Численно-полевой анализ режимов возбуждения и разных видов реакции якоря в мощном турбогенераторе Текст научной статьи по специальности «Электротехника, электронная техника, информационные технологии»

УДК 621.313

Милых В. И.1, Полякова Н. В.2

1Д-р техн. наук, Национальный технический университет «Харьковский политехнический институт», Украина,

Е-mail: mvikpi@kpi.kharkov.ua

2Ассистент, Национальный технический университет «Харьковский политехнический институт», Украина

ЧИСЛЕННО-ПОЛЕВОЙ АНАЛИЗ РЕЖИМОВ ВОЗБУЖДЕНИЯ И РАЗНЫХ ВИДОВ РЕАКЦИИ ЯКОРЯ В МОЩНОМ ТУРБОГЕНЕРАТОРЕ

Представлены принцип и результаты численно-полевого анализа разных режимов возбуждения и видов реакции якоря турбогенератора. Показаны выбор факторов возбуждения магнитного поля и метод определения на его основе магнитного потокосцепления, ЭДС и фазовых соотношений между ними и токами. Представлены картины магнитных полей во всех режимах, а также дан принцип построения соответствующих векторных диаграмм. Проведенные исследования могут быть основой совершенствования проектирования турбогенераторов и других электрических машин.

Ключевые слова: турбогенератор, численно-полевой анализ, магнитные поля, режимы возбуждения, виды реакции якоря, векторные диаграммы.

ВВЕДЕНИЕ

Принцип действия электрических машин (ЭМ) построен на существовании и взаимодействии магнитных полей (МП) [1, 2]. Поэтому дальнейшее развитие системы изучения, расчета и проектирования ЭМ возможно, прежде всего, на основе совершенствования расчетов именно МП.

В синхронных электрических машинах (СЭМ) и, особенно, в мощных турбогенераторах (ТГ) принято рассматривать ряд режимов возбуждения МП и для них важную роль играет реакция якоря. Соответственно, в теории и проектировании этих машин значительное место отводят анализу и учету этого явления [1, 2]. При этом используются классические подходы, основанные на теории магнитной цепи. Такие подходы связаны с целым рядом допущений и условностей и потому сопряжены не с реалистичными, а с воображаемыми картинами МП. Это не позволяет адекватно учесть взаимодействие МП статора и ротора, насыщение магнитопровода при нагрузке СЭМ и в других сложных для анализа режимах.

С развитием численных методов расчета МП [3, 4], которые применительно к ЭМ практически не имеют серьезных допущений, появилась возможность более детального и всестороннего анализа любых режимов возбуждения и видов реакции якоря СЭМ. В данной работе приводится принцип такого анализа на примере крупного ТГ.

Целью этой работы является численно-полевой анализ разных режимов возбуждения и видов реакции якоря мощного ТГ. При этом внимание сосредотачивается на выборе факторов возбуждения МП, обеспечивающих заданный режим и необходимый вид реакции якоря, на выявлении естественных ограничения при их выборе. Важным является также то, как по рассчитываемым численно МП определить электромагнитные величины (магнитные потокосцепления и ЭДС) и фазовые соотношения между ними и токами. Под факторами возбуждения понимаются токи обмоток ротора и статора и фазовые соотношения между ними, под видом реакции якоря

подразумеваем продольную размагничивающую и под-магничивающую, поперечную и смешанную.

К результатам работы относятся еще полученные реалистичные картины силовых линий МП при разных видах возбуждения и реакции якоря ТГ, а также принцип построения соответствующих векторных диаграмм.

ОБЪЕКТ ИССЛЕДОВАНИЯ

Демонстрация расчетов проводится на трехфазном ТГ, имеющем числа пар полюсов p=1 и параллельных ветвей обмотки статора as = 2, зазор 0,1 м; активную длину la = 4,55 м; диаметр ротора 1,075 м; относительное укорочение обмотки статора 4/5, числа последовательных витков фазной обмотки статора Ns = 10, обмотки ротора Nf = 180. Номинальные параметры ТГ: активная мощность Pn = 235 МВт; фазные напряжения и ток Usn = 9093 В; Isn = 10135 А; коэффициент мощности cos< sn = 0,85; частота_/=50 Гц.

