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

различната им височина 6 или 10 мм.

Таблица 1-8

Обект Конструктивни параметри на ХГ

РН nН Drot Vпер bВ

вид ветреник kW % min-1 mm m/s mm ПАВЕЦ "Орфей"

ХГ-3 45000 98,1 300 4490 70,53 10 I-профил ВЕЦ "Цанков камък"

ХГ-1 42500 98,65 428,6 3410 76,52 6 I-профил ВЕЦ "Студен кладенец"

ХГ-2 17200 97,6 214,3 4742 53,21 10 I-профил ХГ-3 17200 97,6 214,3 4742 53,21 10 П-профил ХГ-4 17200 97,6 214,3 4742 53,21 10 П-профил ХГ-5 19550 98,1 300 3964 62,27 6 I-профил

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

динамичен и статичен модел.

0.0%

0.5%

1.0%

1.5%

2.0%

2.5%

3.0%

3.5%

1 3 5 7 9 11 13 15 17 19 21 23 25 27 29 31 33 35 37 39 41 43 45 47 49 51

Измерване

Хибриден модел FEMM

Динамичен модел Аnsys

18

Фиг. 3-68 Сравнение на формата на кривата на линейното напрежение, получено от моделите с кривата

на измереното напрежение.

На Фиг. 3-67 е показано сравнение на хармоничния състав на изследвания генера-

тор и разработените статични и динамични модели. От направената съпоставка се наблю-

дава добро припокриване на получените резултати от динамичния модел с данните от

измерванията. В резултатите от измерването се наблюдават високи стойности на висши

хармоници между зъбните хармоници от първи и втори ред, дължащи се на смущения от

статичния тиристорен възбудител. На Фиг. 3-68 е показано сравнение на кривата на ли-

нейното напрежение на празен ход получени от разработените модели и при проведен ек-

сперимент. На фигурата се вижда много доброто припокриване между експерименталната

крива и тази получена от съвместното решаване на полевата задача с метод на електри-

ческите вериги и роторна динамика. Oт направеното сравнение и изложените резултати се

наблюдава по-ниска точност на статичния модел. Друг недостатък на статичния модел е

множеството ръчни обработки на получените резултати, което е предпоставка за допуска-

не на субективна грешка.

Изводи към глава втора Разработеният 2D модел на база метод на крайните елементи с отчитане на насищане-

то, решаване на времезависима задача с роторна динамика и възможност за куплиране с

електрически вериги работи успешно. Разработения модел позволява отчитане на влияни-

ето на успокоителната намотка. Получените резултати покриват поставените цели и зада-

чи. На база получените резултати могат да се направят следните изводи:

Получени са резултати за влиянието на стъпката на демпферната намотка върху съ-

държанието на зъбни хармоници при намотки с цяло число за полюс и фаза. На ба-

за получените резултати може да се приеме, че с избора на подходяща стъпка на

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

16000U ab, V

time, ms

Uab измерване

Uab Хибриден модел

Uab динамичен модел

19

успокоителната намотка може да се отслаби присъствието на зъбни хармоници в

кривата на Е.Д.Н.

Изследвано е влиянието на отместване на оста на демпферната намотка спрямо ос-

та на полюса и промяна на формата на полюсния накрайник. На база получените

резултати от разработения модел може да се направи следното заключение – изс-

ледваната техника за отслабване на хармоничния състав дава положителни резул-

тати, но ефекта е значително по-слаб от предварително очакваният.

С разработения модел е направено изследване за влиянието на стойността на въз-

душната междина върху съдържанието на зъбни хармоници и може да приемем, че

отслабва присъствието на зъбни хармоници в кривата на Е.Д.Н. при големи стой-

ности съизмерими с:

3.39

Разработения параметричен модел позволява получаване на семейства от криви с

възможност за изобразяване на различна комбинация на изходните параметри. Така

изобразени данните позволяват бърз и лесен анализ и допълнителна обработка.

Установено е отслабване на присъствието на зъбни хармоници в кривата на ЕДН в

случаите на липса на успокоителна намотка, но налични канали в периферията на

полюса при определени съотношения на стъпките на котвената и успокоителната

намотки.

С направените изследвания е установено, че успокоителна намотка с нечетен брой

пръти за полюс потиска в по-голяма степен зъбните хармоници спрямо такава с че-

тен брой.

Нивото на общо хармонично изкривяване THD независимо от броя на прътите в

успокоителната намотка има сложна – нелинейна зависимост от стъпката на успо-

коителната намотка. С разработения модел бързо и лесно се определя оптимална

стъпка на успокоителната намотка, от гледна точка на ниско ниво на зъбни хармо-

ници и ниски загуби в нея.

