Моделирование электромагнитных и тепловых процессов в концевой зоне статора турбогенератора

Размещено на http://www.allbest.ru/

Институт электродинамики НАН Украины

Институт проблем безопасности АЭС НАН Украины

Моделирование электромагнитных и тепловых процессов в концевой зоне статора турбогенератора

Кенсицький Олег Георгиевич доктор технических наук, заведующий отдела

Хвалин Денис Игоревич інженер

Выговский Александр Васильевич кандидат технических наук, старший научный сотрудник

Аннотация

С помощью полевой математической модели исследовано распределение электромагнитного поля и температуры в концевой зоне статора турбогенератора в режимах нагрузки при разном коэффициенте мощности, в том числе в режиме потребления реактивной мощности. Приведенные результаты исследования распределения магнитной индукции в концевой зоне статора машины. Определены средние и максимальные значения температуры для крайних пакетов сердечника статора, нажимных пальцев, электромагнитного экрана и нажимной плиты. Также показаны перераспределение максимальной магнитной индукции и температуры при изменении режимов.

Ключевые слова: турбогенератор, торцевая зона, электромагнитное поле, температура.

Summary

SIMULATION THE ELECTROMAGNETIC AND HEAD PROCESS IN STATOR END ZONE OF TURBOGENERATOR

Kensytskyi O.H. doctor of sciences (engineering), manager of department, Institute of Electrodynamics of the NAS of Ukraine

Hvalin D.I. engineer, Institute for Safety of Problems of Nuclear Power Plants of the NAS of Ukraine

Vygovskyi O.V. candidate of sciences (engineering), senior staff scientist, Institute for Safety of Problems of Nuclear Power Plants of the NAS of Ukraine Equation Chapter 1 Section 1

With help a field mathematical model the distribution of electromagnetic field and temperature in a stator core end zone of turbogenerator under load conditions at a different power factor including the conditions of reactive power consumption is investigated. Study results of distribution the magnetic induction in a machine end part are given. The average and maximum temperatures for a stator core end packets, press fingers, electromagnetic screen and press plate are determined. Redistribution of maximum magnetic induction and temperature for changes the conditions also was shown.

Key words: turbogenerator, end zone, electromagnetic field, temperature.

Постановка проблемы

Актуальность, важность и нерешенность проблемы повышения надежности концевой зоны (КЗ) статора турбогенератора (ТГ) сегодня подтверждается большим количеством публикаций на эту тему и многообразием технических решений, применяемых ведущими мировыми производителями оборудования. Распределение электромагнитного поля и, соответственно, потерь и перегревов элементов КЗ определяет надежность и ресурс электрической машины (ЭМ) в эксплуатации. Нагревом крайних пакетов сердечника статора ограничиваются уровень потребления реактивной мощности ТГ в режимах недовозбуждения, а также предельное значение активной мощности и допустимая длительность асинхронного режима при потере возбуждения.

Анализ последних исследований и публикаций. Известны многочисленные исследования электромагнитного поля КЗ ЭМ при помощи двухмерных и квазитрехмерных математических моделей [1, 3, 4, 6, 7, 11], однако на сегодня мало исследований, построенных на комплексных моделях совместного расчета электромагнитного поля и теплообменных процессов в торцевой части статора [2, 5].

Цель работы. Целью представленной работы является определение распределения магнитного поля и температуры в элементах ТЗ статора турбогенератора в эксплуатационных режимах при различных коэффициентах мощности.

Изложение основного материала

Исследования выполнены при помощи квазитрехмерной математической модели, в которой по сравнению с известными [6, 7] математически точно учтены токи и геометрия лобовых частей обмотки статора и, что особенно важно, режим нагрузки ТГ. К тому же, разработанная модель отличается относительной простотой программной реализации.

Рассмотрены закономерности распределения электромагнитного поля и нагревов КЗ статора серийного ТГ типа ТГВ-500 [8] со стороны турбины, где магнитное поле не искажается влиянием соединительных шин и выводов (как это имеет место на стороне контактных колец). Расчеты выполнены для трех режимов номинальной активной нагрузки при различных коэффициентах мощности (cos ф = 0,85 - режим 1, номинальный; cos ф = 1,0 - режим 2 и cos ф = - 0,95 - режим 3, недовозбуждение). При этом учитывается реальная геометрия элементов ротора и статора, анизотропия и насыщение стали сердечника статора. электромагнитный температура турбогенератор статор

Не останавливаясь на подробном описании алгоритма построения модели, приведем основные принципы ее реализации [2, 3, 5].

