вочные потери при нагрузке в синхронных машинах определяют ориентировочно в процентах полезной мощности для генераторов и подводимой мощности для двигателей. Согласно ГОСТ 183-74 значение этих потерь принимают для машины мощностью до 1 ООО кВ А 0,5 %, свыше 1 ООО кВ А 0,25-0,4 %. . Суммарные потери в синхронной машине, кВт,

2Р = {Рэг + Ри + Рш + Рп + Рпоб+Рме.)-10- (8.112)

Коэффициент полезного действия синхронного генератора

Tir=l-SP/(P, + SP), (8.113)

синхронного двигателя

г1д=1-ЕР/Р1ном. (8.114)

где PiHOM - мощность, потребляемая двигателем при номинальной нагрузке.

8.12. ОСНОВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ СИНХРОННЫХ МАШИН

Изменение напряжения синхронного генератора. Если синхронный генератор работал с номинальной нагрузкой и напряжение на его выводах было номинальным, то при отключении нагрузки (/i=0) и сохранении неизменными тока в обмотке возбуждения и частоты вращения напряжение на выводах генератора увеличится до значения Uiq. Это изменение напряжеия генератора при сбросе нагрузки определяется выражением

100 %.

(8.115)

1н0м

Для явнополюсных синхронных генераторов, работающих с коэффициентом мощности cos ф1=0,8, Дf/нoм=30-35 %.

Напряжение холостого хода f/io=£io определяют по характеристике холостого хода генератора £io==/(bo), по значению МДС обмотки возбуждения при номинальной нагрузке Рв,в-

Отношение короткого замыкания (ОКЗ). Отношение короткого замыкания синхронной машины представляет собой отношение тока возбуждения, соответствующего ее номинальному напряжению при холостом ходе /боном, к току возбуждения при трехфазном коротком замыкании с номинальным током в обмотке статора jb,k,hom:

ОКЗ =/зоном в.к.ном. (8.116)

Для определения ОКЗ можно воспользоваться выражением

ОКЗ = £i hom*/d*. (8.117)

где fioHOM - ЭДС генератора, определяемая продолжением прямолинейной части характеристики холостого хода £io.=/(Fbo.) при Fbq* = 1 (рис. 8.26).

Чем больше ОКЗ, тем больше предельная нагрузка синхронного генератора. Для явнополюсных синхронных машин OK3 = 0,8-f--=-1,8. С уменьшенеим ОКЗ возрастают колебания напряжения на

выходе генератора при изменениях нагрузки и снижается устойчивость при параллельной работе синхронных генераторов. Однако получение синхронного генератора с большим ОКЗ требует увеличения воздушного зазора, что существенно удорожает машину.

Статическая перегруаемость. Статическая перегружаемость (перегрузочная способность) синхронной машины определяется от-

0 о/ Ofi 0,1 0,8 / 1,2 1/1 ijB 1,S 2 2,2 Fg FgD

Рис. 8.26. к определению ЭДС е[, и Е jg.

1,16 1,12 Щ Ш 1,0

О 0,2 0,4 Ofi в

Рис. 8.27. Зависимость fep от е

ношением максимального электромагнитного момента к номинальному:

л4 л* = m jm

(8.118)

Статическую перегружаемость синхронной явнополюсной машины можно определить по формуле

Л ал-* = ;о.У..°5фь (8-119)

где ftp - коэффициент, учитывающий наличие реактивной составляющей электромагнитного момента. Обусловленной различием индуктивных сопротивлений по продольной дсй. и поперечной Xq* осям явнополюсной машины.

Коэффициент ftp определяют по рис. 8.27 в зависимости от коэффициента

ъ = [х. - X )/х Е .

\ d, q,r <?. 10,*

Электродвижущая сила £10. в выражении (8.119) определяется по рис. 8.26 на продолжении прямолинейной части характеристики холостого хода до пересечения с вертикалью, проведенной из точки Fb,h*. Статическая перегружаемость явнополюсных синхронных машин общего назначения должна быть не менее 1,65.

8.13. УПРОЩЕННЫЙ ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ СИНХРОННЫХ МАШИН

Превышение температуры внутренней поверхности сердечника статора над температурой воздуха внутри машины, °С,

Лй - 81 (2/i cpi) + Put ,o 1 on\

где Wj -окружная скорость ротора, м/с; ai - коэффициент теплоотдачи с поверхности сердечника статора, принимается в зависимости от отношения hlr:

/i/т......