Представени са голям брой графични резултати, които могат да се използват при

сравнителен анализ в други изследвания с цел по-бързо намиране на оптимална

конструкция.

Изследване на съвместната работа на синхронен възбудител с вър-тящ се изправител с възбудителната намотка на хидрогенератор

Състояние на проблема Развитието на съвременните синхронни машини е неразривно свързано с използва-

не на безконтактни (безчеткови) системи за възбуждане. Те имат значителни предимства,

като висока експлоатационна надеждност, дълготрайност, изискват малка мощност за уп-

равление, не се нуждаят от специална поддръжка в експлоатация. Водещи фирми за про-

изводство на хидрогенератори и други синхронни машини като ALSTOM, GENERAL

ELECTRIC, SIEMENS, ABB, ЕЛЕКТРОСИЛА и др. използват такива възбудители за ши-

рока гама от мощности, като при турбогенераторите достигат до 1000 MW. В България

такива възбудители се произвеждат за сравнително малки мощности на синхронния гене-

ратор от порядъка на няколко стотин kW. Опитът те да се използват при по-големи мощ-

ности доведе до проблеми свързани със загряване над допустимите граници на стоманата

20

на индуктора на възбудителя. Анализът на тези проблеми и отстраняването им е обект на

настоящата глава.

Особености на съвместната работа на синхронен генератор с неуправляем дио-ден изправител

На Фиг. 4-2 е показана принципната схема на възбудителен синхронен генератор с

въртящ се изправител ВТИ и възбудителната намотка на хидрогенератора ВН на ХГ.

Възбудителната намотка на възбудителката ВН на ВГ се захранва от блок за управ-

ление БУ, който включва токоизправител, импулсен транзисторен регулатор и схема за

управлението му. Котвената намотка на възбудителката КНВ е свързана с въртящ се три-

фазен мостов токоизправител ВТИ, към чийто изход е свързана възбудителната намотка

на хидрогенератора ВН на ХГ.

Работата на генератора с изправител и активно-индуктивен товар e специален ре-

жим – непрекъснатo повтарящи се несиметрични преходни процеси, в следствие на което

генератора се намира в квазиустановен режим на работа При този режим на работа се

получават непрекъснато повтарящи се къси съединения между две фази по време на кому-

тацията на диодите, които се редуват с несиметрично натоварване в между комутационния

интервал. При това стойността на напрежението на захранването на възбудителната на-

мотка на ХГ не остава неизменно.

.

Фиг. 4-2 Принципна схема на безконтактен възбудител с въртящ се изправител за синхронен генератор

Нелинейният товар на възбудителния синхронен генератор - изправителния режим

определя несинусоидален характер на напреженията и токовете на котвената намотка. Не-

синусоидалният ток на фазите на генератора води до специфично поведение на реакцията

на тока на котвата. Във връзка с това се увеличава разчетната електромагнитна мощност

на синхронния генератор. Времевите висши хармоници на тока в котвата определят и по-

явата на допълнителни загуби в статора и ротора.

Величини като средна пулсация на изправеното напрежение, съотношение между

изправените и променливите стойности на тока и напрежението, стойност на разчетната

мощност на генератора, големина на допълнителните загуби силно зависят от m - броя на

фазите, и избраната схема на свързване звезда или полигон (в частност триъгълник), ин-

21

дуктивно съпротивление на разсейване на котвената намотка, избраната схема на изправи-

тел (пълна или непълна), товара на генератора.

Допълнително утежняващо условие е преобладаващо индуктивния характер на

възбудителната намотка на главния генератор с времеконстанта T = L/R = 1.5 – 5 s. При

трифазен мостов неуправляем изправител е известно, че комутационния интервал между

двойките диоди е /m=60о (за m=3) и при работни честоти между 150 – 400 Hz е равен на

1.11*10-3

-4.16*10-3

, което е много по-малко от времеконстантата Т и може да се приеме,

че индуктивността на товара след изправителя L.

Работата на трифазен мостов неуправляем токоизправител с индуктивен товар мо-

же да се опише с три основни режима на диодите: запушено състояние, комутация и про-

водимост. При режим на работа с индуктивен товар в следствие на запасената електро-

магнитна енергия във фазата токът по време на комутация нараства или затихва плавно

съгласно стойността на времеконстантата на RL веригата. В зависимост от характера на

товара на възбудителния генератор могат да възникнат следните няколко режима на рабо-

та с изправител и индуктивен товар.

Първи режим на работа - когато комутационният ъгъл е по-малък от 60о (0 < u

</3), където с u се обозначава стойността на комутационния ъгъл. По време на комутаци-

онния интервал (0 < ev < u) провеждат три диода, a по време на проводимия интервал (u <

ev < /3) провеждат само два диода. Картини на напреженията и тока в този режим на

работа са показани на Фиг. 4-3.

