Хуторецкий Г.М. Проектирование турбогенераторов

г

I

•s

о

a

о.

8

О.

CN

а

з-

з

I

„

t

£

«

1

О

'.*

"*•»

<г

ИК/JM

*'i?v

Г

-.'

Ф

- ?

Ф

= 'у

?

Ф

7

,

-г-

4= х

•ч

ии

••'о

,ии

,01 ''Г

WW/J5)

'•'*

ни

'-7

ИИ -р

EHlOBhA

dSWOH

CS

Ю

СМ

СО

СЛ

СО

СЛ

t~~ 00

С*-

Ю

о о" •*"

t-"

N.

rams

О

СЧ СО

СЧ

о

см

о

OOOCN

о

о о о

CN N. —i

СЛ СЛ

N. СО

О —

CN

CD

О О — СО

о

о о о

о

о о о

сч

ел

СЛ

00

СО

СЧ

OCNIOCN

о

о — m

о

о о о

о

о о о

00

СО

N- CD

—

in со со

Ю N-

СО

о

О О —

СМ

о

о о о

in

ю ю о

lO

СО

N. СП

"Ч-

СО

— N.

СО

to

t—

сч

со_

сю

—"

сч" сч"

-*"

со

со со

оо

о со со

Q5

СО

0ОШ

о

—<

— ю

юоою

LC5

— — —

•**•

сч ю со

о

о о о

о

сою сч

-ч«

^r in со

—<

СЧ

СО

-Ч-

ел

— — ел

сч

N- N- сч

"l*

-

!^,^.

соююсо

in ел

ел

ю

со ел ел

со

сч

ел

ся

сч

т^

СО СО

-Ч*

со — — СО

сч

со со см

—

00

ОО

—

00 00

оо ел

ел

оо

со

N- N. со

—

сч сч —

о

о о о

оо

—

ел N

СЧ N.

-Ч"

сч

in N. ел

о

о о о

00 СЧ СО

—"

00 СО

in

-ч

4

ел

СО

1П

СО

N-

о

о о о

*я

ю

„

CM'IO

NTO

ел ел ел

о

О

СО СО

О

CO'flON

3,95

1

ю

со

39,8

N- Г- N. Г-

СО СО СО

СО

со

со со со

1П

CN

о

со

ю

N.

о

ю

со N. оо

со

сч in сч

ел

со

ел

со

lONCON

t-'rt-'o'o'

N.

ю ел

сч

со сч о

о

сч о о

сч

о о о

оооо

—

N- СЧ

со

N.

ел

со

сч — о

со

— о о

оооо

—

00

•«г

— о

•ч-

N. ел

оо ел

ел

о

оо

о —

со

со сч

СО

'Ч'

GO

СО СЧ -Ч-

оо

ел ел

о

оо

о —

ют

in о

~-

сч со ел

СО

—

СО

N.

N-

CO

CO CO

сч

t—

о со

СО_ СО

СЧ_

СЧ

•ч-'сч'еч"—•'

coco

со

СО СО

О 00

in

со со ел

m

— — о

in

о о in

—

—1

—С

1П

СО

1П

CM

Ti-

оооо

сч

ю

со

о

СОЮ -Ф

4

*

ел

о — сч

еэ

7

о

t-T

in

44,

—-.

СО

"^

(50,

со

•ч-

СО

о

1

.

1

790

00

II

~

1

н

220

Таблица 12-16. Расчет второй критической частоты вращения

(k = 2)

i

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

2

*»

0,1036

0,1512

0,2674

0,4072

0,7036

1,0

1,2964

1,5926

1,7326

1,8486

1,8964

2,0

—

Ф,-

0,0075

0,0212

0,1066

0,316

0,8578

1,0

1,1422

1,684

1,8935

1,9788

1,9926

2,0

—

=

Ф

._Ф.