Электромагнитная система ТГ представлена на рис. 1. Показаны места расположения фазных зон обмотки статора А-А', B-B' и C-C', а явно структура стержней в пазах дана их затемнением для первой из этих фазных обмоток. Ориентация полярных координат (r, a) и положительных направлений токов в обмотках введена в [5], а здесь показаны направления мгновенных токов в режиме номинальной нагрузки (НН).

ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ РАСЧЕТА МАГНИТНОГО ПОЛЯ И ФАЗОВЫХ СООТНОШЕНИЙ В ТГ

Магнитное поле в поперечном сечении ТГ описывается известным дифференциальным уравнением

rot

— rot (k Az)

=kJz

(1)

где Лг, 3 2 - аксиальные составляющие векторного магнитного потенциала (ВМП) и плотности тока; ц - маг-

© Милых В. И., Полякова Н. В., 2013

Рис. 1. Электромагнитная система ТГ и магнитное поле в режиме НН (A =0,6352 Вб/м)

г 4 max 7 у

нитная проницаемость; k - орт по аксиальной оси z. На границе области расчета - внешней поверхности сердечника статора принималось граничное условие Дирихле Az = 0.

Численные расчеты магнитных полей проводились методом конечных элементов по программе FEMM [3]. Главным результатом расчета магнитного поля являлось распределение ВМП Az (r, а). Наглядно структуры магнитных полей представлялись картинами силовых линий - по сути это линии равного ВМП Az,* = const. Здесь Az,* - относительные значения ВМП, нормированного максимальным во всей области расчета абсолютным значением A , по которому можно не только качественно, но и

max^ А J 7

количественно сравнивать общий уровень магнитного поля в разных расчетных режимах.

В симметричной трехфазной обмотке статора оперировали с фазной обмоткой А-А' (рис. 1). Ключевой величиной для нее является магнитное потокосцепление

(МПС) [4-7], определяемое по найденному распределению ВМП:

Va = NJa

^ 1 KA

7Az,av,jASj -S

K '

1 A

- S ^ Az,av, j ДSj SA j =1

л

(2)

где SA, SA - площади сечения по всем токонесущим элементам фазных зон А и А; KA, К а - числа конечных элементов их дискретизации; Az,av, / - среднее значение ВМП в /-том элементе площадью ЛSj.

Структура магнитного поля конкретного расчетного режима предопределяется соотношением тока обмотки ротора Iу и симметричной системы фазных токов обмотки статора, приходящихся на параллельные ветви и соответствующие стержни в пазах:

I

i A,a =— cos(ro t + Р);

I 2П

ÍB,a =— °os(rot--- + P);

I 2П

ica =— cos(roí + — + P),

as 3

(3)

где Im = V2 Is - амплитуда, Is - действующее значения фазного тока; ю = 2 п f - угловая частота; t - время; р -начальная фаза, предопределяющая направление действия МДС обмотки статора Fs по отношению к продольной оси ротора d, по которой действует МДС обмотки возбуждения Ff, что показано на рис. 1 (при расчетах задавались мгновенные значения фазных токов при t = 0).

Основой выявления фазовых соотношений электромагнитных величин в ТГ является разложение угловой функции МПС фазной обмотки статора Т(а) в ряд Фурье [5, 8]. С этой целью после расчета магнитного поля его структура (рис. 1) фиксируется, а, значит, является фиксированным распределение ВМП. Тогда остается «собрать» МПС фазной обмотки A-A' по формуле (2), задавая ее условные позиции со сдвигом на зубцовое деление Да , как это было представлено в [5, 7]. С учетом периодичной структуры магнитного поля ТГ число таких позиций K должно быть таким, чтобы пройти полюсное деление, т.е. в условиях рассматриваемого ТГ K=30.

В каждой позиции по формуле (2) производится определение МПС Ta и таким способом для фазной обмотки статора получается в численной форме угловая функция МПС на половине ее периода

Vk (ak); ak = (k-1)-Да; k = 1,2,3,... K.

(4)

Полученная дискретная численная угловая функция (4) раскладывается в гармонический ряд Фурье [5, 8]:

к

V= cos(va+Zv).

v=1,3,5,...

