ТЕХНИЧЕСКИ УНИВЕРСИТЕТ – СОФИЯ ЕЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКИ ФАКУЛТЕТ КАТЕДРА „ЕЛЕКТРИЧЕСКИ МАШИНИ“ Професионално направление 5.2 „Електротехника, електроника и автоматика“ маг. инж. Ивайло Димитров Панайотов ИЗСЛЕДВАНЕ НА ХИДРОГЕНЕРАТОРИ СЪС СРЕДНА И ГОЛЯМА МОЩНОСТ АВТОРЕФЕРАТ на дисертационен труд за придобиване на образователна и научна степен „ДОКТОР“ Научен ръководител: доц. д-р инж. Димитър Кирилов Сотиров София 2013
35
Embed
АВТОРЕФЕРАТ - konkursi-as.tu-sofia.bgkonkursi-as.tu-sofia.bg/doks/SF_EF/ns/133/avtoreferat.pdf · 5.2 „Електротехника, електроника и автоматика“
This document is posted to help you gain knowledge. Please leave a comment to let me know what you think about it! Share it to your friends and learn new things together.
Transcript
ТЕХНИЧЕСКИ УНИВЕРСИТЕТ – СОФИЯ
ЕЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКИ ФАКУЛТЕТ
КАТЕДРА „ЕЛЕКТРИЧЕСКИ МАШИНИ“
Професионално направление
5.2 „Електротехника, електроника и автоматика“
маг. инж. Ивайло Димитров Панайотов
ИЗСЛЕДВАНЕ НА ХИДРОГЕНЕРАТОРИ СЪС СРЕДНА И
ГОЛЯМА МОЩНОСТ
АВТОРЕФЕРАТ
на дисертационен труд за придобиване на образователна и научна степен
„ДОКТОР“
Научен ръководител: доц. д-р инж. Димитър Кирилов Сотиров
София
2013
ТЕХНИЧЕСКИ УНИВЕРСИТЕТ – СОФИЯ
ЕЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКИ ФАКУЛТЕТ
КАТЕДРА „ЕЛЕКТРИЧЕСКИ МАШИНИ“
Професионално направление
5.2 „Електротехника, електроника и автоматика“
маг. инж. Ивайло Димитров Панайотов
ИЗСЛЕДВАНЕ НА ХИДРОГЕНЕРАТОРИ СЪС СРЕДНА И
ГОЛЯМА МОЩНОСТ
АВТОРЕФЕРАТ
на дисертационен труд за придобиване на образователна и научна степен
„ДОКТОР“
Научен ръководител: доц. д-р инж. Димитър Кирилов Сотиров
Рецензенти: проф. дтн. инж. Венцислав Рангелов Динов
доц. д-р инж. Михо Петров Михов
София
2013
Дисертационният труд е обсъден и предложен за защита на заседание на Разширен
Катедрен Съвет на катедра „Електрически Машини” към Електротехнически факултет
при Технически Университет – София, проведен на 13.05.2013 г. (протокол № 15 ).
Номерата на формулите, фигурите, таблиците и цитираната литература в авторефе-
рата съответстват на тези в дисертацията.
Данни за дисертационния труд:
- Страници – 202;
- Фигури – 213
- Таблици – 35
- Публикации свързани с темата на дисертационния труд -9 бр.
- Цитирани литературни източници – 187 бр.
Защитата на дисертационния труд ще се състои на 08. X. 2013 г. от 14.00 часа в зала
12126 на Техническия университет - София, бул. „Св. Климент Охридски" № 8 на открито
заседание на Научното Жури.
Материалите по защитата са на разположение на интересуващите се в секретариата на
Електротехнически факултет, блок 12, стая 12222
Автор: маг. инж. Ивайло Димитров Панайотов
Заглавие:
ИЗСЛЕДВАНЕ НА ХИДРОГЕНЕРАТОРИ СЪС СРЕДНА И ГОЛЯМА МОЩНОСТ
1
I. Обща характеристика на дисертационния труд
Актуалност на проблема Хидрогенераторите са съществена част от електро-енергийната система, отличават
се със своето относително слабо въздействие върху околната среда и на практика нулево
отделяне на парникови газове. Това определя този тип производство на електроенергия в
раздела на екологичните и възстановяеми източници. Най – често хидрогенераторите са
явнополюсни синхронни машини, сравнително рядко се използват неявнополюсни синх-
ронни машини, а по-рядко при микроВЕЦ генераторите са асинхронни машини работещи
в генераторен режим. Използването на синхронни машини позволява освен за производс-
тво на активна енергия те да служат и за производство на реактивна енергия, стабилизи-
ране на мрежата при поява на пикови товари, стабилизиране на честотата и др.
Основен показател за използваемостта на материалите при ХГ е коефициента на Ессон
[1, 2, 18, 19, 20], отразяващ енергийната плътност на единица обем:
1.2
където: S, kVA е пълната мощност; Din, m – вътрешен диаметър на статора; lδ, m – дължи-
на на статорния магнитопровод; n, min-1
– номинална скорост на въртене.
