CC BY-NC
36
DOI: 10.24937/2542-2324-2021-4-398-108-122 УДК 629.5.03-843.8+621.313.3
Б.А. Скворцов
Филиал «ЦНИИ СЭТ» ФГУП «Крыловский государственный научный центр», Санкт-Петербург, Россия
ОСОБЕННОСТИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ТУРБОГЕНЕРАТОРА С ПОВЫШЕННОЙ ЧАСТОТОЙ ВРАЩЕНИЯ 6000 об/мин.
Объект и цель научной работы. Объектом исследования является турбогенератор (ТГ) с электромагнитным возбуждением мощностью 36 МВт с повышенной частотой вращения 6000 об/мин., который может использоваться в качестве одного из вариантов источника электроэнергии переменного тока частотой 100 Гц в судовой электроэнергетической системе (ЭЭС) с турбогенераторной энергоустановкой. Цель работы заключается в выполнении электромагнитных расчетов по определению основных параметров и технических характеристик указанного ТГ, в т.ч. размеров пакета статора и ротора, их конструкции, массы активных материалов, для сравнительной оценки с характеристиками ТГ той же мощности, но с частотой вращения 3000 об/мин.
Материалы и методы. Исходным материалом является научно-техническая информация, посвященная исследованиям и проектированию двухполюсных как общепромышленных ТГ переменного тока частотой 50 Гц, так и ТГ с повышенной частотой тока (100 Гц и выше). Для осуществления поставленной цели автором использовались известные формулы, определяющие основные размеры активных элементов ТГ, намагничивающие силы обмоток статора и ротора, а также методы расчета основных параметров и технических характеристик ТГ.
Основные результаты. Сформулированы ключевые особенности проектирования ТГ с повышенной частотой вращения 6000 об/мин. и получены результаты электромагнитных расчетов конкретного ТГ переменного тока частотой 100 Гц мощностью 36 МВт с принудительным воздушным охлаждением по замкнутому циклу и с существенно улучшенными массогабаритными показателями.
Заключение. Практическая ценность полученных результатов заключается в обосновании создания варианта ТГ мощностью 36,0 МВт с частотой вращения 6000 об/мин. и существенного снижения его удельных массообъемных показателей ориентировочно на 35-40 % по отношению к показателям существующих ТГ на ту же мощность с аналогичным охлаждением, но с частотой вращения 3000 об/мин.
Ключевые слова: судовая электроэнергетическая система, турбогенератор повышенной частоты вращения, электромагнитный расчет, основные размеры и параметры, массообъемные показатели. Автор заявляет об отсутствии возможных конфликтов интересов.
DOI: 10.24937/2542-2324-2021-4-398-108-122 UDC 629.5.03-843.8+621.313.3
В. Skvortsov
SET Branch of the Krylov State Research Centre, St. Petersburg, Russia
SPECIFICS OF TURBO-ALTERNATOR DESIGN WITH A HIGH ROTATIONAL SPEED OF 6000 rpm
Object and purpose of research. The object under study is a 36 МW turbo-alternator (TA) with electromagnetic excitation and a high rotational speed of 6000 rpm, which can be used as an option for ac electric power source of 100 Hz in ship electric power systems with a turbo-alternator plant. The purpose is to perform electromagnetic calculations to determine TA main data and technical characteristics, including the stator and rotor pack, their design, mass of active materials, etc. for comparison with a TA of the same power but 3000 rpm.
Для цитирования: Скворцов Б.А. Особенности проектирования турбогенератора с повышенной частотой вращения 6000 об/мин. Труды Крыловского государственного научного центра. 2021; 4(398): 108-122.
For citations: Skvortsov B. Specifics of turbo-alternator design with a high rotational speed of 6000 rpm. Transactions of the Krylov State Research Centre. 2021; 4(398): 108-122 (in Russian).
Materials and methods. The studies are based on research and engineering data about investigations and design of double-pole industrial TA of 50 Hz as well as TA with a high current frequency (100 Hz and higher). For this purpose, the known formulas were used to estimate the size of TA active elements, excitation forces of stator and rotor windings, as well as methods for calculation of main TA parameters and technical characteristics.
Main results. Design specifics of TA with a high rotational speed of 6000 rpm is identified, and results of electromagnetic estimations are obtained for a specific 36 MW turbo-alternator of 100 Hz with a forced close cycle cooling and better mass and size characteristics.
Conclusions. The obtained results are of practical value, showing feasibility of developing a version of 36.0 МW TA with a rotational speed of 6000 rpm and significantly reduced specific mass and size characteristics - tentatively by 35-40 % as compared to the existing TA of the same power but with a speed of 3000 rpm.
Key words: ship electric power system, turbo-alternator with a high rotational speed, electromagnetic estimations, main size and parameters, mass and size characteristics. The author declares no conflicts of interest.
Введение
Introduction
Как известно [1-3], в судовых электроэнергетических системах для производства электроэнергии обычно используют силовые агрегаты, в составе которых, как правило, применяют синхронные генераторы (СГ) трехфазного переменного напряжения промышленной (50 Гц) частоты. В ряде случаев [2] в судовых ЭЭС большой мощности используют СГ с повышенной частотой (116 Гц и выше) выходного напряжения.
В зависимости от типа первичного двигателя СГ классифицируются как дизель-генераторы или как турбогенераторы. В качестве первичных двигателей для ТГ обычно используют турбины двух типов - паровые либо газовые, диапазон номинальных частот вращения которых находится в пределах от 1500 до 6000 об/мин. и выше [1-6].
Известно, что частота f (Гц) переменного напряжения на зажимах ТГ соответствует частоте вращения n (об/мин.) по формуле
f = pn /60, (1)
где p - число пар полюсов обмоток статора и ротора.
В соответствии с указанной формулой ТГ переменного напряжения с частотой 50 Гц разделяют по количеству полюсов на двухполюсные с частотой вращения 3000 об/мин. и на четырехполюсные с частотой вращения 1500 об/мин.
Так, на атомных ледоколах нового поколения ЛК-60Я проекта 22220 «Арктика», «Урал» и «Сибирь» энергетическая установка оснащается двумя силовыми турбоагрегатами, каждый из которых включает в себя двухполюсный ТГ мощностью 36 МВт типа ТПС-36-2М2 ОМ5 с номинальной частотой вращения 3000 об/мин. (НПО «ЛЭЗ», г. Санкт-Петербург) и паровую турбину типа ТНД-17
с частотой вращения 3000 об/мин. (АО «Уральский турбинный завод», г. Екатеринбург).