Фиг. 4-3 Фиг. 4-4

Втори режим на работа - комутационният ъгъл отново е равен на 60о, но комутаци-

ята е забавена на ъгъл α (0 ≤ α ≤ /6), големината на който зависи от индуктивността на

изключваната фаза. В този режим винаги провеждат три диода. Картини на напреженията

и тока в този режим на работа са показани на Фиг. 4-4.

22

Трети режим на работа – забавянето

на комутацията е α = /6 и периодът на

провеждане е /3 < u ≤ 2/3. Този режим на

работа може да се раздели на два подин-

тервала. През интервала /6 ≤ ev < (u -

/3) се извършват две комутации едновре-

менно, провеждат едновременно четири

диода и на практика е на лице трифазно

късо съединение. През този период изпра-

веното напрежение е равно на нула. Кар-

тини на напреженията и тока за този режим

на работа са показани на Фиг. 4-5.

Четвърти режим - ъгълът на закъс-

нение α = /6 и комутационния ъгъл u =

2/3 са със своите максимални стойности и

изправеното напрежение е равно на нула,

има пълно трифазно късо съединение. Трифазната система от токове придобива чиста си-

нусоидална форма.

При първия режим на работа - когато комутационният ъгъл е по-малък от 60о, то-

кът на всяка фаза е с форма близка до правоъгълна, като се редуват интервал на протичане

на положителен ток с продължителност близка до 1200 електрически, интервал на спадане

на тока, интервал в който токът е нула, следва интервал на нарастване на тока в отрица-

телна посока, интервал на протичане на отрицателен ток с продължителност близка до

1200 електрически, интервал на спадане на модула тока до нула и т.н. От това следва, че

пространственият вектор на реакцията на тока на котвата Fa за кой да е интервал на про-

веждане на две фази извън комутационния интервал е неподвижен спрямо котвата и се

премества спрямо полюсите на индуктора. При останалите режими на работа прехвърля-

нето на тока от една фаза към друга (комутация на тока) не протича мигновено поради

индуктивността на разсейване на фазната намотка. За сметка на запасената електромаг-

нитна енергия на известен интервал провеждат и трите фази, като токът във веригата след

изправителя остава постоянен, токът в изключваната фаза затихва плавно, а във включва-

ната фаза нараства плавно. Продължителността на този интервал е толкова по-голяма,

колкото индуктивността на разсейване на фазата е по-голяма.

Aнализ на магнитното поле на възбудителката със статичен модел в програмна среда на FEMM

Разгледан е един интервал на протичане на тока през фази А и В за номинален ре-

жим на работа на възбудителката без да се взема пред вид изоставането на фазния ток от

е.д.н. Изчисленията са направени за шест положения на ротора, равномерно разположени

спрямо граничните положения на ротора за интервала на протичане на тока. Решена е ста-

ционарна задача, като не се отчита демпфиращото действие на токовете в плътните части

на магнитопровода. На Фиг. 4-10 е показана картината на полето в машината в началото

на провеждане на фази А и В, като на Фиг. 4-10а е дадена картината на полето при проти-

чане на номинален възбудителен ток и номинален котвен ток, на Фиг. 4-10b

Фиг. 4-5

23

съответно картината на поле-

то при протичане само на

номинален котвен ток, а на

Фиг. 4-10с е дадена кривата

на разпределение на магнит-

ната индукция във въздушна-

та междина под полюса на

индуктора за двата разглеж-

дани случая. Аналогично са

разгледани картините на по-

лето и кривата на разпреде-

ление на магнитната индук-

ция във въздушната междина

под полюса на индуктора за

положение на ротора съот-

ветно завъртяно на ъгъл 120,

240, 36

0, 48

0 и 60

0 електри-

чески спрямо началното по-

ложение от Фиг. 4-10.

Очевидно е силното

влияние на напречната със-

тавка на р.т.к. върху кривата

на разпределение на магнит-

ната индукция във въздушна-

та междина под полюса на

индуктора, което се дължи на

ненаситената магнитна вери-

га, малкия брой канали на

полюс и фаза (q=1) и на спе-

цифичния характер на това-

ра, който за разглеждания

възбудителен генератор е

трифазен мостов изправител.

От кривите на пространстве-

ното разпределение на маг-

нитната индукция във въз-

душната междина за разг-

лежданите положения на ро-

тора е изчислена средната

стойност на индукцията Вср.

Вср се изменя от 0,587Т в на-

чалното положение на ротора до 0,536Т в крайното му положение, т.е. в рамките на един

интервал на провеждане на диодите надлъжната пулсация на полето е 9%. Този резултат

съответства на резултатите от експериментално изследване на възбудителя, дадено в точка

4.3.4 и 4.5.7.