Фиг. 1-9 Повишаване на енергийната плътност на единица мощност през годините. /по данни от Voith -
Siemens/
На Фиг. 1-9 е разгледана зависимостта на константата на Ессон във функция на
пълната мощност за чифт полюси на генератора, която е реципрочна на машинната конс-
2
танта на Арнолд (1.3), т.е. CА=1/CЕ. Ясно се вижда, че за период от шест десетилетия ни-
вата на допустима енергийна плътност в прилаганите материали е увеличена между 1,5 и
2,5 пъти, това е ясен показател за развитието на технологиите в тази област.
Значителното увеличение на нивата на допустима енергийна плътност налага да се
оптимизира конструкцията на ХГ и да се извършат задълбочени изследвания на електро-
магнитните явления и процеси. На базата на направените проучвания на съществуващите
конструкции и проблемите, възникващи при експлоатацията и литературния обзор са
формулирани задачите на дисертационния труд. Основна цел на дисертационната рабо-
та e да се създадат модели на базата на метода на крайните елементи с решаване на време-
зависима задача, роторна динамика и с възможност за куплиране на електрическа верига
към полевата задача.
Цели и задачи на дисертационния труд За постигане на поставените цели са формулирани следните задачи:
1. Проучване и избор на математически апарат, позволяващ решаване на планарна за-
дача с отчитане на движението, възможност за решаване на времезависима задача и
куплиране с електрически вериги.
2. Разработване на параметрични модели, позволяващи използването на променливи
величини като: стъпката на успокоителната намотка, стойността на въздушната
междина, отношението зъб канал на статорната намотка и др. елементи на напреч-
ната му геометрия, които да бъдат способни да изобразят влиянието на променли-
вите (параметрите) върху наблюдавана величина (съдържанието на висши хармо-
ници в кривата на линейното напрежение на празен ход).
3. Изследване на влиянието на стъпката на успокоителната намотка върху съдържа-
нието на зъбни хармоници в кривата на Е.Д.Н. при намотки с цяло число канали за
полюс и фаза.
4. Изследване на влиянието на преместване на оста на успокоителната намотка спря-
мо оста на полюса и промяна във формата на полюсния накрайник върху съдържа-
нието на зъбни хармоници в кривата на Е.Д.Н. при намотки с цяло число канали за
полюс и фаза.
5. Изследване на влиянието на големината на въздушната междина върху съдържани-
ето на зъбни хармоници в кривата на Е.Д.Н. при намотки с цяло число канали за
полюс и фаза.
6. Изследване на влиянието на зъбно - каналната зона на статора върху съдържанието
на зъбни хармоници в кривата на Е.Д.Н. при намотки с цяло число канали за полюс
и фаза.
7. Разработване на аналитични, статични и динамични модели, позволяващи изслед-
ване на съвместната работа на синхронни безконтактни възбудители с въртящи се
изправители с индуктивен товар (възбудителната намотка на синхронен генератор).
8. Изследване на електромагнитните явления в безконтактни възбудители при съв-
метната им работа с трифазен мостов неуправляем въртящ се изправител с отчита-
не на влиянието на характера на товара.
3
II. Съдържание на дисертационния труд
Обзор на съвременните конструкции на ХГ и анализ на проблемите, възникващи при експлоатацията им
Статорен магнитопровод Статорният магнитопровод е активна част от конструкцията на генератора. Състои
се от студеновалцувана електротехническа стомана с дебелина на листа от 0,23 до 0,5 мм.
Отделните сегменти са двустранно изолирани с лак с висока механична и топлинна устой-
чивост. По външния периметър са разположени трапецовидни канали - тип лястовича
опашка и служат за укрепване на магнитопровода към статорното тяло, по вътрешния пе-
риметър са разположени отворени /правоъгълни/ канали, в които се монтира статорната
/котвена/ намотка.
На Фиг. 1-13 е показан напречен разрез на статорно тяло и магнитопровода
на синхронен хидрогенератор. Показаната конструкция осигурява степен на свобода за
радиалните сили на топлинно разширение, които са главен фактор водещ до разхлабване
на статорния магнитопровод в процеса на експлоатация.
На Фиг. 1-14 е изложено решението на друг водещ производител на хидро генера-
тори.
В показаната конструкция се използват шпонки с двустранни лястовичи опашки,
които основно служат за направляващи на посоката на топлинното разширение и частично
осигуряват статорното тяло против превъртане. В каналите за лястовичите опашки е пред-
виден двустранен луфт позволяващ линейно разширение без нарастване на механичните
Фиг. 1-13 Двойна лястовича опашка - /по данни от Voith - Siemens/
4
напрежения. Притягащите шпилки на магнитопровода са разположени близко до средния
му диаметър. Носещата конструкция се състои от основна долна плоча върху която се на-
бира магнитопровода, горната притискаща плоча е фиксирана само със шпилките в ста-
торния ярем.
