„Коммунизм — есть советская власть ЭЛЕКТРИЧЕСТВО · Гоголевский бульвар, 27, Главной конторе периодических

1934„Коммунизм — есть советская власть клюс алектрифякация всей страны*

Л Е Н И Н

ЭЛЕКТРИЧЕСТВО/

№ 6

А П Р Е Л Ь

В Ы П У С К I— II

МОСКВА

ЛЕНИНГРАЛ

|Ii1jif

ГОСУДАРСТВЕННОЕ ЭНЕРГЕТИЧЕСКОЕИЗДАТЕЛЬСТВО

V

Вологодская областная универсальная научная библиотека www.booksite.ru

ЭНЕРГОИЗДЯТонтиПРОДОЛЖАЕТСЯ ПОДПИСКА НА 1934 ГОДНА НАУЧНО ТЕХНИЧЕСКИЙ ЖУРНАЛОРГАН ВСЕСОЮЗНОГО ТЕПЛОТЕХНИЧЕСКОГО ИНСТИТУТАим. Ф. ДЗЕРЖ ИНСКОГО

ИЗВЕСТИЯ ВТИ1£М ч ом ер ов в _год Год_изпат<я_ Ю й

Журнал рассчитан на инженеров, работников теплосилового хозяйства, работников исследовательских институтов, лабораторий и учащихся втузов.

Дает статьи по технико экономическим вопросам и вопросам теоретической теплотехники. Дает научно-исследовательские работы лабораторий ВТИ и родственных организаций. Имеет отдел критики и библиографии (по союзной и иностранной литературе).Открывает НОВЫЙ отдел консультации и ответов на запросы читателей по вопросам,

связанным с программой журнала и работами ВТИ.Дает хронику научной жизни ВТИ, родственных организаций и иностранной теплотехники.ПОДПИСНАЯ ЦЕНА1 на 1 г о д . . . 20 руб. щ В 1934 Г. вбрЗЩШ ОБОбОв ВНИМШв

„ б нес. . . ю руб. В м аккуратную рассыдку журнала подписчикам.Подписку на журнал и деньги направляйте по адресу:

Москва, 19. Гоголевский бульвар, 27, Главной конторе периодических и подписных изданий ОНТИ .ТЕХПЕРИОДИКА*.

Подписку также принимают почтовые отделения, письмоносцы, магазины ОНТИ и КОГИЗ'а.

О Н Т И_____________________________________ ЭнергоиадатПРОДОЛЖАЕТСЯ ПОДПИСКА на 1934 г. НА ЖУРНАЛ

„ЭЛ ЕКТРИЧЕО ТВ О“В группе энергетических журналов СССР .Электричество* является основным руководящим научно-техническим органом, рассчитанным на квалифицированных работников электропромышленности -------= = = = = ------- и электрохозяйства. -------= = ■ ■ —Программа журнала: Современные научно-исследовательские, теоретические и практические проблемы электротехники и, в частности, вопросы электро-машино- и аппаратостроения и техники высоких напряжений. Наиболее важные технические и технико- экономические вопросы проектирования, строительства и эксплоа- тации электростачций и вопросы электрификации промышленности, транспорта и сельского хозяйства. Освещение работы электротехнических научно-исследовательских институтов и крупнейших лабораторий. Освещение работы важнейших энергетических с'ездов, конференций и ВЭНИТО. Основные вопросы подготовки кадров, рационализации и стандартизации в электропромышленности и электрохозяйстве. Критическая библиография о вновь выходящей электротехнической литературе. Обзоры электрификации СССР и капиталистических стран. Рефераты на статьи в иностранной электротехнической печати.

П одписку н а ж ур н ал ы а д а н ь ги н ап р ав л я й те по а д р е су ! Москва, 19, Гоголевский бульвар, 27, Главной конторе периодических и подписных изданий ОНТИ .ТЕХПЕРИОДИКА*.П одписка пр и ни м ается отделениями, магазинами и уполномоченными ОНТИ, снабженными соответствующими удостоверениями, общественными сборщиками подписки на предприятиях, всеми отделениями и магазинами КОГИЗ'а, всеми почтовыми отделениями и письмоносцами. _

Год издания 55-й

Орган Гяавэяергопрома и Глав- энерго НКТП, Энергетического ин-та академии наук СССР и Всесоюзного энергетического кв- митета рабочей, научной и инженерно-технической обществен

ности (В З К -Р Ш О )2 0 н о м е р о в в г о д

Подписная цена:на 12 мес. . . 25 р. — на 6 мес . . 12 р. 50 к. на 3 мес. . . 6 р. 25 к. Отдельн. номер 1 р. 25 к.


55-й год издания Пролетарии всех стран, соединяйтесь!

61 9 3 4

А П Р Е Л Ь

Орган ГЛАВЭНЕРГОПРОМ СССР и Всесоюзного энерт^цнесУ 1>*дко

о б щ е с ^ Ц щ о с т и ( Адрес редакции: Москва,

■ |^ЗЭН ЕРгО ,Н КТП 1 Энергетического института Академи EjjHecKS»qj^MHTeTaE^^6o4ei^ научной и инженерно-технии

^ qSK*PHpfF9 ) у иннвЦшр., 6/2? Тел.

и наук •технической

65-84

С О Д Е Р Ж А Н И ЕСт р.

ВОПРОСЫ ЭКСПЛОАТАЦИИ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ СИСТЕМ

Инж. П. С. ЖДАНОВ—Синхронизация машин при нарушениях устойчивости................................................................... 1

Инж. Н. Н. ЩЕДРИН и инж. В. И. ИВАНОВ—Повышение реактивности генераторов как средство к упрощениюраспределительных устройств....................................... • . 13

Инж. В. Д. МАЖУГА—Частота собственных колебаний дизель-генератора при параллельной работе с мощной сетью 15

НОВОЕ В ЭЛЕКТРОТЕХНИКЕИнж. II. ОРЕШКИНСКИЙ—Постоянные системы .два прово

да-земля*............................................. • ................................... 23

Стр,ИЗ РАБОТ НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИХ ИН-ТОВ

и ЛАБОРАТОРИИ

Инж. А. И. МОСКВИТИН—Электромеханический или соленоидный м о л о то к .................................. 27

Инж. Н. П. САВИН—Вентиляция турбогенераторов по типуGEC................ • ....................................................................... 32

Инж. П. И. ШИТОВ—Расчет нагрева ротора турбогенератора. 35

ХРОНИКА................................................................................................... 41

ИЗ КНИГ И Ж УРНАЛО В................................................................. 44

ВОПРОСЫ ЭКСПЛОАТАЦИИ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ СИСТЕМ

Синхронизация машин при нарушениях устойчивостиИнж. П. С. Жданов

в э иВ настоящей работе рассматривается режим работы

выпавших из синхронизма генераторов и выясняется возможность синхронизации выпавших машин под влиянием скоростных регуляторов турбин или закрытием регулирующих клапанов от руки.

С помощью предложенного американцами операторного метода анализа переходных процессов в машинах были получены достаточно простые формулы, позволившие провести ряд сравнительных подсчетов и сделать определенные практические выводы. Эти выводы подтверждены контрольными расчетами, произведенными методом последовательных интервалов. Выяснено чрезвычайно большое влияние характеристик скоростных регуляторов и даны указания на целесообразность работы с небольшими коэфициентами неравномерности регуляторов. В заключение показано, что, если влияние скоростных регуляторов оказывается недостаточным для синхронизации машины, последняя может быть синхронизирована небольшим прикрытием регулирующих клапанов от руки.

Несмотря на всю сложность процессов, возникающих при качании машин и выпадении их из синхронизма, многочисленные теоретические и экспериментальные исследования в достаточной мере осветили основные моменты в этой области. Однако дальнейшему развитию аварий вслед за выпадением из синхронизма до последнего времени уделялось совершенно недостаточное внимание. Лишь исключительно

манских и американских об'единениях дали чрезвычайно ценный материал относительно режимов работы и явлений, сопровождающих выпадение из синхронизма крупных турбогенераторов. Одним из наиболее интересных выводов, которые могут быть сделаны из результатов этих опытов, является возможность восстановления синхронной работы без отключения выпавшей машины от сети при значительных первоначальных скольжениях под влиянием скоростных регуляторов турбин.

Непосредственная синхронизация без выключения машины представляет большой практический интерес, поскольку она приводит к быстрейшей ликвидации аварий и в значительной мере смягчает последствия нарушений устойчивости.

При кратковременных и резких ослаблениях связи между машинами, например, при трехполюсных или двухполюсных коротких замыканиях, возможна синхронизация выпавшей машины в первом же цикле после выключения короткого замыкания, если синхронизирующая мощность при выключении короткого в достаточной мере возрастает. В связи с последним небезынтересно привести здесь указания американских авторов, основывающихся на результатах опытов American Gas and Electric Companyx).

*) B u e l l , C a u g h e у etc. Governor PerformansВологодская областная универсальная научная библиотека

www.booksite.ru

2 Инж. П. С. Ж д а н о в Электричество

Т а б л и ц а 1

Полный (синхронный) реактанц об

мотки статора в про

дольной оси

Полный (синхрон

ный) реактанц обмотки статора в поперечной

оси

Взаимный реактанц обмотки статора с обмоткой возбужде

ния Xafd

Полный реактанц (самоиндукция) обмотки возб у-

ждениях т

Полный реактанц демпферной обмотки в про

дольной оси Xlid

Взаимный реактанц обмотки статора

с демпферной обмоткой в про

дольной оси Х аЫ

Взаимный

реактанц обмотки возбу

ждения с демпферной обмоткой Xf\i

Полный реактанц демпферной обмотки

в поперечной

оси * 2>3

Взаимный реактанц обмотки статора

с демпферной обмоткой в поперечной оси

х Ля

Омическое

сопротивле

ние обмотки

возбуждения

Rffd

Омическое сопротивление демпферной

обмотки в продоль

ной осиR\u

Омическое сопротивление демпферной обмотки

в поперечной оси

Кщ

1.2 1,2 1,08 1,202 1,142 1,08 (1,142 1,224 1,08 0,765-10-3 : 0,0152 0,0346

t - *Г

„Генератор может выпасть из синхронизма и снова синхронизироваться, в то время как персонал щита управления или машинного зала не будет в состоянии установить этот факт. Измерительные и регулирующие приборы недостаточно быстры для того, чтобы указать вполне определенно на выпадение из синхронизма. В связи с этим можно думать, что нарушения устойчивости происходят гораздо чаще, чем это, вообще говоря, предполагают".

Подобные -же выводы могут быть сделаны из опытов ASW в Германии.

Если синхронизирующая мощность после выключения короткого недостаточна для непосредственной синхронизации генератора, то машина, как указывалось выше, во многих случаях может быть синхронизирована в результате закрытия регулирующих клапанов регулятором турбины. И даже в том случае, когда закрытие клапанов скоростным регулятором в свою

очередь не приводит к положительным результатам, синхронизация все же может быть достигнута дальнейшим закрытием клапанов от руки.

Режим работы выпавшей машины зависит в значительной мере от характеристик демпферной системы генератора. В дальнейшем мы рассмотрим турбогенератор с неполной демпферной обмоткой, характеризуемой отсутствием демпферных стержней на трети полного деления в продольной оси машины (рис. 1). Учесть одновременно свойственное турбогенераторам влияние токов в железе ротора было крайне затруднительно. В связи с этим значение демпферной системы в поперечной оси машины несколько преуменьшено. В действительности моменты демпферной системы должны быть больше, что благоприятствует возможности непосредственной синхронизации. Сравнительные расчеты, проведенные для турбогенератора с ротором в виде массивного железного цилиндра, показали, что у машины с массивным ротором без демпферных обмоток также возможны очень значительные

Рис. 1

Фигурирующие в количественных расчетах постоянные обмотки статора и обмотки возбуждения соответствуют средним значениям их, характерным для крупных турбогенераторов. Постоянные же демпферной обмотки найдены расчетным путем, исходя из конструктивных данных четырехполюсного турбогенератора 50 MW; cos? = 0,9, 10,5 kV.

Эти постоянные даны в табл. 1.

Асинхронный режимВ связи с колебаниями момента генератора, вызы

ваемыми несимметрией обмоток ротора, асинхронный режим работы генератора сопровождается непрерывными колебаниями скорости (скольжения) около некоторого среднего значения. Однако эти колебания скольжения не оказывают большого влияния на характеристики генератора (ток и мощность в зависимости от угла). Значения тока и мощности с достаточной точностью могут быть найдены, предполагая скольжение неизменным и равным его среднему значению.

Характеристики генератора при постоянном скольжении наиболее просто могут быть получены с помощью операторных уравнений, предложенных Рагк’ом2).

Если пренебречь омическим сопротивлением статора, то колебания тока генератора, работающего через внешний реактанц на шины бесконечной мощности с напряжением е при постоянном скольжении s и постоянном напряжении возбудителя Ем , определяются следующими двумя уравнениями:

где р —

. _ Ев.о . — (1 ~ s ) e g— pedХ л + * ,(/> )[(1 -« )*+ /> Ч ’ m

. _ ei { \— s ) — peq Wh ~ * e ( p ) [ ( l - s ) J + / > , J *

X d(p) и X q{p) представляют собой операторные импеданцы в продольной и поперечной осях машины, определяющие изменение токов статора id и iq при внезапном изменении потокосцеплений статора (включая внешний реактанц) фл и фг.

Для машины с демпферной обмоткой операторные импеданцы равны:

X d(p) = X dР2 (Х щ - ЪХт Х аЫ X afA + X ffd Х \ и) + р { X \ fd R nd + R ffd)

Р2 (*.м X tfd Х гПд) р {XUd Rffd - \ - X ffi R tld) -f- R lu Rffi

демпферные моменты (того же порядка, что и для рассматриваемой неполной демпферной обмотки).

Таким образом выводы настоящей работы в основном могут быть обобщены и для этого случая.

" ........ллппптмд приня обмотки статора

X q(p) = X q Р Х 'а Ьp X i b + R i b

(2)

Уравнения (1) справедливы при постоянном напряжении возбудителя Ем> а также при разомкнутой илиВологодская областная универсальная научная библиотека

www.booksite.ru

Н 6-1934 г. Синхронизация машин при нарушениях устойчивости 3

короткозамкнутой обмотке возбуждения. Отметим, что при разомкнутой обмотке возбуждения структура операторного импеданца Х а(р) аналогична X q(p).

В последних двух случаях (разомкнутая или короткозамкнутая обмотка возбуждения) продольная и поперечная составляющие тока статора, так же как и напряжения шин, изменяются во времени синусоидально с частотой s. Как вытекает из векторной диаграммы (рис. 2):

ed — е sin 5, eq — ecos §.

1CПолагая b = — st, получаем:

ed = eimcos st, 4 ея = еЯт sin st, j (3)

где ed = e tЯт е .Подобная же гармоническая зависимость может быть

получена и для слагающих тока td и i4 = 4«cos(s*-|-j3d), 4 = 4 » sin pq) (4)

причем в связи с несимметрией обмоток ротора в продольной и поперечной осях, вообще говоря, 1Атф 1дт и Изменяющиеся во времени значения ed, eq,id и iq могут быть представлены как проекции векто- Ров е*т, еят, Ч , и hm на ось вРемени> вращающуюся со скоростью 5 (рис. 3), при этом:

*4* = *’ I= je- 1

(5)

Комплексные выражения id и ig при Eiq — 0 можно получить из уравнений ( 1) в результате подстановкиp = js :

dm~ X X js)

1Чт X A js)

Рис. 4. Обмотка возбуждения коротко замкнута.

X = 0 , 1 ; 5 = 0,02

В системе осей (d — ось действительных величин и q — ось мнимых величин), принятой на рис. 2, векторы е й i выражаются в виде:

ej= ed-\-jeq,i = 4 + А -

Вектор e при постоянном скольжении перемещается по окружности, вектор же i в связи с несимметрией обмоток ротора — по эллипсу. Подобная диаграмма (при короткозамкнутой обмотке возбуждения) дана на рис. 4. Развертки диаграммы тока даны на рис. 5. Ток пульсирует с двойной частотой, причем пульсации об'ясняются отчасти различием демпферных обмоток в продольной и поперечной осях, но главным образом — влиянием обмотки возбуждения.

Большая полуось эллипса на диаграмме рис. 4 дает максимальное значение тока статора и малая полуось— минимальное. Максимальное и минимальное значения тока могут быть получены так же, как сумма и разность абсолютных значений векторов ib и if \

+ ах 141 + 1 4 I. ^4nin= 14 1 14 1> /

где ib представляет собой синхронно вращающийся вектор тока и if — вектор, вращающийся со скоростью 1 — 2s.

Эти два вектора получаются в результате разложения пульсирующих векторов id и iq на векторы, вращающиеся в противоположных направлениях:

h — \ ( 4 Ш + У 4 , Л ]

1 (8 )

l f~ ~ 2 jКорень квадратный из суммы квадратов г/ и 4*

можно рассматривать как эффективное значение тока статора.

Колебания мощности генератора вычисляются в зависимости от продольной и поперечной составляющих тока статора

P = edidA-eqiq. (9)Кроме того, среднее значение мощности может быть

найдено в зависимости от ib, как действительная часть произведения eib

Рер = действительная часть eib (10)и пределы ее колебаний — в зависимости от if:

Ртах Р ср + eif , \ П 1) ^„ — D о ! ( v J



Рис, 6. Обмотка возбуждения разомкнута

На рис. 6 даны кривые максимального и минимального, а также эффективного значения тока статора и на рис. 7—кривые среднего значения мощности и пределов ее колебаний в зависимости от скольжения при разомкнутой обмотке возбуждения и различных внешних реактанцах.

Интересно привести здесь для сравнения аналогичные кривые тока и мощности, полученные в предположении, что ротор машины представляет собой глад

кий массивный железный цилиндр без обмоток (рис. 8 и 9). Характеристики генератора в этом случае зависят в значительной мере от насыщения железа ротора, причем вопрос осложняется тем обстоятельством, что магнитная проницаемость по сечению ротора непрерывно изменяется и зависит от скольжения. Приведенные кривые дают средние значения тока и мощности из двух крайних значений: для слабо насыщенной машины и постоянной проницаемости независимо от скольжения, с одной стороны, и для переменной проницаемости, изменяющейся со скольжением (но постоянной по сечению ротора), определяемой в зависимости от максимального значения тангенциальной составляющей магнитной индукции на поверхности ротора — с другой. В первом случае влияние насыщения недоучитывается, во втором получается несколько преувеличенным.

Ток и мощность в обоих случаях вычислялись в зависимости от параметра а 8), где а изменяется с изменением скольжения и зависит от величины магнитной проницаемости р и омического сопротивления р железа ротора.

В первом случае магнитная проницаемость принималась постоянной при различных значениях скольжения и во втором — для данного s определялась путем последовательных приближений таким образом, чтобы полученное значение р удовлетворяло кривой намагничения железа ротора 5 = f(p), а также зависимости Z?f0 = f(p), где В?0 — максимальная величина тангенциальной составляющей индукции на поверхности ротора.

Рис. 8 и 9 показывают, что генератор с ротором в виде массивного цилиндра может отдавать весьма ,

3) И. С. Б р у к, Теория асинхронного двигателя с массивным ротором, ВТИЭЭ, 1928.

Рис. 10

Обмотка возбуждения коротко

замкнута

X — 0,1; Ed = 0


№ 6-1934 г. Синхронизация машин при нарушениях устойчивости 5

Второй режим обусловливается напряжением шин e = ed-\-jeq при Ем = 0:

— (1— s)eq— ped :~ X d {р ) [(1 — s)2 - f /?’] — ld2m C0S

ed ( l — s ) — pes .г«2 — Л ; (/>)[(! — s)2 + p 2] V -"s m (5 + Р Р -

с*тот второй режим оыл исследован Таким образом

. Е а_14L _1_ i£ I *d2mcos (s£-{- pd),

ia = iqi s ln ( s ^ + j3 3).

( 12)

Рис. 11. Обмотка возбуждения замкнута.X = 0,1; s = 0,02; Ed = 1,725

значительную мощность при небольших скольжениях, правда, при этом генератор работает с очень низким опережающим коэфициентом мощности.

Возвращаясь к машине с демпферной обмоткой, следует указать, что при замкнутой обмотке возбуждения характеристики генератора существенно изменяются. При короткозамкнутой обмотке возбуждения среднее значение мощности при скольжениях порядка 0,01 и выше в связи с большой постоянной времени обмотки возбуждения заметно уменьшается (рис. 10).

При скольжениях же, меныш.х 0,01, средняя мощность, наоборот, возрастает. При этом кривая мощности имеет два различных максимума соответственно наличию двух продольных обмоток на роторе.

Как вытекает из уравнения (1), режим работы генератора при постоянном напряжении возбудителя может быть получен как результат наложения двух различных режимов:

h — hi + hvLq = l ql I l q f

Первый режим обусловливается э. д. с. Ed0 при напряжении шин, равном нулю (ed=eq=0). При этом

Диаграмма токов при постоянном напряжении возбудителя (рис. 11) имеет характер эллипса, сдвинутого в положительном направлении оси d на величинуЦ^-._На рис. 5 дана развертка этой диаграммы.

Рис. 13

Мощность, отдаваемая генератором при постоянном напряжении возбудителя, точно так же" определяется как сумма двух значений

P=ed h + eq i = e d idl + ed i„ + eq iqtили

E ep = e c o s s t id - \-p2 = — — sin8-f-/>3, (13)где Pt — edid2-\-eqiqi —мощность при короткозамкнутой обмотке возбуждения.

Колебания мощности в зависимости от угла даны на рис. 12 как для короткозамкнутой обмотки возбуждения, так и при постоянном напряжении возбудителя.

На рис. 13 показаны экспериментальные кривыеВологодская областная универсальная научная библиотека

www.booksite.ru

6 Инж. П. С. Ж д а н о в Электричество^

турбогенератора 10 MW, costp = 0,6, 1500 об/мин, работающего через внешний реактанц X = 0,25 со скольжением около 2%. В виду низкого возбуждения генератора основная синусоида мощности очень невелика. Наоборот, весьма резко выражена синусоида двойной частоты, характерная для короткозамкнутой обмотки возбуждения.

Если обратиться теперь к процессам, возникающим при произвольном изменении скорости генератора (но при сравнительно небольшом скольжении), то единственным методом анализа может явиться лишь метод последовательных интервалов. Колебания мощности или момента генератора достаточно просто определяются при этом с помощью принципа, сформулированного Рагк’ом4).

Park установил, что при работе генератора на шины бесконечной мощности явления в цепи возбуждения могут рассматриваться независимо от демпферной обмотки в силу большого различия постоянных времени этих двух обмоток. Момент, обусловленный обмоткой возбуждения, с достаточной точностью определяется при этом для машин с неявно выраженными полюсами известной формулой

T i ~ P i = —i ~ sinS, (14)л а

где E d—мгновенное значение э. д. с. генератора.При небольшой относительной скорости генератора

демпферная обмотка создает дополнительный момент Тп— Tds

L А л А л

где

** X I - х ?1

х пх хP a n ^

d X / ( p )dp

я я 1Р = Р а п

х - х ," р ( d X M „дп

®dn Pdn> P g m

P d n и P q n — корни уравнений X / (p) = 0 и X g (p) = 0, X / ip) операторный импеданц в продольной оси при отсутствии сопротивления в обмотке возбуждения.

Коэфициент Td представляет собой не что иное, как аналогичный коэфициент в уравнении периодических качаний ротора с малой амплитудой при отсутствии сопротивления в обмотка возбуждения.

Предполагая в продольной оси машины наличие обмотки возбуждения и демпферной обмотки и в поперечной оси лишь демпферной обмотки, можно получить более простую и удобную для практических целей формулу для вычисления Td. В этом случае операторный импеданц в продольной оси при отсутствии сопротивления в обмотке возбуждения равен

X d"(P )= X d-Р (X nd X af/ - 2 X Ud Х аЫХ ф + x ffd X ah?) + X afd>RUd

P i d X ffd X ^ d ) -f - X ffd Rr i d Уравнение X d (р) имеет только один корень:

1P d \ ' 'Г // )

1 d_ 1

a dl ■—1 T »£ d

и кочЛитшент а„ пячен единице.

Точно так же можно показать, что1

"д\ 'р rr ^ Q'ql 1 •1 Я

Подставляя эти значения а и а в уравнение (15), находим

x j - x d

X J X d"Td" + cos2 8

Х д - Х »

X 9Xtl

1 г , о б )

где Td и Т "—мгновенные постоянные времени.Принцип наложения моментов был использован

нами в дальнейшем, в расчетах методом последовательных интервалов. Здесь же укажем, что с помощью этого принципа можно весьма просто определить мощность, отдаваемую генератором при постоянном скольжении, если последнее невелико.

В этих условиях без большой ошибки мощность может быть принята численно равной моменту (в относительных единицах) и, следовательно,

/> = А + Л = ^ 8 1 п 8 — Tds, (17)л а

гдеЕ е

Pi = - 4 - sin 8 и pg — — Tds.л а

Коэфициент Td вычисляется по формуле (16) или более точно

Тл = е* sin2 8 —:. х ; - х л* t v

X I X I ' 1 + {sTdy, ^ Х Я ~ Х д "+ cos- 8 — r ■

X g X g

J4 tl

i + ( i V , " ) «(18)

Что же касается мощности, определяемой токами в обмотке возбуждения, то ее выражение в виде р х =

Е е= - £ - s ln 8 еще не дает определенной зависимости отл а

скольжения.Такая зависимость может быть получена в форме

P i — P i c p - \ - P i ' - \ - P i " — Л ер++ P 1's ln 8 — Р1"81п(2 8 + ф), (19)

гдер - X d- X > sT<

Uf~ 2 X dXJ \ - \ - ( s T j r

Pi" = P i'f V l + ( s W ,

^ = arctg — 77- •

Все эти выражения вытекают из уравнений (1), причем Р, ер определяется в зависимости от синхронно вращающегося вектора тока ib (действительная часть произведения eib) и Р " —в зависимости от тока i( (eQ (приложение 1).

Равенство (19) дает значения мощности машины, не имеющей демпферной обмотки. Для машины же с демпферной обмоткой в соответствии с (17) получаем:

Р = Pi „ + ■Pi' sin 8 - Р » sin (2 8 + ф) - Td s. (20)На рис. 14 даны результаты подсчета мощности по

формуле (20) и непосредственно по формуле (9) для машины с демпферной обмоткой при Дго — 6- 6 пре-; делах точности построения обе формулы дают пол--

---------------- - ^ п ч о а о р\ Ня пис. 14 показаны тж-J


№ 6-1934 г. Синхронизация машин при нарушениях устойчивости 7

Рис. 14Ел = 0;

5 = — 0,02;Р = { л + ^ 2: . .

I Id !' q'Р = Pi ср — Pi" sin (28 - f 4); P i= — Td s

СинхронизацияКак уже указывалось выше, колебания мощности

асинхронно работающего генератора приводят к колебаниям скольжения около некоторого среднего значения scp. В небольших машинах с малой постоянной времени обмотки возбуждения колебания скольжения обусловливаются, главным образом, синхронной мощностью p1= P 1's ln 8. Если же постоянная времени велика, как это практически и имеет место в рассматриваемых здесь условиях, то существенное значение получают также колебания мощность р " = — Р " sin (2 S —f- ).

При достаточно малом среднем значении скольжения scp и достаточно большой амплитуде его колебаний скольжение может пройти через нуль и изменить свой знак.

Переход скольжения через нуль может быть принят как показатель синхронизации машины.

Процесс синхронизации в результате закрытия регулирующих клапанов регулятором турбины протекает следующим образом:

Сначала в связи с запаздыванием регулятора и сервомотора среднее скольжение быстро возрастает (рис. 18). Затем в результате закрытия клапанов среднее скольжение начинает падать. Поскольку амплитуда колебаний скольжения остается при этом почти неизменной, возникает возможность перехода скольжения через нуль и синхронизации машины.

Отметим, что при статических нарушениях устойчивости при слабом возбуждении генератора переход скольжения через нуль еще не предопределяет синхронизации машины. В подобных случаях вслед за уменьшением угла после ряда колебаний в связи с затуханием токов в обмотке возбуждения возможен новый цикл несинхронной работы с аналогичными колебаниями и т. д.

п Л П л Л т 1Й »Т f»T/* Т¥ Т /* Л n A ^ n t l t l A K A t l f t t A r t » f Т Т Л " * . wwt% А * * Л О 1

Такой режим работы статически выпавшего генератора был отмечен и в опытах Duquesne Light С° в Америке. Однако это обстоятельство в дальнейших наших выводах не имеет существенного значения, поскольку мы рассматриваем систему статически устойчивую при значительном превышении амплитуды син

хронной мощности над мощностью, развиваемой турбиной в процессе синхронизации.

Если уменьшение среднего скольжения, вызываемое закрытием клапанов, оказывается недостаточным для того, чтобы скольжение изменило свой знак, то возникает устойчивый асинхронный режим, который может быть ликвидирован лишь вмешательством обслуживающего персонала.

Количественное исследование условий непосредственной синхронизации сводится к определению среднего значения и пределов колебания скольжения в стационарном асинхронном режиме. Очевидно, что стационарный режим может существовать и возможность непосредственной синхронизации остается исключенной лишь в том случае, если минимальное скольжение в этом режиме лежит выше нуля.

В стационарном режиме среднее значение мощности генератора, возрастающее со скольжением, уравновешивает мощность турбины, уменьшающуюся с ростом скольжения. Поэтому стационарный режим определяется точкой пересечения характеристики генератора, дающей зависимость средней мощности от среднего скольжения, с характеристикой регулятора турбины. Соответствующее этой точке скольжение лежит практически в пределах 5 -ь 6.

Характеристика генератора может быть получена как сумма средних мощностей демпферной обмотки и обмотки возбуждения:

где

Р и

с рр J - рх 1 с р 1 * 2 ср*

* Х*- Х л‘ scpTJ _ 2 Х ЛХ< 1 + (« ад7У)*' (21)

е Ч Х ' - Х " Т "2 V Х ' Х " l + ( s cp77T

*шх \

т п

t+ O vtsс р -

Ha рис. 15 показаны характеристики генератора при различных значениях внешнего реактанца вместе с характеристиками регулятора турбины. Последние представлены в виде прямых, наклон которых определяется коэфициентом неравномерности регулятора <т. Расположение характеристик регулятора на рис. 15 соответствует полной нагрузке машины в нормальном режиме (0,9 от номинальной мощности генератора в киловольтамперах).


в Инж. П. С. Ж д а н о в Электричество

Колебания скольжения около среднего значения определяются в зависимости от колебаний мощности генератора Р / sin 8 и Р ” sin (2 S —J— ф).

Эта зависимость выражается следующим уравнением, вытекающим из правила площадей:

M s 2 2

M S J2

ь ь= / Д Р . d $ = / ( —Р / Sini +

-f-P," sin (2 8 —}— ф) d 5 = j^Pj'cosS —

p " "I®— 2 ~ cos (2 + 4») J ,

* cp

где M— постоянная инерции (в среднем 16 сек.). O r куда

s ■ + М Pi'cosS • P i" cos < 2«+ « j , (22*cpгде %sep— значение угла для s ^ s ^ .