а)

b)

c)

Фиг. 4-10

B=f(t), T1

-1.5

-1

-0.5

0

0.5

1

1.5

0 0.002 0.004 0.006 0.008 0.01

t, s

B, T

товар реакция

24

Изводи от изследване на полето: • От кривата на пространствено разпределение на магнитната индукция във

въздушната междина при натоварване се вижда, че в зоната на изходящия край на полюса

реакцията на тока на котвата е намагнитваща, като магнитната индукция нараства спрямо

режим на празен ход от 50% в началото на интервала на провеждане на две фази до 100%.

Зоната на нарастване на индукцията със завъртане на ротора се намалява поради премест-

ването на роторните зъби спрямо статорните полюси. В зоната на входящия край на полю-

са в началото на интервала на провеждане на фазите има слабо изразено отслабване на

полето в следствие действието на реакцията на тока на котвата.

• При завъртане на ротора от началния момент на провеждане на фазите зона-

та на нарастване на полето в зоната на изходящия край на полюса се стеснява, а в зоната

на входящия край на полюса се получава нарастващ интервал с магнитна индукция близка

до нула. Това води до намаляване на средната стойност на магнитната индукция и еквива-

лентно размагнитващо действие на р.т.к., достигащо в разглеждания случай до 9%.

• Кривата на пространствено разпределение на магнитната индукция във въз-

душната междина при натоварване е силно несинусоидална, като се изменя в широки гра-

ници при завъртане на ротора. Това води до силно изразена несинусоидална форма на

електродвижещото напрежение на фазите и съответно до изместване на положението на

ротора, при което ток ще протича през двете разглеждани фази.

• От получените резултати се вижда, че при въртене на ротора възникват зна-

чителни по амплитуда напречни и надлъжни пулсации на магнитната индукция във въз-

душната междина, съответно в полюсите на възбудителния генератор. При изпълнение на

полюсите и ярема на статора от плътна стомана тези пулсации на магнитната индукция

водят до възникване на твърде големи загуби от вихрови токове и хистерезис и може да

направят работата на машината практически невъзможна. Това налага въпреки че магнит-

ния поток на статора (в случая индуктора) на възбудителния генератор е постоянен, пос-

ледния да се изработва шихтован от листова електротехническа стомана.

Динамичен модел на безчетков възбудител със съвместно решаване на полевата задача и електрическите вериги

При работа на изправителя под товар върху формата на изправеното напрежение

съществено влияние оказват индуктивността на захранващия източник, активното му съп-

ротивление, вътрешното съпротивление на диодите, като и

пада на напрежение в товарната верига. С нарастване на

натоварването се изменя съотношението между стойности-

те на токовете на изхода и токовете във фазите на възбуди-

теля, а също така и съотношението на напрежението на

входа и изхода на изправителя, което се обяснява с изкри-

вяването на формата на токовете. При режими на натовар-

ване близки до този на празен ход формата на фазното и

линейното напрежение се изкривяват малко и са близки до

синусоида (с изключение на q=1 и 2), а кривата на токовете

е с големи изкривявания. С постепенното увеличаване на

натоварването започва плавно увеличаване на изкривява-

нето във формата на фазните и линейните напрежения, за

сметка на подобряване на формата на тока.

Фиг. 4-20 Общ вид на напречната

геометрия на изследвания модел.

25

Задача на настоящата част на дисертацията е да се представи метод за изследване

на работата на безчетков възбудител за синхронен генератор. Създаден е 2D числен модел

със съвместно решение на полевата задача и метода на електрическите вериги на възбуди-

телната намотка и съвместната работа на котвената намотка с трифазен диоден изправител

и съответен товар. За целта е използван TRANSIENT солвер, позволяващ дефиниране на

линейно движение или ротация, а за дефиниране на намотките - възбудителна, котвена,

товар и изправител са използвани еквивалентни електрически вериги с техните параметри.

Предимство на този метод е възможността за определянето на токовете във всяка отделна

точка от дефинираната електрическа верига. Чрез създадения модел е изследвана работата

на безчетковия възбудител при различни характери на товара – активен и активно индук-

тивен. Получени са реални данни за характера и времето на преходните процеси при

включване на възбудителя. Кривите на напреженията и токовете при преходни и устано-

вени режими са получени с отчитане на действието на реакцията на тока на котвата по

време на комутацията на изправителните диоди.

На Фиг. 4-20 е показана типова геометрия на един от изследваните модели. На Фиг.