Тази конструкция по отношение на опорите може да се характеризира като еднос-
транно застопорена. Магнитопроводът е фланшово монтиран към долната носеща плоча,
която е неразделна част от статорното тяло, горните притискащи плочи са радиално и ак-
сиално свободни спрямо тялото на статора и позволяват свободното топлинно разширение
на статорния магнитопровод в аксиална посока. Свободното радиално разширение е оси-
гурено от предвидените луфтове в дъното на каналите на лястовичите опашки. Долната
носеща плоча е главния конструктивен елемент понасящ въртящия момент на статора
Така изпълнената конструкция позволява свободно аксиално разширение в следст-
вие на топлинното натоварване. Използват се изолирани метални шпилки, които минават
през ярема на статора и притягат магнитопровода. Тази конструкция е особено предпочи-
тана в машини с високи механични и топлинни натоварвания [84, 87, 102].
На Фиг. 1-15 е пока-
зано конструктивно реше-
ние за укрепване на стато-
рен магнитопровод, което е
често срещано у нас [1, 2, 3,
10, 18, 19, 20]. От показана-
та фигура се вижда, че ста-
торния магнитопровод е
укрепен против превъртане
с n-броя канали за шпонки
с форма на лястовича
опашка, а шпонките са за-
варени по вътрешния диа-
метър на статорното тяло.
Плътността на статорния
магнитопровод се осигурява
с m-броя притягащи шпил-
ки разположени в междина-
та на тялото и магнитопро-
вода. Плътността в зоната
на зъбите на статора се пос-
тига с натягането на болто-
ве, разположени по перифе-
рията на притискащите
плочи.
Като отличителен
белег на тази опорна систе-
ма може да се отбележи, че
тя е всестранно застопорена, т.е. при топлинно разширение на статорния магнитопровод
се появява допълнително вътрешно механично напрежение върху притягащите шпилки от
Фиг. 1-14 Укрепване на статорен магнитопровод с двойна лястовича
опашка и осигуряване на аксиална степен на свобода./ по данни от
Alstom/
5
разширението в аксиална посока, а в радиална посока се появява напрежение в носещите
елементи. Допълнителен недостатък е факта, че се изисква набирането на магнитопровода
към тялото без наличието на луфтове в носещата система (зоната на лястовичите опашки).
Основен недостатък е получаването на пластични деформации в магнитопровода и
статорното тяло, дължащи се на неравномерното загряване на магнитопровода и статорно-
то тяло и твърдата механична връзка между тях [184, 185]. В резултат на деформацията се
увеличава и нивото на вибрации вследствие на неравномерна въздушна междина. В Таб-
лица 1-1 на дисертацията е показано линейното удължаване в милиметри на диаметрите
на статорите при различни прегрявания. Особено чувствителни към това физическо явле-
ние са генератори с големи габарити. В таблицата са показани и стойностите на линейно
удължение на два генератора, експлоатирани у нас над 45 год. Те са реализирани със схе-
ма на укрепване на статорния магнитопровод съгласно Фиг. 1-15. Поради недостатъците в
техническо отношение на тази конструкция при тези два генератора са се получили отк-
лонения от цилиндричност на вътрешната повърност на статорния магнитопровод от -3
mm до +5 mm за ХГ на ПАВЕЦ „Орфей“ и +8, mm за ХГ на ВЕЦ „Студен кладенец“.
Таблица 1-1
∆T, 0К 30 50 70 90 110
линейно удължение в mm
ВЕЦ „Трите клисури“, Китай.
Din=18.5, m 7.2 12 16.8 21.6 26.5
ВЕЦ „Итайпу“, Бразилия. Din=16,
m 6.2 10.4 14.6 18.7 22.9
ПАВЕЦ „Орфей“, България.
Din=5.23, m 2 3.4 4.8 6.1 7.5
ВЕЦ“Студен кладенец“, Бълга-
рия. Din=5.25, m
Фиг. 1-15 Укрепване на статорен магнитопровод / по данни от Електросила/
6
На Фиг. 1-16 е показана картина на
топлинното разширение по време на
провеждане на вътрешно заводско изпи-
тание на статорен магнитопровод за оп-
ределяне на загубите му. Изпитвания
образец е изпълнен по конструкция
изобразена на Фиг. 1-15. От показаната
картина явно се вижда появата на вълни
в статорния магнитопровод. Това се
дължи на разликата в температурите на
магнитопровода и статорното тяло. По-
топлия магнитопровод се е разширил, а
по-студеното тяло е с размери близки до
номиналните, силите породени от топлинното разширение не са достатъчно големия да
преодолеят съпротивителния елемент на тялото. Особеност на конструкцията е малкия
размер на притискащите плочи (ширина отговаряща на 5-10 канала), това позволява поя-
вата на наблюдаваните вълни при разлика в температурите на тялото и магнитопровода.