При несоответствии номинальных частот вращения ТГ и приводной турбины (в большую сторону) последнюю обычно оснащают понижающим редуктором. Использование на одном валу (без редуктора) турбины с повышенной частотой вращения (от 3000 об/мин.) и ТГ, рассчитанного на ту же частоту вращения, позволяет существенно уменьшить массу и габариты компонентов судовой ЭЭС, в т.ч. турбоагрегата в целом [2, 7]. Однако при этом в соответствии с формулой (1) увеличивается частота вырабатываемой электроэнергии (до 100 Гц и выше). В этом случае в [7, 8] предлагается использовать электроэнергию повышенной частоты для питания ряда мощных потребителей (в частности, систем электродвижения), снабженных статическими преобразователями электроэнергии (СПЭ).
Для питания общесудовых потребителей в [2, 7] предлагается ввести в состав ЭЭС систему отбора мощности, построенную на стабилизированных СПЭ с высоким качеством выходного напряжения частотой 50 Гц, а в [8] - установить на одном валу с турбиной второй ТГ асинхронного типа с фазным ротором и частотой выходного напряжения 50 Гц, в цепь трехфазной обмотки ротора которого включен обратимый преобразователь частоты.
В другом примере [6] отечественной компанией АО «ГТ Энерго» (г. Москва) разработана и серийно поставляется стационарная газотурбинная энергетическая установка типа ГТЭ-009М с частотой вращения на общем валу 6096 об/мин. мощностью 9,7 МВт (рис. 1), в которой двухполюсный ТГ вырабатывает электроэнергию напряжением 3,0 кВ повышенной частоты 101,6 Гц.
Для согласования параметров электроэнергии на зажимах ТГ с параметрами промышленной сети
Рис. 1. Блок-схема энергетической установки с промежуточным преобразователем электроэнергии: 1 - турбоагрегат (газовая турбина + турбогенератор); 2 - шкафы комплектных распределительных устройств 3,0 кВ, 101,6 Гц; 3 - шкаф статического преобразователя электроэнергии; 4 - шкафы комплектных распределительных устройств 3,0 кВ, 50 Гц; 5 - повышающий трансформатор; 6 - элегазовый выключатель; ТГ - турбогенератор; ГТ - газовая турбина
Fig. 1. Block diagram of power plant with intermediate electric power converter энергетической установки: 1 - turbo-alternator set (gas turbine + turbo-alternator ); 2 - cabinets of 3.0 kV, 101.6 Hz switchgear; 3 - cabinet of static power converter; 4 - cabinets of 3.0 kV, 50 Hz switchgear; 5 - step-up transformer; 6 - SF6 breaker switchgear; ТГ - turbo-alternator; ГТ - gas turbine
50 Гц последовательно с ним подключается промежуточный двухканальный СПЭ с высоким качеством выходного напряжения частотой 50 Гц.
В связи с ограниченностью информации об опыте проектирования и эксплуатации высокоскоростных ТГ средней мощности в настоящей статье предпринята попытка сформулировать особенности проектирования и рассчитать в качестве примера конструктивные и другие технические характеристики ТГ мощностью 36 МВт с повышенной частотой вращения 6000 об/мин.
Задание на проектирование
Design specifications
Спроектировать ТГ с электромагнитным возбуждением и с принудительным воздушным охлаждением обмоток статора и ротора по замкнутому циклу со следующими исходными данными:
■ номинальное линейное напряжение ТГ Пвл = = 10 500 В;
■ номинальная мощность РН = 36 МВт;
■ синхронная частота вращения п1 = 6000 об/мин.;
■ число пар полюсов p = 1;
■ коэффициент мощности в номинальном режиме соБфн = 0,85;
■ коэффициент перегрузочной способности S > 1,8.
Особенности проектирования
Specifics of design process
Прежде всего, в задании на проектирование рекомендуется увеличение коэффициента мощности в номинальном режиме на 10-12 % относительно
общепринятых значений, обусловленное наличием в составе судовой ЭЭС ряда мощных потребителей, снабженных как регулируемыми, так и стабилизированными СПЭ.
Основные размеры ТГ, в частности внутренний диаметр статора и его длину, предлагается определять исходя из прежних соотношений [4] с учетом некоторого уменьшения (на 8-10 %) электромагнитных нагрузок.
Сердечник статора должен набираться из изолированных листов электротехнической стали с низкими электромагнитными потерями, например из горячекатаной тонколистовой марки 1521 толщиной не более 0,35 мм. Листы обычно набираются пакетами, между которыми оставляют вентиляционные каналы, обеспечивающие циркуляцию охлаждающего воздуха. Размеры пакетов и вентиляционных каналов принимаются исходя из прежних рекомендаций [4].
Обмотку статора для ТГ с частотой переменного тока выше 100 Гц рекомендуется выполнять в виде стержней со многими изолированными проводниками, которые на всем протяжении пазовой части транспонируются для уменьшения потерь от эффекта вытеснения тока [9]. Изоляция обмотки выполняется на основе пропитки термореактивными эпоксидными смолами с использованием ваку-умирования. Стержни обмотки в каждом пазу статора закрепляются пазовыми изоляционными клиньями, в качестве которых могут использоваться, в т.ч. для пазовой изоляции, новые магнитные материалы [9].
Ротор ТГ, который обычно изготавливается из цельной поковки ферромагнитной хромоникелевой
Магнитный Ротор МП Промежуточный МП Ротор МП
подшипник (МП) турбогенератора вал турбины
Рис. 2. Конструктивная схема роторной части высокооборотного газотурбинного агрегата: МП - магнитный подшипник
Fig. 2. Structural schematic of rotor part in turbo-alternator set: МП - magnetic bearing
стали, имеет ограничение по диаметру, обусловленное допустимой окружной скоростью на его поверхности в пределах 250-300 м/с [9]. Кроме того, должно учитываться ограничение по длине бочки ротора в пределах 5,0-5,5 м, которое обусловлено необходимостью получения приемлемых значений прогиба вала и его вибрации.