(5)

При вращении магнитного поля угловая позиция фазной обмотки относительно магнитного поля изменяется и тогда с учетом

Ю

a =—t

(6)

функция МПС (5) становится временной. Тогда на основе закона электромагнитной индукции имеем гармони-

a

s

a

s

ческий ряд временной функции фазной ЭДС

к

ел =ю Е

v=1,3,5,..

• 1 »

, cos| vюt + - —

(7)

Дальше оперируем, как принято и в [1], только с первыми гармониками МПС и ЭДС (действительно, более высокие гармоники, как показано в [6], весьма незначительны). Поэтому в (5) нас интересуют амплитуда Тт1 и аргумент (начальная фаза) МПС при V = 1. Для упрощения записей далее индекс 1 не пишем, а к Т и С будем добавлять, при необходимости, индекс соответствия конкретному режиму возбуждения ТГ.

Из (7) действующее значение фазной ЭДС первой гармоники

.Е г— Ю^т л/2 '

(8)

Систему фазовых соотношений электромагнитных величин в ТГ проиллюстрируем с использованием векторной диаграммы (ВД), представленной на рис. 2, для режима НН, картина магнитного поля для которого дана на рис. 1.

Для упрощения, с целью большей наглядности, в данной работе пренебрегаем активным сопротивлением обмотки статора, что для мощного ТГ вполне естественно [1, 2], а также лобовым рассеянием магнитного поля. Фактически мы ограничиваемся процессами на активной длине ТГ. Именно на активной длине ТГ учитывается реакция якоря, а все остальные составляющие МПС и соответствующие ЭДС в активной части будут автоматически учтены благодаря оперированию с единым магнитным полем ТГ и полным МПС фазной обмотки (2).

Рис. 2. Векторная диаграмма ТГ для режима номинальной нагрузки

При необходимости лобовое рассеяние и активное сопротивление обмотки статора могут быть учтены на основе полнофакторной расчетной модели ТГ, представленной в [7].

На ВД (рис. 2) показаны векторы: МПС фазной обмотки: Т / - обусловлено полем обмотки ротора; Та -обусловлено полем трехфазной обмотки статора (реакции якоря); Т/ - результирующее МПС от единого поля ТГ; и., I. - фазные напряжение и ток; Е.о - фазная ЭДС, вызванная МПС Т у; - падение напряжение от действия реакции якоря (фактически = -Е.., где Е.. - синхронная ЭДС, вызванная МПС Та). Из уравнений электромагнитных величин ТГ [1] в условиях принятых допущений следует, что Т/ = .Т / +.Т а.

Представим взаимосвязь векторов на ВД, вытекающую из численного расчета магнитного поля. Исходя из соответствия ориентации пространственных векторов и условных вращающихся векторов, принятого в [5], вектор Т / ориентирован по продольной оси ротора С, как и МДС обмотки ротора К у на рис.1, а на рис. 2 этот вектор становится базовым с нулевой начальной фазой С у = 0, следовательно, от него ведется отсчет прочих начальных фаз.

По методике из [7] для НН определено, что номинальные напряжение, коэффициент мощности и активная мощность достигаются при I / = 2030,5 А и в = -159,04°. Именно под углом в проведен вектор I. на рис. 2, а при I. = мгновенные фазные токи по (3): Iл,а = -6692,3А; ¡в,а = 1126,5 А; С,а = 5565,5 А. Это дало их конкретные направления на рис. 1, а баланс токов задал направление МДС обмотки статора К.. После расчета магнитного поля (1) и разложения по (5) на основе числовых значений по

(4), для Т/ были найдены амплитуда этого МПС для НН Т/ = 40,93 Вб и начальная фаза =-37,24° - так проведен вектор Т/.

Между векторами МПС Т у и Т / получился фазовый сдвиг - это угол нагрузки [1] © = ^у = 37,24°. Вектор Т а, фактически символизирующий действие реакции якоря, совпадает по фазе с вектором I.. Пока Т/ и Та имели только направления, но их пересечение в построенном на основе Т/ = Т/ +Та треугольнике предопределяет их длины, а значит и значения - в масштабе уже известного вектора Т/• Таким образом, в едином магнитном поле режима НН условно выделены составляющие Т / и Та реально фигурирующего МПС Т/.