4-21 е показана принципната заместваща схема на модела на безчетковия възбудител. В

нея се виждат два основни контура: на възбудителната намотка на безконтактния генера-

тор и на котвената намотка на възбудителя, куплирана с неуправляем диоден изправител и

товар (възбудителната намотка на синхронния генератор). В схемата са включени вирту-

ални амперметри и волтметри, които позволяват да се визуализират токовете и напреже-

нията в съответните вериги. За възбуждане на полето на възбудителния генератор е изпол-

зван източник на постоянен ток.

Фиг. 4-21 Схема на обобщена електрическа верига на възбудител с въртящ се изправител

При изчисленията се въвеждат данните за напречната геометрия на възбудителя,

намотъчните му данни и се задава възбудителния му ток. Всички необходими параметри

се изчисляват чрез модела, но тъй като се използва 2D моделиране се налага да се изчис-

лят и въведат допълнително индуктивното и активно съпротивление на челните съедине-

ния на котвената намотка на възбудителя. Въвеждат се и параметрите на товара – индук-

тивност на разсейване и активно съпротивление на възбудителната намотка на синхрон-

0

0

Lfiel_winding

Lfaza_A

Lfaza_B

Lfaza_C

25H

L6

4.7e-005H

L7

4.7e-005H

L8

4.7e-005H

L9

10.891ohm

R10

0.004ohm

R11

0.004ohm

R12

0.004ohm

R13

D17

D18

D19

D20

D21

D22

0.25

R24

LabelID=VI_field

LabelID=VIa

LabelID=VIb

LabelID=VIc

LabelID=IUab

LabelID=IUbc

LabelID=IUca

LabelID=IUf

LabelID=IU_field

6ALabelID=I38 LabelID=VIf

Model

RECO

0.375H

L42

26

ния генератор. Изчисленията може да се проведат при нулеви начални условия, при което

с последователни итерации се достига до установен режим. Ако предварително са извест-

ни, макар и приблизително параметрите на установения режим, е възможно изчисленията

да се проведат при ненулеви начални условия. Това съкращава значително времето за из-

числение.

Резултати от изчисленията с разработения модел на четири типа възбудителни генератора с въртящи се изправители

С използване на описания динамичен модел са направени изчисления за работните

режими на четири безчеткови възбудителя за синхронни хидрогенератори, производство

на ЕЛПРОМ ЗЕМ и Hitzinger, използвани при изследванията с използване на разработения

модел. Безчетковите възбудители са с пълна мощност от 6.5 до 33.5 kVA и са предназна-

чени за хидрогенератори с мощност от 710 до 7500 kVA. Подбраните хидрогенератори са

изпълнени по два начина: с възбудителна намотка изработена от медна шина, при което

броят на навивките е малък, възбудителният ток е голям а напрежението ниско и втория

вариант при който възбудителната намотка е изпълнена с профилен меден проводник с

емайллакова изолация, при което броят на навивките е по-голям, възбудителният ток е

сравнително малък а напрежението сравнително високо. Вторият вариант е широко разп-

ространен в съвременните конструкции на хидрогенератори с мощност до около 8-10

MVA.

Подобни изпитания бяха проведени и на възбудителката на ХГ на МВЕЦ „Яхино-

во“. В процеса на пусково-наладъчните работи на централата към вала на генератора бяха

монтирани допълнителни контактни пръстени и четков апарат, по схемата на синхронния

двигател СД – КДС 710 М8. С помощта на тези пръстени беше снета осцилограма на изп-

равеното напрежение на възбудителя при ток 114 А и напрежение 152 V. Получената ос-

цилограма е показана на Фиг. 4-57, като на същата фигура с червено е дадена кривата на

изправеното напрежение, получена по изчислителен път чрез разработения теоретичен

модел.

Ifield = 114 A Ufиелд = 152 V

If0 = 3,43A Р = 4,0 MW

Ifield = 110 A

If0 = 3,4A

Фиг. 4-57 Форма на изправеното напрежение в различни режими на натоварване на възбудител за

синхронен генератор ВЕЦ „Яхиново“.

12.00 13.00 14.00 15.00 16.00 17.00 18.00 19.00 20.00Time [ms]

-50.00

0.00

50.00

100.00

150.00

200.00

250.00

300.00

350.00

400.00

No

de

Vo

lta

ge

(IU

_fie

ld)

[V]

load2NodeVoltage1 ANSOFT

Curve Info

NodeVoltage(IU_field)Setup1 : Transient

27

От сравнението на експерименталните и теоретичните резултати се вижда, че има

добро съвпадение на получените криви. Ясно се вижда, че режимът на работа на токоизп-

равителите и в двата случая съответства на ъгъл на комутация по-голям от 600

, който съ-

ответства на теоретично описания на Фиг. 4-5.