В пазах активной части ротора укладывается распределенная обмотка возбуждения, которая обычно крепится немагнитными клиньями из сплавов алюминия или титана. Наружная поверхность бочки ротора должна покрываться антифрикционным материалом и не иметь рифлености [9].
Лобовые части обмотки ротора, находящиеся под действием центробежных сил вне пазовой зоны, предохраняются от прогиба с помощью высокопрочного бандажа в виде металлического цилиндра, который должен изготавливаться из немагнитных никелевых сплавов типа ХН63МБ или сплавов на кобальтовой основе типа 40КХНМ. При необходимости можно дополнительно увеличить прочность указанных сплавов в 2-3 раза, применяя инновационную нанотехнологию микролегирования нитридными фазами [10].
По обеим сторонам лобовых частей обмотки ротора устанавливаются крыльчатки вентиляторов центробежного типа, обеспечивающие в каналах статора встречные потоки воздуха для более интенсивного принудительного охлаждения активных частей статора и ротора.
Корпус статора вместе с торцевыми щитами, сальниковыми узлами и подшипниками скольжения, расположенными снаружи по его торцам, устанавливается на несущую раму из металлического листа достаточной толщины.
В качестве подшипников скольжения используются подшипники традиционного типа с системой масляного охлаждения, хотя для более высоких частот вращения может быть предложено иное решение подшипниковых узлов.
Так, на рис. 2 изображена конструктивная схема роторной части упомянутого высокооборотного газотурбинного агрегата типа ГТЭ-009М с использованием системы магнитных подшипников (МП) [6].
Система МП предназначена для обеспечения магнитного подвеса как вала ТГ, так и вала газовой турбины при их работе в штатном режиме и имеет заявленный ресурс 150 000 ч. Указанная система содержит встроенные страховочные подшипники качения, датчики положения и температуры, а также блоки питания и управления с функцией контроля состояния МП как турбинной, так и генераторной части.
На рис. 3 представлен внешний вид магнитного подшипника, используемого в серийном образце отечественного высокооборотного (6096 об/мин.) турбоагрегата ГТЭ-009М [6]. Указанные подшипники можно рекомендовать для использования в судовых высокоскоростных турбоагрегатах.
Рис. 3. Внешний вид магнитного подшипника высокооборотного турбоагрегата ГТЭ-009М
Fig. 3. View of magnetic bearing in a high-speed turbo-alternator set ГТЭ-009М
Основные размеры и электромагнитные нагрузки турбогенератора
Main dimensions and electromagnetic loads of turbo-alternator
Для определения длины сердечника статора 11 необходимо предварительно выбрать значения следующих величин:
■ коэффициент полюсного перекрытия а = 2/п;
коэффициент формы поля kB =
= 1,11;
Номинальный ток
\1зинл cos фн -10500- 0,85
= 2330 А. (2)
Полная номинальная мощность
S„ =-
*
относительный шаг обмотки статора в = 0,83; 36 * 10° ■ обмоточный коэффициент коб = 0,92, соответ-
ствующий шагу в = 0,83.
Затем предварительно выбираются значения электромагнитных нагрузок:
■ максимальной индукции (В5) магнитного поля в зазоре;
= 42353 кВА. (3) ■ линейной нагрузки (Л1) статора.
Их величины зависят от размера внутреннего диаметра Б1, типа охлаждения и типа изоляции обмотки статора.
(4) Для принятого размера Б1 = 0,78 м и изоляции
обмотки типа «Монолит-2» (класс нагревостойко-Размер внутреннего диаметра Б1 сердечника сти К) при косвенном воздушном охлаждении вы-статора, имеющего косвенное воздушное охлажде- бираются следующие значения: А1 = 7,15-104 А/м;
cos фн
36000 0,85
Угловая частота вращения ротора ю = 2цТ = 2-3,14-100 = 628 рад/с.
ние, выбирается в соответствии с [4] исходя из величины электромагнитной мощности (£р) ТГ с учетом ограничений, связанных с особенностями про- деляется по формуле ектирования:
= 0,76 Тл.
Тогда длина статора в соответствии с [4] опре-
о _ Е*н Sp -
cos фн
1,1-36000 0,85
= 46588 кВА,
(5)
h =
2-S„
па8 коб kBA1B8 D1 Ю
где кЕ = 1,1 - коэффициент электродвижущей силы (ЭДС).
Размер внутреннего диаметра сердечника статора принимается из стандартного ряда А = 0,78 м.
2п-46588-103
п-2-0,92-1,11-7,15-104 - 0,76-0,782 - 628
46588 21199,8
= 2,2 м.
(6)
Рис. 4. Конструктивная схема активной части турбогенератора с указанием основных размеров Fig. 4. Structural schematic of turbo-alternator active part with indication of main dimension
Затем выбирается ширина пакетов сердечника статора Ьп = 0,046 м и вентиляционных каналов Ьк = 0,01 м.
Число вентиляционных каналов
h - bn
2,2 - 0,046
bn +йк 0,046 + 0,01
■ = 39.
(7)
W2#о6Ф5 1,1-6062
3,14-1,41-100- 0,92-1,32
= 13.
(12)
паз ип1 = 2 с одинаковыми катушками должно удовлетворять равенству
м1 = lpqL = 2-1.6,5 = 13, a 1
(13)
Число пакетов сердечника статора
пп = пк + 1 = 39 + 1 = 40. (8)
Действительная длина сердечника статора
l5 = пк bK + пп bn = 39-0,01 + 40-0,046 = = 0,39 + 1,84 = 2,23 м. (9)
Сердечник с торцов стягивается при помощи специальных ребер и нажимных колец, изготовленных из немагнитной стали. При этом в торцевой зоне крайние пакеты сердечника набираются из листов, которые должны иметь специальную конфигурацию для уменьшения электрических потерь от магнитных полей рассеяния, создаваемых лобовыми частями обмотки статора [4].
На рис. 4 представлена конструктивная схема активной части ТГ с отображением основных размеров.