_

г

0,0075

0,0137

0,0854

0,2094

0,5418

0,1422

0,5418

0,2095

0,0853

0,0138

0,0074

2,0

Д^;,

КГ/ММ

0,00739

0,0178

0,159

1,157

3,614

0,948

3,614

1,158

0,159

0,018

0,00730

11,806

Д,-/./,-,

10-

1!

мм"'

5,971

6,233

31,997

43,44

13,592/10,043

3,567/2,636

13,592/10,043

43,46

31,959

6,278

5,892

(209,6/200,64)-Ю-

12

Коэффициент, учитывающий податливость опор

(см. §

12-5),

v=

д/l

1

+

24,09-2-10

12

= 1,157/1,163.

8790

3

-

209.6

Вторая критическая частота

с

учетом податливости опор

по (12-26)

2816

Лк2

=

-

= 2434/2475 об/мин.

v

1,157

Полученные частоты вращения отличаются

от

номинальной

соответственно

на 19,0 и 17,5 %, что

допустимо.

Нажимное кольцо, пальцы

и

стяжные ребра статора. Диа-

метр осевой линии ребер

Dp

=

D

a

+

(60 н- 65)

=

2735

+

65

=

2800

мм.

Внутренний диаметр нажимного кольца (точка

А)

D

A

=

(Z>!

+

2/ii)

-(-

(50

+

60)

=

(1295

+

2 • 220)

+

60

= 1795 мм.

На основании чертежа общего вида

и

полученных размеров

вычерчиваем

в

масштабе нажимное кольцо

и

палец

(рис.

12-10). Сечение плиты разбиваем

на три

прямоугольника.

Отверстиями

под

ребра пренебрегаем.

По

рисунку определя-

ются размеры

(в

миллиметрах), необходимые

для

расчета:

*, =50; ^2

=

50;

й

3

=

42;

Л/

п

=

260;

А,'

=

200;

А

2

'=150;

A

3

'

=

410;

х'=170;

D

B

=

D

A

+

2x'=

1795

+

2 -170

=

2135.

Координаты центров тяжести прямоугольников

и их

пло-

щади:

X;==X

,

-T-A;/2=170+100

= 270 MM;

x;

=

/i;

+

/i;/2

=

410

+

75

=

485

мм;

221

Рис 12-10 Нажимная плита статора турбогене-

ратора fBB-320 (p=l)

x'

3

=

h'

3

l2

=

205

мм; у\ = 6,/2 =

25

мм;

y'

2

= N

n

—6

2

/2 = 260—25 =

235

мм;

y'

3

=

N

n

~b

2

+

b

3

/2

= 260—50 + 21=231 мм;

F,

=

50 • 200

= 10

4

мм

2

;

,Р

2

= 50-150 = 0,75

•

10

4

мм«;

f, = 42-410=

1,72-10

4

мм

2

;

2F,

=

(1

+ 0,75 + 1,72)

•

10

4

= 3,47•

10*

мм

2

.

Координаты центра тяжести сечения кольца

*с =

2*Л

3,47

(270 • 1

+

485 •

0,75 + 205-1,72) = 284 мм;

222

=

JV^

=

_l_

/25.

i

_i_

235-0,75 +

231

-1,72) = 172 мм.

J

ZF

f

3,47

V

Координаты центров тяжести прямоугольников по оси у

в системе координат х, у:

y

i

=y'

l

—y

c

= 25—l72= — \47 мм;

% = «/2-У

с

= 235-172 = 63 мм;

%

= ^-г/

с

= 231-172 =

59

мм.

Изгибный момент инерции сечения относительно оси х

J

c

= 2 А^-

-,-

S^?F, = —

(200

•

50

s

+

150

•

50

3

+

410

•

42

3

)

+

+ (147

2

-1 +

63

2

•

0,75 +

59

2

•

1,72)-10

4

= 3,12-10

8

мм

4

.