Това явление е циклично в процеса на експлоатация на генератора и оказва негативно
влияние на статорната намотка, като разхлабване на каналните клинове, допълнително
триене на стержените и др.
Вентилационни изследвания В Таблица 1-8 са показани основни данни на няколко различни ХГ, а също така и
на конструктивно еднотипни генератори, но с различна конструкция на вентилационните
канали. Основната разлика е в използвания профил на дистанционния елемент – I или П, и
В Таблица 1-9 са показани резултати от измерване на дебит и скорост на охлажда-
щия въздух на изброените ХГ от Таблица 1-8. Интересен е факта, че за разсейване на топ-
лината от загубите на разглежданите машини с близка мощност, КПД и периферна ско-
рост на ротора, вентилационната система има еднаква напорна характеристика, ако се
приеме ротора за центробежен вентилатор. Това се потвърждава и от близките по стой-
Фиг. 1-16 Деформация на статорен магнитопровод.
7
ност скорости на охлаждащия въздух, измерени на изхода на топлобмениците. Разглежда-
ните генератори имат разлика в количеството на преминаващия охлаждащ въздух, което е
приблизително три пъти по-голямо при ХГ на ПАВЕЦ „Орфей“ в сравнение с ХГ на ВЕЦ
„Цанков камък“. Използвания топлообменик при ВЕЦ „Ц. Камък“, показан на Фиг. 1-57 , е
с приблизително 2-3 пъти по гъста мрежа от охладителни ламели и два пъти по малка
площ. Това се дължи на заменяне на конструктивния тип на топлобменика от тръбен на
пластинчат. Новия тип е с много по-висока ефективност, респективно се нуждае от по
малка работна площ. От теорията на вентилаторите е известно, че мощността им се опре-
деля от произведението на напора и дебита, в разглеждания пример ако се намали дебита
на пропускания въздух може да се намали компоментата на вентилационните загуби в
генераторите на ПАВЕЦ „Орфей“.
- Таблица 1-9
Обект Измерени х-ки на охлаждащия въздух
SОХЛ охладители Qобщ Vср Pзаг. Pспец.
m2 бр./вид m3/s m/s kW kW/m2
ПАВЕЦ "Орфей"
ХГ-3 1,59 8/ламелни 61 4,8 855 67,22
ВЕЦ "Цанков камък" 1
ХГ-1 0,742 6/ламелни 21,1 4,74 573,75 128,87
ВЕЦ "Студен кладенец"
ХГ-2 1,5 6/ламелни 45,9 5,1 412,8 45,87
ХГ-3 1,5 6/тръбни 37,1 4,12 412,8 45,87
ХГ-4 1,5 6/тръбни 35,4 3,93 412,8 45,87
ХГ-5 0,638 6/ламелни 21,4 5,58 370 96,66 При анализа на данните от измерванията на скоростта във ВЕЦ „Студен кладенец“
трябва да се отбележи, че ХГ 1, 2, 3 и 4 са произведени от „Электросила“ през 70 години
на миналия век и са минали рехабилитация в периода 2008 – 2011, включваща подмяна на
магнитопровода и статорната намотка. ХГ5 е доставен от фирма „Andritz“ през 2008. От-
ново се вижда разликата в необходимата охладителна площ в различните поколения вен-
тилационни системи. При направената рехабилитация на ХГ 2, 3, 4 са използвани разли-
чен тип дистанционни елементи във вложените ветреници, като при ХГ 2 са използвани
елементи с I профил, а при ХГ 3 и 4 елементи с П профил. При всичките генератори висо-
чината на профилите е 10 мм.
От резултатите на измерването може да се направят следните изводи:
- При използване на I профил се постига по-висока скорост и по-голям дебит на въз-
духа в точката на измерване, спрямо изцяло еднаква конструкция, но с използван П
профил на дистанционните елементи на ветрениците.
- При използване на I профил има приблизително 20 – 25 % по-малко аеродинамично
съпротивление по пътя на потока.
- Наблюдава се разлика в оползотворяването на топлообмениците на съпоставими
машини, която е около два пъти. Това показва големи допуснати резерви.
1 Рном=112.8, kW мощност на един охладител на ВЕЦ „Цанков Камък“
8
На Фиг. 1-58 е показана принципната конструкция на ветреник, на който са разпо-
ложени различните типова дистанционни профили.
Формата на профила оказва влияние на общото аеродинамично съпротивление и на
скоростта на преминаващия въздух. За подобряване на аеродинамичното съпротивление
при входа на вентилационния канал се използват няколко различни техники, огъване или
скосяване на дистанционния елемент.
Числени методи за изследване на хармоничния състав на кривата на Е.Д.Н.