Проектирование обмотки статора
Design of stator winding
Выбирается тип обмотки статора: двухслойная стержневая с числом катушечных групп на фазу, равным числу полюсов, с двумя эффективными проводниками (ып\ = 2) на один паз прямоугольного сечения и с лобовыми частями корзиночного типа. Полюсное деление статора
т = п-А/2р = 3,14-0,78/2 = 1,225 м. (10)
Значение магнитного потока в зазоре
Ф5 = а5 B515 т = 0,636-0,76-2,23-1,225 = 1,32 Вб. (11)
Число последовательно соединенных витков фазы обмотки статора
_ kEUH
где а1 = 1 число параллельных ветвей; д1 - число пазов на полюс и фазу, принимается равным д1 = 6,5.
В этом случае число пазов (зубцов) 11 = 2рт1 ^ = 2-1-3-6,5 = 39. (14)
Зубцовый шаг ^ статора при косвенном воздушном охлаждении обмотки должен находиться в пределах 0,04-0,075 м, что соблюдается:
h =-
лЦ 3,14-0,78
39
- = 0,063 м.
(15)
Величина полного пазового тока при косвенном воздушном охлаждении должна находиться в диапазоне (2,5-6,5)-103 А, что соблюдается:
1п\ = мп1-/н а = 22330/1 = 4660 А.
(16)
Ширина паза принимается из соотношения Ьп1 = (0,35-0,45)-/ь
Ьп1 = 0,4-¿1 = 0,4 0,063 = 0,025 м.
Ширина зубца в узком месте
Ьл = ¿1 - Ьп1 = 0,063 - 0,025 = 0,038 м. (17)
Полученная ширина зубца в узком месте должна удовлетворять ограничению, которое выполняется:
bz1 ^
B5 th5 BzlmlCl
0,76-0,063-2,23 1,65-1,766
= 0,037 м,
(18)
где ВЛт = 1,65 Тл - индукция в коронке зуба для холоднокатаной стали; 1С1 = (4 - пк Ьк)кс = 1,766 м -длина чистой стали по оси статора; кс = 0,96 - коэффициент заполнения сталью пакетов статора.
Для иллюстрации на рис. 5 представлен паз статора в разрезе с отображением его размеров и слоев изоляции класса К
Общая односторонняя толщина изоляции типа «Монолит-2» с учетом допусков на укладку и пропитку составляет по ширине 5'из = 5,4 мм, по высоте - И'из = 14,5 мм.
Ширина медного проводника обмотки статора (предварительно)
Число последовательных витков стержневой обмотки с двумя эффективными проводниками на
b Ьп1 - 2-5 'из 25 - 2-5,4
ьМ1 --;;---;;-- 7,1 мм.
(19)
пк =
S =
h
a1 j 1-3,7 -106
2330
■ = 0,0006297 м2 =
Размеры элементарного проводника, в качестве которого выбирается сплошная медная шина из стандартного ряда с минимально возможной высотой ам1 для уменьшения добавочных электрических потерь от вихревых токов
Ьм = 7,1 мм, ам1 = 2 мм, 5эл = 13,84 мм2.
Число элементарных проводников в одном эффективном
пэл = /5эл = 629,7/13,84 = 46.
Длина лобовой части полувитка обмотки статора
/лоб = 1,6 (2инл /105 + р-т) =
(22)
Рис. 5. Изображение паза статора с указанием размеров и слоев изоляции: 1 - стеклотекстолит на дне паза - 1 мм; 2 - миканит гибкий под переходы - 0,4 мм; 3 - стеклолакоткань - 0,5 мм;
4 - стеклослюдинитная лента - 4,4 мм; 5 - лента асболавсановая - 1 мм; 6 - стеклотекстолит СТЭФ-2 между стержнями - 4 мм; 7 - стеклотекстолит - 1 мм
Fig. 5. View of stator slot with indication of dimensions and insulation layers: 1 - glass-fiber laminate on slot bottom -1 mm; 2 - flexible micanite for junctions - 0.4 mm; 3 - glass cloth - 0.5 mm; 4 - mica glass band - 4.4 mm;
5 - asbolavsan band - 1 mm; 6 - glass textolite STEF-2 between rods - 4 mm; 7 - glass textolite - 1 mm
Плотность тока в обмотке статора принимается с учетом рекомендаций [4] и с учетом увеличения интенсивности ее охлаждения:
= ку-3,4-106 = 1,1-3,4-106 = 3,7-106 А/м2, (20)
где ку = 1,1 - коэффициент увеличения интенсивности охлаждения из-за повышенной частоты вращения.
Сечение эффективного проводника обмотки статора
=1,6 (2-0,105 + 0,83-1,225) = 1,964 м.
Длина витка обмотки статора
= 2-(/5 + /лоб) = 2-(2,23 + 1,964) = 8,388 м. (23)
Окончательные размеры паза, изображенного на рис. 5:
Ь„\ = 25 мм;
к\2 = 2 5'из + 4 = 15 мм;
Ьц = ам1-(пэл + 2) + й12 = 96 + 15 = 111 мм;
Н\ = кп + 5'из + 1 = 123 мм;
к4 = =Ик1 + 5'из + 1 = 29,0 мм;
к„\ = М + кк1 + 1 = 148 мм - высота паза,
где высота клина принимается из условия
Йк1 = (0,9-1,1)-Ь„1 = 0,95-Ь„1 = 0,95-25 = 24 мм.
При этом проверяется соотношение к„\ /Ьп1 = = 148/25 = 5,92, которое должно находиться в рекомендуемом [4] диапазоне 5,5-8,5, что соблюдается.
Высота спинки сердечника статора определяется по формуле
h
Фх
1,32
a1
2 hclBal 2 -1,766 -1,3
■ = 0,29 м,
(24)
= 629,7 мм2.
где Ва1 = 1,3 Тл - максимальная индукция магнитного поля в ярме статора (выбирается с учетом типа стали и увеличения потерь при частоте 100 Гц). Внешний диаметр сердечника статора
Дл = А + 2(й„1 + ИЛ) = = 0,78 + 2(0,148 + 0,29) = 1,66 м. (25)
Внешний диаметр корпуса ТГ
Дк1 = Да! + 2(АВК1 + Нш) = (21) = 1,66 + 2(0,14 + 0,01) = 1,96 м, (26)
где Ивк1 = 0,14 м - высота (предварительно) вентиляционного канала между сердечником статора и корпусом; Илк = 0,01 м, толщина материала корпуса выбирается из диапазона 0,01-0,05 м и подтверждается расчетом на прочность при двукратном моменте.
