Расчет генератора постоянного тока

Размещено на http://www.allbest.ru/

Содержание

Введение

1. Выбор основных размеров

2. Расчет обмотки статора

3. Расчет основных размеров ротора

4. Расчет обмотки возбуждения

5. Расчет параметров и постоянных времени

6. Масса активных материалов

7. Потери и КПД

8. Характеристики синхронной машины

Литература

Введение

Проектирование электрической машины включает в себя выбор и расчёт размеров её статора и ротора, обмоток, изоляции, конструктивных деталей, объединение их в конструктивные узлы и общую компоновку всех её частей. При этом также выбираются материалы для отдельных частей машины.

Материалы, размеры и формы конструкционных деталей должны быть так выбраны и отдельные детали так объединены, чтобы машина по возможности наилучшим образом соответствовала своему назначению и была наиболее экономичной в работе и изготовлении.

Проектирование электрической машины представляет собой сложную задачу. Для её разрешения требуются глубокие теоретические знания, многие опытные данные и достаточно подробные сведения о назначении машины в условиях, в которых она будет работать.

При проектировании электрической машины, как будет видно из последующего, приходится учитывать большое количество факторов от которых зависят её эксплуатационные свойства, заводская себестоимость и надёжность в работе.

1. Выбор основных размеров

а) Номинальные величины:

Номинальное фазное напряжение при соединении обмотки статора звездой:

(1.1)

2) Номинальная полная мощность:

(1.2)

Номинальный фазный ток:

(1.3)

б) Главные размеры.

Число пар полюсов:

(1.4)

Внутренний диаметр статора:

По таблице 14.1 с.496 [1] находим для Р_н=10 МВт при косвенном воздушном охлаждении: Д=0.75 м;

Линейная нагрузка:

По таблице 14.1 с.496 [1] А=50500 ^А/_м;

Максимальная индукция в воздушном зазоре:

По таблице 14.1 с.496 [1] B_н=0.8350 Тл.;

Полюсное деление:

(1.5)

Расчетная мощность:

(1.6)

где k_E=1.08 - по таблице 14.6 с.503 [1]

Расчетная длина статора:

(1.7)

по рис. 6-8а [1] находим а, k_B

где а -расчетный коэффициент полюсного перекрытия.

Принимаем а=2/=0.637;

k_B -коэффициент формы поля, принимаем k_B=1.12;

k₀₁ -обмоточный коэффициент обмотки статора.

Принимаем для статора катушечную обмотку с шагом y0.83.

При этом k₀₁0.92

M

Длина пакета статора:

Принимаем l'=4.5 см.;

Ширина вентиляционного канала:

Принимаем b_В=1 см.;

10) Полная длина статора:

l₁1.07*l=1.07*1.755=1.878 м. (1.8)

Число вентиляционных каналов:

(1.9)

Суммарная длина пакетов сердечника:

l_ст1=l'(n_B+1)=0.045(40+1)=1.845 м. (1.10)

2. Расчет обмотки статора

а) Обмотка, пазы и ярмо статора.

Магнитный поток в зазоре:

(2.1)

Число последовательно соединённых витков фазы:

(2.2)

Число пазов на полюс и на фазу:

Принимаем q₁=6;

Для статора турбогенератора применяем двухслойную обмотку, имеющую шесть катушечных групп с шестью катушками в каждой.

На фазу приходится две катушечные группы, соединяемые последовательно (а₁=1).

Число эффективных проводников на паз:

откуда: (2.3)

Принимаем U _П1=4,

Число последовательно соединённых витков фазы:

(2.4)

Уточнённые значения магнитного потока и магнитной индукции в зазоре:

(2.5)

(2.6)

где: k'₀₁=0.92; B'_H=0.835 Тл.;

k₀₁=k_P*k_У; (3.7)

k_P -коэффициент распределения обмотки.

Для шестизонной обмотки:

 (2.8)

k_У -коэффициент укорочения шага обмотки статора.