Результирующее МПС Т/ порождает по (8) результирующую фазную ЭДС Е/ (индекс / соответствует режиму нагрузки), которая при принятых допущениях равна фазному напряжению: и. = Е/, а для режима НН при работе на сеть бесконечной мощности они обязаны соответствовать иN.

Равенство действующих значений распространяется и на равенство векторов этих величин ü_s = Ei • Все ЭДС, как и породившие их МПС, связаны соотношением El = Eso + Ess или Us = Eso - Uss и образуют^угап.-ник, подобный треугольнику векторов Ti, Т f и Т a. Все ЭДС относительно своих МПС отстают по фазе на 90°, что отражено в (5), (7). Поэтому вектор фазного напряжения Us проводится с начальной фазой Zu = Zi - 90° или, по-другому, Zu = -© - 90°. Тогда выявляется фазовый сдвиг <ps = -р - © - 90° между Is и Us и при НН получается ф^ = 31,79°, что соответствует заданному значению cos<psW.

Имея длину (U s = 9093 В) и направления вектора Us, стыкуем с ним вектор Uss, который должен быть перпендикулярным Is (это наследует перпендикулярность Ess и Тa), до пресечения с вектором Eso, который, в свою очередь, перпендикулярен Т f. В итоге отсечением векторов Uss и Eso получаем их длины, и, тем самым, значения этих ЭДС в масштабе вектора Us.

Определенные величины и фазовые соотношения ЭДС, тока, напряжений и МПС дают основу для получения ряда других величин, например, активной мощности ТГ Pa = 3 Us/scosфs, а также для анализа режимов возбуждения и видов реакции якоря в ТГ. При их анализе базовой величиной является номинальное фазное напряжение UsN, которое при работе на сеть бесконечной мощности не зависит от режимов возбуждения (исключая режим короткого замыкания).

РАСЧЕТНЫЕ РЕЖИМЫ ВОЗБУЖДЕНИЯ ТГ И РАЗНЫЕ ВИДЫ РЕАКЦИИ ЯКОРЯ

Исходным является режим холостого хода (ХХ) при действии только МДС обмотки ротора Ff. Соответствующая ВД дана на рис. 3, картина магнитного поля - на рис. 4. Было определено, что ЭДС Eso по (8), равная номинальному напряжению UsN , достигаются при токе возбуждения If = 822 A.

Индивидуальное магнитное поле трехфазной обмотки статора рассчитано при продольном (рис. 5) и поперечном (рис. 6) действии ее МДС Fs, ВД даны на рис.7. В первом случае задано р = 0 и напряжение UsN обеспечивается при фазном токе I s = 5671,9 А, во втором - Р = -90° и для обеспечения UsN понадобился несколько больший ток I s = 5880,8 А, что свидетельствует о различии магнитных свойств ТГ по продольной d и поперечной q осям.

т f

Й9.

■90°

Рис. 4. Поле обмотки ротора при If = 822 A и Us = 9093 В (Amax = 0,5277 Вб/м)

Рис. 5. Магнитное поле обмотки статора по продольной оси при I, = 5671,9 А (Атах =0,5065 Вб/м)

E

i^So

Рис. 3. ВД в режиме ХХ

Рис. 6. Магнитное поле обмотки статора по поперечной оси при I, = 5880,8 А (Атах =0,5040 Вб/м)

Варианты совместного действия обмоток ротора и статора при продольной реакции якоря представлены на рис. 8 и на рис. 9 - подмагничивающая и размагничивающая реакции якоря, которые обеспечиваются заданием в (3) соответствующих углов в: их значения очевидны на ВД (рис. 10). При подмагничивании и размагничивании картины магнитных полей отличаются (рис. 8 и рис. 9), особенно в зазоре.

При продольной размагничивающей реакции якоря (рис. 8 и рис. 10, а) можно было использовать номинальный фазный ток IN = 10135 А. При этом для обеспечения и N понадобился ток возбуждения I у = 2310,5 А, который лишь немного превышает номинальный. На рис. 8 МДС Е. и Е^ действуют встречно и результирующая МДС Е[ направлена в сторону Еу.