Характер колебаний скольжения показан на рис. 16 Среднее значение скольжения достаточно точно опре деляется при этом зависимостью

sе р

Подставляя сюда (22), получаем

откуда вытекает— Р / cos tScp+ ^ - cos (2 £S(:n+ Ф) = 0.°ср

Таким образом равенство (22) приводится к следующему простому виду:

= V + ^ | ^ p i 'cos8~ ^ - cos(28+ ,l') , (23)

где Р / и Рг" определяются уравнением (19).Приведенные на рис. 16 кривые скольжения, а так

же мощностиР = Рср + p t sin 8 — Р / ' sin (2 8 -f- ф)

хорошо совпадают с аналогичными кривыми, полученными методом последовательных интервалов, учитывающим обратное влияние колебаний скольжения на токи и мощность генератора.

Уравнение (23) позволяет легко определить пределы колебаний скольжения и установить таким образом, синхронизируется машина или нет.

При угле ф, близком к нулю (что в большинстве случаев вполне справедливо), задача еше более упрощается.

Интересующее нас минимальное значение скольжения достигается в этом случае при угле S = те (1 —J— 2 /г) и получается равным:

(24)

Отсюда может быть получено предельное значение амплитуды синхронной мощности Рх', соответствующее минимальному скольжению

/V2М — Р гп

2или

E ^ ^ i s J M - P f ) . (25)

При большем возбуждении генератора машина синхронизируется, при меньшем устанавливается стационарный асинхронный режим. Отметим, что Рх" в уравнении (25) зависит от скольжения (ф-ла 19).

На рис. 17 даны предельные значения э. д. с. Ем в зависимости от скольжения для различных внешних реактанцев от 0 до 50%. Минимальные значения э. д.с. ЕЛтЫ соответствуют статическому пределу мощности при полной нагрузке генератора.

Предельные значения э. д. с. Еаа, перенесенные на рис. 15, определяют собой область непосредственной синхронизации при различном возбуждении генератора

или

^ -c o s (2 $ -H )J j d3

2 к 2 п2 n s c}? = J s e; d b + ~ y ’ | p ' c o s 8 - ^ c o s ( 2 8 +

о о

- И ) - Р / cos iSep4 - El . COS (2 SScp - f ф)J d $ = 2 1C V +

2 Г P " -|2я~ ~М sin s — sin (2 s -h Ф)] +

' D . " 1

и позволяют установить, синхронизируется ли выпавшая машина при данном внешнем реактанце генератора и коэфициенте неравномерности регулятора турбины. Если э. д. с. выпавшего генератора Ецо выше ее предельного значения, соответствующего торе пересечения характеристики генератора (для данного X] с характеристикой регулятора (для данного с), то стационарный асинхронный режим существовать не может, и машина синхронизируется; в противном же случае возможность непосредственной синхронизации исключена.

Рис. 15 позволяет сделать некоторые весьма суще-................ ... D U D г » п ы П п р ж л Р R f p r n МОЖНО-


М 6-1934 г. Синхронизация МаШин при нарушениях устойчивости 9

можна даже в относительно неблагоприятных внешних условиях.

Если коэфициент неравномерности регулятора невелик, машина может синхронизироваться при очень значительных внешних реактанцах.

Затем следует отметить исключительно большое влияние коэфициента неравномерности регулятора турбины. Уменьшение коэфициента неравноерности на 1 -4- 2% дает тот же выигрыш, что и повышение возбуждения генератора в полтора или два раза. При умеренном возбуждении генератора и при коэфициенте Неравномерности 7% возможность синхронизации исключена уже при внешнем реактанце порядка 5%.

Наоборот, при том же возбуждении, но при коэфициенте неравномерности 9% машина синхронизируется при внешнем реактанце порядка 50%.

Это обстоятельство позволяет настоятельно рекомендовать работу турбогенераторов на удаленных станциях с возможно меньшими коэфициентами неравномерности регулятора турбины.

Достаточно хорошие результаты дает величина коэфициента порядка 3%. Эта цифра является вполне приемлемой и с точки зрения регулирования турбины при нормальной работе.

Характеристикам регуляторов турбин наши эксплоа- тирующие организации до сих пор не уделяли почти никакого внимания. Большинство систем даже незнакомо с характеристиками регуляторов своих машин. В связи с этим в отдельных случаях приходится сталкиваться с коэфициентами неравномерности порядка 9%. Такое положение вещей вряд ли является нормальным. Надлежащий выбор характеристик регуляторов помимо сделанных нами выборов весьма желателен и с точки зрения иных вопросов эксплоатации.

Для проверки результатов анализа и получения картины протекания процессов во времени нами были проведены расчеты двух вариантов методом последовательных интервалов (приложение II). Для подсчета угловых перемещений был использован изложенный выше принцип наложения моментов, приводящий к формуле:

= 7 -J +360f АР

мAt 2 М тап) ( Р Тп— Р т *™К)>

где Р Тп — мощность, развиваемая турбиной в п-м интервале времени.

Изменение во времени мощности турбины под влиянием скоростного регулятора вычислялось с помощью формулы

А Р■" 4 «IД8„ At

At \ 360/__рAt *"*


10 Инж. П. С. Ж д а н о в ' Электричество

выведенной нами из уравнения Riidenberg’a. Запаздывание закрытия клапанов во времени определяется величиной коэфициента Т„ представляющего собой время закрытия клапанов при полном открытии золотника сервомотора.

Расчеты методом последовательных интервалов дали полную картину протекания процессов при выпадении машин и последующей синхронизации, а также при переходе к стационарному асинхронному режиму. В обоих расчетных вариантах рассматривалось выпадение машины, работающей через внешний реактанц А = 20%, при трехполюсном коротком замыкании на фидере.

Единственное различие в обоих вариантах заключалось в величине коэфициента неравномерности регулятора турбины. В одном случае он был принят равным 3% и в другом 5%. В первом случае машина синхронизировалась (рис. 18) и во втором возник устойчивый асинхронный режим (рис. 19). Эти результаты прекрасно совпадают с данными рис. 15. Длительность асинхронного режима в первом варианте не превысила 4 сек.

Из рис. 15 может быть выведено также заключение, что для синхронизации машины, работающей в области устойчивого асинхронного режима, в большинстве случаев необходимо лишь небольшое дополнительное закрытие клапанов от руки. Эта операция выражается в перемещении характеристики регулятора параллельно самой себе, как показано на рис. 20.

Возможность синхронизации выпавшей машины подобным образом иллюстрируется рис. 21, на котором даны результаты одного из опытов, поставленных нами с турбогенератором ВВС 16,7 kVA, cos<p = 0,6,

1500 об/мин. Генератор работал с крайне низким возбуждением при значительной нагрузке. Внезапным включением внешнего реактанца порядка 25% были вызваны качания. Однако машина первоначально осталась в синхронизме и выпала лишь на пятнадцатой секунде в связи с затуханием токов, наводимых в обмотке возбуждения. Таким образом выпадение носило характер статического нарушения устойчивости с характерным чередованием циклов синхронной и несинхронной работы. Вслед за выпадением из синхронизма дежурный машинист по сигналу закрыл регулирующие клапаны (дроссельный и групповые), чем был избегнут уже второй цикл несинхронной работы, начинавшийся на двадцать первой секунде. В дальнейшем машина продолжала работать синхронно.

Полученная в этих опытах скорость закрытия регулирующих клапанов свойственна лишь системе регулирования ВВС.

Однако указанная" выше возможность ограничиться лишь небольшим прикрытием клапанов от руки позволяет думать, что и при других системах регулирования машина может быть синхронизирована достаточно быстро.

ВыводыПри выпадении генераторов из синхронизма регуля

торы турбин, реагирующие на повышение скорости выпавшей машины, прикрывают регулирующие клапаны, что во многих случаях может привести к непосредственной синхронизации машины. Весьма большое значение имеют при этом характеристики регуляторов. При работе генератора на шины большой мощности непосредственная синхронизация тем более вероятна, чем меньше коэфициент неравномерности регулятора.

В связи с этим следует обратить внимание на выбор коэфициентов неравномерности устанавливаемых машин и ограничиваться в случае необходимости величиной коэфициента порядка 3%.

Желательно также определить коэфициенты регуляторов уже эксплоатируемых машин, если они неизвестны, и в отдельных случаях (например, при параллельной работе удаленной станции с системой большой мощности) изменить величину коэфициентов, что, как показал опыт Акционерного общества саксонских станций, не представляет больших затруднений.

В практике ликвидации аварий следует учесть возможность синхронизации выпавших машин регулировкой мощности от руки. Целесообразным является одновременно повышение возбуждения генератора.

^ „ . . v n n i „ , o o n i i a ч а т н и п и т Р М П Р Г \ 7 Л И П О Н 1 Ш МОЩНОСТИ


№ 6-1934 г. Синхронивация машин при нарушениях устойчивостиИ

Приложение IМощность машины без демпферной обмотки при по

стоянном скольженииИсследуем сначала режим работы генератора при

напряжении возбуждения, равном нулю, т. е. при короткозамкнутой обмотке возбуждения.

Выше было указано, что среднее значение мощности при постоянном скольжении может быть получено как действительная часть произведения e ib. Колебания мощности относительно ее среднего значения при напряжении возбудителя, равном нулю, происходят с двойной частотой скольжения и имеют амплитуду eif . При этом:

~ г) O d m ~Т_ J О т ) з2

О 2 O dm j i q m ) з

j e

t'qm '

X d ( j s ) ’ e

X A js) ’Продольный и поперечный импеданцы при отсут

ствии демпферных обмоток равны соответственно:

X d( j s ) =X,j s X 2afd

Откуда:

j s X f f i -f- R m X fJ(js) = X r

e e*qm X q ijs) X„

j e

Х А М= e

■ sRffi X a fi(RffdX / ) M ( X dX ffd

+ j eR

— X ^ a f i^■ +

ffd

v VA* *<» > 1 ' “ " V Л2 X d + s2 X f f i ( X d X f f d T Z ^ I t L =

У 2\2.

' x . + v j u ^ a ,(RffdX d)* + (XdX ffd- ~ a f d

e X J A - X J A sV m) X i + X * 0 T io)где

Таким образом:

О 2 Odm 1 ~ jiqrtt) 2

~\~j

i f --- 9 0 d „

J [jeV L * = 4 p * [ +- e x J + X d n (AT ^

X i + x M ^ l L + J r x / - j - x d' 4 s T M

sTOo (XAe X S + X d ’HsT'do)2 Wdm jiqm) 2

, . ( X d + x / ( s T ' d A ____ *+ J \ X fM X a 'A s f ' ^ Y X*

Среднее значение мощности Plep-

■Ха)

Pi or действительная часть eib —

e2 s T ' dA X d X d ') _ 2 Xd^ + X d ' A s T ' i q ) ^ '

e3 X d ■Xd sTd1•0)2 X d X i 1 + (s7 V )

Амплитуда колебаний мощности относительно сред' него значения:

P " = eir- i / 1 .&т 'лЛ Х лг Х0) Г , [ X d + X d A s T ' d q Y ____L l 2_ l / п 2 , IВологодская областная универсальная научная библиотека

www.booksite.ru


При равенстве синхронных реактандев в продольной и поперечной осях выражение для Рг" значительно упрощается. Полагая X d — X q, получаем

Pi"=PxtPV i T W j ? r- (И)Колебания мощности около среднего значения происходят с двойной частотой скольжения. В связи с этим зависимость мощности от угла может быть выражена следующим образом:

^ 1 = Л „ - Л ' , 81п(23 + ф). (III)При 5 = 0 отдаваемая машиной мощность также равна нулю, т. е.

Pi ,р — р \ sin ф = о,откуда

arc sin-p-7, - .

Для X d = X можно получить

V; : arc sin 1 . I= arc tgl / l + (s77)2 sTd

(IV)

При постоянном напряжении возбудителя, отличном от нуля, среднее значение мощности Я, ” остается тем же, но возникают новые колебания мощности около среднего значения с частотой скольжения

P i = P i sin 8, (V)где

о I __ ^^ - ~ х Т ‘

В результате полное выражение мощности машины без демпферной обмотки при постоянном скольжении получает следующий вид:

Pi — P i ср ~\~Pi - \ -P i" — Л <*>-f- Pi sin 5 — P/' sin (2S — ф). (VI)

Приложение II

Метод последовательных интервалов

В основе метода последовательных интервалов лежит известное уравнение качаний

м •+ Т«"3F ■+ Р«> sin Ь = РТ. (VII)

В этом уравнении коэфидиенты Td, Рт и РТ, вообще говоря, являются величинами переменными.

Коэфициент М характеризует собой инерцию вращающихся частей машины и в системе относительных единиц (в зависимости от выбора единиц угла и времени) выражается в радианах или секундах. При измерении угла и времени в радианах (единица угла — . 11 радиан; единица времени-------сек., т. е. промежу-ток в секундах, соответствующий изменению угла на 1 радиан) постоянная времени выражается также в радианах:

М рад = М сек ш0 ,

где Мсек — постоянная инерции в секундах, соответствующая единице времени 1 сек. и единице угла о>0 радианов. .Очевидно,

м * П ра0 d 4 MX ip a d л+ч ' ^ с е к А 4 2рад и1/сек

Учитывающий влияние демпферных обмоток коэфи- ииент Та для обеих единиц угла и времени остается

В соответствии с принципом наложения моментов (или мощностей) коэфициент Td определяется в предположении отсутствия сопротивления в обмотке возбуждения

Td = e'\ X d — X d" sin2 fj X d X d" 'd' {padr

+ cos2 8 Т^рав) ] • (VIII)

Tq является функцией угла и, таким образом, в каждом интервале времени имеет, вообще говоря, различные значения.

Коэфициент Рт вычисляется для каждого интервала времени в предположении отсутствия демпферных обмоток и равен

= (IX)

где Ed определяется по формулам Лонглея.Мощность турбины Р Т может быть представлена

как разность двух величин:Рт— Р Тй — Р„ (X)

где Р то— первоначальная мощность, развиваемая турбиной в момент аварии, и Р, — изменение мощности, вызываемое скоростным регулятором турбины.

Для подсчета изменения мощности турбины под влиянием скоростных регуляторов в связи с колебаниями скорости машины может быть использовано уравнение Рюденберга5)

dP, ._ P* 1 °-

1 cv

i P, . -J?. ,( s P,d t dt r . T. 1И p°.

где Р0 — номинальная мощность машины, с — коэфициент неравномерности регулятора турбины, Г, — время закрытия регулирующих клапанов при полном открытии золотника сервомотора (l- t-2 сек.), s =

dS= — относительная скорость вращения.Первый член в правой части уравнения (XI) учиты

вает перемещение муфты регулятора и второй—влияние обратной связи.

Уравнение Рюденберга является, разумеется, лишь известным приближением к действительному протеканию во времени процессов регулирования, тем не менее оно достаточно хорошо отражает характерные свойства косвенного регулирования: запаздывание во времени и влияние обратной связи. Достигаемые с помощью этого уравнения результаты с успехом были проверены нами для различных случаев внезапного нарушения режима работы генератора.

Из уравнений (VII) и (XI), переходя к конечным приращениям, можно получить основные формулы метода последовательных интервалов. Из уравнения (VII) в результате некоторых упрощений6), вытекает следующая формула для подсчета угловых перемещений в я-м интервале времени:

Д8я = Д8л_ ^ 1 - ^ 7 ^ 4 -

+ ( 1 - W Ч (рг» - р~ sin <Х11)где Tin вычисляется по формуле (VIII) и Ртя по формуле (IX), Ed может быть найдено в зависимости отЕ$ и 8:

Еял =Х л X d — Xd е cos 8. (XIII)

») R i i d e n b e r g , „WVSK“, 1932.в1 P a r k and B a n k e r . System Stability as a Design Problem,s


№ 6-1934 г. Повышение реактивности генераворо» как средстве к упрощению раевредедит. уетройетв 13

Изменение в п-м интервале времени определяется известной формулой

д * . f r - f r - М . (XIV)1 ' <0

Изменение мощности турбины может быть найдено из уравнения (XI)

Ь Р з л __ Р о „ P s n —Ч,Д t ~~ а Т~ я- ,/> Т, ’

или, полагая и Psn-4, — Psn-1+ —

Д Я = _^9___№ о Г, 360/

^ гл —1*1"Д Р *1

д*.

откудаД Р*"*4 « д

я 0

Т.+ Д£2

Д5Я Д* п' 360/ _ , At

2

(XV)

Расчет ведется в следующем порядке:1) при данном угле Sft и Е$я по формуле (XIII) опре

деляется э. д. с. E i n \2) с помощью формулы (IX) вычисляется мощность

Р»п sin8„;3) для данной Р Та по формуле (XII) подсчитывается

приращение угла Д8Я и затем угол 8л+х;4) с помощью формулы (XIV) вычисляется А Е$л

и Ефп- 1 ;5) с помощью формулы (XV) подсчитывается Д Р,п

и затем Ргл+i.В следующем интервале времени расчет повторяется

сначала. 25/1 1934 г.

Повышение реактивности генераторов как средство к упрощениюраспределительных устройств

Инж. Н. Н. Щедрин и инж. В. И. ИвановЛенинград

От р е д а к ц и и

в Помещаемая ниже статья ставит один из серьезнейших вопросов по борьбе с растущим удорожанием и усложнением распределительных устройств крупных централей с преимущественной отдачей энергии на генераторном напряжении. Предлагаемые мероприятия: применение роторов с расслоенными зубцами и введение индуктивных катушек в цепь возбуждения должны подвергнуться всестороннему обсуждению со стороны наших читателей и, в особенности электромашиностроителей*.

Опытом советских проектных организаций установле- ю, что конструирование распределительных устроств теплоэлектроцентралей и вообще станций с преиму- цественной отдачей энергии непосредственно с гене- )аторных шин наталкивается на значительные труд- юсти вследствие большой величины ожидаемых токов юроткого замыкания.

По необходимости приходится прибегать к широко- iy секционированию шинных устройств, что увеличи- (ает их стоимость и стесняет эксплоатацию. Но и при 1том основная электрическая аппаратура все еще ока- ывается громоздкой и тяжеловесной. Весьма небла- [оприятным является то обстоятельство, что решающее начение для выбора выключающей аппаратуры прилетаю т не разрывные мощности, а ударные токи ко- юткого замыкания, угрожающие механической и тер- шческой прочности токоведущих частей.

Число секций, на которое проектирующий инженер (ынужден дробить распределительное устройство стан- щи, достигает шести. Каждая секция связывается с фугой реакторами по схеме кольца или звезды 14 *). Остановка реакторов, естественно, сопровождается становкой мощных выключателей и разъединителей. Ice это в совокупности делает электрическое устрой- тво дорогим, необыкновенно сложным, оперативно- [еудобным и далеко не надежным. Сознавая это, про- ктирующий инженер не усматривает, однако, в своем >аспоряжении никаких иных средств для борьбы сто- :ами короткого замыкания кроме секционирования и становки реакторов. В большинстве случаев он воз- 1 рживается от всякой критики того, что дает фирма ши, в особенности, отечественный завод. Между тем, :стественно и далеко не бесполезно поставить вопрос ) величине мгновенной реактивности генераторов, опре

ПигЬПЫ в ППЯЫОУГОЛЪНЫХ ГКпЛкЯТ лЛляИЯОЯШТ пппвяуппый Uft.

деляющей величину ударных токов, и требовать, чтобы эта реактивность была доведена до наибольших возможных значений.

В те времена, когда крупнейшей генераторной единицей считалась машина в 5 — 10 MW, мгновенная реактивность не превышала 6—8%, а иногда падала до 3—4%. Последующий рост мощностей станций и отдельных агрегатов вынудил к повышению этой реактивности до 12—15%. Следует ли стремиться к еще большей величине реактивности и возможно ли ее получить?

Против увеличения мгновенной реактивности говорит некоторое ухудшение устойчивости параллельной работы генераторов, которого, казалось бы, следовало ожидать как следствия увеличения реактивности. Однако для станций рассматриваемого типа этот момент не имеет существенного значения. Они работают либо изолированно, либо, напротив, в очень тесной связи с другими близлежащими паровыми станциями. Опыт эксплоатации показывает, что паровые станции чрезвычайно устойчивы. Например, многочисленные трехполюсные короткие замыкания в непосредственной близости к шинам любой из паровых станций Ленинграда никогда не сопровождались явным выпадением из синхронизма, несмотря на отсутствие быстродействующего выключения или иных специальных мер для поддержания устойчивости. В то же время всякое короткое вблизи П -kV шин Волховской гидростанции неминуемо влечет выпадение ее генераторов из синхронизма либо друг по отношению к другу, либо по отношению к остальной системе.

Большая устойчивость паровых станций обусловлена их более тесной взаимной связью, а главным образом, большей величиной кинетической энергии турбогенераторов и их демпферного момента по сравнению с теми же характеристиками гидрогенераторов. По этим.


14 Инж. Н. Н. Щедрин и инж. В. И. Иванов Электричество

генераторов вплоть до 40—50% не должно вызывать для рассматриваемого типа станций никаких угрожающих последствий со стороны устойчивости параллельной работы. Однако мы не стали бы рекомендовать применение таких турбогенераторов для всех без исключения случаев жизни. Напротив, наилучший принцип по нашему мнению состоит в том, чтобы производство машин приспособлялось к широким потребностям энергоснабжающих систем, не замыкаясь в рамки узкой технической догмы и не злоупотребляя теми или иными параграфами договоров о технической помощи с иностранными фирмами в ущерб интересам народного хозяйства. Если бы этот принцип был признан справедливым и хозяйственно полезным, можно было бы говорить о конструировании и постановке производства новой серии турбогенераторов с высокой мгновенной реактивностью порядка 40—50%. Такой тип генераторов можно было назвать „теплофикационным". Он нашел бы себе широчайшее применение, ибо теплоэлектроцентралям с отдачей больших количеств энергии непосредственно с генераторных шин, как известно, отводится в плане энергоснабжения СССР исключительно важная роль.

Применение генераторов смновенной реактивностью в 45% в чрезвычайной степени облегчило бы аппаратуру и всю конструкцию распределительных устройств теплоэлектроцентралей. При обеспечении питания местных нужд от отдельных генераторов можно было бы тогда допустить глухое соединение генераторов на шинах даже для мощностей станций порядка 200 MVA. Поскольку, однако, применение отдельных генераторов для местных нужд не признается экономически целесообразным, без секционирования обойтись нельзя.

Но можно ограничиться всего лишь двумя секциями с сильным реактором между ними и выключателем, снабженным максимальным реле мгновенного действия. Этим должно быть обеспечено поддержание напряжения на одной секции при коротком замыкании на другой. В тех же целях одновременно должны быть применены реакторы на фидерах. Можно было бы пойти на применение и большего числа секций. В этом случае повышение реактивности генераторов повело бы к уменьшению размеров и стоимости аппаратуры. Итак, едва ли следует сомневаться в целесообразности увеличения мгновенной реактивности турбогенераторов, предназначаемых для установки на станциях, отдающих энергию с генераторных шин.

Остается вопрос о возможности выполнения генераторов с большой мгновенной реактивностью. Нижеследующие соображения указывают, что в этом отношении, повидимому, не встречается непреодолимых технических трудностей что реактивности порядка 40—45% могут быть достигнуты без значительного удорожания агрегатов. Мгновенное реактивное сопротивление синхронной машины обусловлено четырьмя составляющими потока рассеяния: 1) рассеяние вокруг лобовых частей, 2) рассеяние через впадину, 3) рассеяние через головки зубцов, 4) рассеяние цепей ротора.

При увеличении потока рассеяния с целью ограничения токов короткого замыкания конструкторы электрических машин обращали внимание, главным образом, на первые три составляющие потока рассеяния. Например, несколько лет назад увлекались так называемой „впадиной рассеяния", при помощи которой искусственно увеличивали рассеяние впадины статора. Практика, однако, не оправдала надежд, возложенных на „впадину рассеяния", поэтому в настоящее время такая конструкция не применяется. Неудача, связан- н я я г п п и м р н р н и р м впадины оассеяния", об'ясняется

но насыщаются, вследствие чего поток рассеяния через впадину и головки зубцов становится очень малым и не соответствующим расчетному. По данным L. Roebel'a [2] сопротивление рассеяния турбогенератора на 2300kVA,не и м е ю щ е г о у с п о к о и т е л ь н о й о б м о т к и , при коротком замыкании распределяется следующим образом между отдельными составляющими:

Рассеяние через впадины с т а т о р а .......................................... 12%Рассеяние через головки зубцов статора...............................3%Рассеяние вокруг лобовых соединений обмотки статора . . 53%Рассеяние ротора (отнесенное к статору).............................. 32%

В с е г о . . . 100%

Эти цифры подтверждают, во-первых, незначительность рассеяния через впадины и головки зубцов, во-вторых, показывают, насколько велико влияние рассеяния ротора. Из таблицы видно, что для ограничения токов короткого замыкания наиболее эффективным является увеличение рассеяния вокруг лобовых частей и увеличение рассеяния ротора (обмотки возбуждения). Рассеяние ротора в отличие от рассеяния статора не ухудшает характеристик машины при нормальной работе (повышение напряжения), на какое преимущество уже указывает в упомянутом докладе L. Roebel. В то же время увеличение рассеяния обмотки возбуждения не требует увеличения размеров машины тогда как увеличение рассеяния статора осуществимо лишь путем увеличения длины лобовых соединений Для того чтобы рассеяние обмотки возбуждения ограничивало ударный ток короткого замыкания, ротор но должен иметь других замкнутых цепей, шунтирующю обмотку возбуждения. Для этого ротор, во-первых не должен иметь успокоительной обмотки, во-вторых должен быть выполнен из листового железа или пс крайней мере, с з у б ц а м и из л и с т о в о г о же л е з а (роторы типа AEG или Thyssen Со). Для син хронной машины без успокоительной обмотки с ро тором из листового железа мгновенная реактивносп равна

х / ^ х л’= х , + ^ , о;

где хв — реактивность рассеяния статора, хаЛ— реак тивность, эквивалентная реакции якоря, т — коэфи- циент рассеяния Гейланда для ротора. Если принять что синхронная реактивность ^ = 1 6 0 % (что соответствует генераторам завода „Электросила"), xt — \2% х аЛ = Н8%, то для получения реактивности х / = 45% необходимо по уравнению (1) иметь коэфициент рассеяния Гейланда для ротора т = 0,29. Таким образом

1 1 :=77,5%1 + т ~ 1 + 0 , 2 9 '

потока ротора должно быть полезным потоком, а т 0,29

1 + Т 1 + 0 ,2 9 = 22,5%

потока ротора должно быть потоком рассеяния. Для получения такого потока рассеяния в цепь ротора надо включить реактивную катушку с сопротивлением в 22,5% от реактивного сопротивления всей роторной цепи. Такую катушку можно выполнить е железом, и так как воздушный зазор в ней можно сделать очень малым или равным нулю, то число витков в ней будет значительно меньше, чем в обмотке возбуждения. Железный сердечник необходимо рассчитывать таким образом, чтобы при коротком замыкании он не насы4 щался; для этого достаточно рассчитать его на ток равный 4—5-кратному значению тока возбуждения, и(х при реактивности машины в 45% ударный ток коПЛТТ/АГП ЧЯМК1К-ЯНИСТ

1,8 х 100 оаза больше амплшВологодская областная универсальная научная библиотека

www.booksite.ru

№ 6—1934 г. Частота собственных колебаний дйзель-генератйра 15

туды номинального. Так как генератор большой мощности с ротором из листового железа неосуществим, т о п р а к т и ч е с к и м о ж н о г о в о р и т ь л и ш ь о г е не р а т о р е с р о т о р о м , и м е ю щ и м з у б ц ы из л и

с т о в о г о ж е л е з а . В таком роторе поток рассеяния может проникнуть в ротор лишь на величину высоты зубца; в тело сплошного ротора, как показывают расчеты [8], он проникает лишь на глубину 1 —1,2 cm.

Зубцы в роторах типа AEG занимают около 0,4—0,45 диаметра ротора; считая, что поток рассеяния при мгновенном коротком замыкании проникает в ротор лишь на эту величину, получим формулу

хл"^х, + 0,А (2)

При тех же данных, что и выше, для получения рассеяния .* / = 45% необходимо иметь т= 1 ,2 2 . При таком рассеянии поток в реактивной катушке, включенной в цепь ротора, на 22% больше полезного потока машины. Принимая воздушный зазор в машине равным 2 cm, а зазор в реактивной катушке равным 0,05 cm, получим, что число витков в ней примерно в

2———————= 33 раза меньше числа витков обмоткиv,UO * 1

возбуждения. Этот подсчет весьма приближенный, так тсак в формуле (2) rife учтено различия сопротивлений для потока, проходящего через зубцы и через тело ротора.

Для проверки вышеприведенных рассуждений были произведены измерения на синхронной машине 3 kVA, 1 500 об/мин, 200 V, имеющей ротор из листового железа с распределенной обмоткой возбуждения. Так как снять осциллограммы не представилось возможным, то определение реактивностей было произведено при неподвижной машине и питании ее со стороны статора переменным током (описание этих способов см. статью S. Wright [4]). В качестве реактивной катушки в цепь ротора включалась катушка самоиндукции фирмы Koch& Sterzel с раздвижным железным сердечником. Машина имеет xs = 0,74 2, или 3,18%; xai= ll,5 2, или 49,5%. Значения т вычислялись как отношение напряжений на последовательно включенных реактивной катушке

и обмотке возбуждения при пропускании по ним тока частотой 50 Hz. Данные измерений сведены в табл. 1.


't

Напря

жение на статоре

V

Ток в статоре А

Мощность

W

Полное

сопротивление Z

о

х лQ

v ft x d ИЗ

опыта%

xd" по формуле (1)

%

Расхожд. опытных данных

с вычисленными

%

0,047 11,5 4,71 15,6 1,22 1.17 5,00 5,40 8,00,067 12,8 4,53 15,0 1,42 1,37 5,87 6,29 7,20,086 15,8 4,94 20,4 1,60 1,54 6,60 7,10 7,60,215 17,6 2,56 14,4 3,43 3,24 13,80 11,98 13,2

Очевидно, что одновременно с увеличением мгновенной реактивности катушка в цепи ротора увеличит и реактивность отрицательной последовательности х 2, вследствие чего ударные двухполюсные токи будут снижены в такой же степени, как и трехполюсные.

Следует отметить также, что постоянная времени 7у, определяющая затухание периодической составляющей тока для короткого замыкания на генераторных шинах, при включении катушки в цепь ротора возрастает примерно пропорционально переходной реактивности x j (которая в нашем случае равна приблизительно х / ) .

Это обстоятельство в отношении устойчивости параллельной работы является благоприятным, а потому едва ли следует опасаться, что повышение величины мгновенной реактивности описанным способ-ом поведет к какому-либо практически заметному снижению устойчивости. Напротив, не исключена возможность даже некоторого увеличения последней.

Литература1. М. И. С л а в н и н , Коммутация современных электрических

станций, Москва—Ленинград, 1933.2. L. R о е b е 1, Le court—circuit brusque bes grosses generatrices.

Доклад на Международном электротехническом конгрессе, Paris, 1932.13. L. A. K i l g o r e , Calculation of Synchronous Machine Constants

Tr. „A1EE“, 1931, стр. 1201.4. S. H. W r i g h t , Determination of Synhronous Machine Constants

by Test. Tr. nAlEE‘, 1931, стр. 1631.3/1 1934 r.