Синхронните генератори са най-разпространения източник на електрическа енер-
гия и към тях се поставят високи технически изисквания за качеството на произвежданата
от тях електрическа енергия, и в частност към формата на кривата на напрежението и до-
пустимото съдържание на висши хармоници. Международният стандарт за електрически
машини EN 60034 – 1 v.12:2010 регламентира допустимото ниво на висши хармоници с
термина Total Harmonic Distortion (THD) – в превод: общо хармонично изкривяване. Изис-
кванията на т.9.11 от стандарта се прилагат за синхронни генератори с мощност по голяма
от 300 kW (или kVA) с работни честоти от 16 2/3 Hz до 100 Hz включително. Допустимото
ниво на изкривяване е 5%. Измерването се прави при празен ход на машината и установе-
на номинална скорост и напрежение. Изчисляването на общото хармонично изкривяване
на напрежението се прави по следната формула:
√∑
3.1
Фиг. 1-58 Пример за сегмент – ветреник с различни профили на дистанционни елементи.
9
Където: – ефективна стойност на напрежението на n-ти
хармоник, - ефективна стой-
ност на напрежението на основния хармоник, k =100.
Бурното развитие на компютърните технологии направи лесно достъпен метода на
крайните елементи (МКЕ) сред широк кръг от специалисти. В момента на пазара се пред-
лагат различни софтуерни продукти със своите предимства и недостатъци. Продуктите се
отличават с лесен за работа интерфейс и многоброен набор от инструменти за моделиране
на разнообразни физични процеси в машините. Най-разпространени и многобройни са
продуктите за структурен анализ на различни детайли и механизми, през последните го-
дини широка популярност получиха и продукти за решение на задачи на топлотехниката,
които успешно се комбинират с модели на динамика на флуидите, по-популярни със анг-
лоезичното съкращение CFD (Computer Fluid Dynamics). Също така не е малък и броя на
софтуерните продукти за моделиране на електрически и магнитни полета, включително и
за решение на тримерни задачи, както и съвместни задачи с електрически вериги, позво-
ляващи създаване на модел близък до реалните процеси в електрическите машини. През
последните няколко години се разработиха и солвери даващи възможност за моделиране
на вибрациите, породени от електромагнитните сили в електрическите машини и модели-
ране на шума, породен от тях. С набор от гореописаните програми може да се моделират
всички протичащи физични процеси в електрическите машини. Високата производител-
ност и функционалност на изследователския софтуер го прави предпочитан инструмент в
развойните центрове на водещите производители на електрически машини.
В настоящата дисертация са разработени два базови модела за изследване на вър-
тящи се електрически маши с МКЕ (метод на крайните елементи), като за решение на
полевата задача се прилага 2D (двумерен модел) с включено движението на ротора и из-
ползване на обобщена електрическа верига - включваща захранващи източници, товари,
котвена, възбудителна, демпферна намотка и различни виртуални прибори за мерене като
амперметри и волтметри.
За решаването на полевата задача се използва времезависимо уравнение на магнит-
ното поле, дадено в Ръководство за работа със софтуер Ansys Maxwell:
Където:
Hc - коерцитивна сила на постоянен магнит.
- скорост на движещите се части.
A – магнитен вектор потенциал.
V – електрически потенциал. Js – токова плътност на захранващия източник. - специфично магнитно съпротивление.
Както се вижда от уравнение 3.29 може да се намерят решения на задачи включва-
щи: постоянни магнити, проводници, намотки захранвани от източници на ток или нап-
режение (постоянни и/или променливи). Участие на движение – линейно или ротационно.
Изследване за определен период от време. При двумерни задачи XY, векторите в Z оста
имат само една компонента.
3.29
10
Движението с ротация в използваните модели е подчинено на следното уравнение:
3.30
Където:
J, kg.m
2 – инерционен момент.
ω, rad/s –ъглова скорост.
β, rad/s2
– ъглово ускорение.
, N.m
.s – демпфиращ фактор.
Tem, N.m – изчисления електромагнитен
момент.
Tload, N.m – приложения въртящ момент.
На Фиг. 3-6 са показани малка част от възможните типове елементи, позволяващи
съставяне на обобщена електрическа схема на изследвания модел. С помощта на елемента
от Фиг. 3-6 а) се прави връзка между зоните съответстващи на котвени, възбудителни и
други видове намотки на 2D модела. С помощта на пасивните елементи от Фиг. 3-6 б) се
включва влиянието на активно и индуктивно съпротивление на челните съединения, раз-
лични видове товари и др. Предлагат се и различни видове захранващи източници за про-
менлив и постоянен ток или напрежение, също така е възможно и ползването на захран-
ващи източници, подчинени на специални закони – стъпково или линейно нарастване и
др.
За изследване на параметрите влияещи върху зъбните хармоници на ЕДН е разра-
ботен числен 2D модел показан на Фиг. 3-7, със съвместно решение на полевата задача с
електрическите вериги на успокоителната, котвената и възбудителната намотки, показани
на Фиг.3-8. За целта е използван TRANSIENT солвер, позволяващ дефиниране на ротаци-
онно движение, а за дефиниране на намотките - възбудителна, котвена, демпферна са из-
ползвани еквивалентни електрически вериги с техните параметри (виж Фиг. 3-8).