Направената съпоставка на резултати от изпитания с резултати от разработения дина-

мичен модел не получават пълно припокриване, защото се работи с двумерен модел в

който не може да се направи пълно физическо моделиране на всички електромагнитни

процеси случващи се в реалната машина. Например отчитането на челното съпротивление

на намотките е отразено в електрическата верига с еквивалентни активни и индуктивни

съпротивления, но не може да се включи влиянието на обкръжаващите феромагнитни час-

ти. Въпреки посочените недостатъци модела превъзхожда по възможности за анализ на

получените резултати предходните аналитични и числени модели (магнитостатични).

Изводи към глава трета Разработеният модел на безконтактен синхронен възбудител с пълен трифазен изп-

равител, позволява решаване на времезависима задача с роторна динамика и куплиране на

електрически вериги с полевата задача. Ползването на електрически вериги в разработе-

ния модел позволява възпроизвеждането на работата на пълен диоден неуправляем изпра-

вител съвместно с индуктивен товар съответстващ на индуктивността на възбудителната

намотка на основния генератор.

На база получените резултати от разработения модел могат да се направят следните

заключения:

• При проектиране на безконтактни възбудители е необходимо да се избере такава

конструкция на котвата, при която стойността на индуктивното съпротивление на

разсейване на котвената намотка е силно намалено. Това се постига чрез редуцира-

не на броя на навивките в канал, намаляване на височината на канала и увеличава-

не на работната честота на възбудителя.

• Направените изследвания позволяват да се обоснове необходимостта от изработва-

не на магнитопровода на индуктора шихтован от електротехническа стомана. Въп-

реки че възбуденият от възбудителната намотка магнитен поток е постоянен, пора-

ди особеностите на съвместната работа на възбудителя с неуправляемия въртящ се

изправител възникват надлъжни и напречни пулсации на потока. Те са със сравни-

телно висока честота и водят до възникване на недопустимо високи загуби в плът-

ните полюси на индуктора.

• Разработеният модел позволява лесно и бързо получаване на данни за работния ре-

жим и ъгъла на комутация на диодния изправител.

• Разработения модел позволява достатъчно точно отчитане на влиянието на реакци-

ята на тока на котвата върху електромагнитните процеси във възбудителя при ра-

бота с диоден изправител при индуктивен товар.

28

Внедряване на резултатите от изследванията Анализът и изследването на вентилацията на ХГ позволи да се подобри охлаждане-

то на хидрогенератори, произвеждани в „ЕЛПРОМ-ЗЕМ” АД, София. При ХГ тип СГ

213/76-8 на ВЕЦ Яхиново това позволи да се намали загряването с повече от 100С. Бяха

формулирани препоръки при реконструкцията на ХГ на ПАВЕЦ „Орфей“, при което с

използване на дистанциращи елементи на радиалните вентилационни канали от типа „I-

профил“ се увеличава дебита на охлаждащия въздух с 30% спрямо традиционно използва-

ните в завода „П“ профили.

Разработените модели за изследване на хармониците на Е.Д.Н. позволиха да се оп-

тимизират конструкциите на новопроизведени и реконструирани ХГ, като тези на ВЕЦ

„Пещера“, три машини за износ в Канада и Индия. Получените теоретични резултати се

използват при проектирането на ХГ в „ЕЛПРОМ-ЗЕМ” АД.

Резултатите от теоретичните и експериментални изследвания са отчетени при про-

ектиране на синхронни възбудители с въртящи се изправители. Разработена е серия от

възбудители с номинална мощност от 10 kW до 60 kW при скорости на въртене от 300

min-1

до 1000 min-1

. Машините се произвеждат в „ЕЛПРОМ-ЗЕМ” АД, София. Направени-

те изпитания на произведени възбудители показват, че температурата на статорния магни-

топровод, който е шихтован от листова електротехническа стомана, е далеч от допустима-

та по стандарта (прегряване под 10оС). Всички възбудители позволяват двукратно форси-

ране на възбудителния ток на хидрогенератора, при което работят с изходяща мощност

четири пъти по-голяма от номиналната.