Частота собственных колебаний дизель-генератора при параллельнойработе с мощной сетью

Инж. В. Д. МажугаМосква, ВЭИ

В последнее время, особенно в Германии, широко применяются дизель-генераторы для покрытия пик нагрузки станций. Дизель-генератор в этом отношении обладает по сравнению с турбогенератором тем преимуществом, что при наличии пики нагрузки дизель- генератор может быть немедленно пущен в ход, чего нельзя сделать с турбогенератором. В остальное время дня дизель отсоединяется от генератора, генератор перевозбуждается и работает в сети в качестве синхронного компенсатора. Мощность пиковых дизель- ■енераторов в настоящее время достигает больших зеличин. Например, в Германии на Гамбургской элект- эической станции установлен пиковый дизель-генератор мощностью 15000 л. с. Совсем недавно фирмой ASEA J) гостроен дизель-генератор мощностью 22 500 л. с. для >лектрической станции в Копенгагене. Пиковые же дизель-генераторы меньших мощностей имеют гораздо 5ольшее распространение. На станциях СССР дизель-

генераторы для покрытия пик нагрузки должны также получить в дальнейшем большое распространение.

При параллельной работе дизель-генератора с мощной сетью частота собственных колебаний генератора не должна совпадать или лежать близко около вынуждающей частоты переменного момента дизеля. Частота переменного момента дизеля легко подсчитывается по его числу оборотов в минуту, числу цилиндров и тактов дизеля. Следовательно, для того чтобы правильно подобрать к данному дизелю генератор, который удовлетворительно работал бы при параллельной работе, необходимо уметь достаточно точно рассчитать частоту собственных колебаний данного синхронного генератора. Ввиду того что обычно мощность сети, питаемой несколькими мощными турбогенераторами, значительно больше мощности дизель-генератора, работающего параллельно с данной сетью, то практически задача по определению частоты собственных колебаний дизель-генератора, работающего параллельно с турбо-


16 Ияж. В. Д. М а Л у г а Эяектричество

частот* * собственных колебаний синхронной машины, работающей параллельно с сетью бесконечно большой мощности.

Синхронная машина, работающая параллельно с мощной сетью, при не очень больших углах качаний, которые обычно имеют место в дизель-генераторах, совершает гармонические колебания, а потому частота собственных колебаний в этом случае может быть найдена из следующей общеизвестной формулы:

где Т, — синхронизирующий момент на один радиан механического смещения ротора и У—момент инерции вращающихся частей. Из этой формулы видно, что точность расчета частоты собственных колебаний синхронной машины зависит от точности расчета синхронизирующего момента и момента инерции вращающихся частей. Момент инерции вращающихся частей можно достаточно точно подсчитать по конструктивным чертежам. Точность же расчета синхронизирующего момента при параллельной работе дизель-генератора с мощной сетью зависит от того, насколько полно учитываются при расчете все явления, имеющие место при качаниях синхронной машины с явно выраженными полюсами. Имеется много работ по теории синхронных машин, дающих различные методы расчета синхронизирующего момента. Наиболее полные работы по теории синхронных машин с явно выраженными полюсами проведены американцами (Doherty, Nickle, Park и др.), которые разработали теорию двух реакций, дающую возможнрсть, как показали опыты, изложенные ниже, достаточно точно подсчитать синхронизирующие мощность и момент синхронной машины с явно выраженными полюсами, работающей параллельно с мощной сетью.

В данной работе даются методы экспериментального определения реактанцев, необходимых при расчете •синхронизирующей мощности по теории двух реакций Doherty и Nickle, и методы экспериментального определения частоты собственных колебаний синхронной машины. По экспериментально определенным реактан- цам подсчитывается частота собственных колебаний синхронной машины при параллельной работе с мощной сетью. Расчетные значения частот собственных колебаний синхронной машины сравниваются с экспериментально определенными, и на основе этого сравнении даются выводы о методе расчета частоты собственных колебаний дизель-генератора, работающего параллельно с мощной сетью. Все расчеты и эксперименты проведены для двух машин: 1) для синхронной машины мощностью 22 kVA, 120 V, 1000 об/мин и 2) для дизель-генератора мощностью 585 kVA, 2 100 V, 187,5 об/мин 2).

Дизель-генераторы в большинстве случаев не имеют демпферной обмотки, а поэтому мы ниже будем рассматривать синхронную машину без демпферной обмотки. Но нужно отметить, что демпферная обмотка очень незначительно влияет на частоту собственных колебаний синхронной машины, и следовательно, изложенные ниже методы расчета частоты собственных колебаний приложимы с достаточной для практики точностью и к синхронным машинам, имеющим демпферную обмотку.

а) Эксперименты с синхронной машиной мощностью 22 kVA проведены в лаборатории МЭИ, а эксперименты с дизель-генератором проведены на дизель-генераторной станции N -го завода. Эксперименты на дизель генераторной станции N -го завода проводились совместно с Всесоюзным теплотехническим институтом. Представителем ВТИ являлся инж. В. К. Житомирский. Данные этих опытов использованы также в статье В. К. Житомирского, помещенной в жупнал .Дияелестооение" за 1934 г. для пасчета вынужденных ко-

1. Синхронизирующая мощность синхронной машины, работающей параллельно с мощной сетью

При небольших углах качаний синхронной машины, работающей параллельно с мощной сетью, наведенные этими качаниями токи в обмотке возбуждения прак-" тически можно считать равными нулю, и тогда, пренебрегая омическим сопротивлением обмотки статора, синхронизирующую мощность по Doherty и Nickle *) можно определить по следующей формуле:

Р — w ^ c o s Ъ'+ m e*- Л~ Х* cos-2У; (2)* /у» 1 у* y 4 >

где т — число фаз; е —напряжение на клеммах; г / —средняя э. д. с. по продольной оси, соответствующая сред- нему'току при качаниях, ха и xq — синхронные реактанцы по продольной и поперечной осям; 5' — средний угол нагрузки.

Если же принимать во внимание токи, наведенные в обмотке возбуждения при качаниях, то, считая омическое сопротивление обмотки возбуждения равным нулю, т. е. беря предельные условия, дающие несколько преувеличенное значение для синхронизирующей мощности, по Doherty и Nickle можно определить синхронизирующую мощность из следующей формулы:

Pt~ m e— cos 3' 4- те5—— ~acos23 '-\-т ег^ ~ — ^ -s ln s <5', (3/Xi ХЛ Xq Xd X i

где переходный реактанц по продольной оси.Для подсчета синхронизирующей мощности по фор

муле (2) необходимо предварительно определить син хронный реактанц по продольной оси x d и синхронны? реактанц по поперечной оси хд. При подсчете син хронизирующей мощности по формуле (3) кроме реактанцев x d и х я еще необходимо определение пере ходного реактанца по продольной оси x d.

2. Экспериментальное определение реактанцевXd, x q и Xd'

Синхронные реактанцы x d и xq определялись экспе риментально из опыта скольжения—.Slip test“ *). Опьг заключается в следующем.

Синхронный генератор, у которого хотят определит! реактанцы x d и x q, раскручивают с помощью двигател! до скорости, немного меньшей синхронной скорости На зажимы обмотки статора дается напряжение на вс(три фазы, равное —^ о т нормального так, чтобы в статоре протекал приблизительно нормальный ток. В статоре создается вращающееся поле, которое вращается относительно полюсов ротора со скоростью скольжения полюсов ротора относительно вращающегося поля статора. При этом, конечно, фазы напряжения должны быть присоединены к обмотке статора таким образом, чтобы направление вращения поля статора совпадало с тем направлением, в котором вращаются полюса ротора. Обмотка возбуждения при этом разомкнута. Ввиду того что вращающееся магнитное поле статора вращается относительно полюсов ротора, проводимость для магнитного поля статора, а следовательно, и синхронный реактанц периодически изменяются. При совпадении оси вращающегося поля статора с продольной осью полюсов ротора будем иметь синхронный реактанц по продольной оси x d, а при совпадении оси вращающегося поля статора с поперечной оськ полюсов ротора имеется соответственно синхронный

•) „Trans, of the А1ЕЕ*, 1927, стр. б.*) Описание этого опыта можно найти в статье Wr i gh t , Deter-

minaiion of Synchronous Machine Constants by Test, .Transactions ofВологодская областная универсальная научная библиотека

www.booksite.ru

J« О—1У0Ч Г. частота сооственных колеиании дизель-генератора

Т»

Рис. 1. Осциллограмма опыта скольжения

реактанц по поперечной оси хд. Таким образом изменение синхронного реактанца происходит в пределах от хд до x d. Ток, протекающий в обмотке статора, в зависимости от величины реактанца пульсирует от минимального значения, соответствующего реактанцу ха, до максимального значения, соответствующего реактанцу хд. Напряжение в зависимости от величины тока тоже несколько изменяется. Кривые напряжения и тока осциллографируются (рис. 1). Нужно отметить, что величина скольжения ротора относительно вращающегося поля статора должна быть взята порядка 5?4 и не больше 10%. При большом скольжении в полюсных башмаках ротора наводятся большие токи Фуко, для создания которых в обмотке статора должен протекать некоторый добавочный активный ток, увеличивающий, таким образом, ток в опыте скольжения и, следовательно, уменьшающий на некоторую величину подсчитанные из опыта скольжения значения синхронных реактанцев xd и x q от их действительных значений.

При проведении опыта скольжения на мощных машинах чрезвычайно важно правильно определить направление вращения магнитного поля, для того чтобы иметь возможность вращать ротор в ту же сторону, в какую вращается магнитное поле. Если же ротор будет вращаться двигателем хотя бы непродолжительно в сторону, обратную вращению магнитного поля, то обмотка ротора будет пересекаться вращающимся магнитным полем статора со скоростью, равной почти двойной синхронной скорости, и поэтому в обмотке ротора могут получиться большие перенапряжения, которые могут пробить изоляцию обмотки ротора. Кроме того, проведение опыта скольжения на станциях часто может быть затруднительным из-за отсутствия на станции силового трансформатора с коэфициентом трансформации 1: (4—5), мощностью, равной не менее */5 от номинальной мощности синхронной машины, на которой необходимо провести опыт скольжения 5).

Для того чтобы получить значение реактанца ха, нужно разделить величину напряжения на величину тока в момент совпадения оси вращающегося поля статора с продольной осью полюсов ротора, и соответственно для определения хд нужно разделить напряжение на ток для момента совпадения оси вращающегося поля статора с поперечной осью полюсов ротора. В табл. 1 приводятся значения напряжений и

5) При проведении экспериментов на дизельгенераторной станции N-ro завода имелся силовой трансформатор с коэфициентом трансформации 2 100/525 V мощностью 200 kVA.

Плабкий предохранитель

J возбудители

токов и реактанцев x d и хд, полученных из опытов скольжения для двух вышеуказанных машин.

Т а б л и ц а 1Осциллограмма опыта скольжения____________

Синхронная машина мощностью 22 kVA

Дизель-генератор мощностью | 585 kVA

Для момента, соответствующего совпадению оси вращающегося поля статора с продольной осью полюсов ротора

Напряжение Ud (фазовое), V . .Ток i d , А ...........................................Синхронный реактанц по продоль-

12,845,2

28596

ной оси x d ---- j—, 2 ................... 0,283 2,97

Для момента, соответствующего совпадению оси вращающегося поля статора с поперечной осью полюсов ротора

Напряжение Ug (фазовое), V0 . .Ток i g , А ..........................................Синхронный реактанц по попереч-

и„НОИ оси Х д = —г—, 2 .........................1я

11,4862

282141,6

0,185 1,99

Переходной реактанц xd' по продольной оси определяется из следующего соотношения:

Т 'x J = 1£T Xi, (4)

где TdQ' —постоянная времени цепи возбуждения при разомкнутой обмотке статора и Td—постоянная времени цепи возбуждения при закороченной обмотке статора. Таким образом для определения переходного реактанца xd' необходимо сначала определить постоянные времени Tdo' и 7У. Этот метод экспериментального определения переходного реактанца xd описан в указанной выше статье Wright'a.

Для определения постоянной времени цепи возбуждения при разомкнутой обмотке статора Td0' подбирают ток возбуждения в роторе так, чтобы обмотка статора имела напряжение, равное приблизительно половине от нормального. После этого замыкают накоротко рубильником К (рис. 2) обмотку ротора и осциллографируют кривую спадания напряжения в обмотке статора (рис. 3). Плавкий предохранитель, изображенный на рис. 2, берут такой, чтобы при замыкании рубильника К он немедленно перегорал. Кривую спадания напряжения наносят на бумагу с логарифмическим масштабом (рис. 6). Эта кривая в логарифмическом масштабе изобразится в виде прямой.

Рис. 2. Схема опыта по определению постоянной Рие. 4. Схема опыта по определению постоянной Г /Вологодская областная универсальная научная библиотека

www.booksite.ru

инж. о. д. м а ж у г а электричке!ни

Рис. 5. Осциллограмма для определения постоянной времени Тл’

3. Подсчет частоты собственных колебаний

Пользуясь значениями экспериментально определенных реактанцев ха, x q и xd , можно подсчитать синхронизирующую мощность Р, синхронной машины, работающей параллельно с мощной сетью, по формуле (2) или по формуле (3). Синхронизирующий момент на 1 радиан механически связан с синхронизирующей мощностью следующим соотношением:

Если провести прямую, параллельную оси X и имеющую ординату равную — = 0,368, то абсцисса точки

еппересечения этой прямой с прямой спадания напряжения даст постоянную времени Tdo’.

При определении постоянной времени 7У замыкают накоротко все три фазы обмотки статора (рис. 4) и подбирают ток возбуждения так, чтобы в обмотке статора протекал ток, равный приблизительно половине от нормального. Замыкают накоротко обмотку возбуждения и осциллографируют кривую спадания тока в обмотке статора (рис. 5). Постоянная времени спадания тока, определяемая абсциссой точки пересечения прямой спадания тока с прямой, параллельной оси X и имеющей ординату, равную 0,368, даст зйа- чение постоянной времени Т а (рис. 6).

В табл. 2 приведены значения постоянных времени 7V и Т а ', определенных описанными выше способами, и значения переходных реактанцев по продольной оси Ха, подсчитанных по формуле (4), для тех же двух машин, на которых были проведены опыты скольжения.


Постоянные машиныСинхронная ма-- Дизель-генераторшина мощностью М ОЩ Н ОСТЬЮ

22 kVA 585 kVA

Тао' ( с е к .) ........................... 0,535 4,17Тл' (сек.)....................... • *.■*/(«)............................

0,18 1,20,095 0,853

Рис. 6. Спадания напряжения и тока в статоре в логарифмическом масштабе при закорачивании обмотки ротора, соответствующие

осциллограммам, изображенным на оис. 3 и 5

Подсчитав по формуле (5) синхронизирующий момент Ts, для определения частоты собственных колебаний синхронной машины при параллельной работе с мощной сетью по формуле (1) остается только определить момент инерции J. Момент инерции вращающихся частей синхронной машины мощностью 22 kVA был определен экспериментально по методу Бутта и Трутта, который основан на опыте выбега, а момент инерции вращающихся частей дизель-генератора был подсчитан по конструктивным чертежам ротора генератора, муфты и поршней дизеля. Величины моментов инерции получились следующие (табл. 3):


Синхронная машина Дизель-генератормощностью 22 kVA мощностью 585 kVA

J (kgm/sec2) . . . . 0,875 2614

При этом необходимо отметить, что основную величину в общем моменте инерции (равном 2 614 kgm/sec2) вращающихся частей дизель-генератора составляет момент инерции ротора генератора (равный 2 475 kgm/sec2), а остальная часть момента инерции распределяется между муфтой и поршнями дизеля следующим образом:

Момент инерции муфты равен 37 kgm/sec2 и момент инерции четырех поршней дизеля равен 102 kgm/sec2.

Мы произведем подсчет частоты собственных колебаний синхронной машины мощностью 22 kVA и дизель- генератора мощностью 585 kVA при параллельной работе их с мощной сетью для тех напряжений и токов, какие имели данные генераторы при резонансной частоте, определенной экспериментально из опытов, описанных ниже. Кроме того, для дизель-генератора произведен расчет частоты собственных колебаний при нормальном напряжении и нормальном токе генератора. Во всех расчетах синхронизирующая мощность будет подсчитываться как по формуле (2), так и по формуле (3), и соответственно мы будем иметь по два расчетных значения частоты собственных колебаний, соответствующих расчетам синхронизирующей мощности по формуле (2) и по формуле (3). Ниже мы приведем расчет частоты собственных колебаний дизель-генератора при нормальном напряжении и нормальном токе генератора. Для условий, при которых были экспериментально определены частоты собственных колебаний синхронной машины мощностью 22 kVA и дизель-генератора мощностью 585 kVA, мы не будем* проводить расчета,

Рис. 7. Векторная диаграмма синхронного генератора, построенная по Doherty и Nlckle


rv 0— Г. частота сооственных колеоании дизель-генератора 1У

а приведем только результаты расчета частот собственных колебаний.

Р а с ч е т ч а с т о т ы с о б с т р н н ы х к о л е б а н и й д и з е л ь г е н е р а т о р а м о щ н о е т ь ю 585 kVA пр и н о р м а л ь н о м н а п р я ж е н и и г е н е р а т о р а , р а в ном 2100 V, и п ри н о р м а л ь н о м т о к е , р а в н о м 160 А, о т д а в а е м о м м о щ н о й с е т и п р и п а р а л л е л ь но й р а б о т е . Расчет частоты собственных колебаний дизельгенератора, работающего параллельно с мощной сетью, мы произведем двумя способами: 1) синхронизирующую мощность будем подсчитывать по формуле (2) и 2) синхронизирующую мощность будем подсчитывать по формуле (3). Для расчета синхронизирующей мощности как по формуле (2), так и по формуле (3) необходимо сначала определить э. д. с. по продольной оси e i и угол нагрузки 8'. Электродвижущую силу ел можно определить (рис. 7) из следующей формулы:

ed' = V e 2 — V s x q + ^ *d- (6)

При cos ф = 0,8:id = i sin ф = 160-0,6 = 96 A, ig — izo%^ — 160-0,8= 128 A,

idxd — 96-2,97 = 285 V, iaxe= 128-1,99 = 254,5 V,

ed = Y ег —\i,/ xq2 -j- i,i x,i —= > /12125— 2 5 4 , + 285 =1,470 V.

При нормальной нагрузке генератора угол нагрузки, который определяется из векторной диаграммы (рис. 7), равен приблизительно 8' = 15°.

Подсчитаем теперь синхронизирующую мощность данного дизель-генератора при параллельной работе его с мощной сетью по формулам (2) и (3). Синхро низирующая мощность при расчете по формуле (2):

ее л хл — х„Р = т ---- cos 8' -1- тег ----------- cos 28' =

ха x dx g1 2 1 2 - 1 4 7 0 2 9 7 1 9 9

= 3 2,97 ° ’966 + 3 • 1 2122 - 0 7 - 1,9% 0)866 =

= 1 740 000 + 632 000 = 2 372 000 W на Д рад. эл.или

D 2372000 0, 0ПА„ . , 'Р ,— ----g-gj— = 242000 kgm/sec на 1 рад. эл.

Синхронизирующая мощность при расчете по формуле (3):

Р = тeedxd cos 8' т е

xd — xqx dx0 cos 28'-)-

т е — ^ -s in 2 8': xdxd'. о 1 212-1 4 7 0 n n c , , 3 - 297 0,966+

- f 3 • 1 2122 -;-5v .1 no9 °-866 + 3 • 1 2122 2,97 0,8532,97-1,99 1 “ “ **“ 2,97-0,853= 1 740 000 + 632 000 + 247 000 = 2 619 000 W на 1 рад. элили

Р, — - °п о =267000 kgm/sec на 1 рад. эл.У,о 1

Синхронизирующий момент на 1 радиан механический при расчете синхронизирующей мощности по формуле (2) будет

Т* 9Р„Р_ 242 000-16 <в 2тг-187,5 197 000 kgm на 1 рад. мех.

60Соответственно синхронизирующий момент на 1 радиан механический при расчете синхронизирующей мощно

сти по формуле (3) будет

Т.Р ,р_267 000-16(О ~ 2тг. 187,5 = 217500

60

kgm на 1 рад. мех.

Частота собственных колебаний дизель-генератора, работающего параллельно с мощной сетью, при расчете синхронизирующей мощности по формуле (2) будет

197 000 2614 = 82,9 пер/мин.

И соответственно частота собственных колебаний дизельгенератора при расчете синхронизирующей мощности по формуле (3):

, 3 0 - / 7 7 30 , / 217500 07. .t = ~ y - f = - - ] / - 2 6 i r = 87’2 " ер ,м и и -

Подобным же образом, пользуясь для расчета синхронизирующей мощности формулами (2) и (3), был произведен расчет частоты собственных колебаний для синхронной машины мощностью 22 kVA и для дизельгенератора мощностью 585 kVA для тех условий (для напряжений и токов), при которых были определены экспериментально частоты собственных колебаний синхронной машины мощностью 22 kVA и дизель-генератора мощностью 585 kVA. Данные всех этих расчетов приводятся в табл. 4 и 5.

Т а б л и ц а 4Синхронная машина мощностью 22 kVA

При расчете Ра по формуле (2)

При расчете Ра по формуле (3)

При напряжении U = У 3 е = 115 V и токе i = 75 А

Частота собственных колебан. в пер/мин

Дизель-ге

150

ф

нератор мощностью

156 :

Т а б л и ц а 5 585 kVA

При расчете Р , по формуле (2)

При расчете Р, по формуле (3)

При нормальном напряжении U = У 3 е = 2 100 V и нормальном токе i = 160 А

Частота собственных колебаний в пер/мин 82,9 87,2

При напряжении U = У 3 е = 2 280 V и токе i = 130 А

Частота собственных | колебаний в пер/мин 86,6 90,0

Из приведенных таблиц видно, что расчетное значение частоты собственных колебаний, определенное при подсчете синхронизирующей мощности по формуле (2), отличается от расчетного значения частоты, определенного при подсчете синхронизирующей мощности по формуле 3), во всех случаях не более чем на 5%. При этом для расчета синхронизирующей мощности по формуле (2) необходимо определение только синхронных реактанцев x d и xq, которые могут быть определены из опыта скольжения, а для расчета .синхронизирующей мощности по формуле (3), кроме реактанцев ха и xq, еще необходимо определение переходного реактанца по продольной оси x j.


20 Инж. В. Д. М а ж у г а электричество

4. Экспериментальное определение частоты собственных колебаний

а) Э к с п е р и м е н т а л ь н о е о п р е д е л е н и е ч а с т о т ы с о б с т в е н н ы х к о л е б а н и й с и н х р о н н о й ^ м а ши н ы м о щ н о с т ь ю 22 kVA. Для экспериментального определения частоты собственных колебаний синхронной машины мощностью 22 kVA была собрана специальная схема, изображенная на рис. 8, дающая возможность получать переменный момент разной периодичности от мотора постоянного тока № 2, который вращает синхронный генератор, работающий па-

Сеть мосзнерго

г “ ....~ '_____• ■'■’V" ■ iV p a t! ’ vs -n,rr,3 /ш <

щ, pubcpomc-iitfs млцчЫ сег.о-е

1 &*$с

Лч «о!?:MVMAV>WAVvVMWWWAVAvjAW.W/mW.VA\WC/MV,VWW*V.

Рис. 8. Схема опыта по определению частоты собственных колебаний синхронного генератор^, работающего параллельно с мощной

сетью

раллельно с мощной сетью. На схеме, изображенной на рис. 8, к первичной обмотке ротора мотора Шраге подводится трехфазный ток, который создает в роторе вращающееся магнитное поле. Обмотка статора мотора Шраге отключена. Мотор Шраге сцеплен с мотором постоянного тока № 1, который вращает ротор мотора Шраге со скоростью выше синхронной скорости вращающегося магнитного поля ротора мотора Шраге. При вращении ротора мотора Шраге со скоростью выше синхронной на щетках коллектора, соединенного с вторичной обмоткой ротора мотора Шраге, можно снимать напряжение, периодичность которого будет соответствовать разности скоростей, состоящей из скорости вращения ротора мотора Шраге минус синхронная скорость вращающегося магнитного поля, создаваемого первичной обмоткой ротора мотора Шраге. Соединяя щетки мотора Шраге последовательно с сетью постоянного тока и подводя суммарное (от сети и от мотора Шраге) напряжение к якорю мотора постоянного тока № 2, мы получим кривую тока, протекающего в якоре мотора постоянного тока № 2, изображенную на рис. 9. При независимом возбуждении мотора постоянного тока № 2 мотор создает такой периодичности переменный момент, какую имеет кривая тока, изображенная на рис. 9. Периодичность же кривой тока, а следовательно, и момента, можно изменять, изменяя скорость вращения ротора мотора Шраге. Мотор постоянного тока Mb 2, создающий переменный момент, соединен с синхронным генератором, работающим параллельно с мощной сетью Мосэнерго. Изменяя число оборотов мотора постоян-

Рис. 9. Кгивая тока, протекающего в якоре мотора постоянного

-Л Л Л А Л /З

Рис. 10. Осциллограммы качаний тока синхронного генератора, работающего параллельно с мощной сетью тока мотора Шраге, сни

маемого с коллектора, и напряжения Мосэнерго

ного тока № 1 от скорости, соответствующей синхронной скорости вращающегося магнитного поля ротора мотора Шраге и выше, будем пЪлучать различной периодичности переменный момент, создаваемый мотором постоянного тока № 2, который вращает синхронный генератор, работающий параллельно с сетью Мосэнерго. Синхронная машина, работающая параллельно с мощной сетью, имеет некоторую частоту собственных колебаний, величина которой зависит от параметров данной синхронной машины. При сов-,, падении частоты переменного момента мотора постоянного тока Mb 2 с частотой собственных колебаний; ~т,„,ггчлиипгп грнйпятппя бюлем иметь цезонанс колебав


J* 6—1934 г. Частота собственных колебаний дизель-генератора 21

ний тока, отдаваемого синхронным генератором сети Мосэнерго. Изменяя частоту переменного момента мотора постоянного 'тока № 2 от нуля и выше, будем иметь увеличивающиеся с увеличением частоты качания тока до тех пор, пока вынужденная частота переменного момента мотора постоянного тока № 2 не совпадет с собственной частотой синхронного генератора, работающего параллельно с мощной сетью. С дальнейшим увеличением вынужденной частоты качания тока будут уменьшаться (рис. 10). Осциллогра- фировались три кривые: 1) кривая напряжения Мосэнерго (для масштаба), 2) кривая тока от щеток мотора Шраге, частота которого равна вынужденной частоте переменного момента, создаваемого мотором постоянного тока № 2, и 3) кривая тока синхронного генератора, работающего параллельно с мощной сетью. В приведенных на рис. 10 осциллограммах частота тока от щеток мотора Шраге, а следовательно, и вынужденная частота переменного момента, создаваемого мотором постоянного тока № 2, изменялась в пределах от 0 до 5,66 Hz. На рис. 11 построена по осциллограммам, изображенным на рис. 10, кривая изменения величины качаний тока синхронного генератора в функции от частоты переменного момента мотора постоянного тока № 2. Резонанс колебаний тока синхронного генератора наблюдался при частоте переменного момента мотора постоянного тока № 2, равной 2,56 Hz или 154 пер/мин.

Интересно отметить, что резонанс из осциллограмм можно определить не только по амплитуде пульсирующего тока генератора, но также и по углу отставания максимума тока, имеющегося при качаниях синхронного генератора от максимума тока мотора Шраге. Из общей теории колебаний известно, что при наличии демпфирования угол отставания отклонения от вынуждающей силы изменяется в зависимости от частоты по закону кривой, изображенной на рис. 12.При резонансе ( когда отношение 4f- =Ь-'У Этот угол

тгравен -g- Так как фаза тока от щеток мотора Шраге характеризует фазу переменного момента, создаваемого мотором постоянного тока № 2 (т. е. фазу вынуждающей силы), то поэтому при резонансе угол отставания максимума тока синхронного генератора (т. е. максимума отклонения) от максимума тока отщеток мотора Шраге должен равняться И действительно, из осциллограммы № 4, изображенной на рис. 10, видно, что угол отставания максимума колебаний тока синхронного генератора от максимума токаот щеток мотора Шраге равен при той же частоте 2,56 Hz или 154 пер/мин. Таким образом в н а с т о я щ е й р а б о т е д а н о э к с п е р и м е н т а л ь н о е п о д т в е р ж д е н и е т о г о п о л о ж е н и я из о б щ е й т е о р и и к о л е б а н и й , ч т о и д л я к а ч а н и й с и н х р о н н о й ма ши н ы, р а б о т а ю щ е й п а р а л л е л ь но с м о щ н о й с е т ь ю, у г о л о т с т а в а н и я о т к л о н е н и я от в ы н у ж д а ю щ е й с и л ы при н а л и чии д е м п ф и р о в а н и я и з м е н я е т с я по з а к о н у к р и в о й , и з о б р а ж е н н о й на рис. 12.

б) Э к с п е р и м е н т а л ь н о е о п р е д е л е н и е ча с т о т ы с о б с т в е н н ы х к о л е б а н и й д и з е л ь - г е н е р а т о р а м о щ н о с т ь ю 585 kVA. Известно, что частота собственных колебаний двух о д и н а к о в ы х параллельно работающих синхронных генераторов равна частоте собственных колебаний одного из данных синхронных генераторов при параллельной работе его с мощной сетью. В опытах, описанных ниже,

Рис. 11. Кривая зависимости максимальной амплитуды тока, отдаваемого синхронным генератором мощностью 22 kVA работающим параллельно с мощной сетью, от частоты переменного момента со

стороны мотора постоянного тока № 2

колебаний двух о д и н а к о в ы х параллельно работающих дизель-генераторов 6). Поэтому эта частота будет равна частоте собственных колебаний данного дизель- генератора при параллельной работе его с мощной сетью.

Опыт по определению частоты собственных колебаний двух параллельно работающих дизель-генераторов заключался в следующем. Сначала один из генераторов при пониженном напряжении (порядка 500 V) нагружался на водяной реостат. Затем к нему подключался параллельно второй дизель-генератор. Нагрузка при этом между генераторами распределялась первоначально неравномерно, так как распределение зависело от настройки регуляторов дизелей, которая может быть, конечно, неодинаковой. Регулированием регуляторов добивались одинакового распределения

Рис. 12.

Кривая изменения угла отставания отклонения от вынуждающей силыв функции отношения (fe —

частота вынужденных колебаний, f e — частота собственных колеба

ний).

нагрузки между генераторами. Далее повышали плавно напряжение у обоих генераторов, работающих параллельно на водяной реостат, повышая для этого плавно ток возбуждения у обоих генераторов и поддерживая скорости вращения генераторов постоянными.