Принимая шаг обмотки 10 пазов имеем:

Линейная нагрузка:

(2.10)

Полное число пазов статора:

z₁=6pq₁=6*1*6=36 (2.11)

Пазовое деление:

(2.12)

Предварительная ширина паза статора:

b_П1(0.40.5)t₁ (2.13)

Принимаем b_П1=0.44t₁=0.44*0.065=29.1*10^-3 м.

Предварительное сечение эффективного проводника:

(2.14)

где: n_ЭЛ -число элементарных проводников в эффективном проводнике;

S_C -сечение элементарного проводника; _C -плотность тока.

Принимаем _C=2.4 А/мм² (см.[1] c.518)

Принимаем n_ЭЛ=8, тогда S_C=35.94 мм²

Размеры проводника, изоляции и паза статора.

Из таблиц приложения IV [1] находим ближайшее к S_C сечение с

размерами a x b и a_из х b_из (провод марки ПСД)

Для этого из равенства:

k_ш*b_из=b_H1-2_из1; (2.15)

где: k_ш-число элементарных проводников по ширине паза.

Принимаем k_ш=2.

2_из1- двухсторонняя толщина изоляции по ширине паза. По таблице 14.10 с.514 [1]: 2_из1=10.9 мм.

Принимаем b_из=9.3 мм.; а_из=4.1 мм.

(см [1] приложение IV).

Уточнённая плотность тока:

(2.16)

Высота паза статора:

MM (2.17)

где: _из -суммарная толщина изоляции по высоте паза. _из=34.3 мм.

(см [1] таблица 14.10 с.514);

h_K -высота клина;

h_K(0.91.1)b_П1; (3.18)

Принимаем h_K=1.0*b_П1=29.1 мм;

Уточнённая ширина паза:

b_П1=2_И1+k_шb_из=10.9+2*9.3=29.5 мм; (2.19)

Непрерывная микалентная компаундированная изоляция обмотки статора. Класс В.

Таблица 2.1: Изоляция обмотки статора.

Позиция	Наименование	Толщина материала,	Двухсторонняя толщина изоляции, мм
		мм	по ширине	по высоте
1 2 3 4	Витковая изоляция Вертикальная бумажная прокладка Микалента, один слой, вполуперекрой Разбухание изоляции Корпусная изоляция Микалента Асбестовая лента, один слой, впритык Лакировка	0.2 --- --- --- 0.5 ---	0.2 1.2 0.8 7.0 1.0 0.2	--- 3.6 2.0 7.0 1.0 0.2
	Всего на катушечную сторону	---	10.4	13.8
5	Электрокартон ЭВ, прокладки в пазу Зазор на укладку	0.5-2.5 ---	--- 0.5	4.0 0.3
	Всего на паз	---	10.9	31.9

Температурный перепад в пазовой изоляции:

(2.20)

где: K_f - коэффициент учитывающий добавочные потери в проводниках от протекания вихревых токов. Предварительно принимаем K_f1.2;

_И - теплопроводность изоляции.

При изоляции класса В:

_И=0.16 ^Вт/_(м0С); j=4.02*10^{7 1}/_Ом*м

Градиент температуры в пазовой изоляции:

(2.21)

Высота ярма статора

(2.22)

где: В_С - магнитная индукция в ярме статора. Принимаем В_С=1.5 Тл (материал статора сталь 2013, толщина 0.5мм)

К_С - коэффициент заполнения пакета сталью.

Принимаем К_С=0.93 (см. табл. 2.4 с.22 [1])

Внешний диаметр пакетов статора:

Д_А=Д+2(h_H1+h_C)=0.75+2(0.129+0.258)=1.524 м; (2.23)

б) Воздушный зазор.

При определении величины воздушного зазора будем исходить из условия статической перегружаемости (S1.7).