При продольной подмагничивающей реакции якоря (рис. 9 и рис. 10, б) токи обмоток не могут превышать значений, указанных в подписях к рис. 4 и рис. 5, а при совместном действии обмоток эти токи должны быть меньше указанных предельных значений, иначе нару-

иТа в=0

^ и.. и.

^ Та

и.

и.

а)

в = -90°

б)

Рис. 7. ВД при продольном - а и поперечном - б поле обмотки статора

Рис. 8. Магнитное поле при продольной размагничивающей реакции якоря при I. = 10135 А и I у = 2310,5 А ( Лтах=0,6497 Вб/м)

Рис. 9. Магнитное поле при продольной подмагничивающей реакции якоря при I. = 5672 А и I у = 411 А (Лтах=0,4968 Вб/м)

.Т

Т /

.Т /

© = 0 в = -180°

Е

о

и.

Т/' Т

и.

© = 0 I в = 0

и.

I.

и.

Рис. 10. ВД при продольной реакции якоря размагничивающей и подмагничивающей

шился баланс между ЭДС обмотки статора Е/ и напряжением сети и., что физически невозможно.

Для примера приняли половинное значение тока возбуждения из режима ХХ, т. е. I у = 411 А. Тогда фазный ток статора должен быть существенно меньше номинального и для обеспечения П^ понадобилось значение I. = 5672 А.

В случаях продольной реакции якоря © = 0, т. е. ТГ не несет активной нагрузки.

Поперечная реакция якоря возможна только при активно-емкостной нагрузке, задается посредством в = -90° и зависит от конкретного фазового сдвига ф.. Магнитные поля и ВД для двух значений ф. представлены на рис. 11-13.

4'

а

в

ф

б

Рис. 11. Магнитное поле при поперечной реакции якоря для варианта ф, =-36,9° при I, = 3530,8 А и I ^ = 655,3 А (Атах=0,5183 Вб/м)

Рис. 12. Магнитное поле при поперечной реакции якоря для варианта ф, = -73,8° при I, = 5644,9 А и ^ = 229,3 А (Атах=0,5058 Вб/м)

Рис. 13. ВД при поперечной реакции якоря при а) ф, = -36,9° и б) ф, = -73,8°

Фазовый сдвиг ф, = -36,9° (при соэф, = 0,8) и поперечная реакция якоря (рис. 11 и рис. 13, а) обеспечивались при найденном конкретном соотношении токов I, = 3530,8 А и I ^ = 655,3 А. При этом ТГ способен нести активную мощность лишь Ра = 77,1 МВт - существенно меньшую, чем номинальная.

Вариант поперечной реакции при вдвое увеличенном значении ф,, а именно при ф, = -73,8°, был обеспечен при увеличении фазного тока статора до I, = 5644,9 А и соответствующем снижении тока возбуждения до ^ = 229,3 А(рис. 12 и рис. 13, б). Активная мощность ТГ снизилась до 42,95 МВт.

При рассмотренных вариантах поперечной реакции якоря угол нагрузки © соответствует ф, (ф, = -©). Очевидно, что такая реакция якоря дает увеличение МПС обмотки статора от Т^ до ^ (рис. 13).

Рассматриваемый ТГ рассчитан на работу с продольно-поперечной реакцией якоря, которая в целом является размагничивающей. Этот режим уже был продемонстрирован на рис. 1 и рис. 2 и он соответствует НН ТГ, обеспечивающей его заданные энергетические параметры.

Еще один интересный вариант МП и соответствующей ВД представлен на рис. 14 и рис. 15. Этот вариант соответствует предельной нагрузке при © = 90°. Такой режим обеспечивает конкретное соотношение: номинальный ток возбуждения I^ = 2030,5 А; фазный ток

статора I, = 15380 А, существенно превышающий номинальный, и в = -157,15°. При этом достигается максимальная активная мощность Ра тах = 386,8 МВт.

Рис. 14. Режим нагрузки при © = 90°; I, = 15380 А, ¡^ = 2030,5 А (Атах =0,5495 Вб/м)

Рис. 15. ВД для предельного режима нагрузки при © = 90°

Последним представим еще один режим возбуждения ТГ, соответствующий установившемуся трехфазному короткому замыканию (КЗ). В этом случае расчетным критерием является условие Us = 0, а реакция якоря является продольной (в = -180°) и полностью размагничивающей: результирующее МПС фазной обмотки статора Т/ также равно нулю.