В первом приближении можно считать, что синхронизирующий момент изменяется прямо пропорционально квадрату напряжения Tt ^ k xU2. Частота же собственных колебаний изменяется прямо пропорционально корню квадратному из синхронизирующего момента /= = ]f Т ,. Следовательно, частота собственных колебаний будет изменяться приблизительно пропорционально напряжению генераторов f= k ( J . Таким образом при увеличении напряжения генераторов частота собственных колебаний будет увеличиваться приблизительно пропорционально напряжению. Вынужденная же частота со стороны дизеля при постоянной скорости вращения дизеля будет постоянна. Поэтому при некотором напряжении собственная частота будет сов- •)

•) Нормально данные дизельгенераторы на станции N-ro завода работали на промышленную нагрузку раздельно. На параллельную работу они включались только в продолжение нижеописанных


, 22 Инж. В. Д. М а ж у г а Электричество

Рис. 13. Осциллограммы напряжений и токов одного из двух параллельно работающих дизель-генераторов мощностью 585 kVA каждый

при различном напряжении генераторов

падать с вынужденной и качания тока между генераторами будут максимальными.

Во время опытов осциллографировались (рис. 13) напряжение и ток одного из генераторов при различ-' ных напряжениях параллельно работающих генераторов. Верхняя I кривая на осциллограммах является кривой напряжения параллельно работающих дизель- генераторов и нижняя кривая является кривой тока одного из параллельно работающих дизель-генераторов. Из этих осциллограмм видно, что максимальные качания тока наблюдались при напряжении, равном 2 280 V (осциллограмма № 3 на рис. 13). При этом напряжении качания тока настолько велики, что данный режим работы генераторов (т. е. U = 2 280 V и 4р=130 А) можно считать резонансным. Ввиду того что данный дизель четырехцилиндровый, четырехтактный и имеет в одном цилиндре несбалансированную массу (отсутствует компрессор, имеющийся на каждом из остальных трех цилиндров), основная вынужденная частота колебаний во всех опытах равна половинному числу оборотов в минуту дизель-генератора, т. е. 187 5—^ — = 93,75 пер/мин. Следовательно, можно считать,что экспериментально определенная частота собственных колебаний двух параллельно работающих дизель- генераторов равна 93,75 пер/мин при напряжении генераторов, равном 2 280 V, и при среднем токе, равном 130 А. Этой же величине будет равна частота собственных колебаний одного из этих дизельгенера- торов при параллельной работе его с мощной сетью при вышеуказанных напряжении и токе.

5. Выводы

В табл. 6 даются результаты вышеизложенных расчетов и экспериментов по определению частоты собственных колебаний синхронной машины мощностью


Синхронная машина мощн. 22 kVA

Дизельгенератор мощн. 585 kVA





Расчетное значение частоты собственных колебаний, пер/мин.................. 150 156 86,6 90,0

Экспериментально определенное значение частоты собственных колебаний, пер/мин. . . . 154 93,75

Из этой таблицы видно, что экспериментально определенные значения частот собственных колебаний довольно близко в обоих случаях лежат около расчетных. Экспериментально определенную частоту собственных колебаний синхронной машины мощностью 22 kVA следует считать ближе лежащей к действительной собственной частоте, чем это имеется для дизель-генератора, по двум причинам: во-первых, эксперименты с синхронной машиной мощностью 22 kVA проводились в лабораторных условиях, которые давали возможность получить большую точность измерений, и, во-вторых, при определении частоты собственных колебаний дизель-генератора могло иметь место влияние качаний регуляторов и крутильных колебаний в валу на собственную частоту дизель-генератора, которое было исключено при экспериментировании с синхронной машиной мощностью 22 kVA. Поэтому, взяв в основу для сравнения расчетных и экспериментально определенных частот собственных колебаний результаты, полученные для синхронной машины мощностью 22 kVA, можно сказать, что при расчете синхронизирующей мощности по формуле (2) получаем несколько преуменьшенное значение для частоты собственных колебаний (150 пер/мин вместо экспериментально определенного значения, равного 154 пер/мин), а при расчете синхронизирующей мощности по формуле (3) получаем несколько преувеличенное значение частоты собственных колебаний (156 пер/мин вместо экспериментально определенного значения, равного 154 пер/мин). Таким образом разница в расчетных значениях частот в зависимости от того, рассчитывается ли синхронизирующая мощность по формуле (2) или по формуле (3), получается небольшая—порядка 5%. Но расчеты синхронизирующей мощности по формуле (2) значительно проще, чем расчеты по формуле (3), так как они не требуют определения переходного реактанца по продольной оси х / .

Следовательно, настоящая работа показала, что п р а к т и ч е с к и ч а с т о т у с о б с т в е н н ы х колеб а н и й д и з е л ь - г е н е р а т о р а , р а б о т а ю щ е г о п а р а л л е л ь н о с м о ш н о й с е т ь ю , м о ж н о подс ч и т а т ь , п о л ь з у я с ь д л я р а с ч е т а с и н х р о н и з и р у ю щ е й м о щ н о с т и ф о р м у л о й (2), подсчет по к о т о р о й т р е б у е т т о л ь к о о п р е д е л е н и я р е а к т а н ц е в х* и xQ и не т р е б у е т о п р е д е л е н ия р е а к т а н ц а х&.

Однако эти выводы верны только в тех случаях, когда генератор имеет нормальный угол нагрузки, равный 15—20°, т. е. такой угол, какой бывает обычно у дизель генераторов. Если же дизель-генератор* почему-либо спроектирован так, что нормальный угол нагрузки значительно больше 20°, то тогда третий член в формуле (3) имеет большую величину и при расчете необходимо его учитывать, т. е. производить^


№ 6—1934 г. Постоянные системы „два провода-земля

(3), определяя для этого кроме реактанцев x d и х д еще реактанц x j.

Базируясь на вышеизложенных выводах по методам расчета частоты собственных колебаний, можно сказать, что для дизельгенератора, установленного на дизель-генераторной станции N ro завода, на котором производились эксперименты, частота собственных колебаний равна 82,9 пер/мин (см. табл. 5) при нормальном напряжении и нормальном токе генератора. Эта собственная частота довольно близко лежит около вынужденной частоты, равной 93,75 пер/мин. Поэтому параллельная работа данного дизель-генератора с мощной сетью и параллельная работа его с таким же другим дизель-генератором должна сопровождаться большими качаниями. И действительно, осциллограмма № 2 на рис. 13, снятая при напряжении 2 070V, лежащим близко к нормальному напряжению генератора (нормальное напряжение равно 2100 V), показывает,

что параллельная работа двух данных дизель-генераторов в условиях, близких к нормальным, сопровождается большими качаниями.

В заключение считаю своим долгом выразить глубокую благодарность акад. К. И. Шенферу за ценные указания по данной работе.

Литература1. W r i g h t , Determination of Synchronous Machine Constants by

Test, .Tiansactions of the AIEE', 1931, декабрь.2. K i l g o r e , Determination of Synchronous Machine Constants,

„Transactions of the A1EE“, 1931, декабрь.3. D o h e r t y and N 1 c k 1 e, Synchronous Machines.

Part I and 11—.Transactions of the AIEE", 1926.. Ш „ . * . 1927.. IV . . . „ . 1928.. V . . . . . 1930.

4. P r e s c o t t , The free period of coupled alternators, .Journal of the Institution of Electrical Engineers"', 1929.

N ' 16/11 1934 r.

НОВОЕ В ЭЛЕКТРОТЕХНИКЕ

Постоянные системы

С целью определения г, х и z трехфазной электропередачи по системе два провода-земля (рис. 1) в электросети Ленэнерго провели измерения на специально выделенных для опыта линиях. Измерения производились переменным током низкого напряжения на отре-

Рис. 1

зах 35-киловольтной распределительной сети порядка 20—30 km и магистральной линии на 220 kV общей протяженностью 240 km.

1, Мётоды измерения

Измерение интересующих нас величин производилось, исходя из следующих принципиальных схем:

а) шлейф провод-провод и контур провод-земля (рис. 2);

б) трехфазное короткое замыкание трех воздушных проводов и системы два провода-земля (рис. 3).

Проведенными предварительными исследованиями установлено, что при наличии в опытной установке рабочих заземлений с малым активным сопротивле

нием полное сопротивление силового провода-земля значительно ниже полного сопротивления нормированных сечений воздушных проводов. Следовательно, имеем несимметричную трехфазную систему и при короткозамкнутой линии, работающей по системе два

„два провода-земля^Инж. П. Ооешкинский

Ленинград

провода-земля, потенциал общей точки О генераторного конца отличается от потенциала общей точки Оi приемника, в данном случае закороченных проводов электропередачи.

Поэтому определение непосредственным измерением в условиях опыта постоянных линий затруднительно.

С целью более наглядного выделения г, х и z системы автором предложена схема симметрирования (рис. 4). Здесь в фазу-землю введено дополнительное переменное сопротивление zg, регулируя которое, можно получить za^ z b z c. Симметричность системы в условиях опыта устанавливается показанием имеющихся.в схеме измерительных приборов, но для кон-

Рис. 3. Схема два провода-земля

троля в некоторых случаях общие точки электропередачи О и Ог соединялись свободным воздушным проводом и в полученный таким образом нулевой провод включался точный измерительный прибор.

2. Результаты измерений

В табл. 1 сведены результаты измерений, произведенных на участке 35-киловольтной линии общей протяженностью 29,5 km. Опытная линия монтирована тремя алюминиевыми проводами сечением 70 mm2 без троса. Все опоры деревянные с металлическими траверсами, средняя высота подвеса провода 7 т . Провода расположены по равностороннему треугольнику со стороной 1,35 т . Грунт по трассе, главным образом, суглинок. Температура воздуха в момент измерений равнялась -[-24° С, земля высохла до растрескивания. Измерения производились приборами лабораторного типа.


24 Инж. П. О р е ш к и н с к и й Электричество

Т а б л и ц а 1Данные короткого замыкания системы два провода-земля

0 io ^20 и к h 4 h Pi Рг Рг ^28 £4i Upeocm z cp х ср гср rpeocm COSf j1

62,1 62,4 61,5 3,85 3,80 3,80 185 180 181 107,1 105,5 106,2 37,6 16,3 10,16 12,5 9,68 0,77 ;

Upeocm—напряжение, замеренное на зажимах дополнительного сопротивления.

В табл. 2 сопоставлены постоянные фазы опытного участка, определенные расчетом для нормальных условий с тремя воздушными проводами, и постоянные, полученные экспериментально методом короткого замыкания симметрирования системы два провода-земля.


ОпытныеI

Расчетные Соотношение%

r ....................... 12,5!\r 12.5 100

X ....................... 10,46 ! 10,62 102z . . . . • , , 16,3 16,48 101 !

Как видно из таблицы, имеем почти полное тождество абсолютных значений постоянных, полученных расчетом, с опытными данными.

В рассмотренном случае имеет место весьма благоприятное для опыта совпадение—реактивность участка земли оказалась порядка реактивности воздушных проводов линии.

На рис. 5 на основании приведенных в табл. 1 опытных данных построена векторная диаграмма. Для сопоставления на рис. 6 дана векторная диаграмма

Рис. 4. Схема короткого замыкания системы два провода-земля с дополнительным сопротивлением

короткого замыкания трех воздушных проводов того же опытного участка.

Произведенные измерения дают возможность опытным путем определить активное и, реактивное сопротивления 1 km провода-земли в новой системе.

г, = 12,5 - (г , - ( - О = 12,5 — 11,09 = 1,41 О,

где г — сопротивление включенного в фазу-землю реостата, равное 9,88 Q, гд — сопротивление двух за-

I

Рис. 5. Короткое замыкание системы Рис. 6. Короткое замыканиеП В СВ П П Л В Л Й В . П А м а л п п м Т А ________ _____ ____________ ___ ___ _______ __ _ _ _

земляющих контуров, равное 1,20 О. Пересчитывая на 1 km земли имеем

Zl= w (1,41 + у 10’4 6 )= °’048 + ' °«355=________j 82° 2 0 '

= 0,358 еПроизведенными сотрудниками ЛЭФИ в условиях нагрузочного режима дополнительными измерениями на данном участке точность приведенных цифр полностью подтверждена.

В табл. 3 сведены результаты измерений по схеме первой шлейф провод-провод и шлейф провод-земля.


С х е м а

Сопротивлениешлейфа

Q.

Сопротивление 1 km

Примечание

г X Z Г X Z

Шлейф .провод-провод“ . . . .

Контур .провод-

24,4 19,6 31,3 0,414 0,332 0,532 На 1 km провода

земля • • • • 14,55 16,54 24,20 0,493 0,562 0,821 На 1 km трассы длина опытной линии 29,5 km

Здесь реактивность шлейфа провод-провод несколько больше реактивности контура провод-земля.

Серия измерений, проведенных на участке 35-кило- вольтной линии А В С (рис. 7), представляет значительный теоретический интерес, так как исследования производились различными методами -как на отдельных


№ 6-1934 г. Постоянные системы два провода-земля 25

ветвях АВ и ВС, так и на суммарном участке АВС. Не входя пока в подробное рассмотрение полученных опытом результатов, приводим постоянные провода- земля, определенные методом короткого замыкания системы два провода-земля на участке АВС протяженностью 21,6 km.

Опытом установлено полное сопротивление 1 km фазы-земли

. У57°40 'z = 0 ,076+ /0,12 = 0,14 е

Полученные данные значительно отличаются от результатов первого случая при наличии одинаковых габаритных размеров электропередачи. К числу основных факторов, повлиявших на постоянные земли, может быть отнесена малая удельная проводимость песчанистого грунта, низкая температура (— 21° С) в момент измерений и возможно параллельный пробег на участке Ва, имеющем общую протяженность 2X 3 ,5 — 1 km при расстоянии между осями линий в 17 т . Во всяком случае полученный здесь опытный материал необходимо подвергнуть дополнительной теоретической обработке.

Определение постоянных на магистральной электропередаче произведено в декабре 1933 г. Протяженность линии, как уже отмечено, равнялась 240 km. Линия монтирована сталеалюминиевыми проводами общего сечения 445 mm2 без заземляющего троса. Средняя расчетная воздушных проводов от земли 10 m при расстоянии между проводами 6,4 т . Провода транспонированы.

В табл. 4 сведены результаты измерений при коротком замыкании трех воздушных проводов и соответственно системы два провода-земля.


Схема короткого

замыкания

Линейноенапряже

ние

Фазовоенапряже

ниеиА

4А

4А

РаW

РьW

РсW

Uab у. 1vbc |и ~ и . 0 и №и л

Три воздушных провода . • . 376 376 3 + 220,5 223 221 2,05 2,09 2,07 72 76 78

Два провода-земля ...............

1388 385 387 221 223 221 2,1 2,15 2,15 72 74 80

При коротком замыкании системы два провода- земля в заземленную фазу Ъ было введено дополнительное сопротивление zq, которое в условиях, близких к симметрии, имело импеданц

zq = 5,4 + / 24,5 = 26 eJ7&°.Векторная диаграмма короткого замыкания системы

два провода-земля дана на рис. 8.Включая импеданц введенного в фазу-землю допол

нительного сопротивления и активное сопротивление двух заземляющих контуров, равное 0,3 £1, имеем полное сопротивление 1 km земли.

z3 = 0,044 + /0,322 = 0,325 e ^ 'Q j k m .

В табл. 5 сведены постоянные 1 km земли, определенные опытами.


Тип электропередачи Полное сопротивление 1 km

35 kV, 1 = 29,5 km . ./82° 20'

z x = 0,048 + j 0,355 = 0,358 e35 kV, l = 21,6 km . .

у 54° 40'Zj = 0,076i -4 -у 0,12 = 0,140 e

520 kV. / = 94П km . . /82° 15'2- = CiJUA. -a- i О .Ч27 = 0 3 9 5 e

а

Рис. 8. Векторная диаграмма трехфазного короткого замыкания по системе два провода-земля магистральной линии

Из приведенных исследований можно сделать следующие выводы:

1) в пределах необходимой для практических приложений точности постоянные воздушных проводов при электропередаче по системе два провода-земля можно рассчитывать как и постоянные этих проводов в системе с тремя воздушными проводами;

2) постоянные фазы-земли не зависят от высоты подвеса воздушных проводов;

3) для Ленинградского района можно рекомендовать/8 2 °2 0 /

г = 0,045 + / 0,355 = 0,358 еДля работы с иными климатическими и почвенными

условиями необходимо сделать дополнительные измерения.

3. Электрический расчет системы два провода-земля

Введение в электропередачу провода-земЛи с малым активным сопротивлением создает некоторую асимметрию системы, степень которой и установим расчетным путем.

На рис. 9 дана принципиальная схема электроснабжения по системе два провода-земля. Импеданц z с соответствующим значком об‘емлет полное сопротивление данной фазы, включая нагрузочное сопротивление приемного конца, сопротивление генератора, собственное сопротивление воздушных проводов в фа-

I----VWV—mifom

k

■ ивштЬлп

Рис. 9. Принципиальная схема электропередачи по системе два про- ,, вода-земля

зах Л и С и соответственно провода-земля с рабочими заземлениями в фазе В. Допуская для удобства расчета равномерную загруженность фаз в симметричность импеданцев фаз силовых трансформаторов и генераторов, можно написать

2д = г с = г г + 2 г от+ г в + г к, \ zB= z 4+ '2 zm + s3+ z H, |

гдеz H~ полное сопротивление генератора, zm „ трансформатора,г, „ я воздушного провода,


> *26 Инж. Г1. О р е ш к и н е к и й Электричество

Исходя из закона Кирхгофа, составим уравнения напряжений для трех замкнутых контуров, на которые можно расчленить трехфазную систему:

О а + i а . z a I в z b О в — о ,

О в + 1 в Z B / с z c О с z = О,

О с - \ - h S C I А 2 А О А — 0 .

Введя два дополнительных условия

(2)

О л + О в + О а = о , I

r'o = 0- I (3)h + + + /Из уравнений (1) и дополнительных условий (2) путем преобразований получаем токи в отдельных фазах:

j __ UA( 2 z B- \ - z c) + UB (z B— z c)+ z B+ z Bz c + z c +

UA (zA zc) UB (2 zB*B = -

■2сУ (4)2 a z b + z b z c + 2 c 2 a

j О a ( z a + 2 Z B ) + O b ( 2 Z A + z B )

Z A Z B + Z B Z C J T Z C Z A

Переходя к симметрично составляющим по методу Фортескью, получаем симметричные составляющие тока1):

/ , = - 3 6+ + К

А = з * / - ^ ~

•з и , - 2-к

к3 U --P -

к

(5)

Ток нулевой последовательности равен нулю

K = Z A Z B + Z B Z C + Z A Z C

или, принимая для наших условий zA = zc, имеем k = 2 z Az B+z~A\ ^

Пользуясь сделанными выводами, проводим примерный электрический расчет системы два провода-земля для конкретного случая.

Примем для расчета следующие данные: Д2= 100кУ, х к = \%%,Р 2 = 24 000 kW, cos ф2 = 0,8

х р — 12%,= 0 km.

2u = X„EH. 1102-18-106

2 z m^ 2 x n = 2

P-100 30 000-101102- 1 2 - 106

: 76,6 Cl,

3 0 0 0 0 -1 0 62-48,4 = 96,80.

Полное сопротивление участка землиz3 = 100 (0,045 + 0,355) = 4,5 + у 35,5.

Сопротивление растекания заземляющих контуров определяем из условия нагревания электродов.

Оллендорф2) дает очень простую зависимость для определения стационарно предельного напряжения для нагруженного заземления:

Е = у ^ 2 (1 0 0 - 4 ) *

из которого для наших условий среднее значение определяется в 147 V.

Номинальный ток. 24220

1/3-100-0,8 = 173 А-Следовательно, сопротивление двух заземляющих кон-

. 147туров 1

2 г. 173 1,7 2.

Полное сопротивление фазы-земли *а = 6,2+у36.

Полное сопротивление равномерной нагрузки на фазу

, . = * а * о,I l / з 173-1/3

или в комплексной формеея — 334 (cos о + у sin <р) = 267 + у 200;

тогда полное сопротивление отдельных фаз системы два провода-земля

• • / 55® 2 (УВА = г с = 284,5 + /410,5 = 500 е

вв = 273,2 + /405 = 488 е™.

Пользуясь уравнениями (5), найдем токи прямой и обратной последовательности

Л = — 3£Л20 |- ъ и * 2К К

z\___ з Ох^ -К К

Полное сопротивление отдельных фаз в наших условиях может быть представлено, как и прежде, в виде следующей зависимости:

ZA = z C:= ZH -h 2 Z m - l -Z e - j -Z H,

ZB = 2H + 2 2m + Z3 ~ h 2H-Значение составляющих дано выше к формуле (1).Учитывая в первом приближении только реактив

ность генератора и трансформаторов, имеем:

Считая напряжение у генераторного конца симметричным, имеем:

Л — — 3 U A~ ^ r ,К

Л = з и .к

Принимая сечение провода СА-95 и расстояние между проводами 4 т , берем постоянные, рассчитанные для нормальной трехфазной системы с тремя воздушными проводами:

^в = 100 (0,0175 —[—У 0,411) = 17,5—(-у 41,1.

Для получения составляющих прямой и обратной последовательности тОка найдем знаменатель уравнений:

к = 2 в Аг в + гА\• ■ /53° 20' /56“ /109" 20'

2zAzB= 2 - b № e 488е =488-108е'7 == — 162 ПО3 -+ у 462-

/110°40* j lW if fz / = 500ае = 250 • 103 е = — 82,3+ у 234;К — — 162-108 + /4 6 2 -103| - 82,3 • 108 + 234 • 103 == — 244-103 +у969-108 = — 737-103e _y70°'t0'.108.

Сопротивление нулевой последовательности

о ( 2 а + гв + z c) — “g" (842,2 + у 1 226) =

= 281 + у 408,6 = 495*/’55°30'.О б е р д о р ф е р , Расчеты по методу симметричных состз-


№ 6-1934 г. Электромеханический или Соленоидный молоток 27

Соответственно, сопротивление положительной последовательности

*1 — - д - {гА + а г В + О 2 З с ),. /120° У 56° /176°

аав = е 488 в — 488 е = — 487 + У 34,2,. /240° У 55° 20' У 295° 20'

а*гс— е ■500 е — 500е = 2 1 4 —j 452,1 — /32° 10‘

= -д- (11,5 —у 7,3) = 3,87 —у 2,43 = 4,57 е Приведенное симметричное напряжение генератора

и ф = 173-500 = 86 500 V = 86,5 kV.

Принимая расположение векторов согласно рис. 10, находим составляющие положительной и отрицательной последовательности

} _ 3 - 86,5-469*? _1 ~ ___ 1П„ -)Ш й> — 7э7-103е

/126° 10'174,7 е = — 103+/141,— /32° 10'

3-86,5-103-4,57 е _ „ 10С— У 70° 40' l , i O O

— 737-Ю3е .= — 0,967—70,738.

У 38° 30'е

Линейные токи:

i а = Л + Л — — Ю4 -j-j 140,

IBz= а2Л - f а /2 = 174,6 + у 18,25, i а = о Д + а2 /8 = 70,6 —у 159,6 — 0,175 -ЬУ 1,172 =

= —70,8—у 158,43или, переходя к абсолютным величинам,

/4 = 174 А; /я= 175,5; / с= 1 7 3 А.

Степень несимметрии системы

а = 100 -А- = Ю О -Т У ^у- = О’68 % •

Практически в условиях, принятых для расчета нагрузок, электропередачу можно считать симметричной. Представляет интерес выявить ту минимальную нагрузку, при которой степень асимметрии электропередачи удовлетворяет требованиям электротехнических правил и норм.

Из опыта на 35-киловольтной линии длиной в 29,5 km (случай первый) степень асимметрии электропередачи в условиях короткого замыкания определилась в 24%. Дополнительным расчетом установлено, что равномерная нагрузка системы в 1 kW выравнивает несимме- трию указанной линии до установленных электротехническими нормами 5%. Кроме того, годичный экс- плоатационный опыт сетей, работающих по системе два провода-земля в Боровичском районе, в г. Ораниенбауме (совхоз Кобралово) и др., показал, что использование ценных проводящих свойств проводника земли не вызывает осложнений при эксплоатации.

16,41 1934 г.

ИЗ РАБОТ НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИХИНСТИТУТОВ И ЛАБОРАТОРИИ

Электромеханический или соленоидный молоток?{Продолжение)

Инж. А. И. Москвитин

Б. Испытание электрического соленоидного молотка фирмы Синтрон

Из всех электрических молотков соленоидного типа, предложенных до настоящего времени, молоток фирмы Синтрон считается одним из наиболее совершенных, главным образом, благодаря простоте устройства и надежности схемы из-за отсутствия каких бы то ни было переключателей (девиз фирмы: .Только одна движущаяся часть).

Исследование этого молотка имело целью определить его основные рабочие характеристики (нагрев, к. п. д., живую силу удара), а также на основе изучения этого образца выяснить вообще принципиальные особенности соленоидных молотков и возможности к их дальнейшему усовершенствованию. Методика большей части экспериментов разработана в ВЭИ, так как подобного рода испытание производится в СССР впервые, а в литературе о таких исследованиях почти нет сведений.

I. Описание молоткаНазвание .синтрон' происходит от слов „синхронный* и „газо-^

трон". Устройство молотка изображено на рис. 10 и 11. Как видно из этих рисунков, молоток состоит из 2 соленоидов 1 и 2, окруженных магнитопроводом 3 из расслоенного железа и стального бойка 4. Кроме того, в отдельном кожухе устанавливаются 2 вы-

Москва, ВЭИ

прямителя 5 и б (рис. 11). Выпрямители в прежних конструкциях употреблялись газотронные, а в современных—купроксовые.

Как видно из рис. 11, выпрямители включены таким образом, что одна полуволна переменного тока идет в один соленоид, а обратная—в другой. Благодаря этому боек попеременно втягивается то в один, тз в другой соленоид. Таким образом в молотке нет никаких движущихся частей кроме бойка. Выпрямители совершенно неподвижны и почти не требуют ухода (в особенности купроксовые выпрямители). Благодаря этому достигнуты надежность и простота в работе, составляющие основное преимущество этой конструкции.

Боек движется внутри трубы 7 из немагнитного материала, в стенках которой заподлицо с внутренней ее поверхностью расположены полюса магнитопровода. Зазор между трубой и бойком весьма невелик.

Оригинально и радикально решен вопрос об уничтожении токов Фуко в трубе, которые могли бы в ней возникнуть из-за переменного потока полюсов: на пространстве между разноименными полюсами магнитопровода труба имеет прорезы по образующей цилиндра. Благодаря этому массивное тело трубы оказывается не сцепленным с потоком пшиосов и токи Фуко уничтожаются.

€ внешней стороны есоленоидов магнитный поток замыкается через трубу 8 из массивного железа, служащую одновременно и кожухом молотка. Буферная пружина 9 служит для использования энергии обратного хода бойка и .уменьшения отдачи на руку рабочего. Для уменьшения сотрясений молотка при работе служат также две стальные пружинящие пластины 10 и 11 рис. 10, упруго связывающие оба концевых упора молотка с корпусом. Вес мо-


28 ЭлектричествоИнж. А. И. М о с к в и т я н

Рис. 10. Разрез молотка Синтрон

II. Опыты нагреваНагрев определялся при двух видах нагрузки: 1) при ударах

о жесткую железную полосу (длительная работа) и 2) при нагрузке на песок (аналогично испытанию молотка Сименса: повторнократковременный режим). Второй случай близко соответствует нормальному режиму раб ты молотка. Установка для первого опыта не представляет каких-либо особенностей. Молоток был привязан к упору, а его рабочий инструмент (в данном случае просто железный стержень) упирался в железную полосу. Нагрузка на песок осуществлялась при помощи установки такого же типа, что и при испытании молотка Сименса (рис. 3). Режим работы при этом был повторно-кратковременный(г г= 65%).

Нагрев определялся: 1) термопарами, 2) термометрами (послеостановки) и 3) по сопротивлению катушек.

Результаты опытов даны на прилагаемых кривых рис. 12 и 13; там же указана и схема расположения термопар. Из опытов следует, что молоток даже и при повторно-кратковременной работе с е=ь5% нагревается через 45 мин. до того, что его становится невозможным держать в руках. Наибольшая сверхтемпература, измеренная по опыту длительной нагрузки (57 мин.) кожуха 55°, катушек 91,5°. Измеренная по опыту повторно-кратковременной нагрузки (50 мин.)—соответственно 52 и 85°.

Данные нагрузки (средние) при опытах нагрева даны в табл. 5.


О п ы т д л и т е л ь н о й н а г р у з к и :

На клеммах всей схемы молотка

Напряжение .........................................................Т о к ........................................................................Потребляемая мощность..................................Коэфициент мощности......................................

На ^леммах молотка (после выпрямителей)Напряжение .........................................................Т о к ........................................................................Потребляемая мощность.............................Коэфициент мощности......................................

67 = 110,5 V /= 2 ,6 9 А

Ях = 211 W cos tp - 0,72

// = 91,5 V / = 2,1 А

А" = 1 0 6 w cos <f = 0,55

О п ы т п о в т о р и о-к р а т к о в р е м е н н о й н а г р у з к и (на п е с о к )

На клеммах всей системы молотка

Напряжение................................................. ...................... //= 1 0 9 ,5 VТ ок........................................................................ ... / = 2,76 АПотребная м о щ н о сть ...................................................... Pi — 234 WКоэфициент мощности......................................................cos <? = 0,73

На клеммах молотка (после выпрямителей)

Напряжение........................................................................ U = 92,5 VТ ок........................................................................ \ . . . / = 2,27 АПотребляемая мощность.................................. ... Р\ = 127,6 WКоэфициент мощности......................................................cos ? — 0,61

Как видно, нагрузка при втором опыте была немного больше. Это обгоняется тем, что при первом опыте энергия ударов отчасти возвращалась обратно бойку упругости железной полосы.

Результаты опытов нагрева говорят о том, что молотком практи-UM 'VU U A I L tfl П йАпТЯТк n n u « я г п и м / о и и л г т и Й ГМ и оии л о ш п л АСл/-

Рис. 11

Электрическая схема

молотка Синтрон

III. Определение живой силы удараЖивая сила удара представляет одну из наиболее важных харак

теристик молотка. Поэтому для избежания возможных ошибок она была определена двумя способами: калориметрическим и осцилло- графическим 2 *).

1. О п р е д е л е н и е ж и в о й с и л ы у д а р а и к. п. д. к а л о р и м е т р и ч е с к и м м е т о д о м . Методика этого опыта описана в соответствующем разделе испытания молотка Сименса. Режим работы также был повторно-кратковременный с £ = 0,744. Результаты опыта приведены в табл. 6.