а) Куплиращ елемент
със зони на намотките
в модела.
б)Пасивни елементи
– резистори,
индуктивности,
кондензатори.
в) Захранващи
източници – DC/АС ток
или напрежение .
г) Виртуални измерителни
прибори.
Фиг. 3-6 Основни типове елементи ползвани в обобщените електрически вериги.
LWindingName
10nH
L8
0A
LabelID=I9
-
+0V
LabelID=V10
1A
LabelID=I11
10nH
L12
100ohm
R13
10pF
C14
0A
LabelID=I1
-+
0V
LabelID=V2
+
1V
LabelID=V3
LabelID=VAmmeter4
LabelID=IVoltmeter5
LabelID=IVoltmeter6
11
Предимство на този ме-
тод е възможността за опреде-
ляне на токовете във всеки от-
делен прът на успокоителната
намотка. В създадения 2D мо-
дел са дефинирани основните
геометрични параметри, влия-
ещи върху хармоничния състав
на Е.Д.Н., като големина на
въздушната междина, ширина
на статорния канал, зъбно ка-
нално деление на успокоителна-
та намотка при запазване на
големината на зъбноканалното
деление на котвената намотка,
асиметрията в проводимостта на
въздушната междина. Чрез про-
мяна на тези параметри е напра-
вено изследване и са приложени
резултати за влиянието им вър-
ху кривата на ЕДН. Разработе-
ният модел позволява да се ре-
шава оптимизационна задача по
отношение на намаляване на хармоничния състав на Е.Д.Н. при зададени гранични усло-
вия.
С разработения модел може да се отчете влиянието на собствената и взаимните индуктив-
ности на намотките. Лесно може да се покаже влиянието на демпферната намотка сравне-
но със статичните решения, в които за да се получи коректно решение е необходимо да се
изчисли по отделно стойността на тока във всяка отделна пръчка на успокоителната на-
мотка. Може да се отчете влиянието на различни видове товари, включително съвместна
работа с диодни изправители и др.
Bz1 – широчина на статорния канал;
Din – вътрешен диаметър на статора;
tz2 – стъпка на успокоителната намотка;
shift_a – ъгъл между осите на успокоителната намотка и
полюса;
Bp-shoe – широчина на полюсната шапка;
cut_x – отрязване на част от полюсната шапка.
Фиг. 3-7 Схема на променливите параметри
Фиг. 3-8 Обобщена електрическа схема, използвана в
разработения моде, където: a) верига на успокоителната
намотка; b) верига на възбуфителната намотка; с) верига на
котвената намотка
12
Оценка на влиянието на големината на стъпката и броя на каналите на успо-коителната намотка
За да се оцени влиянието на конструктивните параметри върху зъбните хармоници
в кривата на Е.Д.Н. е направено изследване на базата на реално изпълнен хидрогенератор
с малка мощност с брой на статорните зъби Z1=90 с данни, дадени в Таблица 3-20. Изс-
ледването е направено с промяна на стъпката на успокоителната намотка, ширината на
канала на статора, големината на асиметричното изместване (скосяване) на шапката на
полюса на ротора, големината на въздушната междина (чрез промяна на вътрешния диа-
метър на статорния пакет). При увеличаване на въздушната междина се увеличава и въз-
будителния ток, така че да се запази големината на средната стойност на магнитната ин-
дукция във въздушната междина. Моделът е изграден на основата на показаната на Фиг.
3-7 схема с променливи параметри на напречната геометрия на изследвания хидрогенера-
тор. Стойностите на параметрите са посочени в Таблица 3-1. Представени са резултати за
съвместното им и по отделно влияние върху хармоничния състав в кривата на линейното
напрежение на празен ход.
Таблица 3-1
Bz1, mm 12 14 16 18 -
Din, mm 860 865 870 875 880
If_0, A 80 120 170 230 300
tz2, grad 2 3 4 5 6
tz2, mm 13.26 19.89 26.52 33.16 39.79
shift_a, grad 0 1 2 - -
cut_x, mm 0 -7.5 -15 -22.5 -
За да се оцени въздействието на демпферната намотка върху съдържанието на зъб-
ни хармоници в кривата на линейното напрежение е разгледан масив от решения с промя-
на на стъпката на демпферната намотка от 3.50 до 6
0 с нарастване на стъпката с 0.1
0 при
запазване на големината отвора на шлица на канала на успокоителната намотка. Диапазо-
нът на изменение на стъпката е съобразен с изискванията за избор на стъпка tz2 [1, 18, 30,
174], като са зададени стойности по-големи и по-малки от оптимума. Зъбно каналното
деление е представено в геометрични градуси, отговарящи на централен ъгъл между оси-
те на две съседни пръчки с центъра на окръжността по която са разположени. Това предс-
тавяне се налага за да се опрости параметричния геометричен модел. Базовата геометрия
на машината отговаря на стойност на зъбно каналното деление от 5.20.
