Файл: Данилевич, Я. Б. Добавочные потери в турбо- и гидрогенераторах.pdf

Т а б л и ц а В-3 (продолжение)

П р и м е ч а н и е . Добавочные потери не наблюдаются: 1 — при холостом ходе; 2 — при коротком замыкании.

венным образом сказываются на характере распределения потерь в целом, особенно добавочных потерь. Поэтому вопросы, связан­ ные с изучением особенностей добавочных потерь в крупных турбо- и гидрогенераторах, разработкой методов их расчета и исследования, имеют большое практическое и научное значение.

В . 2 . Источники добавочных потерь

Источником добавочных потерь в турбо- и гидрогенераторах являются поля рассеяния обмоток и высшие гармонические поля статора и ротора.

В табл. В-3 дана систематизация основных составляющих добавочных потерь, имеющих место в турбо- и гидрогенераторах, а также указывается место их проявления. При этом имеются в виду только потери в установившихся режимах. Потери в анор­

Режим номинальной нагрузки обычно рассматривается как наложение режимов холостого хода при номинальном напряжении и установившегося трехфазного короткого замыкания при номи­ нальном токе. Аналогично этому добавочные потери также раз­ деляются на потери холостого хода и короткого замыкания. При вычислении суммарных потерь номинального режима потери холостого хода и короткого замыкания складываются.

Такой прием определения суммарных потерь является при­ ближенным. Для машин с косвенным охлаждением, в которых добавочные потери относительно невелики, а вызываемые ими

8

местные перегревы несущественны, ошибка, допускаемая при сложении потерь холостого хода и короткого замыкания, не имеет

стает. В результате точность определения добавочных потерь начинает сказываться на уровне кпд крупных машин, а возни­ кающие местные перегревы начинают в некоторых случаях огра­ ничивать их работу. Поэтому для крупных машин с непосредст­ венным охлаждением требуется уточнить методы предопределения добавочных потерь при номинальной нагрузке и оценить ошибку,

шение линейных нагрузок связано с существенным усилением интенсивности полей рассеяния в торцовой зоне турбо- и гидро­ генераторов.

Опыт эксплуатации турбогенераторов показывает, что в гене­ раторах мощностью 100—150 Мвт поля рассеяния не проявляются в такой степени, чтобы возникала необходимость в каких-либо специальных мерах по их ограничению и снижению местных на­ гревов. Однако уже на первых турбогенераторах мощностью 200—300 Мвт с линейной нагрузкой, в 1.6—1.8 раза превышаю­ щей нагрузку турбогенераторов типа ТВ2-150-2 с косвенным водородным охлаждением, были замечены подгары в плоскостях разъемов диффузоров, внутренних щитов, повышенные нагревы кронштейнов и других конструктивных элементов зоны лобовых частей генераторов. Поэтому последующие машины мощностью 200—300 Мвт стали выполняться с немагнитными элементами крепления обмотки статора, нажимными пальцами, плоскости разъемов диффузоров и внутренних щитов были тщательно изо­ лированы. Для уменьшения потерь в нажимной плите применя­ ются электромагнитные экраны, сама плита выполняется из немагнитной стали, зубцы концевых пакетов сердечника статора делаются с рассечкой по высоте. Тем не менее опыт испытаний турбогенераторов мощностью 500 Мвт показал, что требуется дальнейшее углубленное исследование электромагнитных про­ цессов в зоне лобовых частей мощных генераторов.

На рис. В-3 схематично показаны сечения торцовой зоны турбогенераторов мощностью 100 и 800 Мвт, выполненные в од­ ном масштабе. Из рисунка видно, что при увеличении мощности

9

в 8 раз и росте линейной нагрузки в 1.82 раза расстояние между концевыми пакетами сердечника статора и щитом увеличилось только в 1.12 раза. Поэтому можно ожидать, что интенсивность полей рассеяния обмотки статора в турбогенераторе мощностью

Рис. В-3. Торцовая зопа турбогенераторов.

в которых рассматриваются электромагнитные явления в тор­ цовой зоне турбогенераторов. Однако почти во всех работах авторы касаются лишь вопросов расчета магнитных полей. При этом не учитываются многие важные факторы. Так, например, в [93] вообще не принимается во внимание действие окружающих ферромагнитных поверхностей, в [125] не учитывается влияние щитов и корпуса, а в [156, 160, 88] также и воздушного зазора; в [134] рассматривается только тангенциальная составляющая токов статора и ротора и т. п. В опубликованных работах основ­ ное внимание уделяется расчету поля у поверхности нажимной плиты статора, хотя расчет поля у других конструктивных эле­ ментов имеет не менее важное значение.