Т а б л и ц а 6Определение живой силы удара и к. п. д. калориметрическим

методом

Средние данные за время На клеммах На клеммахопыта газотронов молотка

Н апряж ен ие................................... 113,5 V 95,6 VТ о к ................................... *. . . . 2,91 А 2,45 AПотребляемая мощность................ 262 W 142 WКоэфициент м ощ ности ................Общая продолжительность опыта

cos f 0,79 0,61

(за вычетом пауз).......................Работа, подведенная к схеме мо-

7"=1 072 sec

лотка из сети за все время опы-та (включая и потребляемую работу газотронов).................... Ai = 282 000 Wsec

Работа, подведенная к соленоидам(исключая энергию, потребляемую в газотронах) ................... Аг = 153 000 Wsec

Повышение температуры частей,поглощавших энергию ударов, за время опыта:a) песок .......................................b) железный стержень и пор-

i t j — 39,7°

ш ень........................................... Д /2 = 38,5°с) деревянный я щ и к ................ Д 73 = 26,8°

Веса этих частей:П е с о к ........................................... Gt = 0,994 kgЖелезный стержень и поршень Go = 0,2 b kgДеревянный ящ ик....................... G3 =0,194 ks

Теплоемкости:cal

C1 = 191 ^П е с о к ...........................................Ж елезо........................................... C2 =0,115Дерево ........................................... C3 = 0,65

Э н е р г и я , о т д е л е н]н а я м о л о т к о м з а в с е в р е мяо п ы т а :

песку Д С , =39,7-0,994 0,191 = 7,51 cal железу Д /2*G2.C2 = 38,5-0,216-0,115 = 0,96 cal дереву Д /3 G3-C3 = 26,8-0,194-0,65 = 3,33 cal

Суммарная тепловая энергия Л2 = 11,80 са1 == 49 400 Wsec

Коэфициент полезного действия молотка___

А г ~49 400

153 ООО ' 100 = 32<4%-

2) При опытах был применен также специальный прибор, основан-U L i i i ' u o п п л т о в е п п ч и т г О ' 1 4 / n «■»


Л6 6-1934 г. Электромеханический или соленоидный молоток 29

Рис. 14. Изменение потока соленоида молотка Синтрон в зависимости от положения бойка

Рис. 12. Кривые нагрева молотка Синтрон при длительной нагрузке: / —охлаждение меди обмоток; 2—термопара № 1 на кожухе; 5—то же № 2 на кожухе; 4—то же № 3 на кожухе; 5 — то же № 4 на кожухе;

6—температура окружающего воздуха.На клеммах выпрямителя: £ =110,5 V, /= 2 ,6 9 А, £ = 2 1 1 W, cos <f = 0,72, на клеммах молотка: £ = 9 1 ,6 V, 1— 2,1 А, £ = 106 W,

cos f = 0,55

Коэфициент полезного действия всей установки (с учетом потерь в тиратронах)

А о 49 400 , „А\ ~~ 282 ООО ' 100 — 17'6°/°-

Отдаваемая мощность молотка

Ра = 2Т

49 400 Т072 =46 W.

Живая сила одного удара

мерно втрое меньший вес и примерно втрое меньшую отдаваемую мощность. Однако вес, приходящийся на единицу отдаваемой мощности, получился одного порядка (Синтрон—116 g/W, Сименс—106g/W).

Другой метод определения живой силы (осциллографический) мы опишем в следующей главе; здесь лишь отметим, чго он дал примерно такие же результаты.

Произведенное исследование показывает, что уже и соленоидный молоток Синтрон как электрическая машина имеет неплохие рабочие характеристики и даже при втрое меньшей мощности имеет к. п. д. на рабочем инструменте выше, чем один из самых лучших электромеханических. Вторая часть исследования имела целью выясни)ь, достигнут ли в данном молотке предел использования данного типа молотка и имеются ли перспективы к дальнейшему повышению рабочих хараюеристик соленоидных молотков вообще.

IV. Пути к дальнейшему усовершенствованию данного типа и вообщ е соленоидных молотков

тФ Ра 46—2~~ — п — ~5о“ = 0.^62 Wsec = 0,092 kgra.

Как видно из таблицы, к. п. д. молотка получился довольно высоким (32,4%) для машины такой малой мощности. Надо особенно принять во внимание, что в данном случае мы имеем к. п. д. на рабочем инструменте, т. е. уже с учетом всех потерь. Вряд ли любая другая конструкция электромеханического молотка может при этой мощности дать более высокий к. п. д., если принять во внимание неизбежные потери при преобразовании вращательного движения в возвратно-поступательное.

Однако из этого же опыта видно, насколько значительное действие на величину к. п. д. оказывают выпрямители: общий к. п. д. установки составляет 17,6%, т. е. почти вдвое меньше, чем к. п. д. одного молотка. Таким образом рациональной будет такая конструкция ручных электрических молотков, которая не нуждается ни в каких выпрямителях. Для практики наибольшее значение имеет к. п. д. одного молотка, так как он обусловливает нагрев молотка. С этой точки зрения молоток синтрон лучше молотка Сименса (к. п. д. 32,4% вместо 28% молотка Сименса). Живая сила удара данного типа молотка синтрон значительно меньше, чем у молотка Сименса (0,092 вместо 0,5о8 kgra у молотка Сименса при меньшей мощности). Однако следует учесть, что молоток Синтрон имеет при-

Рис. 13. Кривые нагрева молотка Синтрон при повторно-кратковременной нагрузке.

1—охлаждение меди обмотки; 2—термопара № 1 на кожухе; 3—тоже № 2 на кожухе; 4— то же № 3 на кожухе; 5—температура окружа

ющего воздуха. ^Длительность включения Е — 65%; '

длительность цикла t = 7,6 sec.На клеммах выпрямителя: £ = 1 0 9 ,5 V; / = 2,7,6 А, Р = 233,6 W;

cos f = 0,73.U- I...____ ____ __ С----ОО ИМ / __ О 07 A D _ 107 С Ml. ______ Пй1

В этой главе мы опишем некоторые методы исследования модот- ков, применявшиеся у нас, и их результаты. К сожалению, некоторые практические выводы и предложения в части, касающейся молотка Синтрон, мы не имеем возможности здесь сообщить.

1. Коэфициент использования потока

Как известно, живая сила, которую боек приобретает при втягивании в соленоид из крайнего положения до среднего, равна разности электромагнитной энергии соленоида для этих двух положений.

— = 0,51 АШ-(Ф1- Ф 2)-10- 9 kgm.

Здесь AW—ампервитки соленоида, Ф1 и Ф2—потоки соленоида при двух указанных положениях сердечника. Эта формула вполне справедлива для постоянного тока, однако можно показать, что и при переменном токе для данного и подобных типов молотков можно оперировать с какими-то постоянными ампервитками, действующими определенную часть от периода, т. е. считать ампер- витки постоянными (мы не приводим здесь этого вывода).

Так как для прохождения магнитного потока требуется известный об‘ем железа, т. е. в конечном счете известный вес электромагнита, то отсюда следует, что по данной формуле можно судить, в какой степени использован данный соленоид, т. е. какая часть электромагнитной энергии является полезной и идет на то, чтобы сообщить бойку живую силу, и какая часть является вредной, баластной, вызывает только утяжеление железа соленоида и добавочное вредное насыщение его, а при переменном токе ухудшает cosy молотка2). Коэфициент использования потока будет

КФ =Ф) — Ф2

Ф,В, идеальном (теоретическом) случае у наиболее использованного

соленоида он будет равен единице.

2) Насколько мне известно, положение о коэфициенте использования потока еще нигде четко не сформулировано.

Sou к о § ноорикемое В о т е * 3 xamt/ш ки обратного м

Рис. 15. Путь бойка S, сила тока I и напряжение соленоида обратного хода:

/ —.г WW1A4HUU г т А п ж н е ы : 2— б е з w p jv a ii


30 Инж. А. И. М о с к в и т и н Электричество

Мы попытались приблизительно определить этот коэфициеит у молотка синтрон следующим простым методом:

Мы питали одну из катушек молотка синтрон переменным током и, придерживая боек от втягивания упором, постепенно перемещали его от крайнего положения к тому положению, которое он занимал после втягивания в этот соленоид. При этом мы при помощи реостата поддерживали постоянной величину тока (переменного), протекающего через катушку, и запысывалиЧизменение напряжения на клеммах катушки и потребляемой мощности в зависимости от положения бойка. ^

Было произведено два опыта.При первом в качестве задерживающего упора был применен

железный стержень держателя. рабочего инструмента, который обычно при работе находится примерно на этом же месте- Таким образом магнитная проводимость приблизительно соответствовала рабочим условиям, однако несколько ухудшенным. При втором опыте вместо железного стержня в качестве упора был применен деревянный, вследствие чего были созданы для использования потока условия несколько лучшие, чем при работе.

По потребляемой мощности, напряжению и току Мы находили cos <р, а отсюда могли определить и индуктивное падение напряжения катушки, обусловленное ее полным потоком

tx — г • sin <р ЕЕ Ф.По изменению этого индуктивного падения напряжения можно

было определить процент изменения магнитного потока соленоида при перемещении бойка и таким образом определить коэфициент использования потока.

Результаты опытов показаны на рис. 14 (заметим, что, строя по этим кривым диференциальные кривые, можно определить и зависимость втягивающего усилия соленоида от пути бойка при постоянных ампервитках).

Результаты опытов довольно интересны. Как видим, при железном упоре (кривая 1) поток изменяется на 19,2%; при деревянном упоре—на 29,1о/0. В среднем изменение потока составило 24,2%. Таким образом коэфициент использования потока составил для данной конструкции

Ф ,--Фо* ф = —~ ф, - = 24,2°/0,

остальные 75,8% только утяжеляют молоток, увеличивают насыщение бойка и снижают cos ср.

Очевидно, если проектировать молоток с учетом этого обстоятельства и соответственно изменить конструкцию, избавившись от вредной, баластной части потока, то можно было бы уже одим повышением коэфициента использования потока увеличить живую силу удара минимум в два раза при том же весе молотка.

По поводу эт/>го метода можно сделать то замечание, что в действительности ток в молотке не переменней, а пульсирующий и поэтому как будто в данном случае у нас сильнее сказалось вытеснение потока в массивных железных частях, чем это есть на самом деле. Однако легко показать, что рабочей, двигательной частью потока как раз является эта переменная слагающая, т. е. при опыте определялся коэфициент использования именно той части потока, которая представляет практический интерес. 2

2. Осциллографическое исследование молотка Синтрон

Это исследование имело целью, во-первых, изучить детально движение бойка и, во-вторых, определить кривую тока соленоидов и выяснить связь между этими двумя величинамА

Для исследования движения бойка был применен метод, уже описанный в соответствующем пазлеле отчета об испытании молотка

Сименса (см. схему рис. 8). Одна из полученных осциллограмм представлена на рис. 15. Здесь кривая S дает зависимость пути бойка от времени, а две горизонтальные линии 1 и 2 отмечают два крайних положения бойка при несжатых пружинах: 1—положение перед ударом и 2—положение перед сжатием буферной пружины. Расстояние между этими двумя горизонтальными линиями дает возможность определить масштаб пути, а отсюда масштаб скоростей и ускорений. На этой же осциллограмме рис. 15 кривая е представляет кривую напряжения на клеммах соленоида обратного хода и г—ток э ю г о же соленоида.

Таким же методом были определены соответствующие кривые для катушки прямого хода. По этим осциллограммам были построены кривая рис. 16, показывающая зависимость скорости бойка от времени, кривые рис. 17—ускорение бойка, или в другом масштабе— действующие усилия бойка, и наконец, кривые рис. 16, показывающие взаимную связь между явлениями механическими (движение бойка) и явлениями электрическими )ток соленоидов прямого хода, обратного хода и суммарный ток среднего провода). По кривой скоростей была определена скорость бойка в момент удара 3,28 m/sec. Так как вес бойка равен 0,164 kg, то живая сила удара определилась

т V2 2 g

0,164.3,2822-9,81 = 0,089 kgm,

что довольно близко сходится с результатами предыдущего опыта.Полученные кривые весьма интересны и довольно неожиданны.

Прежде всего о кривой пути бойка (кривая 5 на рис. 15 и 18). Не изучая подробно теорию этого молотка, можно было бы думать, что движение бойка происходит по довольно простому закону, а именно: полпериода он втягивается с ускорением в соленоид обратного хода, затем, отразившись от буферной пружины, начинает втягиваться в соленоид прямого хода, отчего получает добавочное ускорение, и, наконец, производит рабочий удар. В действительности, это движение происходит по более сложному закону. После удара (точка а и дальше вправо рис. 18) боек входит в соленоид обратного хода не с ускорением, а даже с замедлением. Очевидно, в этот момент вместо полезного усилия, которое бы втягивало боек в катушку обратного хода, существует какое-то вредное усилие, действующее против хода бойка и втягивающее его несвоевременно в катушку прямого хода. Только после остановки и небольшого прямого хода боек начинает втягиваться в соленоид обратного хода с ускорением (точка b и дальше). После отражения от пружины в точке с рабочего хода снова заметно замедление, вызванное какой-то тормозной силой. В общем рабочий путь боек проходит почти без ускорения, т. е. рабочая катушка почти бездействует.

Кривые тока в соленоидах (/t и рис. 18) также имеют довольно неожиданную форму. Можно было бы предполагать, что ток идет полпериода по одному соленоиду и полпериода по другому и выпрямители играют роль идеального переключателя. Однако в действительности ток идет по каждому соленоиду не полпериода, а почти целый период. Это обстоятельство известно из теории нестационарных процессов в цепях с самоиндукцией: если включение такой цепи произошло в момент, когда напряжение равно нулю, то первая полуволна тока продолжается целый период (этим обстоятельством воспользовался Schuler в своем молотке с синхронным вращающимся прерывателем: включая соленоиде момент, когда напряжение равно нулю, он имеет возможность через один период

Рис. 17. Ускорения j бойка и усилия F, действующие на боек, в зависимости от положения бойка __


№ 6-1934 г. Электромеханический или соленоидный молоток 31

выключать соленоид при нулевом значении тока, т. е. без искрения контактов выключателя).

В данном молотке это обстоятельство является вредным. Как видим, в некоторые моменты токи идут одновременно по обоим соленоидам, кривые токов соленоидов перекрывают одна другую. Это перекрытие токов и является одной из главных причин, тормозящих усилий.

Второй п ичиной тормозящих усилий являются токи Фуко в бойке и в замыкающей железной трубе. Эти токи Фуко опасны, таким образом, не только тем, что вызывают добавочный нагрев молотка, но еще, главным образом, как источник тормозных усилий.

Наконец, третьей причиной тормозных усилий является то, что магнитные цепи соленоидов прямого и обратного хода связаны между собой. Поэтому ампервитки одного соленоида могут кроме полезного втягивающего потока создавать в воздушном зазоре другого соленоида еще и вредное тормозящее втягивание в том направлении, в котором это не требуется.

Посмотрим, какое количественное значение имеют эти тормозящие усилия. На рис. 17 дана кривая ускорения и результирующих усилий, действующих на боек за время прямого и обратного хода (кривая эта получена двойным диференцированием кривой пути). Здесь пунктиром показан обратный ход и сплошной линией прямой ход, причем условно усилия, совпадающие с направлением движения бойка, отложены вверх по оси ординат, а тормоз щие— внизу. Площадь, ограниченная этой кривой и осью абсцисс, дает сумму импульсов сил рабочих (вверх от оси абсцисс) и тормозных (вниз от оси абсцисс). При этом главное влияние оказывают усилия, действующие or вертикальной пограничной линии А до линии В (соответствующих линиям 1 и 2 на осциллограмме). Участок влево от А представляет отраженную от буферной пружины, а вправо от В—удар.

Как видим, площадки кривой вниз от оси абсцисс в сумме почти равны площади кривой рабочего хода (сплошной кривой), расположенной над осью абсцисс. Таким образом практически в результате тормозных усилий получаемая бойком энергия равна энергии одной только катушки обратного хода. Почти вся работа другой катушки поглощается тормозными усилиями. /

Произведенное осциллографичесчое исследование показывает, что данная конструкция еще далека от совершенства не только по коэфициенту использования потока, но также и по степени использования бойком втягивающих усилий этого потока. Как было указано, в результате тормозный* усилий, происходящих от указанных причин, энергия, полученная б’ойком, уменьшатся почти вдвое. Тормозящие действия частично (например, перекрытие токов) вытекают из самого принципа действия молотка и поэтому не могут быть устранены. Часть же факторов (гоки Фуко, магнитная связь между магнитопроводами двух соленоидов) зависит от несовершенства конструкции. Устранив эти конструктивные недочеты, очевидно, можно было бы при том же весе молотка получить живую силу удара, раза в три большую.

Т а б л и ц а 7Сопоставление результатов испытания молотка Сименса и мо

лотка Синтрон

Молоток МолотокСименса Синтрон

Потребляемая мощность................... 476 W 142 WЧисло ударов в минуту . . . . • . Вес без кабеля и без рабочего инстру-

ок.1 400 3 000

мента .................................................. 14,4 kg 5,35 kgОтдаваемая мощность молотка на ра

бочем инструменте...........................Коэфициент полезного действия мо-

136 W 46 W

тора молотка ...................................Коэфициент полезного действия мо-

77% 32,4%

лотка на рабочем инструменте . . 28.6% 32,4о/„Живая сила удара............................... 0,568 kgm 0,092 kgmCOS « р .....................................................Вес на единицу отдаваемой мощ-

0,88 0,61

н ости .................................................. 106 g/W 116 g/WПревышение температуры через

540 37°25 мин. непрерывной работы . . .

V. ЗаключениеПроизведенное исследование выясняет следующие характерные

черты молотков электромеханической и соленоидной системы:1. Козчициент полезного действия на рабочем инструменте у

электромеханического молотка не только не в»ше, чем у соленоидного, но даже несколько ниже; основ ое преимущество электромеханического молотка, состоящее в более высоком к. п. д. вращаю-, щегося мотора, поглощается механической пе;едачей.

2. Нагрев соленоидного молотка не выше, чем электромеханического.

Рис. 18. Путь бойка, токи соленоидов прямого и обратного хода и суммарный ток в зависимости от времени:

5—путь бойка, ч—ток соленоида прямого хода; г,—ток соленоида обратного хода; i—суммарный ток

3. Cos <р соленоидною молотка не слишком низок.4. Вес на единицу отдаваемой мощности у обоих молотков полу

чился одного порядка (несмотря на значительно меньшую мощность соленоидного молотка).

5. Рабочие характеристики электромеханического молотка можно улучшить лишь незначительно (применив другой тип переда^); к. п. д. на рабочем инструменте можно довести процентов до 40—45 и мощность на единицу веса (при весе молотка до 12 kg) увеличить раза в 1 !/2.

6. Исследованная конструкция молотка Синтрон представляется далеко несовершенной электрической машиной и имеет следующие основные недостатки:

a) каждая катушка использует лишь половину времени, вследствие этого молоток должен весить вдвое больше, чем при использовании одних и тех же катушек для прямого и обратного хода;

b) выпрямители снижают к. п. д. всей установки молотка почти вдвое, усложняют и удорожают установку;

c) крайне низок коэфициент использования потока (около 25%) неиспользованная часть потока утяжеляет молоток раза в два-три увеличивает потери-и нагрев и ухудшает cos 9;

d) кроме полезных'усилий в молотке действуют еще вредные тормозные усилия, часть из которых проистекает из принципа действия молотка, а часть обусловливается несовершенством конструкции. В результате действия этих тормозных усилий живая сила удара снижается процентов на 40.

7. Рабочие характеристики соленоидных молотков, которые уже в исследованном типе имеют величину одного порядка с молотком электромеханическим, можно значительно повысить, применив другую более рациональную схему3 * *). Применение одних и тех же катушек как для прямого, так и для обратного хода повысит мощность молотка вдвое. Повышение коэфиниента использования потока повысит эту мощность еще раза в 2—2*/2 и, наконец, уменьшение тормозных усилий еще процентов на 20.

Таким образом рациональная конструкция соленоидного молотка, основанная на другом принципе, может дать мощность на единицу вёса, 1 раза в четыре большую, чем данный молоток и к. п. д. порядка 55—65%.

8. Наконец, на стороне оленоидного молотка остаются преимущества громадного упрощения и удеш вления по сравнению с электромеханическим.

Очевидно, все эти доводы говорят о том, что соленоидные молотки имеют большие перспективы к дальнейшему развитию, чем электромеханические.

3) Одна из более рациональных схем была предложена авторомнастоящего сообщения и премирована на Всесоюзном конкурсеугольщиков.Вологодская областная универсальная научная библиотека

www.booksite.ru

32 Инж. Н. П. С а в и н Электричество

В е н т и л я ц и я т у р б о г е н е р а т о р о в п о т и п у GECИнж. Н. П. Савин

Москва, ВЭИ

Вопросы вентиляции в современном электромашиностроении приобретают чрезвычайно большое значение. В крупных электрических машинах, особенно при наличии тенденции к сосредоточению больших мощностей в одной единице, сопровождающейся уменьшением удельной охлаждающей поверхности машины, рациональный отвод »епла из машины представляет важную и в то же время сложную задачу. Важность этой задачи одинаково справедлива н в отношении электрических машин малой и средней мощности. Можно считать, что рациональной вентиляции последних во многих случаях не уделяется должного внимания, поскольку отвод тепла не представляет здесь больших затруднений. При этом упускают из виду возможность получения большого эффекта в результате рационально примененной системы вентиляции. Иллюстрацией последнего может послужить, например, вентиляция в асинхронных моторах типа АШ1 *).

Кроме того, зачастую в практике рассматривают только одну сторону проблемы вентиляции—добиться нужного охлаждения машины, не ставя при этом другой задачи, тесно связанной с первой,—рациональное конструирование вентиляционной системы. Последнее должно охватывать не только вентиляционную систему машины, представляющую совокупность каналов, по которым движется воздух, но также и те источники, которые создают движение воздуха (вентиляторы). При этом важно обеспечить не только отвод тепла, т. е. подачу в машину достаточного количества охлаждающего воздуха, но и добиться возможных минимальных потерь, сопровождающих движение воздуха по отдельным участкам воздухопроводящей цепи машины, при наличии высокого к. п. д. вентиляторов При таком подходе к задаче охлаждения машин представляется возможным снизить потребляемую вентиляторами мощность и тем самым повысить к. п. д. самой машины в случае самовентиляции или к. п. д. установки в случае принудительной вентиляции.

Разрешение этих задач требует экспериментального исследования вентиляции электрических машин, данные которого позволят: 1) предопределить расчетным путем распределение охлаждающего воздуха по отдельным элементам вентиляционной сети машины, что в свою очередь является очень важным для проведения обстоятельного теплового расчета машины, и 2) перейти к методу активного воздействия на конструкцию машины.

Поскольку всестороннее исследование вентиляции крупных электрических маший в условиях современного уровня техники изменения при изучении вопросов вентиляции является чрезвычайно трудным и подчас невозможным, исследование вентиляции целесообразно проводить на модели. Данные, полученные в результате исследования модели, могут быть пересчитаны затем на натуру, пользуясь при этом законами подобия ).

В основу исследования вентиляции, составляющего предмет на- сто- щей статьи, положена деревянная модель. Последняя воспроизводит половину тербогенератор* в половинном масштабе. Данные генератора: 55 MVA, 1 500 об/мин, расход воздуха 36 m3/sec, система вентиляции—замкнутая, радиальная, число струй выходящего из машины нагретого воздуха равно трем. Источником подачи в турбогенератор охлаждающего воздуха являются центробежные вентиляторы, укрепленные к торцам каппы с каждой стороны машины. Достаточно полное представление о модели генератора можно получить на основании рис. 1.

Проведение расчета вентиляции турбогенератора непосредственно на основе опытных данных, полученных в условиях одновременной работы каналов, ротора и каналов статора, представляет большие затруднения. Поэтому вначале целесообразно провести расчет при отсутствии внутренней вентиляции ротора, и уже затем внести в расчет коррективы соответственно влиянию роторного воздуха на характер распределения скоростей охлаждающего воздуха в воздушном зазоре и радиальных каналах статора. Такой способ рассмотрения помимо удобства, связанного с разрешением конечной задачи настоящей работы—провести расчет вентиляции,—представляет также большой практический интерес, поскольку такой путь дает возможность установить влияние внутренней вентиляции ротора.

При отсутствии внутренней вентиляции ротора суммарный расход воздуха, определенный в воздушном зазоре машины соответственно для позиций А, В и С (рис. 1в), равняется общему количеству воздуха, прогоняемого центробежным вентилятором через вентиляционную систему модели генератора. Общее количество воздуха, проходящего через модель генератора, достаточно точно определяется помощью измерительных трубочек, установленных за коллектором

1) Примененная в моторах типа АШ сдвоенная система вентиляции способствовала наряду с другими мероприятиями (выбор наивыгоднейшего соотношения между шириной паза и шириной зубца, длиной и диаметром статора н т. д.) созданию самого экономичного из всех существующих типов двигателя, причем экономия вактивных материалах по сравнению с прежним наиболее усовершенствованным типом и достигает в среднем величины порядка 35°/о.

*) См. Савин, Метод моделей в применении к исследованию

трубы3), служащей для подвода воздуха из окружающего пространства в модель генератора. Таким образом, употребляя для замера количества воздуха в указанных точках воздушного зазора какой- либо прибор, имеется, следовательно, возможность проверить надежность этого прибора, исходя из общего количества воздуха, определенного по коллектору.

При определении количества воздуха по воздушному зазору путем замера непосредственно в воздушном -зазоре приходится считаться с тем общеизвестным положением, что поток воздуха при течении по воздушному зазору благодаря вращению ротора является закрученным. Таким образом, абсолютную скорость воздуха в какой- нибудь точке воздушного зазора, величина которой определяется одним из применяющихся для этой цели приборов, можно рассматривать как результирующую двух составляющих: аксиальной скорости, направленной по оси машины, и тангенциальной скорости, имеющей направление вращения ротора.

Количество воздуха в рассматриваемой точке воздушного зазора определяется как произведение аксиальной составляющей скорости воздуха в этой точке на сечение воздушного зазора*

На основе сказанного к прибору, предназначенному для определения аксиальной составляющей скорости воздуха, пред'является требование, чтобы этот прибор давал возможность определить значение абсолютной скорости воздуха не только по величине, но и по направлению.

Этим требованиям может удовлетворить так называемый цилиндрический насадок. Аксиальная составляющая абсолютной скорости потока воздуха в каком-нибудь сечении воздушного зазора может изменяться по толщине последнего благодаря неравномерному своему распределению. Поэтому для определения расхода воздуха в той или иной точке воздушного зазора необходимо определить среднее значение аксиальной составляющей скорости в рассматриваемом сечении, для чего в свою очередь необходимо получить картину распределения скоростей по этому сечению.

В условиях работы с моделью генератора цилиндрический насадок вводится в воздушный зазор модели верее радиальные каналы статора со стороны спинки статорного йвелеза. Устанавливая цилиндрический насадок в воздушном зазоре - на различных расстояниях от поверхности вращающегося ротора, можно, следовательно, получить поле скоростей по толщине воздушного зазора.

Полученные опытные данные позволяют сделать следующие выводы:

1) аксиальная составляющая абсолютной скорости потока воздуха по толщине воздушного зазора является величиной почти постоянной;

2) углы закручивания воздушного потока, котангенсы которых представляют собой отношение аксиальной составляющей к тангенциальной составляющей абсолютной скорости воздуха, по мере приближения к поверхности ротора заметно увеличиваются наряду с увеличением абсолютной скорости воздуха, чем и может быть обусловлено приблизительное пос-шянство аксиальной составляющей скорости по толщине воздушно/о зазора.

Данные опытов, касающиеся величины углов закручивания воздушного потока при его течении по зазору машины в аксиальном направлении (рис. 2), указывают на то, что меньшим количествам воздуха в зазоре соответствуют большие углы закручивания воздуха. Поэтому можно полагать, что на значительной длине воздушного зазора направление абсолютной скорости воздуха составляет небольшой угол с направлением вращения ротора. Это обстоятельство должно быть учтено при рифлении ротора, сводящемуся к нарезке на поверхности центральной бочки ротора канавок, которые имеют своим назначением увеличить охлаждающую поверхность ротора. Рациональный шаг винтовой нарезки можно установить из того соображения, что на значительной длине ротора угол закручивания у поверхности ротора может составлять величину порядка 70—80°.

Показателем того, насколько правильно модель генератора отображает вентиляционную систему турбогенератора в действительных условиях, могут служить данные, касающиеся величины статических давлений по отдельным камерам модели генератора и сопоставление последних после пересчета на натуру на основании законов подобия4 8) с теми данными, которые получены в результате испытания вентиляции действительного турбогенератора. С этой целью устанавливается соответствующий режим работы модели генератора, при кото-

8) Для определения среднего статического давления в четырех точках по двум взаимноперпендикулярным диаметрам трубы устанавливаются измерительные трубочки, заделанные заподлицо с внутренней поверхностью трубы и при помощи резиновой трубочки через соединитель связанные с манометром.

4) Согласно законов подобия hHarr =hM0Q ( ( тг ^ ' ) ’\ п м о д / \ к м а д /

гдеhHam—статическое давление в рассматриваемом месте действительного об‘екта, —соответствующее статическое давление в условиях испытания модели, пнат и rtMOg—скорости вращения соответ-

------- -------- - ----- -------- ГЛ . . г » _____„ , ч . . . ,


6—1934 г. Вентиляция турбогенераторов по типу UEC 33

► ром в условиях действующей внутренней вентиляции ротора, т. е. статора в зоне выходных камер со стороны спинки статорного же"при работе каналов ротора как элементарных вентиляторов, общий леза на уровне измерительных трубочек для замера статических> расход воздуха, проходящий через вентиляционную систему модели, давлений ближе к выходу из радиальных каналов, т. е. на расстоя-должен равняться общему количеству воздуха в пересчете на на- нии 20 mm от внешней расточки статора. Учитывая неравномерное

| туру6 *) действительного генератора. При этом общее количество распределение скоростей по ширине радиальных каналов, указаннойI воздуха, проходящее через вентиляционную систему модели гене- трубкой проходится поле давлений и затем определяется соответ-ратора, составляет 1 ,ь5 m3/sec, что в пересчете на натуру соответ- ствующий коэфициент поля Замер полных давлений в радиальныхствует расходу воздуха турбогенератора 36 m3/sec в). коналах статора, расположенных в зоне входной камеры, произво-

Данные испытания модели обнаруживают достаточно хорошее дится помощью изогнутой трубки Пито, вводимой в гадиальныесовпадение величин статических давлений, которые определены при каналы со стороны воздушного зазора через отверстие, сделанноеиспытании турбогенератора в действительных условиях и на модели. в обшивке модели. Знание полного и статического давлений в рас-

При отсутствии внутренней вентиляции ротора, т. е. в условиях сматриваемом месте воздухопровода модели дает, следовательно,закрытых каналов ротора, статорный расход воздуха Qcmam— возможность определить скоростной напор. По данным общего ко-— 1,588 m3/sec, т. е. в сравнении с предыдущим случаем, когда ка- личества воздуха, проходящего через известное число радиальныхналы ротора открыты, несколько увеличивается благодаря тому, что каналов, определяется затем тог расход воздуха, который ^проходит центробежный вентилятор переходит при этом на режим работы с пониженным сопротивлением. Это увеличение составляет приблизительно 1,8%. Таким образом в действительных условиях работы турбогенератора при отсутствии внутренней вентиляции ротора" следует ожидать, что расход воздуха составит приблизительно 34,6 ms/sec вместо 36 ms|Sec.

Для разрешения задачи экспериментального определения того, каким образом общее количество воздуха, поступающее в модель, распределяется по воздушному зазору и по радиальным каналам статора, какой величины достигает скорость воздуха в отдельных местах модели генератора, можно применить два метода, которые, вместе с тем, могут служить средством взаимного контроля полученных из опыта значений скоростей и количеств охлаждающего воздуха.

Первый метод, как уже отмечалось, состоит в непосредственном замере скоростей и углов закручивания воздуха в воздушном за- ч зоре помощью цилиндрического насадка. Определяя по этим данным аксиальную составляющую скорости воздуха и зная сечение воздушного зазора, можно найти соответствующее количество воздуха в рассматриваемом месте воздушного зазора. Количество воздуха по какому-нибудь радиальному каналу статора в зоне входной камеры может быть определено как разница в расходах воздуха по воздушному зазору на участках после рассматриваемого радиального канала (если смотреть по направлению течения воздуха по воздушному зазору) и перед этим радиальным каналом (рис 1 в).