Получени са резултати за две семейства от криви на линейното напрежение на из-
следвания модел, построени при промяна на зъбно каналното деление, представено в гео-
метрични градуси за брой на пръчките на успокоителната намотка за един полюс z2 = 7.
От получените семейства криви се вижда, че при определени условия има нарастване на
амплитудата на зъбните хармоници, като при стойност на зъбно каналното деление около
40 има максимум. Направено е изследване за съдържанието на висши хармоници в про-
центи спрямо основния. От резултата може да се констатира, че големината на 5, 7, 11 и
13 хармоник се запазва (не се влияе от промяната на зъбно каналното деление), което съ-
ответства на предварителните очаквания. Наблюдават се промени в стойностите на зъбни-
13
те хармоници, най-силно в тези от първи порядък с номера 29 и 31, присъствието на зъбни
хармоници от втори и трети порядък с номера 59, 61, 89 и 91 е пренебрежимо малко, като
те също се влияят от стъпката на демпферната намотка.
Разгледано е влиянието на стойности на стъпката от 2 до 6 градуса. Констатира се,
че при малки стойности на стъпката настъпват негативни ефекти, изразяващи се в намаля-
ване на амплитудата на основния хармоник, вследствие на увеличеното магнитно съпро-
тивление на въздушната междина заради концентрацията на успокоителната намотка в
зоната на върха на полюса.
На Фиг. 3-18 е представена графика на изменението на общия хармоничен състав
при промяна на стъпката на успокоителната намотка. Тази крива има няколко максимума
и минимума, общо пет инфлексни точки. Най-висок е максимума на THD при стойности
около 40, което се дължи на съвпадането на стойностите на зъбнокалните деления на ста-
торната и успокоителната намотка, измерени в геометрични градуси. Двата минимума са
при стойности на стъпката 4.80 и 5.3
0, което съответства на tz1`/ tz2` равно на 1.25 и 1.325, а
при стойности на стъпката равни и по големи от 60 се наблюдава установяване на мини-
мум на хармоничния състав. Получените стойности на съотношенията tz1`/ tz2`, при които
съдържанието на зъбни хармоници е минимално съответстват на общоприетите правила за
избор на зъбно каналното деление на успокоителната намотка, но разгледаният подход за
анализ позволява по-прецизно да се определи това съотношение.
Фиг. 3-18 Промяна на общото хармонично изкривяване при промяна на стъпката на демпферната намотка
от 3.5 до 6.5 градуса z2=7.
На Фиг. 3-19 и Фиг. 3-20 са показани семейства от криви на THD при промяна на
броя на пръчките на успокоителната намотка от нечетен на четен, съответно z2 =6 и z2 = 8.
Тази конфигурация позволява да се реализира успокоителна намотка с две стъпки, както е
показано на Фиг. 3-12: в центъра на полюса и в края на полюса, като централната стъпка е
по- голяма от 2 до 3 пъти спрямо tz2 в края на полюса. Анализът на нивото на THD във
функция на стъпката на намотката tz2 е съчетан с отчитане на промяната на стойността на
централната стъпка при всяка отделна крива. Изобразените криви показват различен хар-
моничен състав спрямо този на Фиг. 3-18 наблюдава се общо повишаване на нивото на
THD при четен брой на прътите на успокоителната намотка за един полюс.
0%
5%
10%
15%
20%
3 3.5 4 4.5 5 5.5 6 6.5 7
THD
14
Фиг. 3-19 Промяна на общото хармонично изкривяване при промяна на стъпката на демпферната намотка
от 3.5 до 6.5 градуса z2=6 и различни стойности на централната съпка.
Фиг. 3-20 Промяна на общото хармонично изкривяване при промяна на стъпката на демпферната намотка
от 3.5 до 6.5 градуса z2=8 и различни стойности на централната съпка.
Оценка на влиянието на стъпката на успокоителната намотка върху формата и амплитудите на токовете в нея и електрическите загуби от тях
Фиг. 3-51 изобразява изменението на нивото на загубите на демпферната намотка и
на THD при промяна на стъпката и. От фигурата се вижда, че няма ясно изразена зависи-
мост между загубите в успокоителната намотката и нивото на THD. Двете криви нямат
общи максимуми или минимуми по които да съдим за обща зависимост от стъпката на
намотката. Може да се направи извода, че е препоръчително за да бъдат ограничени загу-
бите в успокоителната намотка да се избира стъпката на успокоителната намотка след
анализ, включващ изследване с помощта на разработения модел или подобен такъв. В раз-
глеждания случай загубите в успокоителната намотка са минимални при стъпка на успо-
коителната намотка от порядъка на 1,1 до 1,2 от стъпката на статорната намотка. Загубите
в успокоителната намотка са практически равни на нула, при стъпка на успокоителната
намотка равна на периода на зъбните хармоници, при което е.д.н. индуктирано в пръчките
от зъбните хармоници е равно на нула.