Вначале рассматривается двухмерная полевая модель электромагнитного поля поперечного сечения центральной зоны ТГ. Уравнение магнитного поля относительно аксиальной составляющей векторного магнитного потенциала (ВМП) Az в расчетной области в общем виде имеет вид:

Поскольку сердечник статора набран из листов высоколегированной холоднокатаной электротехнической стали толщиной 0,5 мм, то можно пренебречь вихревыми токами от радиально направленного потока. Следовательно, магнитное поле центральной части ТГ в декартовой системе координат удовлетворяет уравнению Пуассона:

Ток возбуждения подбирается по методике [1]. Из векторной диаграммы ТГ (рис. 1) следует, что электродвижущая сила (ЕДС) фазы обмотки статора от результирующего магнитного потока равна

Рис. 1

Таблица 1

На рис. 2 показаны мгновенные распределения

магнитной индукции (МИ) и ВМП в центральной зоне ТГ в момент времени t = 0,02 с (что соответствует одному полному обороту ротора).

а б в

Рис. 2

Имея распределение поля в центральной части, моделируется магнитное поле в продольном пересечении ТГ. С учетом симметрии вдоль осевого и радиального направлений машины, расчетная область КЗ избрана в виде половины сечения ротора вдоль его оси и сечения зубца сердечника статора в тангенциальном направлении (по окружности) [11]. Это сечение совпадает с прямоугольной координатной плоскостью XY и является плоскостью симметрии ротора (на рис. 2 она проходит по радиусу ОО1).

Уравнение двухмерного поля относительно составляющей ВМП Az, которая является тангенциальной составляющей в расчетной области, имеет вид (1). Необходимая структура силовых линий

Для заданных значений тока статора Is и коэффициента мощности cos ф методом последовательных приближений подбирается ток возбуждения if, при котором рассчитанные по (9) и (8) величины ЕДС в пределах заданной погрешности совпадают. Величины токов в обмотках статора и ротора и угла в задаются в соответствии с режимом нагрузки генератора.

Исходные данные, рассчитанные по (5) - (7) и методике [1], сведены в таблице 1. дённой шкалой магнитного поля формируется с помощью комплекса ГУ для ВМП, устанавливаемых для внешних пределов области [3]. Отличающаяся от нуля электропроводимость задается в пакетах сердечника статора, нажимном пальце, электропроводном экране и нажимной плите, что позволяет учесть вихревые токи, наведенные аксиальными магнитными потоками лобовых частей обмоток. Влияние режима работы ТГ учитывается при задании величин токов в обмотках статора и ротора, угла в и ГУ.

Одновременно задается распределение магнитной проницаемости по радиусу ОО1 - p|ooi, изменяющейся вследствие разного насыщения отрезков магнитопровода основным магнитным потоком.

Рис. 3

На рис. 3 показаны направления мгновенных фазных токов iA, іб, Е лобовой части обмотки статора для режима нагрузки и часть схемы этой обмотки, вдоль которой проходит сечение ОО1 (для наглядности фазы показаны разными линиями).

Токи лобовой части обмотки статора (рис. 3) меньше принятых токов системы (4) в \[1 раза, так как лобовые части отогнуты в среднем на 45°. То есть они представляют собой действующие значения фазных токов с соответствующим углом р.

В результате расчетов получены распределе- магнитного поля в КЗ ТГ в режимах нагрузки при разных значениях cos ф. Рис. 4а, б, в соответствует режимам 1, 2, 3.

Поскольку нажимная плита, нажимные пальцы и медный экран является областями протекания вихревого тока, проводим электромагнитный расчет в указанных областях.

Рис. 4

Согласно теории электрических машин [8, 10] рассчитываем средние потери на вихревые токи от радиально направленного потока в соответствующих областях.

Принимая полученные результаты электромагнитного расчета в качестве источников тепла, моделируются теплообменные процессы в КЗ ТГ.

Рассматриваемый ТГ имеет радиальную систему вентиляции, то есть холодный газ подается в радиальные каналы и зазоры между нажимными пальцами со стороны зазора с дальнейшим движением в сторону спинки сердечника. Принята температура холодного газа 40 °С. Коэффициенты теплоотдачи с поверхностей элементов конструкции и вентиляционных каналов брались в соответствии с рекомендациями [8, 9].

В результате расчетов получаем распределение температур в КЗ ТГ: рис. 5а, б, в соответствуют режимам 1, 2, 3. На рис. 6а, б, в, соответственно, для наглядности показаны распределения нагревов двух крайних пакетов, нажимного пальца, медного экрана и нажимной плиты.