Коэффициенты:

а

х

= D

x

ID

a

= -1Ц- =

0,473;

р = D

p

/D

a

= -Ц- =

1,024;

С

1

=-=-[(1-

а

?)р-^-,(1-о?)]=-=-[(1-0,473«)-1,024-

— (2/3)

(1

—

0,473

3

)]

= 0,078.

Принимаем давление запрессовки р

с

=1,2 МПа.

Суммарный момент, выкручивающий нажимное кольцо, по

(12-27)

«, = ^[0,1)2—i-Z^^-D,-А,)]= 1,2 [0,078.273?-

—

(1/2)-

409 200-(2800—

1295

—

220)]

=

16

-10

8

Н-мм.

Диаметр центра тяжести сечения

D

c

= D

A

+

2JC

C

=

1795

+

2 •

284

=

2363

мм.

Наибольшие напряжения:

сжатия в точке Л по (12 28)

ст

^

Mj(N

n

~y,)

Dc

=

16 (260-172) _ 2363

= g4 g МПа

.

Л

2т/

с

О

л

2л 3,12 1795

растяжения в точке В по (12-29)

М

у

с

D

c

16 172

2363

1С[

. .

А1Г7

а

в

-—^

£_

=

_ 155,4 МПа.

2nJ

c

D

B

2я 3,12 2135

Коэффициенты:

D,

1295

а, =

£»л

179.

с

л

_

8

^

-0,721;

C,=f [(1-а|)—|-(1-в4)]-

[(1

—0,721

2

)

— (2/3)

(1—0,721

3

)] = 0,025.

223

Момент в сечении пальца Л'—А' по (12-30)

М

2 =

Рс

[

С

Р"л ~Y

lq

^

i

D

A-

D

l-

k

0]

=

l

'

2

I

0

'

025

"

1795S

- "

—

(1/2) .409 200-(1795—1295—220)] =

1,05-10

8

Н-мм.

Принимаем размеры и число пальцев:

s =

45

мм;

*

= 20 мм; Z = Z

1=

60.

Максимальное напряжение изгиба в пальце по (12-31)

«„

д

.«М*.

=

J-'.<*•"• = 259 МПа.

Zts

2

60-20-45

2

Площадь активной стали S

aj2

= 4,15 м

2

рассчитана в§

11-11.

Полное усилие запрессовки сердечника по (12-32)

P = p

c

S

a

,

2

= 1,2-4,15-

10

в

= 4,98- 10

е

Н.

Принимаем диаметр нарезки ребер

cf

=

55

мм и число ребер

по окружности m

p

=

Z

]

/2

=

30.

Напряжение растяжения в наименьшем сечении ребра по

(12-33)

4Р 4 4,98-Ю

6

7Г1 мгг

0

Р

= = = 70 МПа.

itd

2

m

p

п-55

2

-30

Допустимые напряжения по § 12-6 для кольца и пальца

[oJ= (0,9~Q$8)o

s

, где o

s

—

по табл. 12-1. Следовательно, для

кольца

[а

н

к]

=

(0,9

-г 0,98) -160 =1444-157 МПа;

для пальцев

[<Тп]

=

(0,9

-г-

0,98)

• 300

=--

270н-

294

МПа.

Оба расчетных напряжения меньше допустимых:

а

в

= 155,4 МПа; а

п

= 259 МПа.

Материал пальцев и нажимного кольца — немагнитная

сталь.

Для ребер Ы = 0,6

о

5

= 0,6-420 = 252 МПа.

Расчетное напряжение a

p

=

70

МПа.

Материал ребер — сталь.

ГЛАВА ТРИНАДЦАТАЯ

ПРИМЕР РАСЧЕТА

ЧЕТЫРЕХПОЛЮСНОГО ТУРБОГЕНЕРАТОРА

13-1.

Вводные замечания

В настоящее время, как указано в гл. 3, по проектирова-

нию и эксплуатации четырехполюсных турбогенераторов на-

коплен значительно меньший практический опыт, чем по двух-

полюсным. Поэтому не представляется возможности для ма-

шин с

р

=

2

дать такие же четкие рекомендации и зависимости

для выбора основных размеров и параметров, как для двух-

полюсных.