Внешняя длина корпуса ТГ без учета подшипников
Lki = I5 + 4об + 2§в + 2Ьщ -= 2,23 + 1,964 + 2-0,03 + 2-0,1 = 4,45 м,
(27)
где 5в = 0,1 м - вентиляционный зазор между лобовой частью и щитом; Ьщ = 0,03 м - толщина торцевого щита.
Немагнитный зазор
Nonmagnetic gap
Относительное значение индуктивного сопротивления пазового рассеяния
хП = 4п f Мс W12/1 — pq\
hn + К. v 3bn1 а
n1 J н
7 2 0 87 4-3,14-100-4-3,14-107-132 • 2,2--—х
6,5
( 0,111 0,029 Ï 2330 х| —--+ -
V 3- 0,025 0,025 J 6062 = 0,0785 - (1,48 + 1,16) - 0,384 = 0,0796,
(28)
F
А
п
36261,2 А.
Ахх к0б
■ 0,45-7,15-104-1,225-0,92
(29)
Магнитный поток при холостом ходе
Ф0 =
^Абf 6062
V2-3,14-13-0,92-100
= 1,142
(30)
Относительное сопротивление лобового рассеяния
» = 0,828- Fa - т(3в -1) 1н -10"
хт, =
Ф0 K6Ü н
0,828 - 36261,2 -1,225(3 - 0,83 -1)2330 -10-
2
1,142- 0,922 -6062
: 0,0218.
(31)
Относительное индуктивное сопротивление рассеяния обмотки статора
x* = х* + хл + 0,004 = 0,0796 + 0,0218 + 0,004 :
0,1054.
(32)
Относительное индуктивное сопротивление Потье
х*р = х* + 0,02 = 0,1054 + 0,02 = 0,1254. (33)
Относительное индуктивное сопротивление
*
взаимоиндукции х а^ определяется по кривым, представленным в [4], в функции сопротивления Потье хр и в зависимости от заданных коэффициента мощности соБфн = 0,85 в номинальном режиме и перегрузочной способности = 1,8 и составляет х = 2,26.
Величина воздушного зазора определяется по формуле [4]
Цс^ко2б АН _
5 = 2шх f n
к5Р x*dU,
где Ц = 4тс-10- Вб м - магнитная проницаемость вакуума; кр = 0,87 - коэффициент уменьшения пазового расстояния для обмоток с укороченным шагом в = 0,83.
Амплитуда намагничивающей силы (н.с.) обмотки статора на полюс
= 2-3-100
4-3,14-10-7 -132 -0,922 -0,78-2,23-2330
1,14-1-2,26-6062
= 0,028 м,
(34)
где k5 = 1,14 - коэффициент воздушного зазора.
Основные размеры и обмоточные данные ротора
Main dimensions and winding data of rotor
Внешний диаметр ротора предварительно определяется так:
£>2пр = D1 - 25 = 0,78 - 2-0,028 = 0,724 м. (35)
Выбирается окончательно из нормализованного ряда: D2 = 0,728 м.
Активная длина ротора определяется соотношением
/2 = /5 + (0,02-0,15) = 2,23 + 0,02 = 2,25 м. (36)
Для определения параметров зубцового слоя необходимо предварительно выбрать минимальное число фиктивных пазов 20 ротора из диапазона, рекомендованного в [4]:
= (45-55)Д2 = 45-0,728 = 32. Для обеспечения наилучшего приближения формы поля возбуждения к синусоидальной форме число действительных пазов 22 принимается в соответствии с [4]: 22 = 24.
Тогда у = 22 2 = 24/32 = 0,75; ф(у) = 7,4. Относительная высота паза р2 определяется в зависимости от внешнего диаметра ротора Д2 с учетом поправочного коэффициента [4]:
Р2* = кр2-р2 = 0,78-0,195 = 0,152, (37)
где кр2 = 0,75-0,8 - поправочный коэффициент, введенный для нашего случая с целью выполнения ограничения по ширине зубца в узком месте.
Относительная величина площади фиктивного числа пазов 50 определяется в зависимости от р2* : 50* = 0,305.
Затем предварительно определяется высота паза ротора
Ь„2 = Р2*'Д2 = 0,1520,728 = 0,111 м. (38)
Ширина паза определяется по формуле [4]
_ пД225* _ 3,14*0,7282 * 0,305
hnl
4-32-0,111 Ширина зубца ротора в узком месте
. _ п(Д -2hn2) _ , _
bz2 - ^ bn2 ~
^ 0,036 м. (39)
3,14(0,728 - 0,222) 32
0,036 _ 0,0136 м.
(40)
В качестве проводника применяется сплошная медная шина стандартной ширины Ь2 = 32 мм.
Затем определяется н.с. обмотки ротора при симметричном коротком замыкании (к.з.) обмотки статора:
F
fk
xad + xp
ad
kaFa COS Фн
2,26 + 0,1254 2,26 32434,6 А,
1Де ka _ -
п
4k,
0,997-36261,2-0,85 _
(42)
_ 0,997 - коэффициент
3,14
об f
4-0,787
приведения н.с. обмотки статора к обмотке ротора; п4
2 p sin I у
k
об f
Z2 sin
np
Z0
2sin0,75-90 24sin 5,625
_ 0787 - обмо-
точный коэффициент ротора; cos фн = 0,85 - заданный коэффициент мощности в номинальном режиме.
Средняя длина витка обмотки возбуждения
lf ср = 2(l2 + /Л2) = 2-(2,25 + 0,983) = 6,466 м,
(43)
где /Л2 = 1,35Д2 = 1,35-0,728 = 0,983 м - длина лобовой части (предварительно).
Напряжение возбуждения щ ТГ выбирается в зависимости от номинальной мощности Рн и предварительно принимается щ = 190 В.
Расчетная высота проводника обмотки ротора
a _
2 -l3 -p0lf срFfH
b2 -uf
2,6- 2,56-10_8 - 6,466- 32434,6
Полученная ширина зубца в узком месте должна удовлетворять технологическому ограничению bz2 > 0,0135 м, которое выполняется.
Расчет обмотки ротора
Calculation of rotor winding
Ширина проводника b2 обмотки ротора выбирается из условия
b2 < bn2 - 25из = 36 - 2^2 = 32 мм, (41)
где 5из = 1,5-2,0 мм - односторонняя толщина пазовой изоляции ротора.