Расчет режима КЗ проведен при токе возбуждения, соответствующем режиму ХХ (рис. 4), т. е. If = 822 A. Для выполнения отмеченных условий был итерационно определен необходимый ток статора Is = 5742,3 А. Соответствующие картина МП и ВД представлены на рис. 16 и рис. 17.

По сравнению со всеми другими режимами, здесь совершенно иная структура магнитного поля: силовые линии проходят через сердечник ротора и замыкаются вдоль зазора и зубцовых структур статора и ротора поперек пазов, хотя есть и другие локальные вихри МП.

В завершение отметим, что на рисунках с картинами магнитных полей векторы МДС для возможности наглядного сравнения выдержаны в едином масштабе.

Рис. 16. Магнитное поле в режиме КЗ при Is = 5742,3 А и If = 822 A (^max=0,0718 Вб/м)

Т f

/Т -i-a

1

JA *

^Ф s Uss '

ь

Рис. 17. ВД для режима КЗ

ВЫВОДЫ

1. Численные расчеты МП ТГ являются наиболее адекватным средством получения ключевых электромагнитных величин - МПС и ЭДС фазной обмотки статора, а также фазовых соотношений между ними и токами.

2. Векторные диаграммы, построенные на основе численно-полевых расчетов с учетом насыщения маг-нитопровода, получают новое наполнение и позволяют в явном виде выделить из единого МП части МПС и ЭДС, обеспечиваемые обмотками статора и ротора.

3. Проведенные расчеты позволили получить картины магнитных полей для практически всех режимов возбуждения турбогенератора и видов реакции якоря, не все из которых воспроизводились классическим подходом на основе теории магнитных цепей. Эти картины могут стать основой для уточнения системы проектирования турбогенераторов и, в принципе, других синхронных электрических машин.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Вольдек А. И. Электрические машины / А. И. Воль-дек. - Л. : Энергия, 1978. - 832 с.

2. Титов В. В. Турбогенераторы / В. В. Титов, Г. М. Хуторецкий, Г. А. Загородная и др. - Л. : Энергия, 1967. - 895 с.

3. Meeker D. Finite Element Method Magnetics. Version 4.2. User's Manual, September 26, 2006 // http:// femm.berlios.de.

4. Милых В. И. Определение электромагнитных параметров электрических машин на основе численных расчетов магнитных полей / В. И. Милых, Н. В. Полякова // Електротехшка i електромехашка. - 2006. -№ 2. - С. 40-46.

5. Милых В. И. Система направлений и фазовых соотношений электромагнитных величин при численных

расчетах магнитных полей в турбогенераторе / В. И. Милых, Н. В. Полякова // Електротехшка i електромехашка. - 2011. - № 5. - С. 33-38.

6. Милых В. И. Гармонический анализ электромагнитных величин трехфазной обмотки статора турбогенератора на основе классических и численно-полевых методов / В.И. Милых, Н.В. Полякова // Техтчна елекгродинамша. - 2013. - № 3. - С. 40-49.

7. Милых В. И. Организация численного расчета магнитного поля турбогенератора в режиме нагрузки с обеспечением заданных его выходных параметров / В. И. Милых, Н. В. Полякова // Електротехшка i електромехашка. - 2012. - № 1. - С. 36-41.

8. Корн Г. Справочник по математике для научных работников и инженеров / Г. Корн, Т. Корн. - М. : Наука, 1973. - 832 с.

Стаття надiйшла до редакцп 29.01.2013.