Теоретическое рассмотрение соотношений между основными

размерами и параметрами турбогенераторов с р

— 2

и р=\

при условии равенства длины статора U и машинной постоян-

ной С

А

проведено в [8]. В табл. 13-1 представлены наиболее

важные соотношения, приведенные в [8].

В настоящем пособии расчет четырехполюсного генератора

проводится на базе расчета двухполюсного генератора той же

номинальной мощности. При этом предполагается примерное

равенство U и С

А

для

р = 2

и р=1, а также учитываются соот-

ношения табл. 13-1. Однако следует учесть, что приведенные

соотношения в конкретном расчете могут быть учтены лишь

приблизительно из-за дискретности рассчитываемых величин

(например, чисел пазов статора и ротора и т. п.). Следует

иметь в виду, что при целом числе пазов на полюс и фазу q

у двухполюсных турбогенераторов число пазов статора должно

быть кратно 6, а у четырехполюсных — кратно 12.

13-2.

Определение основных размеров

и электромагнитных нагрузок

Пусть заданием на проектирование будет: Р„ =

320

МВт;

cos(p

H

=

0,85;

U

H

= 20

кВ; л„ = 1500 об/мин; /

н

=

50

Гц; т =

3;

со-

единение— звезда; о. к. з.~0,6;

W

n

^\,7.

Система охлажде-

ния—ТВВ.

Таблица 13-1. Ориентировочные отношения (К) основных величин

четырех- и двухполюсных турбогенераторов

Вели-

чина

к

D,

V2

D,

V2

т

1/V2

1,

1

Ф

1/V2

Z,

V2

Z..

V2

h

л/2

С\

1

а

1,2

8 Заказ № 2005

225

Номинальная кажущаяся мощность

S

H

= P„/cos

ф„

= 376,5

MB •

А.

Предварительный диаметр расточки статора для машины

с р=\ по рис. 3-3 Di

(

i) = 1280 мм. Тогда (при р =

2)

D

x (2)

=

= V2£>

1(1)

-1810 мм.

Предварительный диаметр бочки ротора по рис. 3-4

D

2

(i>

=

= 1080 мм, что соответствует ближайшему нормализованному

диаметру Z?

2

(i)=1075 мм. При этом D

2 (2)

= л/2 D

2 (1)

= 1520 мм.

В диапазоне D

2

от 1250 до 1600 мм нет нормализованных диа-

метров, поэтому принимаем окончательно D

2

=1520 мм.

Предварительное значение машинной постоянной Арнольда

по рис. 3-1 С\

(2)

= С

Л

(1) = 7- 10

10

мм

3

/(мин-МВ-А).

Предварительное значение длины статора по (3-1)

,

C

A

S

H

7-

Ю

10

-

376,5

сосо

U

—

——— = = 5363 мм.

£>2„

н

1810

2

-1500

Предварительно принимаем длину бочки ротора

U

=

U.

Предварительное значение линейной нагрузки по рис. 4-1

для Di

(

i) равно Л,= 1640 А/см.

Предварительное значение индукции в зазоре по рис. 4-6

для Did, равно В

6

=0,88 Тл.

Предварительное значение полюсного деления по (3-3)

лО,

л-1810

I/tol

т - = -=1421 мм.

2р 4

Зазор по (3-5)

в=1,12 о. к. з.^—-10-

в

=

1,12-0,6

А

*

1,5

. in-» — 1 1? Ofi

1640 142

'

1,5

=R7,1 мм.

0,88- 10

е

Принимаем окончательно 6=70 мм.

'Окончательные значения диаметра расточки статора и по-

люсного деления

Di = D

2

+ 26= 1520+2-70 = 1660 мм;

Я-1660 iorv/1

т

=-

= 1304 мм.

4

Далее определяем ориентировочные значения главных тех-

нико-экономических показателей.