Количество воздуха по любому радиальному каналу в зоне выпускной камеры можно найти как разницу в расходах воздуха по воздушному зазору соответственно перед этим каналом и после этого канала (имея при этом в виду направление течения воздуха по воздушному зазору) (рис. 1 в).

Второй метод заключается в замерах полных давлений помощью , спрямленной трубки Пито, устанавливаемой в радиальных каналах

6) На основании законов подобия для определения расхода воздуха, проходящего через вентиляционную систему всего турбогенератора, по данным расхода воздуха, полученного при испытании модели, воспроизводящей половину генератора, можно воспользоваться соотношением

г\ _г\ пнат ( ^ н а т у 0-Ч н а т - Чмод Пмод \ к мпд ) "4-

6) По данным испытания турбогенератора 5") MVA, 1 500 об/мин завода „Электросила", установленного на Каширской грзс, общий расход воздуха составляет 35 m*/sec. Рис. 1а Поперечный разрез модели турбогенератора 50 MW 1 500 об/мин

Рис. 1в. Ппппольный пазоез модели тугбогенепатопа


34 Инж. Н. П. С а в и н

через отдельно взятый радиальный канал, пользуясь при этом соотношением 7)

Q* =Q V ^ * V h gi •

Здесь QK—количество воздуха, проходящего через отдельный канал, hgk—скоростной напор, соответствующий этому каналу, Q—суммарное количестро воздуха S у hgk суммарная величина корней квадратных из скоростных напоров.

Ю1:(23456789ш ш и ш и ш

Н2 О (4 (5161718)920212223342556 Щ.ш ш ш и ш ш ш ш Т

2829303132333435363738394041424344454647iLJUUUUUUUUUUUUUUUUUUUU

Рис. 2. Распределение углов закручивания воздушного потока по длине воздушного зазора

Найденные таким образом значения расходов воздуха по отдельным радиальным каналам статора определяют собой величину расходов воздуха в соответствующих местах воздушного зазора, пользуясь при этом соображениями, приведенными при описании сущности первого метода. Построенные на основе этих опытных данных картины распределения скоростей воздуха по воздушному зазору и радиальным каналам статора изображены на рис. 3. Отсюда видно, что значения скоростей, определенные двумя методами, совпадают между собой достаточно удовлетворительно.

В результате испытаний общее количество воздуха, проходящее через модель, распределяется следующим образом:

Через камеру впуска проходит 0,5212 m3/sec и со стороны камеры лобовых соединений в воздушный зазор машины вступает 1,0668 m3/sec. Количество воздуха, достигающее воздушного зазора, разветвляется в последнем на две струи: в направлении средней выходной камеры протекает 0,41 m3/sec и в направлении крайней выходной камеры 0,1112 m8/sec.

Точка баланса по воздушному зазору на стороне входной камеры, соответствующая той точке воздушного зазора, где имеет место разветвление поступающего в воздушный зазор из радиальных каналов статора воздушного потока на две струи, находится против 73-го пакета (рис. 3). Точка баланса по воздушному зазору на стороне крайней выходной камеры соответствует 29-му пакету (рис. 3). Следовательно, большая часть охлаждающего воздуха поступает в воздушный зазор из камеры лобовых соединений. Такое соотношение в расходах воздуха, омывающего активные части машины по длине крайней выходной камеры, неблагоприятным образом отзывается на охлаждении машины. Воздух из камеры лобовых соединений вынужден при этом проходить более длинный путь; следовательно, этот воздух нагревается сильнее за счет отведения тепла при своем течении, нежели это имело бы место при ином положении точки баланса, а именно при смещении точки баланса ближе к середине выпускной крайней камеры. Кроме того, нагрев воздуха по мере удаления от точки входа в воздушный зазор происходит также за счет уменьшения количества охлаждающего воздуха, а следовательно, и скоростей благодаря ответвлению воздуха в радиальные каналы статора; это и понятно, так как с уменьшением скорости воздуха, как известно, уменьшается и коэфидиент теплоотдачи.

Указанное положение точки баланса обусловлено, нужно полагать, недостаточно удовлетворительным конструктивным выполнением вентиляционной системы статора. В канале, соединяющем камеру лобовых соединений с камер> й впуска посредством ряда окон (рис. 1 в), происходит большая потеря напора: потеря напора при входе в канал че^ез окно; потеря напора благодаря внезапному увеличению сечения, потеря напора за счет внезапного уменьшения сечения и, наконец, потеря напора на выходе из канала. По данным опытой эта потеря напора составляет величину порядка 26% от величины напора в камере Л' бовых соединений. В силу этого равновесие сопросивлений двух параллельных путей воздуха: 1; камера лобовых соединений-камера впуска радиальные каналы

7) Эго соотношение выводится из того соображения, что количество воздуха пропорционально корню квадратному из величины rifnmrTurim напопа.

статора-точка баланса в воздушном зазоре на стороне крайней выходной камеры и 2) камера лобовых соединений-точка баланса в воздушном зазоре—устанавливается при таком положении точки баланса, которая резко смещена в сторону входной камеры.

Для устранения указанного недостатка по нашему мнению необходимо внести следующие основные конструктивные изменения:

Устранить наличие широких промежутков между окнами, сведя * их ширину до возможного конструктивного минимума, установить аксиальные перегородки в канале, соединяющем камеру лобовых соединений с камерой впуска, и, наконец, с целью выигрыша в статическом напоре провести раздиффузоривание канала в направлении течения воздуха, что, вместе с тем, уменьшит потерю напора на выходе из канала благодаря увеличенному в сравнении с существующем сечению окон.

Из рассмотрения схемы трехструйной системы вентиляции можно установить следующее:

Полный напор, создаваемый вентилятором и численно равный статическому давлению в камере лобовых соединений, если, во- первых, рассматривать вентилятор и диффузор как одно целое, и, во-вторых, пренебречь величиной скоростного напора в камере лобовых соединений, затрачивается на покрытие потерь напора на пути движения отдельных струй воздуха.

Легко усмотреть, что в данном случае имеется три струи воздуха. Рассмотрим одну из них:

Камера лобовых соединений-камера впуска-средняя выходная камеру8). Здесь имеют место следующие потери напора: потери напора при входе в аксиальный канал, соединяющий камеру лобовых соединений с камерой впуска, потеря благодаря внезапному увеличению сечения, потеря за счет внезапного уменьшения сечения, потеря при выходе из канала, потеря на трение в аксиальном ка- йале, потеря напора на вход в радиальные каналы статора, потеря на трение в радиальном канале, потеря благодаря внезапному уменьшению сечения в зоне расположения пазов, потеря напора * на поворот из радиального канала в воздушный зазор, потеря на трение в воздушном зазоре, потеря благодаря внезапному увеличению скорости в воздушном зазоре за счет притока добавочного

Рис. 3. Распределение скоростей воздуха по воздушному зазору ^ статора

количества воздуха из радиальных каналов, потеря напора по воздушному зазору в зоне средней выходной камеры благодаря внезапному уменьшению скорости за счет ответвления воздуха в радиальные каналы, потеря напора на поворот из воздушного зазора в радиальный канал, потеря напора в радиальном канале благодаря внезапному увеличению сечения, потеря на грение в радиальном канале и, наконец, потеря напора на выход из радиального канала.

8) При этом рассматривается струя роздуха, проходящая через точку баланса.


№ 6-1934 г. Вентиляция турбогенераторов по типу GEC 35

Каждая из этих потерь напора может быть представлена как функция квадрата соответствующей скорости

1)2д h = K?-2-

Здесь Д Л—потеря напора на каком-нибудь участке рассматриваемой вентиляционной сети (mmH20), 5—коэфициент потери напора, зависящий от условий протекания воздушного потока, о—плотность

воздуха ^ Г 2) ’ v~ скорость воздуха (m/sec). Коэфициентыпотерь напора, необходимые для проведения расчета вентиляционной системы, могут быть определены опытным путем, исходя из основного соотношения (7).

Цель, которая ставится при проведении расчета вентиляционной системы, сводится к разрешению двух основных задач:

1) определить величины скоростей воздуха в любой точке воздушного зазора и в любом радиальном канале статора;

2) определить величину того напора, на который должен быть рассчитан вентилятор совместно с диффузором, чтобы прогнать через машину требуемое количество охлаждающего воздуха.

Кривые распределения скоростей воздуха по воздушному зазору и радиальным каналам статора, построенные на основе расчетных данных, изображены на рис. 3. Из этого рисунка следует, что картина распределения скоростей на основе расчетных и опытных данных достаточно удовлетворительно совпадают между собой. В отношении величины напоров можно привести следующие данные: расчетная суммарная потеря напора на участке-входная камера- средняя камера выхода составляет 13,62 mm Н20 . В то же время по опьпным данным соответствующий перепад давления равняется 13,6—14,65 mm Н20 . На втором участке пути воздушного потока (камера лобовых соединений—крайняя выходная камера) расчетная суммарная потеря напора равняется 25,35 mm Н20 .

На основании опытных данных соответствующий перепад давления составляет 25,4 mm Н20 . Приведенные выше сопоставления позволяют сделать вывод о достаточно удовлетворительном совпадении опытных и расчетных значе^й потерь напора.

При наличии внутренней вентиляции ротора, как показывают опытные данные, расход воздуха, проходящего через вентиляционную систему статора модели генератора несколько уменьшается, причем общий расход воздуха, прогоняемый при этом через модель, увеличивается. Распределение скоростей воздуха по воздушному зазору при наличии внутренней вентиляции ротора позволяет сделать следующие выводы:

Расходы воздуха в точках раздела, соответствующих камере входа, можно считать почти не изменившимися в сравнении с теми его значениями, которые имели место при отсутствии внутренней вентиляции ротора; это обстоятельство может быть вызвано действием радиальных каналов ротора в зоне входной камеры. Расход воздуха, проходящий через среднюю камеру выхода, при этом увеличивается за счет притока добавочного количества воздуха из радиальных каналов ротора, расположенных в области средней выходной камеры.

Количество воздуха, подаваемое в воздушный зазор радиальными каналами ротора, в зоне отдельных камер распределяется следующим образом:

По средней выходной камере 0,04197, по входной камере 0,033, по крайней выходной камере 0,00611 и, наконец, по камере лобовых соединений 0,0084 in3/sec. Количество воздуха, проходящее через статор, распределяется следующим образом:

Через камеру входа 0,489 в воздушный зазор со стороны камеры лобовых соединений 1,071, общее количество воздуха, Проходящее через статор модели равняется 1,56 m3/sec.

Таким образом общее количество воздуха, прогоняемое через вентиляционную систему модели генератора, распадается на следующие части:

Через среднюю выходную камеру 0,45197 m3/sec, расход воздуха по воздушному зазору в зоне входной камеры 0,522, расход воздуха по воздушному зазору в области крайней выходной камеры 1,198 m3/sec. Суммарный расход воздуха составляет 1,65 m3/sec.

Что касается коррективов, которые нужно сделать при проведении расчета с учетом внутренней вентиляции ротора, то здесь можно отметить следующее:

Количество воздуха, проходящее через среднюю выходную камеру и полученное в результате расчета при отсутствии внутренней вентиляции ротора, должно быть увеличено на величину порядка 45% от^общего роторного расхода воздуха; точно так же количество воздуха, вступающее в воздушный зазор со стороны камеры лобовых соединений, должно быть увеличено примерно на 10% от общего роторного расхода, причем эта дополнительная часть воздуха, как показывают опытные данные, в основном расходуется через радиальные каналы статора в зоне ступенчатой части воздушного зазора.

Таким образом увеличение расхода воздуха, проходящего через среднюю выходную камеру, в сравнении с расходом воздуха при отсутствии внутренней вентиляции ротора указывает на то, что внутренняя вентиляция ротора является благоприятным фактором, способствуя лучшему охлаждению средней наиболее нагретой части машины.

Заключение

В результате проведенной работы по исследованию вентиляции можно сделать следующие выводы:

1. Конструктивное выполнение канала в турбогенераторах завода .Электросила", 55 MVA 1 500 об/мин, соединяющего камеру лобовых соединений с камерой входа, является несовершенным, обусловливая большую потерю напора на этом участке и как следствие этого смещение точки баланса по воздушному зазору на стороне крайней выходной камеры в сторону линии раздела между входной и выходной камерами.

2. Радиальные каналы, расположенные в зоне ступенчатой части воздушного зазора, омываются воздухом, обладающим значительно большими скоростями, нежели скорости воздуха в остальных радиальных каналах крайней выходной камеры. Это обстоятельство является очень важным, поскольку именно в частях машины, граничащих с камерой лобовых соединений, сосредоточены большие добавочные потери от полей рассеяния в лобовых частях, вызывающие значительный нагрев этой части машины. Таким образом наличие ступенчатой части воздушного зазора не только уменьшает потери, что является известным положением, но одновременно способствует и лучшему охлаждению.

3. В зоне средней выходной камеры ширину пакетов статорного железа целесообразно принять меньшей, чем вд стороне крайней выходной камеры.

4. Расположение радиальных каналов ротора против входной камеры можно считать нецелесообразным; лучше сосредоточить эти каналы в зоне средней выходной камеры.

5. При рифлении ротора выбор рационального шага нарезки должен находиться в соответствии с тем положением, что на значительной длине ротора угол закручивания воздушного потока в зазоре у поверхности ротора может достигать величины порядка 70-80°.

31 января 1934 г.

Р а с ч е т н а г р е в а р о т о р а т у р б о г е н е р а т о р а

ВведениеОбщеизвестно, что предельная мощность рационально рассчитанной

и сконструированной машины определяется ее нагревом. Предельные температуры, при которых возможна длительная эксплоатация машины, зависят от состава и процессов технологической обработки ее изоляции. Для наиболее полного использования электрической машины желательно, чтобы электромагнитные нагрузки и соответствующие им потери обусловливали равномерный и близкий к предельному нагрев ее активных материалов. С целью повышения использования материалов техника современного электромашиностроения широко применяет искусственное охлаждение электрических машин. Благодаря этому, а также применению высококачественных материалов оказалось возможным строить очень крупные машины мощностью до 100 MVA на 3 000 об/мин и до 200 MVA при п = 1 800—1 500 об/мин. Однако достигнуть вполне рационального использования активной меди не удается, потому что температура, близкая к предельной, получается в одном или несколькихпяпийТМ чЦиу Р Р П й и и а т п л п п и и р и а ш и и и О т л у п а р л а ц и т /о л * и в л А ^ л

Инж. 11. И. Шитов Москва, ВЭИ

димость знать, где находятся точки максимального нагрева и каково соотношение максимальных перегревов с доступными измерению температурами.

В связи с этим расчету и экспериментальному определению нагрева посвящается большое число статей в иностранной и русской литературе. Вопросы нагрева и вентиляции машин турбогенераторного типа в последнее время прорабатывались в машинном отделе ВЭИ. Одним из этапов этой работы является настоящая статья, которая состоит из двух частей. В первой изложены методы расчета радиального и аксиального распределения температуры обмотки ротора в зависимости от типа вентиляции. Во второй части на примере расчета турбогенератора мощностью 50 MVA иллюстрировано применение расчетных уравнений и на основании результатов расчета выяснено значение системы подпазовых аксиальных каналов, алюминиевых седел, покрывающих лобовые соединения, явления аксиального перемещения тепла по обмотке, запыления вентиляционной системы в эксплоатации и температурных расширений медиЛ л 1/nTVTi К ЯОЧ'1 ППТЛПЯ


Инж. П. И. Ш и то в электричество36

Часть 1. Вывод расчетных уравнений

Расчет нагрева ротора турбогенератора имеет целью определение максимальных и средних температур обмотки ротора. Для решения поставленной задачи необходимо иметь следующие данные:

a) спецификацию электрической изоляции в отношении ее тепловых свойств и геометрических размеров (она является одновременно и тепловой изоляцией как плохой проводник тепла);

b) распределение количества охлаждающего воздуха по отдельным путям и скорость его движения, что требуется для определения коэфициентов теплоотдачи;

c) величину и распределение потерь, выделяющихся в отдельных частях ротора.

В нижеследующем за отсутствием специальных исследований изоляционных материалов, применяемых на заводах СССР, данные о их тепловых свойствах заимствованы из литературных источников. Коэфициенты теплоотдачи с обдуваемых воздухом поверхностей определены также на основе литературных данных, главным образом, американских.

В роторе при нагрузке имеются следующие потери:1) джоулевы потери в обмотке возбуждения;2) потери в наружном поверхностном слое активной части ротора

от перемагничивания за счет зубцевых полей и высших гармонических м. д. с.;

3) потери в наружном поверхностном слое бандажей от перемаг- ничнвания за счет пульсации потоков рассеяния лобовых соединений обмоток статора;

4) потери от трения наружной поверхности активной части ротора и бандажей о воздух.

Указанные потери энергии превращаются в тепловую энергию и благодаря этому повышают температуру соответствующих частей ротора. При установившемся состоянии за счет образовавшейся разницы температур вся тепловая энергия потерь отводится на охлаждающий воздух. При этом величина и распределение температуры в обмотке ротора зависят не только от количества и распределения потерь, выделяющихся в отдельных частях ротора, а также от характера и интенсивности его охлаждения.

В современных конструкциях турбогенераторов охлаждение роторов осуществляется (рис. 1) через обдувание его внешней поверхности и через систему аксиальных и радиальных каналов в теле ротора. Существует большое разнообразие в устройстве аксиальных и радиальных каналов, причем распределение последних вдоль оси машины в значительной мере предопределяется конструкцией системы вентиляции статора.

Рис. 1. Схема вентиляции мощного турбогенератора: а—система аксиальных и радиальных каналов в зубцах ротора;

Ь—круглые дыры в бандажах ротора для улучшения охлаждения

Однако ни одна из систем вентиляции ротора не имеет такой степени совершенства, при которой тепловая энергия отводилась бы от места ее выделения к охлаждающему воздуху кратчайшим путем. Это происходит, с одной стороны, благодаря тому, что источники потерь распределены в различных частях ротора неравномерно, а с другой стороны, благодаря невозможности создать для всех частей необходимое и достаточное охлаждение.

Вследствие этого тепловая энергия от места ее выделения отводится на охлаждающий воздух не только кратчайшим путем в радиальном направлении, но также в тангенциальном направлении поперек пазов ротора и в аксиальном направлении вдоль обмотки и тела ротора. В таком случае функция, определяющая распределение температур в роторе, должна удовлетворять уравнению Лапласа

__дП , . d29(1)

Решение одного уравнения такого типа связано с применением рядов и представляет большие математические трудности. В нашем же случае ввиду взаимной связанности температуры обмотки железа и воздуха ротора в такой постановке задачу можно считать нераз-

Вследствие этого, учитывая всю сложность проблемы, в дальнейшем отдельно рассматриваются две частные задачи:

1) о распределении температуры по меди обмотки и по железу зубцов ротора в радиальном направлении;

2) о’распределении температуры по обмотке в аксиальном направлении.

При этом из данных расчета радиального распределения температуры определяется условная приведенная теплоотдача X, введение которой в расчет по п. 2 устанавливает связь между аксиальным и радиальным распределением температуры. Течение тепла в аксиальном направлении по железу учитывается только косвенно введением в расчет средней температуры воздуха по зазору и по аксиальным каналам в теле ротора.

Течение тепла в тангенциальном направлении поперек зубцов и пазов ротора в направлении к .большому зуб у* во внимание не принимается.При желании это можно учеаь увеличением коэфициентов теплоотдачи через внешнюю поверхность ротора и поверхность аксиальных каналов.

1. Радиальное распределение температуры в активной части обмотки

Решение задачи о радиальном распределении температуры в активной части обмотки без учета аксиального распространения тепла наиболее обстоятельно было выполнено Roth‘oM в его монографии .Introduction a l‘Ctu- de analytique de 1‘echatfement des machines 61ectriques“. Упрощенное решение той же задачи будет дано здесь.

В дальнейших выводах будем исходить из схематического изображения поперечного разреза паза, представленного на рис. 2.

При этом действительная форма зубца заменена прямоугольной, равной средней ширине.

Обозначим:R — радиус внешней поверхности ротора;ht — высоту головки зубца;h2— высоту части зубца, образующей вентиляционный

канал;h — общую высоту меди в пазу, включая и изоляцию

между витками;— толщину изоляции между медью обмотки

хом, включая и клин;Д2 — толщину изоляции между медью обмотки

хом со стороны вентиляционного канала, подкладку на дне паза; *

Д — толщину изоляции паза между медью и зубцами ро тора;

Рис. 2. Схематический поперечный разрез паза

ротора

и возду-

и возду- включая

• ширину меди обмотки ротора;■ среднюю ширину части зубца, соприкасающегося с обмоткой;

Ь2 — среднюю ширину нижней части зубца;\ ж — теплопроводность железа ротора;Хм — теплопроводность комбинации меди и междувитко-

вой изоляции в радиальном направлении;Х3 — теплопроводность изоляции между воздухом в ка

нале и нижним слоем обмотки;X, — теплопроводность комбинации—изоляция ме жд у

верхним слоем обмотки и воздухом, включая и клин;X — теплопроводность изоляции паза между медью об

мотки и зубцом;cq — коэфициент теплоотдачи с внешней поверхности

ротора на воздух в зазоре машины;а2 — коэфициент теплоотдачи с поверхности подкладки

на дне паза и от стенок вентиляционного канала на воздух в нем;

р — удельное сопротивление меди при температуре воздуха, входящего в машину;

а — температурный коэфициент меди;i — плотность тока в меди обмотки (А/ст2);

9, — превышение температуры охлаждающего воздуха в зазоре над температурой воздуха, входящего в машину (м);

92 — превышение температуры воздуха аксиальных вентиляционных каналов над температурой воздуха, входящего в машину;

9 превышение температуры меди обмотки над температурой воздуха, входящего в машину;

•ж — превышение температуры железа зубцов ротора над трыпепатчгюй воздуха, входящего в машину;


Л 6—1934 г. Расчет нагреЬа ротора турбогенератора 37

Ьм ,р — среднее превышение температуры меди по Bbicoie катушки (в радиальном направлении);

Ьж — среднее превышение температуры железа по зубцу в радиальном направлении;

в,Л— приведенный результирующий коэфициент теплоотдачи от верхнего основания катушки;

агм— приведенный результирующий коэфициент теплоотдачи от нижнего основания катушки;

а1ж — приведенный результирующий коэфициент теплоот-' дачи через головку зубца;

а1ж — приведенный результирующий коэфициент теплоотдачи через ножку зубца на воздух в аксиальном вентиляционном канале;

QM = Q — приведенные поверхностные потери на 1 cm2 поверх- “1

ности клина;Qx Q -1Ж — приведенные поверхностные потери на 1 cm2 поверх

ности головок зубцов;

1Wсумма пульсационных и механических потерь на

трение о воздух поверхности ротораXF сумма поверхностей всех клиньев и головок зубцов

ротора.

Определение приведенных результирующих коэфициентов теплоотдачи будет пояснено в конце этой части статьи.

Аксиальное течение тепла при расчете радиального распределения температуры пока во внимание не принимается, поэтому все количество тепла, выделившееся в элементе обмотки (рис. 2) длиной

установившемся состоянии (температура установилась), должно из него удалиться через две боковые поверхности (tLt-1), через нижнюю (bM-1) и верхнюю поверхность (bM- 1) элемента.

Математически это можно выразить так:

d8« + 2 А_ фм - ьж) dx = - ьм +-- Ьм dx

где+ <*P( 1+«»J Ьм dx,

d»* — тепловой поток, притекающий к эле- ах

Ьм[df>*tlx + dx2

dx]

менту через нижнюю грань х ; тепловой поток, утекающий от эле

мента через верхнюю грань х dx;

ft р (1 -f- *ИМ) bM dx — количество тепла, выделяющегося в , элементе обмотки l -6-dx;

12 — — 0Ж) dx — количество тепла, утекающее из эле

ментов через две его боковые поверхности (1-cLe).

Отсюда после приведения подобных членов и сокращения имеем

К Ьм J g f t . + р р (1 + «) ъм = 2 ± . (Ьм - Ьж). (2)

Тепловой поток, переходящий от меди на зубец через изоляцию паза, распространяется по нему частью к ьнешней поверхности ротора, частью к подпазовым аксиальным каналам, а когда таковых не имеется, через тело ротора к внешней поверхности необмоганной части ротора и вентиляционным каналом в ней.

Рассуждая так же, как и выше, для элемента зубца при условии теплового равновесия, можно написать

Хж Ьж dd ? ~ }'ж Ьж f z f + ~ а ■) = 2 т (Г>-“ ~ &ж) dx'или

d2Sdx2

+ 2 | ( J , - U = 0. (3)

Уравнения (2) и (3) определяют собой вил теылврвтурмш функций 0 К = f ( x ) и Ъж = у(х) для меди обмотки и железа зубцов соответственно.

В дальнейшем будем исходить из допущения, что Ьж, входящая в правую часть уравнения (2), постоянна на всей высоте зубца и равна его средней температуре. Точно также температура в правой части уравнения (3) принята постоянной и равной средней температуре меди обмотки.

Эти допущения позволяют решить каждое уравнение в отдельности, как уравнения второго порядка, благодаря чему вся расчетная работа значительно сокращается и упрощается. Вместе с тем, принятые допущения, не искажая суммарной эффективности теплоотдачи через боковые поверхности, нижнюю и верхнюю поверхность паза, в очень малой мере изменяют характер распределения температуры по высоте меди катушки и по железу зубца. Влияние сделанных здесь допущений обусловливает некоторое снижение максимальной температуры меди в сравнении с той, которая может получиться из расчета по методу Roth'a.

может быть представлено

d 2 » . ^ _ 2А _ 2Аdx2

Уравнение (3) после деления на АЖ ЪМв виде:

Д . А h

1 cm в аксиальном направлении, шириной и высотой dx при илиd2 &„dx2 • л2 = ■ • л2 а. (4)

гдел2 = 2 А (5)

Так как по принятому допущению в уравнении (4) 9М = ср = = const, то температурная функция, удовлетворяющая уравнение (4), может быть взята в виде

(«)= К . с р + А ch пх + Ssh пх-Постоянные интеграции А и В подлежат определению из пограничных условий, выражающих тепловое равновесие у головки и основания зубца ротора. А именно для теплового потока, притекающего, к основанию зубца, можно написать равенство: количество тепла, притекшего к основанию зубца, равно количеству тепла, отданному воздуху в вентиляционном канале, т. е. при х = О

\ж Ъж :dx : а 1 ж ( б ж б о ) . (7)

Подставляя значение Ьж в обе части уравнения (7) и выполняя ди- ференцирование, получим при х = О

В = ° 1 Ж (А + К . с р - ^ -ср (8)

Для теплового потока, притекающего к головке зубца, аналогично имеем при х — h

d&.„

QW — А ш. Ь ш — - ^ Оош. Ь ш. (& w — &,).ЛЬ ЛЬ w/tT: LX7V ЛЬ \ ЛЬ 1/ (9)

Подстановка в уравнение (9) выражения Ьж по уравнению (6) и выполнение диференцирования дает уравнение, из которого с использованием уравнения (8) получаем:

(»,я . с р ■ »2) Sh Пк + “2а* Chnh) +*1Ж - »l) - <?* (10)

n \ ж sh nh + (а1ж + а2Я1.) ch nh + - sh nhft *

(K. cp - »*) («Ш- sh nh + З ж р ж - ch nh ) - - V V (»„ - *>) 4 -“f - Q*_ r \ _______ ПКЖ ______ /_____ п к ж______ ________ пкж (И)

B = -п AjJsli nh - f (a1Jft. - f а2ж) ch nh 4- - a te V - sh nh

ft

Средняя температура железа зубца будет равна средней интеграль- Подставив в уравнение (12) выражение Л и Л из уравнения (10) и ной температурной функции, т. е. уравнения (11), введя для сокращения письма в дальнейшем обозна-

н чениязм.ср ■ 4 - Л * .м ер 4 "А ch пх -f- В sh пх) dx = & и tp 4-

1^ sh nh р ch nh (12)Y ж'

(«1* + Нж) sh nh + 2 (ch nh - 1)

nh n Хж sh nh 4 cbj w.) ch nh 4- sh nh\n A I

(13)Вологодская областная универсальная научная библиотека www.booksite.ru

38 Инж. П. И. Ши т о в Электричество

»1 JaЛж sh nh -f- (ch nh/2 Д — 1) j+ 2 Чж sh n,t + л ) ж а 2 ж

1%(ch nh — 1) j + Фж £sh nh -f ch nh _J) а2ж~1

_ _ _ _ _ ^ Jnh |л кж sh nh -f- (*ш + <*2ж) ch nh -j- — sh/lAj

получим^ Ж . с р c p T ж ) ? Ж ’ (15)

Таким образом оказывайся возможным выразить &ж ср через Ьм ср и постоянные тепловые параметры.

Поступая аналогичным образом, из уравнения (2) можно получить второе уравнение, связывающее ЪМшСр и 9Ж_ . В самом деле, послепростых преобразований и деления на 1М Ьм из уравнения (2) получаем

d2{>” - р П м = - д,р Ч ж с р - Ч2р \ (16)

Я\-2Х

2Х — АрзЬЬм ’

Яг = ~:А р Ьм Д

Л — А ртД Ьл

(14)

(18)

(19)

dx2

При &ж ср = const температурная функция, удовлетворяющая уравнение (16), выразится так:

Кк = ?1 Эж. ср+ Я г + C ch/ur-f D shpx . (20)где

, _ 2 1 - А ? Л Ь мК К *

Постоянные интеграции определяются, как и выше, из пограничных (17) условий, выражающих тепловое равновесие у верхней и нижней

граней паза, откуда имеем равенства:

С =(7т ср + Яг — &г) (°гм ch ph-\-a' * ^ M shphj + alM {q, cp + q2 — »i) — Q.„

p sh ph -+- (a, M - f aiM) ch ph -f- Sh phP k M

D:(Я1 ср + Я г - »,) \ ч м sh ph + Ъ.»?ШсЪрн\ - (9l + q2- »,) + QM

_______________1 _____________________ L P k M J p K M ______________________ P k M

P kM sh ph + (olM + Чм) ch ph + a' * “2M- sh phP k M

Средняя температура меди по высоте паза равна

л9м . с р “ ж. ср + Яг + С ch р х -(- D sh ph) dx =

= 9i ср + Яг + Сsh ph

~ p h ~-D ch ph — 1

~~ph( 2 3 )

или по аналогии с уравнением (15),

К . cP — Я\ (1 — Ум) ср + Яг (1 — Ь ) + Pi.где

(а1 .* + “2 м) sh ph + 2 - ^ U l. (ch ph - 1)v = ____________________________ Р\м__________________‘ « - —--------------------------- =p

p h \ p l M sh ph + (а1л + “г и) ch ph - f l 2* sh phL Р км J®i [“! 1* (ch ph - 1) ] + &2 [«, Л sh ph + (ch Ph - 1)J + QM | sh ph + {chph - 1) -SUL. j

ph |p XM sh ph + (aj M + a2 M) Ch ph + *■ sh/)/;j

(21)

(22)

(24)

(25)

(26)

Сравнивая уравнения (24) и (15), видим, что совместное их решение позволяет определить как 6м ср, так и ср, потому что Уж> Рж> Ум и Рм определены через постоянные заданные параметры и геометрические размеры машины. Таким образом для 9Л подстановкой 9Ж> ср из уравнения (15) в уравнение (24) получаем

0 _ Ч\ Рж(^—Ум) Ч~ Яг 0 — Ум) ~Ь Рмм ср 1 — 9i 0 Ум) (1 Тж)

Подстановка 9Л ср из уравнения (27) в уравнение (15) дает

9 = 2 ( T i) ( Тж) Рз. ( Тж) РжЖ- СР l - ? l ( l - Т Л)< 1 -Т ж )

(27)

(28)

Когда 9 и йЖшСр уже известны по уравнению (10), (11), (21) и (22), можно подсчитать А, В, С и D, а затем рассчитать распределение температуры по зубцу и по обмотке в радиальном направлении по уравнению (6) и уравнению (18). С этим задача расчета распределения температуры для любого радиального сечения активной части обмотки ротора разрешена.