Предварительно индуктивное сопротивление рассеяния (в о.е.):

XX_П+X_Л+(0.0050.01) о.е. (2.24)

где: индуктивное сопротивление пазового рассеяния:

(2.25)

Индуктивное сопротивление рассеяния лобовых частей:

X_Л=k_X*k*0.43*l_Л1*k²₀₁ (2.26)

Величина (0.0050.01)о.е. взята для приближённого учёта дифференциального рассеяния и рассеяния между коронками зубцов.

В приведенных формулах при f=50 Гц имеем:

(2.27)

k=1.5-0.25=1.5*0.83-0.25=0.995; (3.28)

k=0.32 (для немагнитных бандажей)

Длина лобовой части:

l_Л1(1.61.8)(2U_НЛ+); (3.29)

l_Л1=1.8(2*10.5+0.83*1.18)=39.56 См;

l'=l₁-0.2n_B*b_B=2.245-0.2*40*0.01=2.165 м; (2.30)

X_Л=1.54*10^-3*0.32*0.43*39.56*(0.923)²=0.0071 о.е.;

X=0.0427+0.0071+0.005=0. 00548 о.е.

Индуктивное сопротивление Потье:

X_P= X+0.02=0.0548+0.02=0.0748 о.е.; (2.31)

Величина воздушного зазора:

По кривым рис. 14.24 с.527 [1] для величины статической перегружаемости S=2.0 и X_P=0.0748 о.е. находим X_ad*=1.42 о.е.

Тогда:

(2.32)

где: (2.33)

(2.34)

Из (2.33) и (2.34) следует:

(2.35)

Принимаем =23 мм.

3. Расчет основных размеров ротора

а) Демпферная обмотка.

Принимаем турбогенератор без успокоительной обмотки.

б) Зубцы и ярмо ротора.

Внешний диаметр ротора:

Д'=Д-2=0.75-0.046=0.704 м. (3.1)

Длина ротора:

l₂=l₁+(0.10.15) м. (3.2)

Принимаем l₂=l₁+0.1=2.245+0.125=2.37 м.

На поверхности ротора выфрезировываются пазы для укладки в них проводников обмотки возбуждения, при этом часть его полюсного деления оставляется без пазов и образует большой зубец.

Число пазов ротора:

z₂'(0.450.55) Д'; (3.3)

Принимаем z₂'=38 ; j=0.737, тогда z₂=28 (см. [1] с.530)

Глубина паза ротора с клином:

h_П2=(0.1850.170) Д'; (3.4)

Принимаем h_П2=0.13 м.

Пазовое деление по основаниям зубцов:

(3.5)

Пазовое деление по сечениям зубцов на высоте их 0.2h_П2 от дна паза:

(3.6)

где: Д_{Z 0.2}= Д'-1.6h_П2=0.704-1.6*0.13=0.496 м. (3.7)

Ширина паза:

(3.8)

где _Н-коэффициент рассеяния ротора, принимаем _Н=1.1;

Принимаем B_{Z 0.2}=1.9 Тл.

По таблице 14.10а с.531 [1] C_Ш=7.1;



Принимаем b_П2=0.022 м.;

Выбираем ширину проводника обмотки возбуждения из условия:

b₂= b_П2-2_И2 (3.9)

где _И2=0.2 см.

b₂=0.022-0.004=0.018 м.

Наименьшая ширина зубца (в его основании):

(3.10)

Высота пазового клина:

h_К2=(0.91.1)b_П2; (3.11)

Принимаем h_К2= b_П2=0.022 м.

Диаметр центрального отверстия:

Д₀=0.05 м. (см. с.531 [1]).

Пазовое деление по вершинам зубцов:

(3.12)

4. Расчет обмотки возбуждения

Намагничивающая сила обмотки возбуждения при номинальной загрузке.

Намагничивающая сила обмотки возбуждения, эквивалентная намагничивающей силе якоря:

F_ЭВ=F_A'=k_AF_A; (4.1)

или в относительных единицах:

где: F_A=2.7I_Hw₁k_O1=2.7*690*24*0.923=41269.2 A.; (4.2)

k_A- коэффициент приведения н.с. якоря к н.с. обмотки возбуждения.