0,032-190
= 0,0023 м.
(44)
Окончательно высота проводника выбирается по номенклатуре стандартных размеров медной шины а2 = 4,1 мм с площадью сечения 52 = 130,3 мм2.
Число эффективных проводников в пазу ротора
0,111 - 0,032 - 0,0015
hn2 _ hk2 _ An a2 + A n
0,0041 + 0,0015
14, (45)
где Ди = 0,0015 м - толщина пазовой изоляции ротора.
И..О =
Высота клина принимается ориентировочно:
кк2 = (0,9...1)-Ьи2 = 0,90,036 = 0,032 м.
Окончательные размеры паза
к21 = (а2 + 0,4)-и„2 + 0,5-(и„2 - 1) + 1,0 + 1,5 = 72,0 мм и к22 = кк2 + 1 + 6 + Аукл. = 39,5 мм,
где Аукл. = 0,5 мм - допуск на укладку проводников; к„2 = к2\ + к22 = 72,0 + 39,5 = 111,5 мм; Ьп2 = 36 мм.
Для иллюстрации на рис. 6 представлено изображение паза ротора в разрезе с показом его основных размеров и слоев изоляции.
Дальнейший расчет ТГ выполняется традиционным методом [4] в следующей последовательности:
■ расчет характеристики холостого хода;
■ расчет параметров обмотки возбуждения при номинальной нагрузке на основе диаграммы Потье, выбор мощности и типа возбудителя;
■ уточненный расчет параметров и постоянных времени ТГ;
■ расчет потерь и КПД ТГ.
Для расчета характеристики холостого хода (х.х.) предварительно по формулам, представленным в табл. 1, выполняется расчет основной пространственной гармоники магнитного поля в воздушном зазоре, приходящегося на один полюс в режиме х.х. (при Е0 = ин).
Расчет характеристики х.х. Е = производится в относительных единицах, и его результаты представлены в табл. 2. При этом за базовые величины параметров приняты параметры, соответствующие точке Е0 = 1.
Расчет параметров обмотки возбуждения осуществляется путем определения н.с. и тока обмотки возбуждения при номинальной нагрузке при помощи диаграммы Потье. Для ее построения предварительно определяются следующие величины:
■ вектор напряжения ир = /7н'хр = /'1-0,1254 =
=./'0,1254; х* = 0,1254;
■ углы агссоБ фн = агссоБ 0,85 = 32°; а! = 6°;
■ н.с. обмотки статора, приведенная к обмотке возбуждения:
°,997-36261,2 ^ (50)
* k„F„ k„F* = - a a
F
f о
21001,44
■ = 1,72,
Рис. 6. Изображение паза ротора с указанием его основных размеров и слоев изоляции: 1 - изоляция витков (один слой стеклоленты в полнахлеста) -0,4 мм; 2 - коробка стеклотекстолитовая - 1,5 мм;
3 - прокладка между витками (стеклотекстолит) -0,5 мм; 4 - прокладка для крайних витков (стеклотекстолит) - 1,0 мм; 5 - упаковочная прокладка (стеклотекстолит) - 6 мм
Fig. 6. View of rotor slot with indication of dimensions and insulation layers: 1 - Insulation of turns (one layer of glass band, half overlap) - 0.4 mm; 2 - glass textolite box -1.5 mm; 3 - gasket between turns (glass textolite) - 0.5 mm;
4 - gasket for end turns (glass textolite) - 1.0 mm;
5 - package liner (glass textolite) - 6 mm
По диаграмме Потье определяются:
■ i je = 1,12 - ток обмотки возбуждения на полюс по характеристике х.х.;
■ i н = 2,56 - ток обмотки возбуждения при номинальной нагрузке.
Расчет н.с. обмотки возбуждения, приведенной к одному масштабу с током возбуждения, т.е. при
F JH = i
fH-'fH,
производится по формуле
где ка и ¥а определяются по формулам (42) и (29) соответственно.
Диаграмма Потье, построенная в соответствии с методикой [4], представлена на рис. 7.
FfH = FfH■Ff0 = 2,56-23 991 = 61416,45 А.
Номинальный ток возбуждения ifH = 4 FfH /(Z2 -ми2) = 4-61 416,45/(24-14) = = 731,2 A.
(51)
(52)
Таблица 1. Расчет основной пространственной гармоники магнитного поля Table 1. Calculation of main spatial harmonic of magnetic field
№ п/п Наименование параметра Формула Результат расчета
1 Намагничивающая сила зазора (основная пространственная гармоника поля), А Mo 19 992,36
2 Коэффициент зазора (Картера) kg = kgi'kg2-ksp-kgc 1,18
2.1 Коэффициент зубчатости статора /,(58 + *,,)-^ 1,0684
2.2 Коэффициент зубчатости ротора по оси с1 kbq , к щ ~ 1 1 ЧЧ) 1,06845
2.3 Коэффициент зубчатости ротора по оси д /■ -11 b"2 iA5à + bll2)-b;l2 1,1228
2.4 Зубцовый шаг ротора t2 = nD2/Z0 0,0714
2.5 Коэффициент, учитывающий влияние вентиляционных , J , bl 1,0129
каналов между пакетами статора
2.6 Коэффициент, учитывающий влияние ступенчатости крайних пакетов статора /■ 1 i °^005 7б(/а +Л>/2 1,02072
3 Магнитный поток в зазоре в режиме х.х., Вб Ф,( = Eg / Kyl2wtk^ ■ f 1,1448
4 Индукция в воздушном зазоре, Тл B = Фо /(4 + 25)(Di - 5) 0,6653
5 Намагничивающая сила обмотки возбуждения
в режиме х.х. с учетом насыщения, А, Ffo = k|j F5 23 991
где кц = 1,2 - коэффициент насыщения
Таблица 2. Расчет характеристики холостого хода Table 2. Calculation of idle running characteristic
№ п/п Величина Ед. Значение и результат расчета
1 в; о.е. 0,58 1,00 1,21 1,33 1,40 1,46 1,51
1.1 Е0 = Чн Ео* В 3 516 6 062 7 335 8 062 8 487 8 850,5 9 154
2 Ф0 (по п. 3 табл. 1) Вб 0,6640 1,1448 1,3852 1,5225 1,6028 1,6714 1,7287
3 В (по п. 4 табл. 1) Тл 0,3859 0,6653 0,8050 0,8848 0,9314 0,9713 1,0046
4 Fs (по п. 1 табл. 1) А 10 151,4 17 501,2 21 176,1 23 276,6 24 501,2 25 550,8 26 426,7
5 р* о.е. 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5
5.1 Р* = Р*'Р*о А 10 500,7 21 001,4 31 502,2 42 002,9 52 503,6 63 004,3 73 505,0
5.2 р* = Р/'Р*) без учета корректировки Б§ А 11 995,4 23 990,8 35 986,2 47 981,6 59 977 71 972,4 83 967,8
Активное сопротивление обмотки возбуждения l
ftp
rf (75) = 2P75 • p ' q2 ' un2 — = So
2'2,17'10 8 '6'14--6,466 = 0,181 Ом, (53)
130,3'106
где q2 = Z2 /4 = 24/4 = 6 - число катушек на полюс.