Радиальное распределение температуры в лобовых соединениях обмотки {

Условия охлаждения лобовых соединений обмотки ротора на полной их длине у турбогенераторов различной мощности и конструкции неодинаковы. Геометрически одно лобовое соединение обмотки ротора можно разделить на три части: две прямолинейные части длиною 1х каждая и одну криволинейную часть длиной 2 /0 (рис. 3).

А. Охлаждение по всему периметру лобовых соединений

а) Лобовые соединения защищены седлами Основные дитЬепенпиальные уоавнения. оппелеляюшие распреде-

по седлу, будут иметь такой же вид, как и для активной части обмотки и железа зубцов ротора.

Для катушки согласно рис. 4 имеем

= Я\ 'V ср + Яг -КС ch р0 X + D shр0 х, (29)

§

Л L*Лобовые

соединения

Рис. 3. Форма катушкиВологодская областная универсальная научная библиотека

www.booksite.ru

№ 6—1934 г. Расчет нагрева ротора турбогенератора 39

где

Ро'2 _ 2V — а р ? ЬмА’ <h- I2 ? Ъм А' (32)

2 V

( 3 0 ) " " 2 л ' — а / 2 р Ьм Д '

Постоянные интеграции С и О определяются из пограничных усло-

41 2 Л' — а г2 р Д' ’

(?1 At- ср + Я2 — Э2)

(31)вий. Они равны:

С =а2л Ch Ро А - а2 л а\ л

Ро Кмsh р0 Л + “l А (?1 Af СР + ?2 — Зх)

Ро хл sh р0 h + (aj г - f а2 J ch р0 Л + sh р0 hРо ' м

(33)

D = ■(?1 Аь ср + 42 — а2 л sh Ро h + °1 л °г -* ch р0 Л

РоА(?) Аг ср + ?2 — 9l)

Ро > Л ___________Ро А« sh р0 Л + (0Ц л + а2.,) ch р0Л + -*L-i_ a 2 ±_ sh р0 h

Ро км

(34)

где oj л и а2л— результирующие коэфициенты теплоотдачи от верх- где него и нижнего основания катушки. Средняя температура по высоте катушки при этом выразится так:

Ъ =А«. ср — ?1 (1 — Тл) At- СО + ?2 (1 — Тм) + Pmi (35)

(*, , + “2 л) sh Ро h + 2 (ch Ро Л - 1)?0-Д«_______________________ __ (36)

Рл

Ро Л I Ро ХМ Sh Ро h +■ (*, л + Н .,) ch Ро Л + аАл °1д_ sh р0 л] L Ро J

\ ai л sh Ро A -f- 011 л *а л ■ (ch Ро Л — 1)1 + 9 2 [ a 2 / I s h p 0 ft + — ?4 ^ £- ( c h P o * — 1)1L_______________ РоА« __________ J L __________ Ро 1м_________________ 1 .

Ро* Ро A* sh ро Л -f (ax л + а2л) ch р0 Л sh p0 л]Po Ak j

(37)

Для седла соответственно имеем

At = 5г 9 4- S2 + Л ch гх + В sh гх,

где

(38)т-2 = Х'_±.°оА1, S , : v ,V Л, , = -ф ^ -г г ■ (ЗЭ), (40), (41)А -|- 6q Д А *г|~ 0q Д

Постоянные интеграции А и В, которые определяются из пограничных условий, равны:

А =

В--

№ ЭЛ . г/7+ S 2 — »2) | Ч a ch r h - f а - sh лЛ] + a l a (S l А«. ср + 5 2 — А )

At r s h r h + (a , e + а 2 а ) c h r h + Sh r hKa r

(51 К . ср + 5 2 — ®г) [«2 а sh гЛ + ° °2 а ch /-л] — 0,1 а 0,2 д .(-Sl А«. ср + 5 2 — #l)______ _________ 1. ла Л" J_______ ка г __________________________

(42)

ХаГ

где а1а и а2 а — результирующие коэфициенты теплоотдачи от верхнего и нижнего края седла.

А» г s h rh + (aj а - f a2 a ) c h rh - f — 1 д д sh гЛ

( 4 a + ° 2 a) Sh rh + 2 "-Lgilg - (Ch r h - 1)/■ Л„

(43)

где

Средняя температура по высоте седла определяется из уравнения

®а сд = Sj (1 — уа) ЭЛ + (1 — ya)S 2 -f j)a, (44) и

Та =rh | ^ а sh гЛ + (т1а + а 2а) ch rh + — sh /-А j

(45)

Ра :а, а sh rh + °1дС|2а (ch rh — 1)] + », [a2a sh rh + a' а “?Л- (ch rh — 1)1_____________ ("At_____________ | L_____________C±a_____________J

rh Xa sh rh -(- (aj a 4 - a2 a) eh rh - f 011 ° ?°2a sh(46)

Сопоставляя уравнение (44) и уравнение (35), видим, что эти два гдеуравнения позволяют решить их совместно относительно ср и>V ср. В результате совместного решения получаем:

J) — Ч\ ^2 (1 — Тл) (1 — Та) Ч~ ?1 Ра (1 — Тл) 4~ ?2 (1 — Та) 4~ Рл (47)(5,)' (52)

м.ср~ l - ? i 5 i ( l - Т д ) ( 1 - Т а)

а — ?2^i(l— 7а) (1 — Тл) + Эл^1(1— Та) + 5г(1 — Та) + ?а i a q \

а-ср---------------------- --------------------------------------------------------- ( )

а постоянные интеграции выражаются:

(?2 — аг) (а2м ch Ро h + 02 м аУ-м- sh p0h) + (q2 — 9,) а1м с = — ________L _____________РоКи------------L— ----------------(53)

б) Лобовые соединения седлами не защищеныРо 1М sh ро А + (н м + ° 2 м) ch Ро h - f I * * м shpQ h

Ро Km

Уравнение для тепловых потоков в диференциальной форме но меди катушки в этом случае будет

d2»„ D =(?. - Э 2) (л2 м sh ре А + ch р0 А) - (?2 - 0l}

A* - ~ f - + р (1 + *».«) (К - А). (49) Ро Ал sh ро А + («! + а2 J ch ро А + sh р0 АРо Ал

■ (54)

где ал — результирующий коэфициент теплоотдачи на воздух от боковых поверхностей лобовых соединений обмотки.

В соответствии с этим решение уравнения (49) имеет вид:

Средняя температура по высоте катушки будет равна

9 = - 4 - С S h p * h -4 - D c h A n * - 1 . Г551


40 Инж. П. И. Ш и т о в Электричество

Б. Охлаждение только через нижнюю и верхнюю поверхности лобовых соединений

Основное диференциальное уравнение для тепловых потоков в этом случае в правой части имеет нуль, т. е. оно имеет вид

> d 2 0 „

M Ax'2- + * 2 Р ( 1 + а » л ) = 0 (56)

И Л И

d 2 ^ , а В р _ В р (57)d * 2 > . « К

Введя обозначениеа В р „ о

Г - = р 0 2 , (58)

решение уравнения (56) можно представить в виде

+ С sin/?0 х + D cos р9х. (59)

Постоянные интеграции С и D определяются из пограничных условий; они равны:

( - L + 02) ^ c o s p Q л - s in л , f t ) + а1л

D:

_<Ь_л 3 2 л _ s i n / , Л + (®! л + о 2 л) COSp0 ft — р 0\ м Sin A , ЛРо>'

=Чл s in p 0h — cos/> 0 f t] + а 1 л [ — - f i l l )я / Р о К \ ;

(60)

(61)---1 л ^ л- - Sin Ро Л + (ai + «г) cosp0 ft — р0 \ м sin рс ft

Ро

Средняя температура меди по высоте катушки равна& ____1 + c sinp0f t i D l — cospoft (52)м,ср “ Poh Ро Л

Таким образом для каждого типа вентиляции лобовых соединений расчет радиального распределения температуры приходится производить по своей системе уравнений.

Определение распределения температуры вдоль обмотки

В предыдущих выводах было установлено выражение средней температуры меди обмотки для отдельных поперечных сечений без учета аксиального и тангенциального течения тепла.

Течение тепла в тангенциальном направлении больше всего благоприятствует охлаждению тех катушек обмотки (рис. 5), которые прилегают одной стороной к большому зубу и соседних с ними. Охлаждению самых больших катушек каждого полюса как наиболее удаленных от широкого зуба течение тепла в тангенциальном направлении способствует в очень малой мере. Вследствие этого, произведя расчет распределения температуры вдоль катушки средних размеров, можно считать, что она должна близко сходиться со средней температурой по всей длине обмотки, определенной экспе-

Рис. 5. Поперечный разрез ротора: о—наименьшая катушка; b—средняя катушка; с—наибольшая

катушка; d — большой зубец ротора

Для вывода уравнений, необходимых к расчету аксиального распределения температуры, введем понятие „эквивалентной теплоот- |дачи“, величину которой определим из соотношения

Qom — А фм- ср — $„)где Qom — количество тепла, отводимого через все охлаждаемые поверхности в каком-либо сечении обмотки, Ьм еи — средняя темпе-

_ ai ж 4~ °2 ж в? _ СредНЯЯ температура охлаждающего воздуха поа1 ж + “2 ж

всей поверхности этого сечения.Количество отведенного тепла при отсутствии аксиального тече

ния должно быть равно выделившемуся, т. е.Qom = Явыд = г'2 Р ( 1 + аЬм. Ср) К л. (вз)

отсюдад _ г 2 Р ( 1 + П ^ с р ) Ьм Ь

Поскольку в определение Д входит величина средней температуры, найденная из расчета радиального распределения температуры по высоте катушки, постольку в величине Д учитывается эффективность теплоотдачи через все поверхности рассматриваемого поперечного сечения обмотки возбуждения. При наличии большой разницы между температурами для отдельных поперечных сечений обмотки часть тепла от наиболее нагретых мест обмотки будет отводиться продольным тепловым потоком, однако характер распределения температуры по радиальному сечению, а следовательно, и Д — величину эквивалентной теплоотдачи можно считать неизменной.

Для тепловых потоков, распространяющихся аксиально (вдоль меди), можно написать диференциальное уравнение, подобное тем, какие были установлены для радиальных тепловых потоков, а именно

кЪм h + * f 0 + *К) = а ( К ~ U (64)где k —теплопроводность чистой меди, температура в любом поперечном сечении обмотки, средняя по высоте катушки, 8-в—средняя температура охлаждающей среды для любого поперечного сечения.

Решение этого уравнения можно выразить равенствомп г г I. « их . п их& „ = /С -f А е B e , (65)

где1< _ B PbMh + M e (66)Д — а Р р bM h

и

“ = Й Г Г Л-<Л 4(67)

выражаются через параметры обмотки, а постоянные интеграции Аи В определяются из пограничных условий.

Если обмотка на длине одной четверти катушки разделена, например, на четыре зоны (рис. 6), то для каждой зоны можно написать свое уравнение температуры типа уравнения (65)

6.*о — (е -f- е ) , (68)

= Ki + -\-В^е , (69)

»an = ^2 + А2ещх+ В 2е ~ иаХ, (70)

6 из = Ka-h Аа(.е ‘ + е * ) . (71)Для уравнений (68) и (69) постоянные интеграции Л0 = .в0 и

А9 = Вв. Индексы в уравнениях (68) ч- (71) соответствуют номерам участков по рис. 6.

Рис. 6. Схема деления одной четвертой части катушки обмотки ротора на зоны

Если обмотка на длине одной четверти катушки разделена на три или две зоны, то соответственно этому уравнение (71) или уравнения (71) и (70) отпадают.

Постоянные интеграции простейшим способом определяются из следующих соотношений:

д ^ ( ft* i — К о ) t h и 0 /о K m t h Hq / q ^

- + *8 »o ;o) e 1 (Мю+ lg «о /о)

a . ^ 2 A 1 - ( K 2 - : K 1) _ 2 A 1- K 11----- --------- —J----------------------------- >

(72)

(73)Вологодская областная универсальная научная библиотека

www.booksite.ru

*6 б- 1934 г Расчет нагрева ротора турбогенератора 41

^ 2 Л; (АГ3 — /Го) 2 Ао А32

(1 “Ь и$г)е (1 Ч~ «зз) saгде для сокращения 'записей введены обозначения АТю = К\ — Ко, Ки = Кг - К х и т . д., е“°г“ = 5о, e ~ u°l° = S0 и т. д.

На выводе равенств (72)—(74) можно здесь не останавливаться, так как они легко получаются из уравнений для пограничных условий, выражающих равенство температур и тепловых потоков вдоль обмотки для начала и конца соседних участков. Уравнение (72) получено как приближенное, при чем с достаточной точностью принято допущение, что

Bi («ю — th «о /0) = 0. (75)Постоянные интеграции:

В3 = Л3, (76)

B2 = S3S8 + A jL , (77)

f l , = B , S a+ * |L , (78)

В0 = А о = Uin (.43 S3 - В3 S3), (79)S0- S 0

^0= — —= ( 3 S3 -j- B3 S3 -J- А’зо)- (80)S0—So

-Сравнение медицины Л0, определенной из уравнения (79) и уравнения (80), может служить проверкой подсчета постоянных интеграций.

Средняя температура по длине одной четверти катушки, которую можно считать равной средней температуре всей катушки по условиям симметрии, будет равна

с р —

К о Iq + К \ 1\ + U Ч- Кз /3 -f- —t (So ■______________ ■________ «о

So) + Лз (S2 - Ss) + (S2 - 1) - АU3 ___________ W2____________ («а ■ i) + - 4 S i - i ) -

«1B L IS . —(Si — 1)

Aj + l +^2 + S(81)

Деление одной четверти катушки на зоны зависит от условий охлаждения обмотки.

Определение результирующих коэфициентов теплоотдачи

При рассмотрении радиального распределения температуры в различные уравнения вошли так называемые результирующие коэфи- циенты теплоотдачи; поясним смысл этого определения.

Если тепловой поток, перетекая от места своего возникновения до охлаждающей среды, на части пути, примыкающей к охлаждаемой поверхности (рис. 7), остается неизменным по величине, то его можно выразить двояким образом:

Q = b ± - (»" - »') = V о! (!Н - »j) = Ь аф - О,), (82), (83)

Ь'л-Ь"где b = —IE— — среднее поперечное сечение пути, прилегающего

к поверхности, X — теплопроводность этого пути, h — его длина, Ъ'а = о _ _ — коэфициент теплоотдачи, пересчитанный на среднее се

чение b пути, 9, 9' и — температуры охлаждающей среды, поверхности и того сечения пути, за которым тепловой поток можно считать постоянным. Из уравнения (94) для теплового потока можноопределить 9' = -Д--(-9; подставив последнее в уравнение (82), для

о а

Q получим выражениеQ:

Рис. 7. Поперечный разрез через паз ротора

илиQ = b 1 А (Э" - 9) = ъ «я (9"-Э).Л -J- a h

Следовательно, величина

ая — XctХ + а I

(84)

представляет собой результирующий коэфициент теплоотдачи.

Выведенное выше выражение для результирующего коэфициента теплоотдачи получено в предположении постоянства величины теплового потока; если тепловой поток непостоянен, то его всегда можно свести к постоянной величине и, таким образом, второстепенное явления учитывать введением результирующего коэфициента теплоотдачи.

(продолжение в № 9 ,Э-во‘)9/1 1934 г.

Х Р О Н И К А

Из работ энергетического института академии наукСССР

К XVII с‘езду ВКП(б) Энергетический институт им. Кржижановского выпустил большую коллективную работу „ Э л е к т р о э н е р г е т и к а СССР" (744 стр., изд. Академии наук, 1934 г.). Научное руководство этим коллективным исследованием принадлежит члену- корреспонденту Академии наук проф. Вейцу, редакция в составе акад. Г. М. Кржижановскего, проф. В. И. Вейца, С. И. Игната (зам. нач. Главэнерго), М. И. Рубинштейна (член президиума Госплана СССР) и инж. Ю. Н. Флаксермана (начальника строительства тэц ВТИ). В работе приняли участие помимо посюянных научных работников института также высококвалифицированные инженеры, ведущие практическую работу в энергохозяйстве.

Вводная статья: . Э л е к т р о э н е р г е т и к а и з а в е р ш е н и е т е х н и ч е с к о й р е к о н с т р у к ц и и н а р о д н о г о х о з я й ства" принадлежит Г. М. Кржижановскому. Она освещает следующие вопросы:

1. Электроэнергетический ,догон“ за первую пятилетку.2. Качественные особенности советской электроэнергетики.3. Основные итоги электрификации народного хозяйства.4. Электроэнергетика во втором пятилетии.Затем следует первый раздел книги „Основные проблемы освое

ния электрохозяйства СССР" (итоги первой пятилетки и задачи второй). В эют раздел входят следущие главы:

1. П р о е к т и р о в а н и е и с т р о и т е л ь с т в о т е п л о в ы х с т а н ц ий . Большая работа, написанная руководящим коллективом Теплоэлектропроекта в составе Дмитриева, Юсима, Алмазова, Колпа-|/ЛПлГ< P nU 9nU U 9 Р л и а и л о а I 11 |/Г»л(тЗ tf ПП Q t9 ГП9П9 Г Г \ fiPnW U T R

вых станций! а также итоги первой пятилетки и задачи на второе пятилетие в области строительства станций по основным элементам их оборудования (топливоподача, котлы, подготовка питательной воды, турбоагрегаты, схемы коммутации и др.).

2. П р о е к т и р о в а н и е и с т р о и т е л ь с т в о г и д р о с т а н ций. Глава написана научным сотрудником института инж. Золотаревым и содержит в себе итоги первой пятилетки и задачи на вторую в области гидроэлектростроительства.

3. Т р е т ь я г л а в а „ Т о п л и в о с н а б ж е н и е э л е к т р и ч е ских с т а н ци й“. Автор—проф. Пробст. Содержание: 1. Топливный баланс народного хозяйства и электрификация. 2. Топливоснабжение электрических станций в первом пятилетии. 3. Перспективы топливоснабжения электростанций во втором пятилетии.

4. Четвертая глава посвящена вопросам п у с к а и о с в о е н и я н о в ых э л е к т р о э н е р г е т и ч е с к и х м о щ н о с т е й . Авторы— научный сотрудник института инж. Будницкий и рабогники Главэнерго инж. Келен, Оснас, Волынец. В этой главе дан анализ факторов, обусловивших ненормальности пуска и освоения станций в первом пятилетии и задачи в свете второй пятилетки.

5. Пятая глава, написанная научными сотрудниками ЭИН инж. Ту- ровером и инж. Завадским, носит название . О с н о в н ы е в о п р о сы н а д е ж н о с т и э л е к т р о с н а б ж е н и я и к а ч е с т в о э л е к т р о э н е р г и и " . В ней разобрано влияние ненадежности электроснабжения на экономику отдельных производств. Здесь дан так же, как и в других главах, анализ вопроса за годы первой пятилетки и намечены пути борьбы с надежностью электроснабжения во втором пятилетии.

6. В шестой главе, написанной научным сотрудником Энергетиче-г и п т иигтипгтя ним/ М Гпаиппп/лй пазлЛпаии вппппли л * Л о.


42 X р о н я к а Электричество

э не рг ии. Здесь проведен прежде всего разбор проблемы себестоимости в капиталистическом и социалистическом хозяйстве и указаны узловые методологические установки. Затем прослежена динамика себестоимости и качественных показателей эксплоатации в первом пятилетии и выполнены подсчеты для второго пятилетия.

7. Наконец, последняя, седьмая, глава первого раздела, написанная научными сотрудниками ЭИН инж. Гуревичем и Туровером, освещает вопросы о с в о е н и я э л е к т р о с и с т е м и в о п р о с ы о р г а н и з а ц и и п р о и з в о д с т в а н а п р и м е р е с и с т е м ы Дон энерго.

Второй раздел книги содержит в себе 6 глав, об‘единеиных общим содержанием по п е р с п е к т и в а м р а з в и т и я э л е к т р о э н е р г е т и ч е с к и х с ис т е м. В первой главе, написанной инж. Русса- ковским и проф. Кукель-Краевским, изложены о с н о в н ы е воп р о с ы р а з в и т и я э л е к т р о э н е р г е т и ч е с к и х с и с т е м, их классификация, основные вопросы планирования, методы изучения, анализ теоретической модели системы. Второй главой этого раздела идет работа проф. Кукель-Краевского . Т е о р и я м о д е л и р а з в и тия э л е к т р о э н е р г е т и ч е с к и х с и с т е м и п р о б л е м ы с т а н д а р т и з а ц и и * . Она содержит в себе рассмотрение этапов развития системы, рациональной шкалы мощностей, оптимальной величины коэфициента резерва, теоретический график развития системы, типы стандартных турбин.

Третья глава второго раздела, или десятая глава всей книги, излагает вопрос о с т р у к т у р е и р а з м е щ е н и и г е н е р и р у ю щих м о щ н о с т е й . Она трактует о тех связях, которые имеет районная электроэнергетическая система со всем народным хозяйством района. Автор главы—научный сотрудник ЭИН Е. А. Русса- ковский.

Одиннадцатая глава является продолжением десятой, написана инж. Руссаковским совместно с другими научными сотрудниками ЭИН инж. Болотовым, инж. Беспрозванным и проф. Кукель-Краевским. Она разбирает п р о б л е м у о в л и я н и и с т р у к т у р ы э л е к т р о э н е р г е т и ч е с к о й с и с т е м ы на р а з м е щ е н и е г е н е р и р у ю щ и х т о ч е к и м о щ н о с т е й . Вначале рассматривается влияние чисто конденсационной системы, а затем те изменения, которые вносятся включением в систему комбинированных теплоэлектрических, а также гидравлических станций.

Двенадцатая глава книги (пятая глава второго раэдель) написана инж. Колпаковой и посвящена вопросу о р е з е р в е в с л о ж н ы х э л е к т р о э н е р г е т и ч е с к и х с и с т е м а х . В ней даются выводы относительно величины и размещения резерва и приводится опыт в этом отношении САСШ и Германии.

Последняя глава второго раздела — о в ы с о к о в о л ь т н ы х с е т я х в с л о ж н ы х э л е к т р о э н е р г е т и ч е с к и х с и с т е мах написана инж. Руссаковским и Лашковым (работником тэц).

Третий раздел книги посвящен п е р с п е к т и в а м о с в о е н и я н о в ых п р и н ц и п о в э н е р г е т и ч е с к о й т е х н и к и . Он содержит в себе главу четырнадцатую „Новые принципы энергетической техники', написанную научным сотрудником ЭИН т. Кузнецовым, главу пятнадцатую „Постоянный ток высокого напряжения*, данную акад. Чернышевым, главу шестнадцутую „Ионные процессы*, составленную проф. Ситниковым, главу семнадцатую .Новая техника котлов высокого давления', автор—проф. Кирпичев, главу восемнадцатую .Турбины внутреннего горения', автор—проф. Гиттис, главу девятнадцатую „Неводяная паротехника и множественные циклы*, написанную инж. Дунаевским, главу двадцатую по ветроэнергетике „Мощные ветроустановки в системе районного электроснабжения', авторы—Бомштейн и Дзюба и, наконец, последнюю главу двадцать первую, посвященную вопросу о новом типе труда, .Элеьтроавто- матизация и новый тип труда', автор— проф. Грановский.

Подробное оглавление переведено на английский язык.В книге имеется свыше 10 п. л. чертежей 1).

М. Г.

Защитный костюм для исследовательских работ на высоком напряжении

В лаборатории высокого напряжения Киевского энергетического института автором были произведены опыты по применению защитного костюма для научно-исследовательских работ с высоким напряжением, обычно затрудненных вследствие опасности высокого напряжения для жизни. Опыты производились при токе нормальной частоты в 300 000 V, при постоянном токе в 100 000 V и при импульсном напряжении в 300 С00 V. Идея создания костюма принадлежит проф. Артемьеву Н. А. Костюм по своей форме и покрою напоминает противогазовый костюм, закрывающий человека целиком. Для удобства одевания ниже икр до пят, а также ниже локтей до ладоней делаются разрезы с кнопками для застегивания. Рукава заканчиваются рукавицами с большим пальцем для возможности держать что-либо и производить необходимые операции. Ввиду износа и для надежности рукавицы делаются из двух слоев сетки, а подошвы из нескольких слоев сетки. Голова закрывается капюшоном, спереди пристегиваемым кнопками к нагрудной части.

]) Редакция журнала .Электричество" в ближайших номерах предполагает дать развернутую рецензию на вышеописанную большую работу Энергетического института Академии наук.

Материалом для костюма служили: медь, латунь, алюминий. Чаще мы пользовались костюмом из медной сетки ввиду ее эластичности. Алюминий менее подходит, так как на изгибающихся частях быстро ломается. Преимущество же его в весе не имеет значения, ибо костюм из красной меди весил всего 2,4 кг. Известно, что для электростатической защиты нет необходимости применять сплошной проводник, так как, если он и представлен в виде сетки, то на расстояниях, значительных в сравнении с размером отверстий в сетке, последняя действует так же, как сплошной проводник. Поэтому густую сетку мы не применяли. Костюм не стесняет движений, позволяя легко производить нужные соединения. Применявшиеся нами сетки давали полную возможность наблюдения, лишь незначительно отражаясь на видимости. Защитное действие костюма можно рассматривать как клетку Фарадея, принцип которого сохраняется, если рассматривать костюм и для случая заземления какой-либо его части. При чрезмерном приближении для наблюдения к испытуемому об‘- екту происходили разряды на костюм, видные на рис. 1.

По возникновении дугового разряда ток возрастал и выбивался автоматически. В этом случае приходилось беспокоиться об опасности для обмоток трансформаторов, так как проводимость сетки во много раз превосходила проводимость провода высоковольтной обмотки. Нами было измерено сопротивление костюма и подсчитано значение возможного тока через человека, рассматривая костюм как шунтирующее ответвление. Сопротивление костюма между различными точками контакта не превышало 0,02 2. Принимая сопротивление человека равным 1 000 2, при мощности испытательных трансформаторов в 1000 kVA и напряжении 1000000 V получим совершенно безопасную величину тока через тело человека.

Несколько иные результаты получаются для импульсов. Энергия нашего импульсного контура составляла 100 W/sec. Соответствующие расчеты показали, что в этом последнем случае значение тока, протекающего через экспериментатор при рассмотрении защитного действия костюма как шунтирующего ответвления превосходит безопасные пределы, и если бы такая величина тока имела место в действительности, то была бы ощущена экспериментатором, что при опытах не подтвердилось. Поэтому приходим к заключению, что при импульсах проявлялся, главным образом, поверхностный эффект распространения тока, что согласуется с теорией, так при импульсе частота принимается равной бесконечности. Отсутствие теплового эффекта при протекании значительного тока разряда импульсного контура по костюму можно об'яснить кратковременностью импульса. В наших опытах на переменном токе был случай прожога дугой отверстия в рукавице костюма диаметром 40 шш. Часть руки при этом была обнажена, но дуга расходилась по краям отверстия, не пеоеходя на тело, что и следовало ожидать. При пользовании костюмом должна быть исключена возможность непосредственного контакта и разряда на не защищенную сеткой часть тела. Необходимо тщательно проверять, цел ли костюм, и не допускать в нем дыр больших, чем сечение отверстия сетки. Костюм может найти широкое применение в практике работ лабораторий высокого напряжения при существующих мощностях испытательных установок: переменного тока, постоянного и импульсных контуров высокого напряжения. Надо помнить, что применение костюма, давая возможность лучшего наблюдения, а, следовательно, изуче^;я и экспе-


М 6-1934 г. Х р о н и к а 43

дзря исключению необходимых коэфициентов на запас расстояния от токоведущих частей требует известной осторожности, ответственности при пользовании и достаточной квалификации. Костюм также находит применение для научно-исследовательских работ в сельском хозяйстве при высоком напряжении. Не исключена воз- ножность использования его и на радиоустановках. Само собой разумеется, что использование костюма для весьма мощных установок в теперешнем его виде не предусматривается.

Инж. М. М. Морозов

Первый международный электро-радио-биологическийконгресс

Международное биологическое общество организует первый электро-радио-биологический конгресс, открытие которого должно состояться в сентябре 1934 г. в Венеции, во Дворце дожей.

Применение электрического тока, икс-лучей и всего, связанного с радием в медицине и терапии, не соответствует предмету рассмотрения первого конгресса, который имеет целью исключительно изучение биологических явлений, вызванных излучениями.

Всестороннее и чисто научное обсуждение этих явлений, главным образом физиками и биологами, должно осветить все темы, которые относятся к колебательным и атомным явлениям, связанным с биологией (ультрафиолетовые лучи, инфракрасные, электрические волны, свет, радий, проникающие лучи в связи с действительным влиянием на различные органические явления и в лабораторных приложениях, фотодинамические действия, действие на расстоянии металлов, лучи Гурвича, световые явления, излучения радиоактивных солей в орга

нических соединениях, состояния атмосферного электричества, спектрография, влияние лучистой энергии при преобразованиях и т. д.).

Ученые всех специальностей, имеющих прямую или косвенную связь с этими темами (физики, радиологи, биологи, ботаники, зоологи и т. д.), на конгрессе впервые обменяются своими мыслями с целью установления программы своего об'единения в данной многообещающей отрасли радиобиологии.

На конкрессе будут присутствовать с докладами и сообщениями профессора: Эмиль Абдерхальден (Галле), Беляк (Будапешт), Бру- нетти Рита (Кальяри), Артур Комптон (Чикаго), Кулидж (Скенектеди, Нью-Йорк), Дучески (Падуя), Глассер, Отто (Кливленд, Огайо) Гола (Падуя), Гурвич (Ленинград), Гаскинс (Скенектеди, Нью-Йорк), Магру (Париж), Маринеско (Будапешт), Надсон (Ленинград), Неме- нов (Ленинград), Пальмиери (Болонья) Паруссиа (Милан), Пинкус- сен (Берлин), Пуньо-Ванони (Падуя), Ран (Итака, Нью-Йорк), Раман (Бангалоре, Индия), Рехе (Лейпциг), Роффо (Буэнос-Айрес), Росси- Бруно (Падуя), Свен Ломгольт (Копенгаген), Штемпель (Мюнстер), Р. В. Вуд (Балтимора) и другие ученые.