Расчету полей в торцовой зоне гидрогенераторов вообще не уделялось никакого внимания.

10

До настоящего времени еще ые решена задача о проникновении магнитного потока в зубцах крайнего пакета сердечника статора с учетом влияния основного потока в сердечнике, что не дает возможности правильно выбирать оптимальную геометрию этой части машин.

В настоящей работе рассматриваются уточненные методы рас­ чета магнитных полей в торцовой зоне турбо- и гидрогенераторов, а также вызываемых ими потерь в конструктивных элементах зоны лобовых частей. Для выявления мест с повышенными поте­ рями особое внимание уделяется изучению распределения потерь в нажимной плите, экране, в крайних пакетах сердечника ста­

турбогенераторы, а в последнее время также и гидрогенераторы выполняются с непосредственным жидкостным охлаждением об­ мотки статора. В связи с этим часть элементарных проводников (в некоторых типах машин — все) делается полыми с прямоуголь­ ным отверстием. В таких генераторах коэффициент увеличения сопротивления (коэффициент Фильда) оказывается существенно больше единицы. При двухслойной обмотке добавочные потери, определяемые вытеснением тока в элементарных проводниках, примерно в 7 раз больше, чем в стержне, лежащем на дне паза. Поэтому методы расчета потерь в меди, вызванных потоками рассеяния в пазу, должны быть уточнены.

В машинах большой мощности значительно выросли поля рассеяния в лобовой части обмоток. Поэтому широко распростра­ ненный метод расчета потерь в лобовой части с использованием представления об эквивалентном пазе [75 ] не обеспечивает не­ обходимой точности расчетов. Требуют изучения также потери в лобовой части обмотки статора, вызываемые полями рассеяния обмотки ротора.

Исследования последних лет показали [4], что при исполь­ зуемых в настоящее время схемах транспозиции пазовой части обмотки статора в элементарных проводниках стержня циркули­ руют значительные токи, наводимые полями, сцепленными с ло­ бовой частью обмотки. Циркуляционные токи существенно пере­ гружают отдельные проводники стержня и могут явиться причи­ ной повреждения обмотки при наличии короткого замыкания между элементарными проводниками. В результате приходится принимать специальные меры по снижению нагрева проводников. Необходимо провести дополнительные исследования циркуля­ ционных токов в обмотках машин, разработать схемы транспози­ ции не только в пазовой, но и лобовой частях обмотки, обеспечи­

11

пиками [76, S3, 143, 152]. ß то же время почти полностью от­ сутствуют работы, в которых рассматривались бы потери в ло­

шение линейных нагрузок в машинах большой мощности приво­ дит, с одной стороны, к увеличению амплитуд высших гармони­ ческих поля статора и ротора, а с другой стороны — к их умень­ шению из-за роста величины воздушного зазора в мощных турбо- и гидрогенераторах, что связано с необходимостью уменьшения синхронной реактивности xd и повышения окз в крупных генера­ торах по условиям работы в энергосистемах.

Действительно, для амплитуды нормальной составляющей магнитной индукции на поверхности ротора, вызванной высшими гармоническими мдс обмотки статора, при отсутствии реакции вихревых токов в роторе имеем

где ц0 — магнитная проницаемость воздуха, А:м, — обмоточный коэффициент ѵ-й гармонической мдс обмотки статора, 8 — воз­ душный зазор, іѵ — полюсное деление ѵ-й гармонической.

Из (В. 2) следует, что величина ІЗЧ быстро уменьшается с уве­ личением порядка гармонической и величины зазора § и для гармонических высоких порядков оказывается пренебрежимо малой. В первую очередь это относится к гармоническим зубцового порядка ѵ г =6<7+1.

из двух электрически разобщенных 3-фазиых обмоток, сдвинутых относительно друг друга на 30 эл. град. В машинах с такой об­ моткой будут иметь место лишь гармонические мдс обмотки ста­

Для снижения потерь в статоре от высших гармонических поля ротора турбогенераторов рядом фирм мдс обмотки ротора распределяются по окружности ротора по закону, приближаю­ щемуся к синусоидальному.

Тем ие менее, несмотря на предпринимаемые меры по сниже­ нию потерь от высших гармонических, в машинах очень большой мощности возникает задача по уточнению распределения добаво­ чных потерь в зубцах статора и ротора. В связи с этим представ­ ляется недостаточным рассматривать ротор турбогенератора как

12