздуха |
a'oi = 15 Вт/м 2 - °С |
(вертикаль |
ная поверхность |
в воздухе |
[Л. |
9-1]) |
и для |
масла а'ог = |
= 90 Вт/(м 2 - °С), то произведения |
|
|
|
|
a ' o A i = 1 5 - 7 5 |
: = 1 |
125 |
Вт/м2 для воздуха; I |
а 'о2^0 2 — 90-15 |
= |
1 350 |
Вт/м2 |
для |
масла |
J |
мало отличаются по величине. |
|
|
|
Можно, следовательно, принять, |
что |
значения Я т д о п |
будут практически |
одинаковыми |
для |
обоих |
способов |
охлаждения и будут соответствовать меньшему значе нию.
Для медной плиты (у2 0 „с = 56 • 106 См/м, ц — ц0) при
50 Гц и вышеприведенных условиях охлаждения полу чим:
|
|
|
|
|
|
|
Я т си Д оп<320 - 10 2 А/м. |
(9-За) |
Для плиты, |
из |
немагнитной |
аустенитной |
стали это |
значение 'будет около 200 • |
102 |
А/м. |
|
Т о л с т а я |
с т а л ь н а я |
п л и т а , о х л а ж д а е м а я |
с о б е и х с т о р о н . |
В случае, |
когда плоская |
поляризо |
ванная волна падает на плиту с обеих сторон, для (7-21) можно использовать аппроксимацию (7-8) характери стики намагничивания (для сильных полей), откуда по лучим:
где |
аР*»-1,4 с ^ З Ю - 1 0 2 |
А/м, с2 = 7,9 (для |
конструкцион |
ной |
стали |
и стального |
литья), |
уг = уго°с- 192°/(172-И), |
t — температура исследуемого стального элемента. |
|
|
Учитывая (9-1) и (9-2), получаем: |
|
|
( |
|
^/^fS: , №+^,=«.^, |
после подстановки |
предыдущих |
постоянных, |
а также |
/ = |
= 50 Гц |
и у20ос =7 - 10 6 |
См/м, |
в условиях |
воздушного |
охлаждения при *=110°С, f > = # 0 = 7 5 c C , а ' 0 |
= |
15 Вт/(м 2 Х |
Х°С) можно привести к виду |
|
|
|
|
|
|
7,9Я^ + |
3 1 0 - 1 0 2 Я т - 2 , 5 - 1 0 8 = |
0, |
|
|
откуда |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Нт |
доп.ст s^40-102 А/м. |
|
(9-6а) |
Почти такое же значение получим при масляном охлаждении и принятых допустимых условиях (9-4).
Из сравнения (9-За) и (9-'6а) следует, что на поверх ности стальных элементов магнитное поле должно быть в 5—8 раз слабее, чем в случае немагнитных материа лов.
Если тепло отводится только с одной стороны (на пример, в крышке трансформатора, которая соприкаса ется с маслом, нагретым до температуры стали), рас четный коэффициент теплоотдачи а' в (9-3) и (9-6) сле дует уменьшить приблизительно на половину. Тогда получим наименее благоприятные условия:
для меди
^ с и Д О П < 3 2 0 . 1 0 7 ^ 2 = 226. Ю2 |
А/м; |
для стали |
(9-7) |
Я т д о п . с Т < 4 0 . 1 0 7 } / 2 - - = 2 8 . 1 0 2 |
А/м. |
В случае, когда на толстые плиты с двусторонним охлаждением падает плоская волна только с одной сто роны, получим наиболее благоприятные условия, кото рым соответствует как бы удвоение коэффициента теп лоотдачи, т. е.:
для |
меди |
|
|
|
" т с и д о „ < 3 2 0 - Ю 3 |
К 2 = 453.1(Р А/м; |
(9-8) |
для |
стали |
|
|
|
|
Нтдоп.ст<40-102У2 |
=56,5 - Ю2 А/м. |
|
Проницаемые электромагнитные экраны при одно стороннем падении электромагнитной волны можно ис следовать с помощью (4-32). В случае двустороннего охлаждения получаем:
т д о п |
х V (оу. $0.25 |
> |
|
^ J > |
где х — коэффициент |
из (4-33), показан |
на |
рис. 4-9. |
Для kd~^\ можно |
принять х ~ 1, и |
(9-9) |
становится |
идентичной (9-8). Для kd< 1 допустимая |
напряженность |
магнитного поля на поверхности быстро уменьшается по
|
|
|
|
|
мере |
уменьшения |
толщины почти прямолинейно (1/х~ |
~kd). |
Это значит, |
что тонкие |
односторонние экраны, |
в особенности стальные, |
могут |
достигать недопустимые |
превышения температуры. |
Для стали с |хг = 500н-1 000 и |