1, Вт/(мм2-С)

8-10-ь

2,1-4,0

4,1-5,0 5,7-10-6

6,6-10-5

Перепад температуры в изоляции пазовой части обмотки статора Авиз1 определяют по (6.94).

Превышение температуры внешней поверхности лобовых частей обмотки статора над температурой воздуха внутри машины, °С,

iViPcu-lO

®-= 13.3(1+0.07.,) П (-2)

где Л1-линейная нагрузка, А/м; Ai -плотность тока в обмотке статора, А/мм; Пл1 - периметр поперечного сечения условной поверхности охлаждения лобовой части одной катушки обмотки статора (6.100), мм; рси - удельное электрическое сопротивление меди, Ом-м, при расчетной температуре (см. табл. 2.1).

Среднее превышение температуры обмотки статора над температурой охлаждающей среды, °С,

Дв1 = [(Ав з1 + Ав оз1) к + (А© з1 + АвлО /л1] 2 ор1. (8.122) 8.14. ПРИМЕР РАСЧЕТА ТРЕХФАЗНОГО СИНХРОННОГО ДВИГАТЕЛЯ

Задание. Рассчитать трехфазный синхронный двигатель на базе серии СДН2.

Исходные данные: номинальнаи мощность /ном=630 кВт; частота тока сети fi=50 Гц;

номинальное наприжение сети (линейное) (/о = 6000 В; частота вращения ротора fi=600 об/мин; коэффициент мощности (опережающий) cos ф1 = 0,9; статнческаи перегружаемость Мталг >2; режим работы - продолжительный;

констр)Жцни - с горизонтальным расположением вала, исполнение по способу защиты IP11; на роторе пусковая клетка; способ охлаждения IC01; класс нагревостойкостн системы изоляции В.

1. Главные размеры двигателя

1.1. По табл. 8.5 выбираем номер габарита- 16, наружный диаметр сердечника статора Ош=1180 мм (см. табл. 8.1), высота оси вращения /г=630 мм.

1.2. Внутренний диаметр сердечника статора (8.1)

1 = J<d = 1180/1,32 894 мм;

прн 2р=10 принимаем л=1,32.

1.3. Расчетная мощность двигателя (8.4)

= P oj,/Vmcos <Pi = 1,05-630/0,946-0,9 = 777 кВ-А,

где £=1,05, а предварительное значение КПД прн номинальной нагрузке двигатели принимаем по табл. 8.4 т1цо =94,6 %.

1.4. Предварительные значении максимальной магнитной индукции в воздушном зазоре В g и линейной нагрузки А j принимаем по рнс. 8.6, б прн полюсном делении t=nDi/2p=n-894/10=281 мм

Bg = 0,93 Тл; Л = 460-102 ду

1.5. Расчетная длина сердечника статора (4.14)

6,l-1012Pj

4 С г 1? 61 6,1-1012.777

1,15-0,94-0.66-600.8942-0,93-460-102

где предварительные значения коэффициентов принимаем: а< = 0,66; fe = l,15 и Аоб1=0.94.

1.6. Коэффициент длины сердечника статора (8.6)

Х = т= 324/281 = 1.153,

что находится в пределах рекомендуемых значений прн 2р=10.

1.7. Фактическая длина сердечника статора (8.7)

1 -= /г + Пк &к = 324 + 6-10 = 384 мм.

2. Сердечник и обмотка статора 2.1. Номинальный ток статора (8.12)

Рвом 103

/iHOM -

11ном%омСОЗф1

630-103 3-3468-0,95-0,9

= 70,8 А,

где фазное напряжение С/шом = f/c/K3=6000/1/3=3468 В (схема соединении обмоткн статора - звезда). Число параллельных ветвей обмоткн статора принимаем ai = l.

2.2. Число пазов сердечника статора: по рис. 8.11 дли 16-го габарита при т=281 мм определяем минимальное и максимальное значении зубцового делении

hmin = 33 мм; hmax = 39 MM и соответствующие им максимальное и минимальное числа пазов (8.10) Zimax = nDi/hrmn = It-894/33 85;

Zimin = nDjhmax = It 894/39 72.

Из полученного диапазона чисел пазов требованиям, перечисленным в § 8.3. удовлетворяют значении 72, 75, 81 н 84.

Результаты расчета хорды Не по (8.9), числа пазов на полюс и фазу qu числа эффективных проводников в пазу п по (8.14), зубцового деления ti н фактического значения линейной нагрузки Л; по (8.15) сведены в табл. 8.10.