Рис. 5

а б в

Рис. 6

Таким образом, с помощью разработанной модели можно получить распределение и параметры магнитного поля и нагревов для отдельных элементов и узлов КЗ в разных режимах нагрузки ТГ.

В результате проведенных численных исследований обнаружено, что наибольший рост индукции в зубцах при переходе от режима 1 к режиму 3 наблюдается в коронках (на 30 %), несколько меньше - в средней части (на 20 %). В ярме вблизи области дна паза индукция увеличивается на 70 %. При номинальной активной нагрузке и переходе от режима 1 к режиму 2 поле во всех элементах КЗ в среднем увеличивается на 10 %.

Это объясняется тем, что кроме радиального поля зубцовая зона нагружена аксиальным потоком, созданным МРС лобовых частей обмотки статора, рассеиванием лобовых частей обмотки ротора, а также «выжиманием» части основного потока из воздушного зазора. Результирующее аксиальное поле в КЗ является геометрической суммой всех составляющих, чем обусловливается его зависимость от режима нагрузки генератора (в том числе по cos ф). В режимах перевозбуждения аксиальная составляющая поля от токов лобовых частей обмотки статора имеет знак, противоположный знаку поля результирующей МДС, и поле в зубцовой зоне ослабляется. При недовозбуждении соответствующие составляющие совпадают, и поле суммируется, повышаются потери и нагрев зубцовой зоны крайних пакетов [8]. К тому же, причиной локальной концентрации аксиальной составляющей поля в области паза является эффект экранирования поля нажимной плитой (рис. 4).

В области «нажимной палец - крайний пакет» с переходом в режим недовозбуждения индукция возрастает почти на 35 %. Во втором и третьем пакетах сердечника это возрастание заметно меньше, а в шестом пакете вообще отсутствуют. Вдоль оси генератора аксиальная составляющая МИ изменяется по экспоненте с максимумом в первом пакете и затуханием по мере удаления от торца сердечника. Повышение этой составляющей МИ в первых двух пакетах обусловлено добавлением магнитного потока, обтекающего нажимную плиту. Наибольшие увеличения индукции наблюдаются в коронках зубцов (до 2,4 Тл) и в ярме вблизи дна паза (до 2,0 Тл). В спинке сердечника индукция не превышает 1,2 Тл, что объясняется экранирующим влиянием нажимной плиты. Характер распределения магнитного поля в зоне ступенек крайних пакетов сердцевина статора при разной нагрузке ТГ свидетельствует, что в режиме 3 наибольшее значение аксиальной составной индукции (1,15 - 1,2 Тл) наблюдается у торца ступеньки первого пакета.

Максимальные и средние абсолютные температуры (°С) основных элементов концевой части ТГ для разных режимов нагрузки приведены в таблице 2.

Таблица 2. Абсолютная температура, ТМакс /Тр, °С

В номинальном режиме нагрузки максимальная температура (97,3 °С) наблюдается в зубцовой зоне крайнего пакета в области дна паза. Распределение нагревов нажимной плиты обусловлено наличием каналов с охлаждающей водой. Однако они эффективны лишь в локальной близости и на нагрев медного экрана существенно не влияют. Нажимные пальцы находятся в наиболее неблагоприятных условиях, поскольку частично размещены в зубцовой зоне, где магнитное поле особенно интенсивно. Нагрев нажимных пальцев характеризуется значительной продольной

неравномерностью - от 25 - 30 °С в зоне экрана до 35 - 45 °С в зубцовой зоне. Поверхность пальцев, обращенной к плите, имеет температуру на 10 - 15 °С выше, чем поверхность, обращенная к сердечнику. На стороне сердечника температура поверхности пальцев вдоль всей зоны контакта с пакетами незначительно отличается от температур торцевой поверхности сердечника. С отдалением от зубцовой зоны крайних пакетов с максимальной температурой в сторону спинки сердечника температура резко уменьшается в виду экранирующего действия нажимной плиты и медного экрана. Температура также уменьшается при приближении к зазору. Аксиальная составляющая МИ в зоне коронки зубцов достигает 0,7 - 0,75 Тл (торец ступеньки первого пакета), однако эта зона интенсивно охлаждается циркулирующим в зазоре газом. Распределение температуры в пакетах, удаленных от торца сердечника, достаточно равномерно как по его длине, так и в радиальном направлении.

При переходе от режима 1 к режиму 2 значения температуры в зубцовой зоне повышаются в среднем на 7 - 10 °С, а в области ярма остаются почти неизменными.

