Знание основных размеров позволяет выбрать и обмоточные данные турбогенератора. Последние связаны с основными размерами и номинальными параметрами посредством электромагнитных нагрузок. Для различных исполнении турбогенераторов всегда могут быть указаны приемлемые границы этих нагрузок с точки зрения тех или иных условий.
К удельным электромагнитным нагрузкам обычно относятся индукция В, плотность тока j и линейная токовая нагрузка А.
Помимо электромагнитных, в отдельных частях машины происходят также и другие физические процессы — тепловые и механические, интенсивность которых может характеризоваться температурой ϑ и механическими напряжениями σ и τ.
Относительно температур и механических нагрузок следует заметить, что при проектировании стремятся к тому, что эти величины были близки к допустимым для данного материала и условий его работы. Если механические напряжения превышают допустимые, это может привести к появлению нежелательных остаточных деформации или разрушению материала и, следовательно, аварии машины в целом. Увеличение температуры активных и конструктивных частей свыше норм также не рекомендуется. Следует стремиться, чтобы возникающие в деталях механические напряжения и температуры были в близком соответствии с допустимыми значениями. Этим обычно обеспечивается оптимальное использование конструкции по механическим и тепловым условиям.
Электромагнитные нагрузки также имеют свои допустимые значения, хотя бы потому, что они определяют тепловые нагрузки и, следовательно, температурное поле машины. И если приемлемые температуры характеризуются классом примененной изоляции, то электромагнитные нагрузки определяются также и конструктивным исполнением, и прежде всего системой охлаждения.
Однако электромагнитные нагрузки зачастую определяются не только допустимыми температурами, по и требуемыми параметрами машины, к. п. д., насыщением магнитопровода и т. д.
Прогресс в повышении использования активного объема и роста мощности в единице связан со значительным увеличением линейных токовых нагрузок в турбогенераторах с непосредственным охлаждением обмоток. Линейная нагрузка изменяется в турбогенераторах в зависимости от размеров и системы охлаждения от 500 до 2100 а/см. Индукция же в воздушном зазоре изменяется относительно мало — от 0,65 до 0,95 та.
Линейная нагрузка статора и индукция в воздушном зазоре Вδ связаны при помощи машинной постоянной Арнольда формулой (7-61). Как следует из (7-61), достаточно задаться линейной нагрузкой, чтобы найти также индукцию в воздушном зазоре. Однако удобнее А1 и Β6δ определять независимо и пользоваться машинной постоянной СА для проверки принятых нагрузок.
Из факторов, ограничивающих величину линейной нагрузки статора, прежде всего следует остановиться на нагреве обмоток. Суммарные потери в пазовой части обмотки статора можно представить в виде;
(7-71)
где w1 = zlsпi/(3a1) — число витков в фазе, z1 — число пазов статора, a1- число параллельных ветвей; qCu1 — площадь сечения одного витка, мм2; l1 — активная длина статора, см, γθ — удельная проводимость меди, см/(ом-мм2); для 73° С γ75 = 4600 см/(ом-мм2); кф — коэффициент увеличения потерь (коэффициент вытеснения тока).
Если отнести эти потери к площади расточки статора πD1l1, то получим потери в обмотке статора, отнесенные к единице площади расточки (удельную тепловую нагрузку):
(7-72)
Поэтому иногда для выбора линейной нагрузки и плотности тока пользуются допустимым значением произведения A1j1, особенно для машин с косвенным охлаждением обмоток. Для машин с различными системами могут быть рекомендованы следующие значения произведения:
Если учесть, что плотность тока при косвенном воздушном охлаждении составляет 3—3,5 а/мм2, а для обмоток с непосредственно водяным охлаждением 6—10 а/мм2, то удельная тепловая нагрузка в первом случае составит 0,4 вт/см2, а во втором — может достичь 5 вт/см2.
Следовательно, с увеличением А1 будут возрастать потери. Линейная нагрузка определяется классом изоляции, системой охлаждения, а также электрическими параметрами и экономичностью. При этом следует иметь в виду, что допустимая величина линейной нагрузки статора во многих конструкциях ограничивается потерями и нагревом обмотки ротора.
В машинах с косвенным охлаждением нагрев обмотки является главным фактором, определяющим допустимую величину линейной токовой нагрузки. В конструкциях с непосредственным охлаждением помимо нагрева выступают и другие ограничивающие факторы.
Зависимость рекомендуемых значений линейной нагрузки от диаметра расточки статора представлена на рис. 7-43. Сильное возрастание А1 при непосредственном охлаждении связано с чрезвычайно повышенной интенсивностью охлаждения. Для одной и той же системы охлаждения линейная нагрузка, как правило, несколько возрастает с диаметром. Это связано с тем, что при сохранении плотности тока постоянной площадь пазов увеличивается быстрее диаметра.
Для всех серий турбогенераторов рекомендуемые значения А1 близки к предельным значениям по нагреву и экономичности. В тех случаях, когда по тепловому состоянию возможно увеличение А ь последнее может повлечь за собой снижение к. п. д. машины, если при этом переменные потери окажутся больше постоянных.
Как уже отмечалось, рост линейной нагрузки А1 приводит к возрастанию рассеяния обмоток. Для оценки этого влияния можно воспользоваться выражением для индуктивного сопротивления рассеяния обмотки статора
(7-73)
здесь k1 и k2 — коэффициенты, определяемые системой единиц и обмоточными данными; h1/D1 —отношение высоты паза к диаметру расточки статора, D1/l1 — отношение диаметра расточки статора к активной длине.