29

Научни статии и доклади по дисертацията:

[1] Sotirov D., P. Rizov, I. Panayotov, D. Bozhov, B. Krachev, V. Doychev, „Study of a

synchronous excitation generator with rotating rectifier“, ELMA, Sofia, 2008, стр 51,

ISSN 1313-4965

[2] Sotirov D., I. Panayotov, D. Bozhov, B. Krachev, V. Doychev, „Problems in joint

work of a synchronous generator with an uncontrolled rectifier“, ELMA, Sofia, 2008,

стр 56, ISSN 1313-4965

[3] Sotirov D., P. Rizov, I. Panayotov, “Study on harmonics spectrum in wave form of

magnetic induction in air gap and E.M.F. of the Synchronous Hydro Generator“ –

XVI-th International Symposium SIELA, Bourgas, 2009,volume 1, page 262, ISBN

978 954 323 530 8

[4] Сотиров Д., П. Ризов, И. Панайотов, „Изследване на влиянието на асиметрично

аксиално изместване на полюсите на хидрогенератори върху вибрациите“ – Го-

дишник на ТУ – София, 2009, том 59, книга 2, стр 15 – 22, ISSN 1311-0829

[5] Панайотов И., Д. Сотиров, „Приложение на продукт Аnsys за решаване на зада-

чи с МКЕ и приложението им в областта на въртящи се електрически машини“, –

Годишник на ТУ – София, Втора научна конференция на електротехническия

факултет, 2010, том 60, книга 2, стр 283 – 290, ISSN 1311-0829

[6] Сотиров Д., Панайотов И. „Иследване на съдържанието на висши хармоници в

кривата на е.д.н. на явнополюсен синхроннен генератор с Аnsys и решаване на

смесена задача с ел. вериги и МКЕ“, – Годишник на ТУ – София, Втора научна

конференция на електротехническия факултет, 2010, том 60, книга 2, стр 291 –

298, ISSN 1311-0829

[7] Panayotov I., D. Sotirov, „Investigation of the influence of the nature of the load of

brushless synchronous exciter with rotating diodes“, COFRET’12, Sozopol, 2012,

page 467, ISBN 978 619 460 008 3

[8] Panayotov I., D. Sotirov, „Study of the influence of damper winding on the harmonics

contents of line voltage on synchronous machine with integer number of slot for pole

and phase“, COFRET’12, Sozopol, 2012, page 471, ISBN 978 619 460 008 3

[9] Panayotov I. “Problems caused by thermal expansion of the stator magnetic core of

large hydro generators, methods and means of solving them”, “ELEKTROTECHNICA

& ELEKTRONICA”, E+E magazine, Sofia 2012,vol. 47, № 11- 12, ISSN 0861 4717

30

Заключение и приноси за оригиналност

В дисертационния труд е направен обстоен литературен обзор на отделните конст-

руктивни възли и активната част на хидрогенераторите, произвеждани от водещите фирми

в света. На базата на обзора са формулирани проблеми, свързани с топлинното разшире-

ние на активната част и възникващите механични напрежения в конструкцията, свързани с

неравномерното загряване на корпуса и статорната стомана, охлаждането на хидрогенера-

торите и анализ на вентилационни проблеми, съвременни изолационни системи за високо

напрежение и системи за бечетково възбуждане на хидрогенератори. Въз основа на обзора

и потребностите на производството на хидрогенератори у нас са формулирани основните

цели и задачи за решаване в дисертационния труд. Те включват създаване на статични и

динамични модели за изследване на хидрогенератори с цел анализ на факторите, влияещи

върху съдържанието на висши зъбни хармоници в кривата на Е.Д.Н., статични и динамич-

ни модели за изследване на електромагнитните процеси в безчеткови синхронни възбуди-

тели с въртящ се изправител. На базата на разработените модели са направени редица тео-

ретични и експериментални изследвания на влиянието на основните фактори, свързани с

конструкцията на машините. Формулирани са препоръки за избор на конструктивни пара-

метри, които са внедрени в ЕЛПРОМ ЗЕМ АД.

В заключение от цялостната изследователска работа, извършена в настоящия ди-

сертационен труд може да се направи извода, че поставените цели и задачи са изпълнени

изцяло. Основните резултати от изследванията са внедрени в практиката на проектиране и

производството на хидрогенератори и безчеткови синхронни възбудители с въртящи се

изправители в ЕЛПРОМ ЗЕМ АД. По-съществените постижения и приноси в дисертаци-

онния труд в обобщен вид са както следва:

1. Направен е аналитичен обзор на конструктивните решения и вложените материали

на експлоатираните у нас и на съвременни конструкции на хидрогенератори. Из-

готвена е сравнителна таблица за показателите им и за оценка на степента на из-

ползване на вложените активни материали;

2. Направен е анализ на характера и произхода на силите, действащи върху конструк-

тивните елементи по време на експлоатация на машините. Направени са препоръки

при производство или рехабилитация на хидрогенератори да се прилагат конструк-

ции, позволяващи топлинно разширение на статорния магнитопровод без възник-

ване на термомеханични напрежения;

3. Направено е експериментално изследване на въздействието на елементи от венти-

лационната схема на хидрогенераторите върху дебита на охлаждащия въздух и на

тази база са формулирани препоръки за избор на вида на дистанционните елементи,

оформящи радиалните вентилационни канали на статора;