Уточненное значение номинального напряжения возбуждения
и/н = №гЛ15) + Аищ = 731,2-0,181 + 3 = 135 В.
Номинальная мощность возбудителя РН = u/н•i/н = 135-731,2 = 98712 Вт = 100 кВт.
Для формирования общего вида и габаритных размеров проектируемого ТГ с учетом размеров возбудителя используются технические данные серийного образца возбудителя типа ВТ-170-3000, рассчитанного на частоту вращения 3000 об/мин., мощностью 170 кВт и с номинальным током 760 А [4]. Реальные размеры аналогичного возбудителя с частотой вращения 6000 об/мин. могут быть меньше.
На рис. 8 представлен общий вид проектируемого ТГ типа ТПСС-36-2М1 ОМ5 (с дополнительным индексом «С» - скоростной) и его габаритные размеры, полученные на основе вышеприведенных расчетов и рекомендаций.
Рис. 7. Диаграмма Потье турбогенератора Fig. 7. Potier diagram of turbo-alternator
Уточненный расчет параметров, а именно активных и индуктивных сопротивлений обмоток, а также постоянных времени и токов в переходных и установившихся режимах к.з. ТГ представлен в табл. 3.
Расчеты тепловых, вентиляционных и др. потерь, а также КПД ТГ, выполняемые обычно для номинального режима по формулам и алгоритмам, изложенным в [5], ввиду их большого объема в рамках данной статьи не представлены.
Рис. 8. Общий вид проектируемого турбогенератора и его основные габаритные размеры Fig. 8. General view of turbo-alternator under design with main dimensions
Таблица 3. Уточненный расчет параметров турбогенератора, постоянных времени и токов в режимах короткого замыкания
Table 3. Refined calculation of turbo-alternator parameters, constants of time and currents in short-circuit condition
№ п/п Наименование параметра Формула Результат расчета
1 Активное сопротивление фазы обмотки статора при рабочей температуре 75 °С, Ом 'Ц15) ~ ТО С/, ■>] 3,758 10-3
2 Активное сопротивление фазы обмотки статора в относительных единицах (о.е.) г* -, А. 1(75) ~ '1(75) JJ 1,444 10-3
3 Индуктивное сопротивление реакции якоря по продольной оси, о.е. Х'ш1 А, кь-Ь-рг и„ 2,18
4 Индуктивное сопротивление реакции якоря по поперечной оси, о.е. X aq ~ 0,95'x ad 2,071
5 Синхронные индуктивные сопротивления по продольной оси, о.е. Xd = Xo + x ad 2,285
6 Синхронные индуктивные сопротивления по поперечной оси, о.е. Xq XQ + X aq 2,176
7 Сверхпереходное индуктивное сопротивление по продольной оси, о.е. x'd = xQ* + 0,025 0,130
8 Индуктивное сопротивление обратной последовательности, о.е. X2* = 1,22x''d* 0,159
9 Индуктивное сопротивление нулевой последовательности (для в > 2/3), о.е. ■ 32МУ* 14 I2pwI 1 zoN|
К 0,585
+ 2Л»5"'' ([} п.67) kaf, — ф - 0,67) - (p - 0,67)' + [ — I +— 18 [Zj 21
10 Статическая перегружаемость, о.е., где 1 к - ток возбуждения, обеспечивающий номинальный ток статора при трехфазном к.з. s- '"' 4 cos ф„ 1,9
11 Постоянные времени затухания апериодической составляющей тока внезапного к.з.
11.1 При трехфазном к.з., с г - V; аЗ ~ - * 2л-./ • Ч<75) 0,067
11.2 При двухфазном к.з., с Ta2 ~ Ta3 0,067
11.3 При однофазном к.з., с » • 2д-; ( лп 1,1 " £ f • / ■'"1(75) 0,128
12 Кратности установившихся токов к.з.
12.1 При трехфазном к.з., о.е. г' _ ^(К кЗ ~ ~~ Xj 0,788
12.2 При двухфазном к.з., о.е. ■V, + А; 1,274
12.3 При однофазном к.з., о.е. л 'к] ~ • » Хс1 + х2 +х0 1,783
Таблица 4. Сравнение основных технических характеристик двух турбогенераторов одинаковой мощности с разными номинальными частотами вращения
Table 4. Comparison of technical characteristics between two turbo-alternators of same power with different speed ratings
Мощность / тт , Синхр. Удельная масса
„ Напряжение / г
Тип турбо- частота индукт. без учета массы
частота ^ *
генератора вращения ( в/г ) сопр-ние xd несущей рамы
(МВт/об/мин.) (кВ/Гц) (о.е.) (кг/кВт)
Размеры по корпусу (мм)
СОЭф! КПД (д.е.) (%)
ТПС-36-2М2 ОМ5
36,0/3000
10,5/50
2,37
2,055
0к = 2666 LK = 4000 Lобщ = 6330
0,8 97,5
ТПСС-36-2М1 ОМ5
36,0/6000
10,5/100
2,285
1,282
0к =1960 LK = 4450 Lобщ = 6520
0,85 ~97,54
Сравнение основных технических характеристик проектируемого ТГ типа ТПСС-36-2М1 ОМ5 с повышенной частотой вращения 6000 об/мин. с характеристиками ТГ типа ТПС-36-2М2 ОМ5 с частотой вращения 3000 об/мин., используемого в настоящее время на атомных ледоколах нового поколения ЛК-60Я проекта 22220, представлено в табл. 4.