Отношение длины статора к диаметру

A

1

=

Z

1

/D

1

= 5363/1660 3,23.

Полученное по рис. 3-5 значение h соответствует расходу

меди на обмотку статора, близкому к минимальному.

Отношение длины бочки ротора к диаметру

Х

2

= l

2

/D

2

= 5363/1520 ^ 3,53.

По рис. 3-5 расход меди на обмотку ротора близок к мини-

мальному. . _ - ......_.. —

226

По рис. 3-6 ожидаемая критическая частота вращения по-

лучается близкой к резонансной частоте, следовательно, при

окончательном конструировании ротора выбору его размеров

надо уделить особое внимание. Ожидаемая вторая критиче-

ская частота я

к2

= 4700 об/мин, что приемлемо.

Ожидаемый к. п. д. по рис. 1-5

г]н

= 98,65%.

Маховой момент по (3-6)

0О

.«з^Г-^У-^-=з.8.Г-!^-У--5^*110т.м-.

V 1000 ) 1000 V 1000 / 1000

Полная масса турбогенератора может быть определена по>

рис 3-8 следующим образом. Для рассчитываемой четырехпо-

люсной машины _

(—У

V 1000 )

1000

1,66

2

-5,363=

14,78 м

3

.

Для аналогичной двухполюсной машины эта величина бу-

дет примерно в два раза меньше, т. е. 7,4 м

3

.

На рис. 3-8 величине

/)]

2

/

= 7,4м

3

соответствует общая масса

двухполюсного турбогенератора

G

= 330 т. Согласно табл. 13-1

ожидаемая масса четырехполюсного турбогенератора составит

G= 1,2 -330-400 т.

13-3.

Выбор обмоточных данных статора

Номинальный ток статора по (5-1)

/„ —Ь—= 376J10

3

_

108

7о д.

Уз и„ Уз 20

Принимаем в соответствии с табл. 5-1 число параллельных

ветвей а =

2

и число активных проводников в пазу s

nl

=

2.

Об-

мотка стержневая петлевая.

Объем тока в пазу по (5-2)

/

п

= Ji!£n_ = ю 870 А.

а

Предварительно зубцовый шаг по расточке статораДЮ (5-3)»

t

1

-JJL_.IO=-

10870

-10^66,3 мм.

Л, 1640

\ Предварительно число пазов статора по (5-4)

Z

1 =

J^- =

n 1660

- =

78,6-

/. 66,3

Окончательно принимаем по табл. 5-2 Zi

=

84,

что соответ-

ствует числу пазов на полюс и фазу

-

84

_ 7 '

4-3 ~~ •

8*

227

Окончательные значения зубцового шага и линейной на-

грузки

!

,

JIDJ

я-1660

со nQ

t\ = = = 62,08 мм;

Zi 84 '

Лж ^ 10870^10

1751 А/ш

_ •

t

y

62,08

Линейная нагрузка получилась на 7 % выше принятой для

двухполюсной машины, что вполне допустимо, так как диа-

метр D\ в четырехполюсной машине больше, чем в двухполюс-

ной.

По табл. 5-3 принимаем относительный шаг

(3

=

0,857.

При

этом первый частичный шаг у

х

(1

—19)

и обмоточный коэффи-

циент по табл. 5-4 равен

&

0

6i

= 0,932.

Число последовательно соединенных витков в фазе по (5-5)

STX\L\ 2 о4 1 .

а>1= = = 14.

2та 2 3 2

Принимаем предварительно ширину паза статора по § 5-7

6щ =

0,45*!

= 0,45

-62,08

-=27,9 мм.

Двухсторонняя толщина изоляции по ширине паза при на-

пряжении 20 кВ по табл. 5-5

26,1

= 13,4 мм.

Предварительная ширина элементарного проводника при

двух проводниках по ширине паза

(rii

= 2)

, b

nl

— 2b

n

. 27,9—13,4 „ о v

Ь

м1

= —^

Д; •=

' 0,3 «7 мм,

Пх

2

где

А,

= 0,3 мм — двухсторонняя толщина собственной изоляции

проводника.