Находим по таблице на с.541 [1] для j=0.737; k_A=0.9922;

F_B0- н.с. обмотки возбуждения на холостом ходу при U₁=U_H;

F_B0=44996.95;

F_ЭВ=F_A'=0.9922*41269.2=41001.2 A;

Для нахождения F_BН* строим диаграмму Потье для турбогенератора, совмещённую с характеристикой холостого хода, используя найденные F_A*' и X_P* (X_P*0,1 о.е).

Находим:

F_BH*=2,01 о.е.

F_BH= F_BH** F_B0=89993.9 А; (4.3)

Напряжение возбудителя:

Предварительно принимаем U_B=150 B.; (см. [1], с.542).

Напряжение на кольцах U_B' примерно на (23)В меньше U_B.

Средняя длина витка обмотки возбуждения:

l_B2=2(l₂+l_Л2); (4.4)

где l_Л2- средняя длина лобовой части полувитка обмотки ротора:

l_Л2=2С₂+b₂q₂+C₂'(q₂-1)+k_jД_СР-0.86(R+b₂/2) (4.5)

где q₂=z₂/4 - число катушек на полюс, С₂=60 мм., С₂'=15 мм., R=35 мм.;

(см. рис. 14-42, с.542 [1])

Д_СР=Д'-h_K2-h_П2=0.704-0.022-0.13=0.552 м.; (4.6)

l_Л2=2*60+18*7+15*(7-1)+0.992*0.552-0.86(35+18/2)=298.7 мм.;

l_B2=2(2.37+0.298)=5.337 м.;

Сечение проводника обмотки возбуждения:

(4.7)

Размеры проводника a₂ x b₂ выбираем по таблице IV-5 [1]

a₂ x b₂=9.0 х 10.0 мм²

S_B'=89.1 мм²

Число проводников в пазу ротора:

? (4.8)

где h₁₂102 мм

h₁₂- высота паза, занятая проводниками и изоляции, имеющей двухстороннюю толщину _ИЗ на проводник.

По таблице 14.12а, с.544 [1]: _ИЗ=0.33 мм.;

Число витков обмотки возбуждения на полюс:

w₂=q₂U_П2=7*11=77 (4.9)

Номинальный ток возбуждения:

(4.10)

Плотность тока в проводниках обмотки возбуждения:

(4.11)

Омические сопротивления обмотки возбуждения:

(4.12)

₂₍₇₅₎=1.24*₂₍₁₅₎=1.24*0.16=0.2 Ом.; (4.13)

₂₍₁₃₀₎=1.46*₂₍₁₅₎=1.46*0.16=0.23 Ом.; (4.14)

Номинальные напряжения на кольцах и возбудителе:

U_BH'=I_BH*₂₍₁₃₀₎=584.4*0.23=134.4 B. (4.15)

U_BH= U_BH'+(23) B; (4.16)

Принимаем U_BH=137 В. генератор постоянный ток расчет

Номинальная мощность возбудителя:

P_BH= U_BH* I_BH=137*584.4=80.063 кВт (4.17)

Перепад температур в пазовой изоляции ротора:

(4.18)

где (4.19)

j=4.02*10^{7 1}/_Ом*м

Коэффициент учитывающий добавочные потери от протекания вихревых токов k_F=1;

Таблица 4.1: Изоляция обмотки ротора (см. рис. 6.2)