Анализ таблицы показывает, что варианты № 1 н 4 дают наименьшие отклонении значений Ai н Ai и обеспечивают наиболее экономичный раскрой листов электротехнической стали шириной 600 мм. Однако вариант № 4 являетси более целесообразным, так как ему соответствует меньшее число эффективных

Таблица 8.10

проводников в пазу (ип=22), что обеспечивает лучшее заполнение пазов статора медью, поэтому для дальнейшего расчета принимаем вариант W 4 (Zi=84).

2.3. Поперечное сечение эффективного проводника обмоткн статора (8.16)

91 Ф = 1номЧД; = 70,8/1.5,5 =12.87 мм

где предварительное значение плотности тока принимаем Aj =5,5 А/мм.

Так как д1эф<18 мм, то эффективный проводник не разделяем на элементарные, т. е. принимаем дгзпдиф.

По табл. П.1.2 принимаем обмоточный провод прямоугольного сечения 124 мм с размерами сторон аХЬ= 1.8X7,5 мм.

Учитывав, что проектируемая машина является высоковольтной, принимаем обмоточный провод с эмалево-волокнистой изоляцией марки ПЭТВСД (см. табл.

1,8X7.5 2,42X7.98

2.4. Изоляция паза выполняется в соответствии с табл. 8.6. При 11 проводниках в катушке, уложенных по одному по ширине паза, с учетом допуска на укладку толщина изоляции в пазу равна: по ширине Cs=3,6 мм, по высоте Сл= = 11,2 мм.

2.5. Размеры паза в свету: ширина паза (8.19)

&nj = Лэль *и8 + Св-f брь = 1-7,98+ 3,6-f 0,05= 11,6 мм,

рь=0,05пэль=0,05-1=0,05 мм; принимаем 6ni=12 мм; шеста паза (8.20)

hzi = ЛэлЛ ада -f Cft -f брл + = 22-2,42 + 11.2 -f 1,1 + 4 = 69,б:мм,

где брл=0,05пэлл=0,05-22= 1,1 мм; Л =4 мм; принимаем ftzi=70 мм. 2.6. Уточненное значение плотности тока в обмотке статора (8.18)

Д1 = /шом/палал = 70,8/1 -13,14 = 5,38 А/мм\

тора

2.7. Максимальная магнитная индукция в зубце (8.22) и спинке (8.23) ста-

0,93-33,4

{к-Ьт)ка (33,4-12)-0,95

= 1,53 Тл;

О-ятВб 0,5-0,66-281-0,93 = =1.24 Тл.

где he - высота спинки статора (8.24):

Лс! = 0,5 (dih - Di) - hzl = 0,5 (1180 - 894) - 70,0 = 73 мм. Полученные значения магнитной индукции не превышают допустимых значений (см. § 8.3).

2.8. Число последовательно соединенных витков в фазе обмотки статора (8.25)

Wi = pQi п/ai = 5-2 -г 22/1 = 308.

2.9. Шаг обмотки статора (8.28)

г/1 = pZi/2/) = 0,83- 84/10 яг 7 (из первого в восьмой паз); относительный шаг (8.29)

P = 2/){/i/Zi= 10-7/84 = 0.833.

2.10. Обмоточный коэффициент (8.26)

ko6i = hi hi = 0.96-0,97 = 0,93, где Kpi и Kyi определяем по (8.27) и (8.27,а):

, 05 0,5

(bd + с) sin [307(М -f с)] (2-5 -f 4) sin [307(2-5 + 4)]

т. е. & = 2, d = 5 и с = 4;

где <7i = 6 -f = 2 -f - ,

kyi = sin (p-90°) = sin (0,833-90°) = 0,97. 3. Воздушный зазор

3.1. Относительное значение индуктивного сопротивления обмотки статора по продольной оси Xd,; по рис. 8.12 при Мтах,=2 получаем Xd.= 1.5.

3.2. Минимальное значение воздушного зазора (по оси полюса) (8.30)

6 ,0-е ii- = 0,28- 10-е = 2.63 мм;

0,93 1,5

принимаем 6=2,6 мм.

3.3. Зазор по краям полюсного наконечника

8rruix= 1,56= 1,5-2,6 = 3,9 мм.

3.4. Среднее значение зазора (8.31)

Scp = 6+Y(6n -6) = 2-6 + -7 (3.9-2,6) = 3,03 мм. 4. Полюс ротора (см. рис. 8.13)

4.1. Высота полюсного наконечника по рис. 8.14 при т=281 мм /Jp=30 им.