Принимаем окончательно по табл. 5-6 b

4i

=

7,5

мм.

Окончательная ширина паза

b„i = M&« + A,)-!-2b

t

i = 2-(7,5 + 0,3) + 13,4=29 мм;

&„!#!

- 29/62,08 = 0,467.

Принимаем предварительно плотность тока по рис. 4-4

j!

= 5,9 А/мм

2

.

Требуемая площадь поперечного сечения стержня

/„

10

870

noi 2

q

al

= -«- =

—-—=.921

мм

2

,

a/i 2-5,9

Принимаем комбинированный стержень с тремя сплошными

проводниками на один полый

(А

г

=

3)

и отношением а„.

с

/а

м

п

=

= 0,4.

Ориентировочно задаемся по §

5-9_

коэффициентом вытес-

нения тока

&

ф

=1,6

и отношением

V^M

=0,82. При этом вспо-

могательная функция по рис. 5-1 г|з=1,6.

228

Предварительная высота полого проводника по (5-14)

а

м

.

п

= 127-^-У£7г|)=

127•

—.0,82-1,6 = 5,25 мм.

q

a

i 921

Принимаем окончательно по табл. 5-6 а

м

.

п

=

5

мм. По табл.

5-6 сечение элементарного полого проводника b

M

iXa

M

.

„

= 7,5X

Х5 составляет q„

п

=

28,5

мм

2

.

Предварительная высота сплошного проводника

а

к

с

= 0,4о

м

.

п

= 0,4-5 =

2

мм.

Принимаем по табл. 5-7 а

м

.

с

=

2

мм, и сечение сплошного

проводника бцпХйч

С

= 7,5Х2,0 равно

<7м.

с= 14,64 мм

2

.

Площадь сечения меди одной группы

q

r

-=

<7м.

n

+

Nq

M

.

c

-28,5 -f 3-14,64 = 72,42 мм

2

.

Требуемое число групп в стержне

m

r

=-^ = -^--12,7.

<7

Г

74,42

Принимаем m

r

=12. При этом сечение стержня

q

al

= m

r

q

r

--= 12 •

72,42 - 869 мм

2

и окончательно плотность тока

/„

10

870 с ос л / 2

/,=—^—= = 6,25 А/мм

2

.

aq

al

2 869

Суммарная толщина изоляции по высоте паза для напряже-

ния 20 кВ по табл. 5-5 составляет

/г,

=

37,5

мм. Высоту клина

принимаем

/z

K

i

=

25

мм, место на транспозицию проводников

Л

г

р

=

а

м

.

п

+

Л;

= 5,3 мм.

Высота паза статора по (5-16)

К =

[(а„.

п

+ Д

(

) + N (а„.

с

-+-

Аг)1

^^ + 2/г

тр

+

Л,

+

Л

к1

=

(5,3

+

3 •

2,3)

•

-^-

-t-

2 •

5,3 -f

37,5

+

25

= 219,5 « 220 мм.

При этом /гt/DJ = 220/1660 =

0,132,

a

/i,/6

nl

= 220/29 = 7,6, что

соответствует рекомендации § 5-10.

Выкладка и эскиз паза соответствуют табл. 5-9 и рис. 5-2

для двухполюсного генератора с заменой ширины меди

Ь

ы

\

=

= 8,5 мм на

b„i

=

7,5

мм.

Магнитный поток в зазоре при холостом ходе и номиналь-

ном напряжении по (5-6)

ф

_М^_50_

=

_2^0_

= 3

,98Вб. "'' '

соА,

б1

/„ 14-0,932

В четырехполюсных турбогенераторах наиболее «узким ме-

стом» в магнитной цепи являются зубцы статора, поэтому пол-

229

Хуторецкий Г.М. Проектирование турбогенераторов

Подождите немного. Документ загружается.