Позиция	Материал, размеры, выполнение, назначение.
1	Клин составной из стали и бронзы, высота: hK2=22 мм.
2	Стальная полоса (толщина 11.5 мм.; длина меньше l2 на 46 мм.; ширина меньше bП2 на 0.51.5 мм.); применяется для облегчения продвижения клиньев при забивании.
3	Миканит прокладочный, несколько слоёв, общая толщина 25 мм.
4	Загнутые края изоляционной гильзы.
5	Миканит прокладочный, толщина 0.5 мм.
6	Медный проводник
7	Изоляционная гильза из формовочного миканита толщиной 1.01.2 мм.
8	Оболочка из белой жести толщиной 0.350.5 мм; предохраняет основную гильзовую изоляцию от механических повреждений и увеличивает теплопроводность пазовой изоляции.
9	Витковая изоляция из липкой стеклоленты, толщиной 0.100.12 мм. (один слой, вполуперекрой)

Превышение температуры внешней поверхности ротора над температурой охлаждающего воздуха:

(4.20)

где ₀=3340 ^Вт/_C*м2

=Д'f=110.5 ^м/_c (4.21)

Удельный тепловой поток с поверхности ротора:

(4.22)

где потери в стали ротора на холостом ходу: P_C2=0;

P_ДОБ0.005P_НОМ=50 кВт;

Превышение температуры внешней поверхности лобовых частей ротора над температурой охлаждающего воздуха:

(4.23)

где ₀=66 ^Вт/_C*м2 ;

Удельный тепловой поток с поверхности лобовых частей ротора:

(4.24)

Среднее превышение температуры обмотки возбуждения над температурой окружающего воздуха:

(4.25)

5. Расчет параметров и постоянных времени

Активное сопротивление обмотки статора:

(5.1)

где: l_CP=2(l₁+l_Л1) (5.2)

Здесь:

l_Л1=0.396 м. см. (2.29)

Индуктивное сопротивление рассеяния обмотки статора:

X=0.0548 о.е.

Индуктивные сопротивления взаимной индукции по продольной и поперечной осям:

(5.3)

F₀=19420.6 A.

4) Синхронные индуктивные сопротивления по продольной и поперечной осям:

X_d= X_q= X_ad+ X=2.11+0.0548=2.1648 о.е. (5.4)

Индуктивное сопротивление обмотки возбуждения:

X_B= X_ad (5.5)

где:

(5.6)

X_B=1.045*2.11=2.21 о.е.

6) Индуктивное сопротивление рассеяния обмотки возбуждения:

X_B= X_B- X_ad=2.21-2.11=0.1 о.е. (5.7)

Переходное индуктивное сопротивление по продольной оси:

(5.8)

Сверхпереходное индуктивное сопротивление по продольной оси, при отсутствии успокоительной обмотки:

X_d''= X_d'=0.15 о.е.;

для поперечной оси:

X_q''= X_q'= X_q =2.1648 о.е.;

Индуктивное сопротивление обратной последовательности:

X₂ 1.22X_d''=1.22*0.15=0.183 о.е.; (5.9)

10) Индуктивное сопротивление нулевой последовательности:

(5.10)

Где

Постоянная времени обмотки возбуждения при разомкнутой обмотке статора:

(5.11)

где: (5.12)

Здесь обмоточный коэффициент ротора:

(5.13)

10) Постоянная времени обмотки возбуждения при короткозамкнутой обмотке статора:

При трёхфазном к.з.:

(5.14)

При двухфазном коротком замыкании:

(5.15)

При однофазном коротком замыкании:

(5.16)

Постоянная времени затухания апериодической составляющей тока трёхфазного короткого замыкания:

(5.17)

Постоянная времени затухания апериодической составляющей тока двухфазного короткого замыкания:

T_a2 T_a3= T_a=0.53 C (5.18)

Постоянная времени затухания апериодической составляющей тока однофазного короткого замыкания:

(5.19)

6. Масса активных материалов

Масса стали статора:

масса ярма статора:

G_C=S_C*l_C*2*p*j_C; (6.1)

где плотность стали j_C=7650 кг/м³;

площадь сечения ярма статора:

S_C=h_C*l_CT1*k_C=0.258*1.845*0.93=0.44 м² (6.2)

G_C=0.44*1.945*2*1*7650=13093.74 кг.