Мших В. I.1, Полякова Н. В.2

1Д-р техн. наук, професор, Нацюнальний техшчний ушверситет «Харювський пол1техшчний шститут», Украша

2Асистент, Нацюнальний техшчний ушверситет «Харювський полтехшчний шститут», Украша

ЧИСЕЛЬНО-ПОЛЬОВИЙ АНАЛ1З РЕЖИМ1В ЗБУДЖЕННЯ I Р1ЗНИХ ВИД1В РЕАКЦП ЯКОРЯ В ПОТУЖНОМУ ТУРБОГЕНЕРАТОР1

Подан принцип i результати чисельно-польового aHaMi3y pi3Hux режимiв збудження i eudie реакци якоря турбогенератора. Показан eu6ip чинниюв збудження магнтного поля i метод визначення на його ocmoei магнтного потокозчеплення, ЕРС i фазових спiввiдношень мiж ними i струмами. Представлен картини магнтних полiв у ecix режимах, а також поданий принцип побудови вiдповiднuх векторних дiаграм. Виконан до^дження можуть бути основою вдосконалення проектування турбогенераторiв i тших електричних машин.

Ключов1 слова: турбогенератор, чисельно-польовий аналiз, маг^тж поля, режими збудження, види реакци якоря, векторн дiаграмu.

Milykh V. I.1, Polyakova N. V.2

1Ph.D., profеssor, National Technical University «Kharkov Polytechnic Institute», Ukraine

^ssistent, National Technical University «Kharkov Polytechnic Institute», Ukraine

THE NUMERICAL FIELD ANALYSIS OF EXCITATION MODES AND OF THE DIFFERENT TYPES OF THE ARMATURE REACTION IN APOWERFULTURBOGENERATOR

Principle and the numerical fie/d analysis results of the different excitation modes and of the different types of the armature reaction ofpowerful turbogenerator are presented. A selection of the the magnetic field excitation factors in the idle mode, the rated load and short-circuit, as well as those specific modes that are characterized by longitudinal demagnetizing and magnetizing and more cross-reaction of the armature excitation of the magnetic field only the stator winding along the longitudinal and transverse axes of the rotor is shown. The principle, which allows by the results of the magnetic field calculation in each mode to determine the key electromagnetic values (magnetic flux and EMF) and the phase relationship between them and the currents is considered. The pictures of the magnetic fields are graphically presented in all modes, and the principle of the corresponding vector diagrams construction is also presented on the basis ofcalculation ofthese fields. In the original received vector diagrams it is possible to identify qualitatively and quantitatively the share and role of the magnetic field of the rotor and the stator magnetic field. The conducted research can be the basis for improving the system of study, analysis and design of turbogenerators and other electric machines because the considered method of analysis of magnetic fields is quite universal

Keywords: turbogenerator, numerical-field analysis, magnetic fields, modes of excitation, types of the armature reaction, vector diagrams.

REFERENCES

1. Voldek A. I. Elektricheskiye mashiny. Leningrad, Energiya, 1978, 832 p.

2. Titov V.V., Hutoreckij G. M., Zagorodnaja G. A., Vartan'jan G. P., Zaslavskij D. I., Smotrov I. A. Turbogeneratory. Leningrad, Energiya, 1967, 895 p.

3. Meeker D. Finite Element Method Magnetics. Version 4.2. User's Manual, September 26, 2006 // http:// femm.berlios.de.

4. Milykh V I., Polyakova N.V Opredeleniye elektromag-nitnykh parametrov elektricheskikh mashin na osnove chislennykh raschetov magnitnykh poley, Elektrotekhnika i elektromekhanika, 2006, No. 2, pp. 40-46.

5. Milykh V. I., Polyakova N. V. Sistema napravleny i fazovykh sootnosheny elektromagnitnykh velichin pri

chislennykh raschetakh magnitnykh poley v turbogeneratore, Elektrotekhnika i elektromekhanika, 2011, No. 5, pp. 33-38.

6. Milykh V. I., Polyakova N. V. Garmonichesky analiz elektromagnitnykh velichin trekhfaznoy obmotki statora turbogeneratora na osnove klassicheskikh i chislenno-polevykh metodov. Tekhnichna elektrodinamika, 2013, No. 3, pp. 40-49.

7. Milykh V I., Polyakova N. V Organizatsiya chislennogo rascheta magnitnogo polya turbogeneratora v rezhime nagruzki s obespecheniyem zadannykh ego vykhodnykh parametrov, Elektrotekhnika i elektromekhanika, 2012, No. 1, pp. 36-41.

8. Korn G., Korn T. Spravochnik po matematike dlya nauchnykh rabotnikov i inzhenerov. Moscow, Nauka, 1973, 832 p.