4. Направеният обзор може да се използва като помощно информационно средство от

специалисти, работещи в областта на големите въртящи се електрически машини,

както и при подготовка на тръжни задания за ремонт или производство на хидроге-

нератори отговарящи на съвременните разбирания за висока надеждност на конст-

рукцията;

5. Разработен е 2D модел на хидрогенератор на база на метода на крайните елементи

с отчитане на насищането, решаване на времезависима задача с роторна динамика

и възможност за куплиране с електрически вериги. Разработеният модел позволява

31

отчитане на влиянието на успокоителната намотка върху зъбните хармоници и оп-

ределяне на загубите в нея;

6. С използване на разработения 2D модел на хидрогенератора е направен анализ на

влиянието на основните параметри върху съдържанието на зъбни хармоници при

намотки с цяло число канали за полюс и фаза, включващи стъпката на успокоител-

ната намотка, отместването на оста на демпферната намотка спрямо оста на полю-

са, промяната на формата на полюсния накрайник, влиянието на големината на

въздушната междина, назъбване на полюсния накрайник без успокоителна намот-

ка. Установено е, че успокоителна намотка с нечетен брой пръти за полюс подтиска

в по-голяма степен зъбните хармоници спрямо такава с четен брой.

7. Нивото на общо хармонично изкривяване THD независимо от броя на прътите в

успокоителната намотка има сложна – нелинейна зависимост от стъпката на намот-

ката. С разработения модел бързо и лесно се определя оптимална стъпка на успо-

коителната намотка от гледна точка на ниско ниво на зъбни хармоници и ниски за-

губи в нея, като представените голям брой графични резултати могат да се използ-

ват при сравнителен анализ в други изследвания с цел по-бързо намиране на опти-

мална конструкция;

8. Разработен е модел на безконтактен синхронен възбудител с пълен трифазен мос-

тов изправител, който позволява решаване на времезависима задача с роторна ди-

намика и куплиране на електрически вериги с полевата задача. Ползването на елек-

трически вериги в разработения модел позволява възпроизвеждането на работата

на пълен диоден неуправляем изправител съвместно с индуктивен товар, съответс-

тващ на индуктивността на възбудителната намотка на основния генератор.

9. Установено е, че при проектиране на безконтактни възбудители е необходимо да се

избере такава конструкция на котвата, при която стойността на индуктивното съп-

ротивление на разсейване на котвената намотка е силно намалено. Това се постига

чрез редуциране на броя на навивките в канал, намаляване на височината на канала

и увеличаване на работната честота на възбудителя.

10. Направените изследвания позволяват да се обоснове необходимостта от изработва-

не на магнитопровода на индуктора на безконтактни възбудители шихтован от

електротехническа стомана. Въпреки че възбуденият от възбудителната намотка

магнитен поток е постоянен, поради особеностите на съвместната работа на възбу-

дителя с неуправляемия въртящ се изправител възникват надлъжни и напречни

пулсации на потока. Те са със сравнително висока честота и водят до възникване на

недопустимо високи загуби в полюсите на индуктора, ако са от плътна стомана.

11. Разработеният модел позволява лесно и бързо получаване на данни за работния ре-

жим и ъгъла на комутация на диодния изправител.

12. Разработеният модел позволява достатъчно точно отчитане на влиянието на реак-

цията на тока на котвата върху електромагнитните процеси във възбудителя при

работа с диоден изправител при индуктивен товар.

32

Doctoral thesis

Theme: “Investigation of hydro generator with middle and big power rating”

The present thesis consists of three basic parts. In the first part is made a literature re-

search and an overview of a construction of hydro generators with different type of design of

some parts, also the advantages and disadvantages of different construction concepts. Also is

made and a study of the influence of the thermal elongation force on the stator core and frame, a

study of a different construction on ventilation circuit and elements considering them.

The second part presents a research of methods for the decreasing content of tooth har-

monics in no-load line voltage in a case of a stator winding with a whole number of slots for pole

and phase. For this reason is made a transient finite element model coupled with a circuit meth-

od. The main investigation is made for the influence of a damper winding with different number

of bars, different steps within the bars. Also is made a research for the influence of the shifting of

a damper winding axe from the pole axe, different pole shape design on the high harmonics.

The third part presents a research of brushless exciters and models for their investigation.

Presented are analytical method, hybrid method, and transient finite element model coupled with

circuit method.

The doctoral thesis consists a lot of conclusions. Established is that with parameters of

the damper winding and only with indenture of pole shoe can be reduced the content of tooth

harmonics in the no-load line voltage in a case of stator winding with whole number of slots for

pole and phase.

The presented method for analysis of brushless exciters is successfully implemented in

the design process of new series in the Bulgarian industry.