Первое слагаемое представляет собой рассеяния пазовой части, второе — лобовой части обмотки. Очевидно, что при примерно одинаковом использовании и электромагнитных нагрузках машина с меньшим отношением будет иметь большее рассеяние лобовой части, а следовательно, и всей обмотки статора. График для приближенного определения сопротивления рассеяния
обмотки статора представлен на рис. 7-44. Им можно пользоваться для нахождения X еще до выполнения расчетов, задаваясь основными размерами и электромагнитными нагрузками.
В величину, определяющую пазовое рассеяние, входит отношение высоты паза к диаметру h1/D1 и, следовательно, для машин с большим диаметром высота паза может быть выбрана большей, если определяющим условием явится величина рассеяния пазовой части обмотки. У машин нормального исполнения отношение λп = h1/D1 = 0,16:0,21.
Выбор плотности тока статора в большинстве случаев связывают с допустимой температурой или с величиной потерь в обмотке.
Рис. 7-43. Зависимость линейной нагрузки статора Α от диаметра расточки статора D и системы охлаждения: а — косвенное воздушное; б — косвенное водородное; в — непосредственное водородное ротора; г — непосредственное водородное ротора и водяное статора
При косвенном охлаждении в большинстве случаев определяющим является допустимое превышение температуры. Поэтому плотность тока j1 при косвенном охлаждении обмоток статора зависит от номинального напряжения, ширины меди в пазу и коэффициента вытеснения тока.
При выборе плотности тока в обмотках с косвенным охлаждением может быть рекомендован следующий подход. Обычно для машин с такой системой охлаждения ограничивается не только температура обмотки, связанная с применяемым классом изоляции, но и температурный перепад в изоляции между медью обмотки и сердечником статора ϑ, так как этот температурный перепад определяет возможные взаимные тепловые перемещения меди относительно сердечника, которые могут привести при некоторых значениях ϑi к недопустимым повреждениям изоляции обмотки. Можно записать:
(7-74)
Ani — удельная тепловая нагрузка на изоляцию обмотки, вт/см2; δ — односторонняя толщина изоляции, см; λ — удельная теплопроводность изоляции, вт/(см-град).
Если конструкция изоляции определена, то конструктор добивается достаточно высокой плотности тока, выбирая ширину паза для машины с косвенным охлаждением в достаточно узких пределах.
При увеличении номинального напряжения возрастает толщина основной электрической изоляции, которая является также тепловой изоляцией. С ростом ширины меди также повышается удельная тепловая нагрузка на боковую поверхность паза, через которую в основном производится отвод тепла от меди.
Для оценки величины допустимой плотности тока при косвенном охлаждении можно воспользоваться уравнением (7-76) или кривыми рис. 7-45,
Рис. 7-45. Зависимость плотности тока в обмотке статора от ширины меди в пазу при косвенном водородном охлаждении
дающими зависимость j от номинального напряжения и двойной ширины меди в пазу для водородного охлаждения компаундированной микалентной изоляции. При воздушном охлаждении обмотки его интенсивность последнего уменьшается и плотность тока должна быть снижена по сравнению с водородным охлаждением. В этом случае плотность тока, оцененную по рис. 7-45, следует умножить на поправочный коэффициент 0,825. Выбранная плотность тока затем должна уточняться при подробном тепловом расчете обмотки статора.
Непосредственное охлаждение проводников обмотки статора водородом, водой или маслом позволяет значительно повысить плотность тока. Здесь температурные ограничения плотности тока не могут быть указаны так же определенно, как у машин с косвенным охлаждением. Нагрев обмотки в большой мере определяется схемой охлаждения и скоростью течения охлаждающей среды. Здесь большую роль играют вопросы экономики, параметры машины, способность машины к кратковременным перегрузкам и пр. В общем случае плотность тока обмотки статора при непосредственном охлаждении может составлять 4 — 10 а/мм2.
При непосредственном охлаждении обмотки плотность тока статора практически мало зависит от номинального напряжения. Для оценки плотности тока обмотки с непосредственным охлаждением удобно задаться нагревом охлаждающей среды, скоростью ее движения и длиной охлаждаемого участка. Как правило, эти параметры охлаждения при выборе электромагнитных нагрузок уже могут быть в достаточной мере уточнены. Тогда нагрев охлаждающей воды или масла удобно представить в виде:
(7-77)
а плотность тока
(7-78)
где v — скорость движения, м/сек; ср — удельная теплоемкость, квт· сек/ (дм3-град)·, γθ — электропроводность меди, м/(ом-мм2)·, l —длина охлаждаемого участка, м; qк/qCu1 — отношение сечения каналов к сечению меди в стержне.
Если бы последовательно охлаждались участки, в 4 раза более короткие, чем принято в последнем примере, то плотность тока могла бы быть повышена при прочих равных условиях до j2 = 16,4 а/мм2.
При непосредственном водяном охлаждении обмотки ротора обычно и нагрев воды, и скорость ее движения принимаются несколько большими, чем при непосредственном охлаждении водой обмотки статора. При водяном непосредственном охлаждении обмотки ротора плотность тока может составить j2 = 7:15 а/мм2.
Для непосредственного масляного охлаждения обмотки ротора может быть применена формула (7-80) при кф = 1, т. е.
(7-85)