Выводы
Conclusion
Результаты, полученные при проектировании ТГ мощностью 36,0 МВт с повышенной частотой вращения 6000 об/мин. и с принудительным воздушным охлаждением по замкнутому циклу отвечают современной тенденции в развитии технологий создания таких машин, направленных на улучшение их технических характеристик, в частности массо-объемных и энергетических показателей.
По результатам проектирования ТГ мощностью 36,0 МВт с частотой вращения 6000 об/мин. сформулирован ряд особенностей процесса выбора и расчета его параметров и достигнуто существенное снижение удельных массообъемных показателей - ориентировочно на 35-40 % по отношению к показателям существующих ТГ на ту же мощность с аналогичным типом охлаждения, но с частотой вращения 3000 об/мин.
Список использованной литературы
1. Гребные электрические установки атомных ледоколов: учеб. пособие / А.С. Быков [и др.]. Санкт-Петербург: Элмор, 2004. 318, [1] с.
2. Скворцов Б.А. Единая электроэнергетическая система с системой электродвижения высокого напряже-
ния повышенной частоты для перспективных судов с турбогенераторной энергетической установкой // Труды Крыловского государственного научного центра. 2014. Вып. 81(365). С. 51-64.
3. Глебов И.А., Данилевич Я.Б. Научные основы проектирования турбогенераторов. Ленинград: Наука, 1986. 183, [1] с.
4. Макаричев Ю.А., Овсянников В.Н. Синхронные машины: учеб. пособие. Самара: Самар. гос. техн. ун-т, 2010. 164 с.
5. Извеков В.И., Серихин Н.А., Абрамов А.И. Проектирование турбогенераторов: учеб. пособие. 2-е изд., перераб. и доп. Москва: Изд-во МЭИ, 2005. 439 с.
6. Газотурбинная ТЭЦ нового поколения с агрегатами ГТЭ-009М: [каталог] / Энергомаш. Изд. 3. Москва, 2006. 23, [1] c. URL: Ьйр://промкаталог.рф/РиЪ11е Documents/0801183.pdf (дата обращения: 06.09.2021).
7. Skvortsov B., Nahdi T., Maga D. Mechatronic Systems as a Part of a Ship Unified Electric Power System with a Turbogenerator Source of High Frequency Electric Power // Proceedings of the 17th International Conference on Mechatronics - Mechatronika. [Piscataway]: IEEE, 2016. P. 131-134.
8. Александров В.П., Скворцов Б.А. Судовая электроэнергетическая система переменного напряжения с турбогенераторами двух различных частот // Труды Крыловского государственного научного центра. 2017. Вып. 4(382). С. 89-94. DOI: 10.24937/25422324-2017-4-382-89-94.
9. Перспективный турбогенератор для децентрализованной (локальной) энергетики / Данилевич Я.Б. [и др.] // Известия РАН. Энергетика. 2009. № 4. С. 89-97.
10. Турбогенераторы малой мощности для децентрализованных систем энергообеспечения / Данилевич Я.Б. [и др.]. Санкт-Петербург: Наука, 2009. 99, [3] с.
References
1. Electric propulsion plants of nuclear icebreakers: Student's Guide / A.S. Bykov [et al.]. St. Petersburg: Elmore, 2004. 318, [1] p. (in Russian).
2. B. Skvortsov. Integrated power system with high-frequency electric propulsion system for advanced ships with turbogenerators as power plants // Transactions of the Krylov State Research Centre, 2014. Vol. 81. P. 51-64 (in Russian).
3. I. Glebov, Ya. Danilevich. Scientific fundamentals of turbogenset design. Leningrad: Nauka, 1986. 183, [1] p. (in Russian).
4. Yu. Makarichev, V. Ovsyannikov. Synchronous motors. Student's Guide. Samara State Technical University (Samara Polytech), 2010. 164 p. (in Russian).
5. V. Izvekov, N. Serikhin, A. Abramov. Design of turbogensets. Student's guide 2nd edition, revised and enlarged. Publishing House of Moscow Power Engineering University, 2005. 439 p. (in Russian).
6. Gas turbine-based power plant of new generation with GTE-009M turbine assemblies. Catalogue / Energomash. 3rd edition. Moscow, 2006. 23, [1] p. (in Russian).
7. Skvortsov B., Nahdi T., Maga D. Mechatronic Systems as a Part of a Ship Unified Electric Power System with a Turbogenerator Source of High Frequency Electric Power // Proceedings of the 17th International Conference on Mechatronics - Mechatronika. [Piscataway]: IEEE, 2016. P. 131-134.
8. V. Alexandrov, B. Skvortsov. Marine AC voltage system with turbogensets with two different frequencies // Transactions of the Krylov State Research Centre, 2017. Vol. 4(382). P. 89-94 (in Russian). DOI: 10.24937/2542-2324-2017-4-382-89-94.
9. Ya. Danilevich et al. Future turbogenset for decentralized (local) power grids // Izvestiya of Russian Academy of Sciences. Power Engineering, 2009. No. 4. P. 89-97 (in Russian).
10. Ya. Danilevich. Low-power turbogensets for decentralized power grids. St. Petersburg: Nauka, 2009. 99 [3] p. (in Russian).
Сведения об авторе
Скворцов Борис Алексеевич, к.т.н., ведущий научный сотрудник НИО-11 филиала «ЦНИИ СЭТ» ФГУП «Крыловский государственный научный центр». Адрес: 196128, Россия, Санкт-Петербург, ул. Благодатная, д. 6. Тел.: +7 (812) 748-52-40. E-mail: boris-skvorcov@yandex.ru. https://orcid.org/0000-0001-7351-4211.
About the author
Boris A. Skvortsov, Cand. Sci. (Eng.), Lead Researcher, SET Branch of the Krylov State Research Centre. Address: 6, Blagodatnaya st., St. Petersburg, Russia, post code 196128. Tel.: +7 (812) 748-52-40. E-mail: boris-skvorcov@yandex.ru. https: //orcid.org/0000-0001-7351-4211.
Поступила / Received: 21.07.21 Принята в печать / Accepted: 25.10.21 © Скворцов Б.А., 2021