Нагрев области «нажимная плита - экран - нажимной палец - крайний пакет» резко повышается при переходе в емкостный квадрант (рис. 6). Необходимо отметить, что во втором пакете сердечника температура с изменением cos ф повышается незначительно, а в шестом пакете вовсе не зависит от cos ф, что обусловлено соответствующим распределением МИ. Характерна резкая неравномерность распределения потерь по высоте пакета. При увеличении коэффициента мощности (при постоянной активной нагрузке) влияние тока ротора на формирование потерь в крайнем пакете уменьшается, однако при этом резко повышаются потоки рассеивания лобовых частей обмотки статора. В итоге это является еще одной причиной смещения максимума нагревов в область дна паза. Из расчетов можно увидеть, что уровень нагрева подпазовой зоны в режиме 3 на 20 - 25 °С выше, чем коронки. Максимальная температура зубцовой зоны в области дна паза крайнего пакета сердечника достигает 111 °С, нажимной плиты - 108 °С, нажимного пальца - 99 °С, что соответствует результатам натурных испытаний ТГ [8]. Аксиальная составляющая МИ в зоне коронки зубцов достигает 1,15 - 1,2 Тл (торец ступеньки первого пакета), однако за счет того, что эта зона интенсивно охлаждается циркулирующим в зазоре газом, температура здесь невысокая.

Из всего приведенного можно сделать вывод, что нагрев элементов КЗ ТГ является крайне неравномерным, что обусловлено аналогичным распределением потерь и имеющейся схемой охлаждения. Максимальные значения температуры в отдельных элементах больше среднего почти втрое.

Выводы

Предложенная модель с удовлетворительной для решения практических задач достоверностью позволяет определять распределение электромагнитного поля и температуры в основных элементах конструкции торцевой части статора ТГ в разных режимах нагрузки. В целом она позволяет оценивать эффективность разных вариантов ее конструктивного выполнения. Разработанная модель по сравнению с используемыми и известными на сегодня отличается более полным учетом физико-технических факторов при относительной простоте программной реализации. Результаты моделирования полей в КЗ мощного ТГ отвечают общим представлениям протекания электромагнитных и тепловых процессов в ЭМ.

Литература

1. Васьковський Ю. М. Польовий аналіз електричних машин. Київ: НТУУ «КПІ», 2007. 191 с.

2. Кенсицький О. Г., Крамарський В.А., Кобзар К.О., Хвалін Д.І. Дослідження ефективності конструкцій торцевої зони осердя статора турбогенератора // Праці Ін-ту електродинаміки НАН України. 2018. № 50. С. 56 - 62.

3. Кенсицький О.Г., Хвалін Д.І. Електромагнітне поле у торцевій зоні турбогенератора при зміні реактивного навантаження // Технічна електродинаміка. 2018. № 1. С. 62 - 68.

4. Кенсицький О.Г., Хвалін Д.І. Квазітривимі- рна модель електромагнітного поля у торцевій зоні турбогенератора // Праці Ін-ту електродинаміки НАН України. 2017. № 48. С. 59 - 64.

5. Кенсицький О.Г., Хвалін Д.І, Кобзар К.О. Математична модель спільного розрахунку електромагнітного та температурного полів торцевої зони потужного турбогенератора // Гідроенергетика України. 2018. № 1-2. С. 32 - 35.

6. Милых В. И., Высочин А.И. Принципы расчета магнитного поля в торцевой зоне турбогенератора в различных режимах его работы // Електротехніка і електромеханіка. 2010. № 3. С. 17 - 22.

7. Милых В.И., Полякова Н.В. Численные расчёты магнитных полей в торцевой зоне турбогенераторов // Вісник НТУ «ХПІ». 2015. № 5 (1114). С. 3 - 11.

8. Постников И. М., Станиславский Л. Я., Счастливый Г. Г. Электромагнитные и тепловые процессы в концевых частях мощных турбогенераторов. Киев: Наукова думка, 1971. 360 с.

9. Счастливый Г.Г., Федоренко Г.М., Выгов- ский В.И. Турбо- и гидрогенераторы при переменных графиках нагрузки. Киев: Наукова думка, 1985. 208 с.

10. Титов В. В., Хуторецкий Г. М., Загородная Г. А. Турбогенераторы. Л.: Энергия, 1967. 895 с.

11. Fujita M., Ueda T., Tokumasu T. Eddy current analysis in the stator end structures of large capacity turbine generators // International Conference on Electrical Machines and Systems, November, 2009, Tokyo, Japan. Pp. 1 - 6.

Размещено на Allbest.ru