Фиг. 3-51 Влияние на стъпката на успокоителната намотка върху нивото на THD и загубите и.
0%
5%
10%
15%
20%
2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 5.5 6 6.5
3
4
5
6
7
8
9
0%
5%
10%
15%
20%
2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 5.5 6 6.5
3
4
5
6
7
8
9
0%
5%
10%
15%
20%
0.00
0.20
0.40
0.60
3 3.5 4 4.5 5 5.5 6 6.5 7
Загуби
tz2, grad
P, W
THD
THD
15
Влияние на назъбването на полюсния накрайник върху хармоничния състав на Е.Д.Н.
На Фиг. 3-57 е показано напречно сечение на модел в който е отстранена успокои-
телната намотка при запазване на каналите по периферията на полюсите. Направено е изс-
ледване за влиянието на формата и на полюсния накрайник, като се изключи реакцията на
демпферната намотка.
От направените изследвания се установи, че
този ефект се проявява при стойности на въздушна-
та междина съизмерими или по-малки от ширината
на статорния канал. Разгледани са две семейства от
криви при въздушна междина 21.5, mm и 10.75, mm.
Видно е, че при по голяма междина не се наблюдава
присъствие на зъбни хармоници в кривата на нап-
режението.
Открития ефект за отслабване на хармонич-
ния състав е приложим при машини с относително
малка мощност, където въздушната междина по
правило е по-малка от ширината на статорния канал
и често не е необходимо да имат успокоителна на-
мотка, а оптималното използване на материала на-
лага необходимостта от статорна намотка с цяло
число канали за полюс и фаза.
На Фиг. 3-62 е показано сравнение на общото хармонично изкривяване при налич-
на и липсваща успокоителна намотка. Наблюдава се по-слабо затихване на зъбните хар-
моници при липсваща намотка. От фигурата е видно, че демпферната намотка може да
влияе както негативно така и положително на хармоничния състав и е необходимо да се
подхожда с внимание при определяне на стъпката и.
Фиг. 3-62 Общо хармонично изкривяване при липса и наличие на успокоителна намотка.
0%
5%
10%
15%
20%
3 3.5 4 4.5 5 5.5 6 6.5 7tz2, grad
THD без успокоителна намотка
THD с успокоителна намотка
Фиг. 3-57 Модел с назъбена повърхност
на полюса и без успокоителна намотка
16
Експериментално и теоретично изследване на ХГ с използване на разработения модел. сравнение на получените резултати с експе-
риментални данни
Изследване на ХГ с използване на хибриден и динамичен метод. Сравнение на получените резултати с данни от измервания на генератор със средна мощност. За да се оцени коректността на предложения модел за изследване на хармониците в
кривата на Е.Д.Н. с отчитане на въртенето на ротора и влиянието на успокоителната на-
мотка при решаване на полевата задача съвместно с метода на електрическите вериги е
направено изследване на експлоатиран в нашата енергийна система явнополюсен синхро-
нен хидрогенератор. Резултатите от теоретичното изследване с разработеният модел на
генератор с отчитане на ротацията на ротора и решаване на полевата задача съвместно с
метода на електрическите вериги са сравнени с експерименталните данни от изследване на
линейното напрежение на празен ход на машината и резултати от предходно изследване с
числено аналитичен модел в който кривата на индукцията във въздушната междина се
разлага в ред на Фурие и всеки хармоник се умножава по коефициента на намотката за
съответния хармоник и се съставя еквивалентно ЕДН. Конструктивните данни на разг-
леждания генератор са посочени в Таблица 3-18.
Динамичната задача включва отчитането на движението на ротора и позволява да
се получи решение близко до реално работещ генератор. На показаните фигури се наб-
людава по-висока индукция в зоната на прехода между тялото на полюса и ярема на рото-
ра и в краищата на полюсните накрайници при решаване на динамичната задача. Напра-
вено е сравнение на кривите на индукцията във въздушната междина при решаване на ди-
намична и статична задача. Наблюдава се пълно припокриване на двете криви. От горе
изложените фигури се наблюдава слабото влияние на успокоителната намотка над фор-
мата на кривата на индукцията, в определени случаи дори може да се пренебрегне.
Таблица 3-18
S, kVA 35000 Пълна мощност.
U, V 10500 Линейно напрежение.
N, min-1 600 Скорост на въртене.
q 4 Брой канали за полюс и фаза.
Δ, mm 21.5 Минимална въздушна междина.
Da, mm 3430 Външен диаметър на статора.
L, mm 1440 Активна дължина.
Tz1, mm 69.5 Зъбно канално деление на статора.
Tz2, mm 65 Зъбно канално деление на успокоителната намотка
17
Фиг. 3-66 Разпределение на токовата плътност в прътите на успокоителната намотка в режим на празен
ход.
На Фиг. 3 66 е показана картина на разпределение на токовата плътност в пръчките на
успокоителната намотка.
Фиг. 3-67 Сравнение на хармоничния състав на линейното напрежение на изследвания генератор при