Масса стали зубцов статора:

G_Z=z₁*b_Zср*h_П1*l_CT1* k_C *j_C; (6.3)

где ширина зубца статора в среднем сечении:

(6.4)

G_Z=36*0.047*0.1289*1.845*0.93*7650=2862.8 кг.

Масса стали ротора:

(6.5)

Удельный расход стали:

где G_C1=G_Z+G_C=2862.8+13093=15955.8 кг. (6.6)

Масса меди обмотки статора:

G_M1=j_M* l_cp1*w₁*m₁* S₁; (6.7)

где плотность меди j_M=8900 кг/м³

l_cp1=2(l₁+ l_Л1)=2(2.245+0.3956)=5.2812 м.; (6.8)

G_M1=8900*5.2812*24*3*287.5*10^-6=972.96 кг.

Масса меди обмотки возбуждения:

G_M2=j_M* l_B2*2w₂* S_B=8900*2*77*5.337*89.1*10^-6=651.8 кг; (6.9)

Удельный расход меди:

(6.10)

7. Потери и КПД

Основные потери в стали:

P_C=P_CC+P_CZ; (7.1)

где потери в стали ярма статора P_CС=k_Д*р_CC*G_C*10^-3; (7.2)

здесь k_Д - коэффициент, учитывающий дефекты при обработке и неравномерность распределения индукции в ярме:

при Р>250 кВт k_Д1.3;

р_CC= р_10/50*B_C²; (7.3)

где р_10/50 - удельные потери в стали, для стали 2013 с толщиной листа 0.5 мм. (материал ярма статора) по таблице 2.2 с.20 [1] находим :

р_10/50=1.4 Вт/кг; B_C=1.5 Тл.

р_CC=1.4*(1.5)²=3.15 Вт/кг;

P_CC=1.3*3.15*13093.74*10^-3 =53.62 кВт

Потери в стали зубцов статора:

P_CZ=k_ДZ*р_CZ*G_Z*10^-3; (7.4)

здесь: k_ДZ1.7 при Р>250 кВт

р_CZ=р_10/50*B_Zср²; (7.5)

где индукция в среднем сечении зубца:

 (7.6)

р_CZ=1.4*(1.22)²=2.08 Вт/кг;

P_CZ=1.7*2.8*2862.8*10^-3=13.63 кВт;

P_C=53.62+13.63=67.25 кВт;

Добавочные потери холостого хода в стали статора.

Эти потери состоят из поверхностных и пульсационных, а также из потерь, обусловленных высшими гармониками кривой поля:

Ориентировочно их можно принять:

P_доб0.1(P_CС+P_CZ)=6.725 кВт; (7.7)

Механические потери:

Потери в подшипниках:

(7.8)

где l_Ц и d_Ц длина и диаметр цапфы

(7.9)

l_Ц=(1.01.2) d_Ц; (7.10)

Принимаем:

l_Ц=1.1d_Ц=1.1*0.147=0.161 м;

Потери на вентиляцию:

P_B=P_тр'+P_тр''+P_B'; (7.11)

здесь потери от трения воздуха о бочку гладкого ротора и внутреннюю поверхность статора:

P_тр'=57.3(Д')⁴*l₂=57.3(0.704)²*2.37=33.4 кВт; (7.12)

потери от трения воздуха о поверхности двух кольцевых бандажей:

P_тр''=57.3(Д_K1)⁴*l_K; (7.13)

где Д_K1 и l_K - внешний диаметр и длина бандажа:

Д_K2 Д'-2(h_K2+_ИК+_И); (7.14)

здесь: _ИК - толщина прокладки под клин; _ИК =(0.650.85)*10^-2 м;

Принимаем _ИК =0.007 м.;

толщина подбандажной изоляции:

_И=(0.450.6)*10^-2 м; Принимаем _И=0.005 м;

Д_K2=0.704-2(0.022+0.005+0.007)=0.636 м.;

Д_K1= Д_K2+2h; (7.15)

где толщина кольцевого бандажа:

h=0.027 м.; (см. рис. 14.35 с.536 [1])

Д_K1=0.636+2*0.027=0.69 м;

(7.16)

P_тр''=57.3*(0.69)⁴*0.0996=1.3 кВт;

Потери на вентиляцию:

(7.17)

здесь V - кол-во газа, циркулирующего в машине.

Ориентировочно принимаем V=0.2 м²/c;

H - напор, создаваемый вентилятором. При воздушном охлаждении H200350 мм.вод.ст. Принимаем H=250 мм.вод.ст.

КПД осевого вентилятора: _Э=0.5;

P_B=33.4+1.3+0.98=35.68 кВт;

Основные электрические потери:

Потери в обмотке статора:

P_M1=m*I_H²*_a(75)*10^-3=m*I_H²*_a(75)**10^-3U_H/I_H= m*I_H*_a(75)**10^-3U_H=

=3*6062*690*0.0011*10^-3=13.8 кВт; (7.18)

Добавочные потери при нагрузке, возникающие в обмотках якоря и стали; ориентировочно принимаем:

P_доб0.005P_H=50 кВт; (см. с.151 [1])

Потери на возбуждение, с учётом потерь в возбудителе:

(7.19)

где КПД возбудителя: _B=0.750.9; Принимаем _B=0.85;

Общие потери при номинальной нагрузке:

P=P_C+P_ДОБ+P_П+P_B+P_M1+P_ВОЗБ+P_ДОБ=67.25+6.725+10.1+35.68+13.77+83.8+50=267.4 кВт (7.20)

КПД при номинальной нагрузке:

(7.21)

Превышения температуры в статоре:

Превышения температуры внешней поверхности статора над температурой охлаждающего воздуха:

(7.22)

где удельный тепловой поток на внутренней поверхности статора:

 (7.23)

=80 Вт/(м²*С);

Превышения температуры внешней поверхности лобовых частей над температурой охлаждающего воздуха:

(7.24)

здесь =6.6 Вт/(м²*С);

удельный тепловой поток на поверхности лобовых частей:

(7.25)

Среднее превышение температуры обмотки статора:

(7.26)

8. Характеристики синхронной машины

Изменение напряжения турбогенератора:

(8.1)

(см. характеристику холостого хода)

Регулировочная характеристика I_B(I₁)

Внешняя характеристика: U(I₁)

Внешнюю характеристику строим при: I_B=I_BH=const=250 A; cos =0.8.

Характеристика короткого замыкания.

Отношение короткого замыкания (кратность тока короткого замыкания при «возбуждении холостого хода»)

(8.2)

Кратность тока короткого замыкания при номинальном возбуждении:

(8.3)

По этим точкам строим характеристику короткого замыкания.

Ударный ток короткого замыкания:

(8.4)

или в относительных единицах, если за базисные величины принять амплитуды номинальных тока и напряжения:

(8.5)

Статическая перегружаемость (кратность максимального вращающего момента по отношению к номинальному).

(8.6)

Индукционная нагрузочная характеристика.

Для построения индукционной нагрузочной характеристики используем характеристику холостого хода генератора. Строим реактивный треугольник. Его рёбро СВ=XI_H=0.08 о.е.; отрезок ОА=0.66 о.е. находим из х.к.з. при I₁=I_H. Далее для построения индукционной нагрузочной характеристики выполняем параллельный перенос треугольника АВС, таким образом, чтобы вершина В скользила вдоль х.х.х. Точка А при этом опишет индукционную нагрузочную характеристику.

Литература

[1] Сергеев П.С. и др. [3] Вольдек А.И. Проектирование электрических машин. Издание 3-е, переработанное и доп. -М.,'Энергия', 1970. 632c.

[2] Под ред. Копылова И.П. Проектирование электрических машин. М.,'Энергия', 1980.

[3] Вольдек А.И. Электрические машины. -М.,'Энергия', 1974.

Размещено на Allbest.ru

...