Предполагается, что каждый радиобиологический доклад на конгрессе будет проведен отдельно, т. е. одним специалистом в этой области, поэтому, рассмотрев доклады, прения и секционные сообщения, Конгресс сможет дать некоторый радиобиологический синтез, основанный на строгих принципах физики, физической химии и биологии.

Справки по вопросам, относящимся к Конгрессу, дает Международное радиобиологическое общество, корреспонденцию которому следует направлять по адресу его временного местопребывания в Венеции (Dr. Giocondo Protti, Italia, Venezia, Canal Grande, S. Gregorio 173).

А. Примаковский

П р о г р а м м а р а б о т3-й Всесоюзной конференции по электроизолирующим материалам, созываемой Изоляционным бюро

ВЭК—РНИТО в сентябре 1934 г. в ЛенинградеI. Доклады на пленарных заседаниях

1. Б. М. В у л—Отчет Всесоюзного Бюро по электроизоляции.2. БЭТ—Изолирующие материалы во И пятилетке.3. Л ю те р—Проблема изоляции в электрических машинах.1. М. А. Р о м а н о в (зав. .Динамо')—Изоляция в тяговых двига

телях.5. С. М Б р а г и н (зав. .Москабель')—Проблема изоляции в кабелях. 5. А. В. К ор и цк ий (зав. ,МОТЭЗ“)—Проблема изоляции в транс-

форматоростроении.

'• К ' A *>»ч»ча»ок«м-3. С. Н. У ш а к о в —Пластические массы во II пятилетке.I. Н. Н. Ц и к л и н с к и й—Высокочастотная изоляция.

И, Работа секций конференций Предполагается создать секции для проработки следующих тем:а) Керамика;б) Волокнистые материалы (ткани, бумага, асбест);в) Лаки, компаунды, смолы, пропиточные процессы;г) Испытания изоляционных материалов;д) Высокочастотная изоляция и пластические массы;е) Оксидная изоляция;ж) Нефтяные масла.На секциях конференции ставятся следующие доклады:

1. Инж. Б. М. Тар е е в (зав. .Динамо')—Применение стекловидных эмалей как электроизоляционных материалов.

2. Инж. Б. М. Т а р е е в (зав. .Динамо')—Электрические свойстваасбестовой изоляции.

3. Инж. Р. Д. З а м ы с л о в а (.НИЛК*)—Отечественное сырье дляизоляционных лаков.

4. Г. Я. Б а р к а л а я (Нилос-Баркалаит)—Пластифицированная древесина по методу Баркалая как электроизоляционный материал.

5. И. А. А л е к с е е в (лабор. материаловедения НИИС НКСвязи)—Асфальтопесчаные изолирующие муфты для слаботочных и сильноточных кабельных линий.

6. В. В. П а с ы н к о в (зав. ,Кр. Заря')—Пластмассы, применяемыев телефонии.

7. П. П. Б о г о р о д и ц к и й—Применение полистирола и изделийиз него для изоляции при высоких частотах.

8. А. Ф. В а л ь т е р (ЛЭФИ)—Механизм потерь в диэлектриках привысоких частотах.

9. Л. И. 3 а к г е й м (ЛЭФИ)—Электролитические конденсаторы.10. В. П. М ал ы ш ев—Измерение малых диэлектрических потерь

при механических частотах.II. С. С. Г у т и н (ЛЭФИ)—Физические свойства оксидной изоляции

на алюминии.12. Л. И. З а к г е й м (ЛЭФИ)—Связь между структурой фарфора и

его электрическими и механическими свойствами.

14. Г. Ф. Д а л е ц к и й —Дивинилацетилен, как электроизолирующий материал.

15. М. М. М и х а й л о в—Гигроскопичность и пропитка неорганических диэлектриков.

16. М. М. М и х а й л о в—Негигроскопичная бумага.17. Л а з а р е в—Электрометрическое титрование изоляционных масел.18. Л а з а р е в —Механизм регенерации масла глинами.19. Э. М и н у т (лаборат. Материаловедения при ЦРЛ)—Стандарти

зация методики испытания электроизолирующих материалов на коротких и ультракоротких волнах.

20. Инж. М. М о р о з о в (Киевск. энерг. институт)—О производствестатических и фильтровых конденсаторов.

21. Б. Т. Ив Центр. Научно-Исследоват. лесохимическ. институт—О битуминированных древесномассных материалах (трубы, пластики и др.).

22. Б. Т. Ив Центр. Научно-Исследоват. лесохимическ. институт —Облагороживание древесины, как электроизолирующего материала.

23. Проф. Я- Г. X и и ч и н—О гигроскопичности и крепости электроизоляционных бумаг.

24. Ю. В. К о р и ц к и й (МОГЭЗ)—Исследование изоляционных материалов в трансформаторостроении.

25. Инж. Ю. В. К о р и ц к и й и Н. М. Е ме л ь я н о в (МОТЭЗ)—Волокнистые изоляционные материалы трансформаторо- строения.

26. Д. Н. Ж о х о в (ЦИЗ)- О работе комиссии по элефонтайду ипрессшпану.

27. Е. М. М е р е й н о (Электрозавод)—Пропиточные и отделочныелаки трансформаторосфоения.

28. Я. Л. Ш у г а л (зав. Изолит)—Сравнительные свойства синтетических смол, полученных конденсацией фенола с различными альдегидами.

29. Н. В. И в а н о в (зав. , Изолит')—Сравнительные свойства цилиндров для трансформаторов, изготовленных на различных склеивающих материалах.

30. Завод „Красная заря'—Проблема изоляции в конденсаторах.31. Завод .Красная заря'—Исследование конденсаторной бумаги.32. Завод „Красная заря'—Методика испытания материалов, при

меняемых в телефонии.33. Завод .Красная заря'—Исследование пластмасс, применяемых в

телефонии.34. Проф. О. Б. Б р о н (ХЭМЗ)—Требования, которым должны удо

влетворять основные изоляционные лаки, применяемые в электропромышленности; характеристики наших и американских лаков.

35. Инж. С е р е ж н и к о в (ХЭМЗ)—Работа Харьковского электромеханического завода в области замены импортных компонентов в изоляционных лаках.


44 Из книг и журйалбв Электричество

37. „Лакокраска*— Работы Лакокраски в области замены импортногосырья в лаках.

38. Электрозавод—Требования к изоляционным лакам.39. Завод .Изолит*—Суррогатирование бакелита на заводе „Изолит*140. ЛЭФИ—Работы ЛЭФИ по полистиролу.41. Проф. О. Б. Б р он —Компаундировка как метод изоляции. Аме

риканские и наши компаунды. Компаунды ХЭМЭШ.42. Завод .Электросила”—Работа Электросилы по замене гильсонита

в компаундах и опыт эксплоатации новых компаундов.43. Асфальто-битумный трест, инж. Б р о д с к и й—Характеристика

союзных месторождений асфальтов.44. Завод „Севкабель*—Компаунды для заливки кабельных муфт.45. Завод .Электросила*—Постановка производства и сортамент

изоляционных лаков и компаундов зав. „Электросила*.46. Инж. Т р а б с к и й (ХЭМЗ)—Постановка производства и сорта

мент изоляционных лаков и компаундов зав. ХЭМЗШ.47. Инж. Д. В. Б ы к о в—Методы испытания изоляции высоковольт

ных кабелей на устойчивость.48. Н. П. Пи к оти н —Этанит (ВТОП) как изолирующий материал

для проводов и кабелей.49. Ф. А. К в и т н е р (ВЭИ)—О пробое картонов, пропитанных маслом.50. Л. И. Ур и н а (зав. .Изолит”)—О стандарте методики испытания

изоляционных бумаг и картонов.51. А. А. Б р ю ш к о в (АНИ)—Новые достижения в области асбе

стовой бумаги.52. В. И. П р у ж и н и н а (ВЭИ)—Электрофизические свойства ок

сидной изоляции53. Н. Н. С о к о л о в (ВЭИ)—Пробивное напряжение и толщина

пленки оксида в зависимости от условий формирования.54. Завод „Москабель*—Установка для оксидации алюминиевой про

волоки.55. Н. В. А л е к с а н д р о в (ВЭИ)—Применение оксидированной

алюминиевой проволоки.56. Инст. им. Карпова—Коэфициент использования тока при окси

дации алюминия.57. Инст. им. Карпова—Проницаемость оксидных пленок алюминия

для различных ионов.58. Киевский кабельный завод—Алюминирование медных проводов и

последующее оксидирование.59. Б. В. М а к с о р о в (ВЭИ)—Бензилирование как метод получения

электроизолирующих смол и лаков.

60. Б. В. М а к с о р о в и К. А. А н д р и а н о в (ВЭИ)—О бензили-ровании казеина и галалита.

61. Б. В. М а к с о р о в и т. С и д о р о в а —Бензилированный крахмал как заменитель шеллака в электропромышленности.

62. Б. В. М а к с о р о в—Эмали на бензамидоне.63. „Лакокраска"—Постановка производства и сортамент изоляцион

ных лаков заводов „Лакокраска*.64. ЦИЗ—Предполагаемое производство лаков и компаундов на

ЦИЗ и их сортамент.65. Завод .Динамо*—Требования, пред'являемые заводом .Динамо*

к изоляционным лакам и компаундам.66. Проф. О. Б. Б р о н (ХЭМЗ) —Классификация изоляционных лаков

и стандартизация основных свойств отдельных групп. Каталог изоляционных лаков и компаундов.

67. В. П. К а л и т в и н с к и й (ХЭМЗ)—Проект стандарта методикииспытания изоляционных лаков.

68. Проф. О. Б. Бр о н (ХЭМЗ)—Стандартизация свойств и методикииспытания пропиточных компаундов.

69. А. Д. И м а с (ХЭМЗ)—Работы по замене импортного сырья дляизоляционных материалов отечественными.

70. Инж. К и р и л о в а (зав. „Пролетарий")—Производство высоковольтных изоляторов способом литья на заводе „Пролетарий1*.

71. Инж. Ц и м б е р о в (зав. .Пролетарий*)—Производство эмалированных трубок сопротивления и их характеристики.

72. Проф. А. М. З а л е с с к и й—Методика импульсных испытанийизоляторов.

73. К а з а к о в (ВЭИ)—Методика цифрового определения качестваизоляторов.

74. ВЭИ—Методика расчета и конструирования изоляторов.75. ВЭИ—Установление методов испытания изоляторов на старение.76. Инж. Н. Н. Г о р ш к о в (Севкабель)—Требования,пред‘являемые

кабельной промышленностью к бумаге.77. Инж. Н. Н. В ы со ц к и й —Хлоркаучуковые лаки и их примене

ние к кабельной промышленности.78. Инж. Г. Л. X а й к и н—Брейтстоки, как замена маслоканифоль

ных составов.79. М. А. Т р а х т е н б е р г (зав. .Динамо”)—Использование обрез

ков бакелизированной бумаги.80. М. А. Т р а х т е н б е р г (зав. „Динамо”)—Замена импортных асбо

цементных досок.

ИЗ КНИГ И ЖУРНАЛОВЭлектромашиностроение

HILL. Сериесный конденсатор улучшает работу линии 4150V G. Е. Review, 1933, октябрь

Описывается практический случай, когда последовательное включение в линию статического конденсатора помогло устранить неприятные колебания напряжения. Линия на 4 150 V длиной 20 km имела нагрузку по всей длине и оканчивалась в небольшом селении. Помимо осветительной нагрузки имелась также силовая нагрузка с отдельными двигателями от 3 до 5 л. с., которые в зимнее время пускались через неодинаковые интервалы каждые несколько минут. По длине линии были установлены два индукционных регулятора, ■ также на самой подстанции. Однако, хотя они и поддерживали удовлетворительно среднее рабочее напряжение, все же не могли устранить неприятных миганий света, вызываемых падением напряжения при пусках двигателей. Поэтому у входа в селение был установлен статический трехфазный конденсатор на 375 kVA 60 Hz, 125 А, 1 000 V на фазу. Конденсатор был смонтирован на открытом месте на высоте около 4 m от уровня земли. Конденсатор снабжен защитой на случай его неисправности или большого повышения напряжения на нем. Линия имела индуктивный реактаиц, вдвое больший омического сопротивления, и конденсатор был выбран такой, что его емкостный реактанц на 33% превосходил реактанц линии. После установки конденсатора значительные колебания напряжения при пуске моторов прекратились, и общее напряжение повысилось.

Инж. В. Матюхин

Техника высокого напряжения и линии передачВлияние атмосферных условий на импульсное разрядное напряжение изоляторов .El. Wlrtschaft* № 25, 1933, стр. 555.

Для изоляции линии передачи очень важна надежность работы не только при нормальной частоте, но и при импульсах. Поэтому весьма существенной является необходимость исследования вопроса о том, как импульсное разрядное напряжение отдельных частей п е п р л я т п ч н п г п ч г т п п й г т н я з а в и с и т о т а т м о г Ф е п н ы х условий. Только

чем разрядное напряжение при нормальной частоте. В лабораторий Вестингауза были поставлены специальные опыты по исследованию влияния атмосферных условий на импульсное разрядное напряжение изоляторов. Для этой цели было приспособлено помещение высотой и шириной по 4,5 ш. В качестве испытательной волны была применена волна 1,5/40 p.sec, как наиболее часто встречающаяся в эксплоатационных условиях. И только для сравнительных испытаний были взяты волны короткие, т. е. 1/10 p.sec и 1/5 ft sec. Результаты исследования получились следующие: импульсное разрядное напряжение при длинных волнах как, например, 1,5/40 jtsec, можно считать пропорциональным плотности воздуха. Для коротких волн влияние плотности воздуха сказывается менее. Импульсное разрядное напряжение зависит не от относительной, а от абсолютной влажности воздуха. Исследования, проведенные с гирляндами изоляторов из 4, 8 и 12 элементов, показали, что при длинных волнах изменение абсолютной влажности воздуха с 4,6 до 18,4 g/m3 приводило к повышению импульсного разрядного напряжения на 11,5%, или примерно 0,9% на каждый g/m3. Дальнейшее увеличение влажности воздуха приводит вначале к незначительному увеличению импульсного разрядного напряжения, а затем к его уменьшению. Последнее обстоятельство справедливо только для изоляторов и, очевидно, обгоняется конденсацией водяных паров на их поверхности При коротких импульсных волнах влияние влажности воздуха на разрядное напряжение проявляется менее и дает для волны 1/10 (t sec повышение разрядного напряжения для изоляторов только на 1,5%, или 0,66% на каждый g/m3. Для волны 1/5 ft sec повышение разрядного напряжения изоляторов составляет всего 0,44% на каждый g/m3.

При дожде игольчатые разрядники имеют значительное повышение импульсного разрядного напряжения (от 3 до 6% в зависимости от горизонтального или вертикального расположения разрядников) по сравнению с сухим состоянием. Автор отмечает, что для гирлянд изоляторов при дожде наблюдается весьма незначительное снижение импульсного разрядного напряжения примерно на 10% против сухого разрядного напряжения, в то время как при нормальной частоте это снижение достигает от 30 до 40%. В заключение отмечается целесообразность параллельного включения к гирляндам изоляторов игольчатых искровых промежутков.


№ 6-1934 г. Йз книг и журналов 45

W. R. SPITTAL. Приспособление для рассеивания энергии волны „Е1. W." 15 июля 1933, стр. 76-79 .

Автор классифицирует современные аппараты для борьбы с перенапряжениями на два обширных класса: 1) приборы, шунтирующие защищаемый об'ект и отводящие иным путем блуждающую волну, и 2) приборы, деформирующие и рассеивающие энергию волны и включаемые последовательно с защищаемым об'ектом.

Разрядники в их работе в значительной степени зависят от условий заземления и характеризуются: 1 ) длительностью потребного времени для заземления; 2) величиной переходного сопротивления заземления; 3) величиной и степенью короткого замыкания, устанавливаемого разрядником в моменты его работы.

Исследования показали, что разрядники обладают временем запаздывания до 1 nsec, что соответствует 300 m длины волны, пропущенной разрядником мимо на защищаемый об‘ект без какого- либо воздействия на форму и величину этих 300 ш волны. Наличие переходного сопротивления обусловливает значительное падение напряжения в нем, принимая во внимание величину токов волны и токов короткого замыкания. Уменьшение до нуля переходного сопротивления влечет за собой весьма нежелательное возрастание типа короткого замыкания.

.Поглотители' энергии волны не имеют никакого запаздывания по принципу своей работы, так как состоят из некоторой самоиндукции, включаемой последовательно с защищаемым об'ектом, и некоторой емкости параллельно ему. Величина переходного сопротивления в заземлении емкости практически не имеет значения вплоть до 1 000 Q, как это видно из приводимой схемы устройства и кривой, дающей зависимость абсорбирующей способности прибора от величины заземления (рис. 1). Напоминая, что для обмоток машин наибольшую опасность представляют междувитковые пробои, определяемые крутизной формы волны, автор указывает, что .поглотитель" действует наиболее эффективно, именно, в направлении сглаживания чрезмерной крутизны волны. „Поглотитель* не имеет железного сердечника и при промышленной частоте представляет ничтожное реактивное сопротивление и очень малое активное: потери измеряются ваттами. Самоиндукция этого аппарата порядка 300—500 |лН и емкость 0,001—0,05 pF. При прохождении волны активное его сопротивление бывает от 10 до 500 2 в зависимости от конструкции аппарата и формы волны; это обстоятельство гарантирует апериодичность контура грибора.

Рис. 1. Принципиальная схема „поглотителя* и кривая зависимости величины поглощения от сопротивления заземления

Для примера автор указывает, что в .поглотителе" на 200 А при 15 kV потери бывают порядка 0,5 MW при волновых режимах порядка нескольких микросекунд. Рассматривая действие прибора на стандартные волны, автор сравнивает его с работой разрядника, приводя соответствующие иллюстрации (рис. 2).

1. При волне 1/5 у- sec разрядник пропускает мимо себя весь фронт и, следовательно, бесполезен как защита междувитковой изоляции; в это же время .поглотитель* так деформирует волну, что снижает на 82% междувитковые напряжения.

2. При волне 1,10 nsec искровой разрядник попрежнему запаздывает и пропускает весь фронт (и амплитуду) мимо себя; поглотитель же дает снижение крутизны в 75%.

3. При волне 1,5/40 nsec разрядник начинает действовать и снижает витковое напряжение на 33%; .поглотитель" же дает снижение напряжения витков в 62,5%.

Приводимые осциллограммы подтверждают вышеизложенное и

показывают и значительное снижение амплитуды (до 60% по данным МШег'а). Опыты с трансформатором на 11 kV показали, что после 524 импульсов и детальной разборки трансформатора не удалось обнаружить никаких следов пробоя между витками; в то

Рис. 2. Работа защитных приспособлений для стандартных волн: 1—стандартная волна V5; */ю и П/2/40 nsec; 2—точка начала работы разрядника; 3—стандартная волна, сглаженная .поглотителем"

же время трансформатор незащищенный был значительно поврежден. Это очень важно, поскольку »/10 аварий в трансформаторах происходят от междувитковых пробоев. Эти приборы весьма полезны при защите обмоток машин. Здесь, увеличив емкость, .поглотитель" может весьма значительно уменьшить и амплитуды волны, не говоря уже о сглаживании фронта.

Автор приводит ряд выдержек из отзывов, иллюстрирующих весьма большую эффективность работы .поглотителей*.

___________ Инж. К. Стефанов

G. OBERDORFER, Передача трехфазного тока по двум однофазным кабелям „Е. и М." № 14/15 1933, стр. 2 |5 ,

В практике эксплоатации электрических сетей встречаются случаи, когда желают применить имеющиеся однофазные кабели для передачи трехфазного тока.

Непосредственное включение однофазных (одно-или двухжильных) кабелей для передачи трехфазного тока является недопустимым, так как сумма токов в каждом кабеле сильно отличается от нуля, и поэтому в его свинцовой оболочке индуктируются большие токи.

If 5 Т h J Т

Рис. 1. Передача трехфазного тока по двум параллельным однофазным кабелям

Однако по предложению В. Mengele осуществляются передачи трехфазным током по двум параллельно проложенным однофазным (двухжильным) кабелям, применяя такое искусственное включение, при котором сумма токов в каждом кабеле близка к нулю.

В включении, изображенном на рис. 1, две жилы (по одной от каждого кабеля) служат для передачи фазовых токов /д и If, тогда как по двум другим жилам, включенным параллельно, текут токи /2 и /3— компоненты тока Is. Как показывает векторная диаграмма (рис. 2), векторы токов /3 и /3 равны и противоположны векторам токов /, = /л и /4 = If, отчего обе суммы токов 1Х -(- /2 и h + / 4 равны нулю, и в свинцовой оболочке кабелей отсутствуют индуктированные токи.

Следует отметить, что благодаря влиянию омического и

Рис. 2. Векторная диаграмма рас- индуктивного сопротивлений пределения токов в однофазных проводов действительное ,рас-

кабелях схемы рис. 1 пределение токов лишь приближается к идеальному. Так,

например, при подсчете для 10 km длины двухжильных кабелей нормальной конструкции с расстоянием между параллельно включенными жилами в 180 mm токи /2 и /3 получились равными соогвет-


46 Из книг и журналов Электричество

При включении кабелей в соответствии с рис. 1 вследствие неравенства импеданцев трех фаз между собой сильно различными будут фазовые падения напряжения. Для выравнивания падений напряжений следует применять включение, изображенное на рис. 3.

Я s Г - Я S г1 ' fttmi /?<Ш)

SISH2) ПШ1 ПЯНЗ)

S(SH3) 5WIOI SITH4)И Г) (4) riS)(2l | /?(S)(3)

Рис. 3. Улучшенная схема передачи трехфазного тока по двум однофазным кабелям.

Здесь фазовые сопротивления каждого из трех участков передачи соответственно равны, отчего сумма токов в каждом кабеле равна нулю. В этом легко убедиться при разложении соответствующих токов на компоненты подобно тому, как это сделано на рис. 2.

Инж. Ис. Г. Герценштейн

Электрификация транспортаНовые моторные вагоны с аккумуляторной тягой, „ETZ", 23 но

ября 1933, стр. 1145.На участке Турин-Залуццо трамвайной компании Пьемонт-Залуццо,

где движение совершалось ранее при помощи обыкновенных паровозов, из-за конкуренции с автобусами недавно пущены в работу три поезда с аккумуляторной тягой. Электрифицировать этот участок по экономическим соображениям не сочли нужным из-аа небольшой густоты движения, а остановились на аккумуляторной тяге, причем было установлено, что моторный вагон с тремя прицепными будет ходить как на участке Турин-Залуццо длиной около 54 km двухкилометровыми под'емами в 19°/о0> так и на других участках того же общества с под'емами в 25 и 34°/оо-

Моторные вагоны построены фирмой ВВС и имеют следующие размеры: длина между буферами 13,8 ш, длина кузова 13 ш, нагрева—2,3 т , высота от головки рельса до крыши—3,38 т , наибольшая высота 3,6 т .

Вагоны эти имеют на каждом конце кабину машиниста. Вместимость 20 мест первого класса и 24 места второго класса, кроме того, 26 мест для стояния. Кров вагона находится на двух поворотных тележках с колесами диаметром в 800 mm. Торможение— ручное и автоматическое Вестингауза. Аккумуляторная батарея подвешена под рамой вагона между поворотными тележками и размещена в легко сменяемых ящиках. Моторов—четыре мощностью по 30 kW при 600 об/мин. Напряжение на коллекторе 300 V. Передача 1:5,2.

Аккумуляторная батарея в 160 элементов. Еьуюсть—800 Ah при пятичасовом разряде или 240 kWh при среднем напряжении при разряде в 300 V.

Общий вес готового к работе моторного вагона 29,7 t, причем механическая часть весит 15,2 t, электрическое оборудование—14,7 t и батарея около 10 t.

При пробных псездках со скоростью 47 Ч-50 km/h было выяснено, что в случае необходимости можно возить поезда весом до 70 t. Расход электроэнергии на участке Турин-Залуццо выражался: в одном направлении в 17,7 kWh/tkm, а в другом—27,7.

Инж. И. И. Тихонов

Тепловоз с электрической передачей для АлжираСообщение фирмы Alsthom, „R6vue de l’Electricitd et de M6canique“

№ 31, 1933. Oct., pp. 34—36.Для улучшения эксплоатации своих безводных и слабо нагружен

ных участков в Алжире общество Paris—Lyon—Mediterrande заказало пробный тепловоз. В задании было указано, что тепловоз должен везти поезда весом в 115 t па под'еме 20%o, максимальная скорость 110 km/h, температура окружающего воздуха 50° С, большое количество пыли и песка в воздухе, охлаждающем двигатели.

Построенный по этому заданию тепловоз имеет следующиеданные:Формула ходовых частей.......................................................... 2—С—2Вес в рабочем состоянии.......................................................... 102 tНагрузка на сцепную ось.......................................................... 18 tДлина по буферам..................................................................... 15,15 mЖесткая б а з а ............................................................................. 4 шПолная б а з а ................................................................................. 1 2 тДиаметр сцепных колес............................................................. 1.25 mДиаметр поддерживающих колес........................................... 1,1 mМощность двигателя Д и зел я ....................... • ...................... 920 л. с.

Передача индивидуальная с трамвайной подвеской двигателей.

Вода, охлаждающая цилиндры двигателя, остужается радиатором- градирней, причем запас воды рассчитан на пробег 1 000 km при температуре наружного воздуха 50° С.

Дизель четырехтактный 8-цилиндровый, развивает 700, 600 или 400 об/мин в зависимости от положения регулятора.

Пуск двигателей Дизеля осуществляется сжатым воздухом. Электрическое оборудование тепловоза состоит из главного и вспомогательного генераторов и возбудителя, сидящих на валу двигателя Дизеля, трех тяговых двигателей, вентиляторов, компрессора и аккумуляторной батареи.

Возбудитель главного генератора имеет три обмотки возбуждения: независимую, включенную через реостат, управляемый регулятором двигателя Дизеля, шунтовую и противокомпаундную. Такая система возбуждения позволяет двигателю Дизеля все время работать с постоянной мощностью в диапазоне скоростей от 20 до 100 km/h (рис. 1) независимо от силы тяги тепловоза. Шунтировка поля

Рис. 1. Характеристики тепловоза: я—режим при полном возбуждении; Ь—режим ослабленного возбуждения тяговых двигателей; 1—мощность дизеля; 2— мощность на крюке тепловоза; 3—к. п. д. передачи от вала дизеля до крюка

тяговых двигателей осуществляется автоматически, когда скорость тепловоза достигнет заданного предела. Если к этому прибавить, что электрическая регулировка (возбуждением главного генератора) связана с регулятором подачи горючего в двигатель Дизеля, то будет попятно, что управление этим тепловозом не труднее, чем управление трамвайным вагоном. Возможность перегрузки Дизеля или тяговых двигателей совершенно исключена при такой схеме управления.

Коэфиниент полезного действия от вала Дизеля до сцепных колес в среднем равен 80%, а в диапазоне скоростей от 45 до 100 km/h достигает 85%.

Перед отправкой в Алжир этот тепловоз был испытан на пробеге из Парижа в Марсель. К нему были прицеплены два классных вагона на тележках (80 t), причем весь путь был покрыт менее чем в 9 часов, что отвечает средней скорости около 100 km/h, ходовая скорость держалась порядка 120 km/h, а на некоторых перегонах до 125 km/h. Расход горючего составил 1 240 1, что дает около 1,3 1km. Нефтяной бак тепловоза емкостью 2 000 1 несет в себе запас горючего, достаточный для пробега от Парижа до Веити- миля, тогда как на этом участке пассажирские поезда пять раз производят смену паровоза.

Инж. В. Соловьев

Перестройка танк-паровоза в аккумуляторный электровоз „ETZ", 1933, Н. 42, стр. 1024.

В реферируемой статье сообщаются интересные сведения о переделке двухосного танкового маневрового паровоза нормальной колеи в электрический аккумуляторный локомотив. Котел и цилиндры были сняты, а тележка была снабжена платформой, на которой была помещена аккумуляторная батарея в 80 элементов с трехчасовой отдачей в 32 kW/h. Локомотив этот оборудован тяговым мотором мощностью в 25 л. с. при 300 об/мин, посаженном на одну из осей тележки. Зубчатая передача 14:100, оси тележки спарены при помощи дышел паровозного типа. Вес электровоза 14 t. Скорость электровоза при весе состава 200 t (включая и собственный вес) 5,5 km/h, и 3,6 km/h при весе 300 t. Зарядка аккумуляторной батареи производится при помощи выпрямителя. Стоимость зарядки батареи оценивается около 0,5 коп. за 1 kW/h. Ежедневный расход энергии для зарядки выражается приблизительно в 33 kW/h.

Переделка указанного паровоза, включая все электрическое оборудование, обошлась около 6 000 руб., причем в эту сумму вошла и стоимость зарядного агрегата.


Электрификация главных железных дорог в Японии .ETZ’, 28 декабря 1933 г

На 1 июля 1932 г. из 15 000 km государственных железных дорог Японии электрифицировано было только 351 (2,34%), из которых


№ 6-1934 г. Из книг и журналов 47

Токаидо, Йокосука, Хуо, обслуживались обоими видами электрического подвижного состава.

В 1933 г. находились в постройке 142 km линий. Эти линии готовились к пуску весной 1934 г. Далее, имелось ввиду электрифицировать в 1936—1938 гг. еще 285 km на участках Токаидо, Хоку- рике, Оу, Сан-ин и Собу.

В течение экеплоатационного года 31 марта 1931/32 г. потребление электроэнергии выразилось в 200-Ю6 kWh, причем из этого количества получено от частных обществ 23,6- 10б kWh, а остальное количество энергии—от железнодорожных силовых станций в Кавасаки (45 MW) и Акабане (12 MW). Строилась гидроэлектрическая станция мощностью 160 MW в Шанакогаве. Все линии будут питаться током 1 500 V. На электрификацию указанных линий до 31 марта 1932 г. было израсходовано 159 млн. иен.

На 31 марта 1932 г. на всей сети были в работе 3 892 паровоза, 5 тепловозов, 119 электровозов и 1 219 электрических моторных вагонов (вместе с прицепными).

В течение указанного экеплоатационного года было сделано: 191,5 млн. поездо километров паровозами, 3,73 поездо-километров электровозами, 86 млн. поездо километров мотор-вагенами. Расход на тягу поездов выражался в среднем следующими величинами:

при паровозной тяге при среднем весе поезда в 257 t на 1 km пробега паровоза в 14,3 kg угля стоимостью в 0,125 иен;

при электровозной тяге при весе поезда в среднем 279 t в 9,84 kWh стоимостью 0,168 иен;

при мотор-вагонной тяге при весе поезда в среднем 35 t в 1,77 kWh/km.

Годовые расходы по ремонту выражались в среднем для паровоза 5 133 иены, электровоза—3 367 иен и электрического моторного вагона—725 иен.


ЭлектроматериалыПлавленый кварц ])

Плавленый кварц—новый материал, благодаря своим замечательным свойствам уже завоевавший себе прочное место в целом ряде областей техники, причем применение его непрерывно продолжает расширяться. В частности, для электрика он особо важен, так как он является одним из иаилучших из существующих диэлектриков, отличаясь притом исключительной мехзнической, термической и химической стойкостью; кроме того, он прозрачен для ультрафиолетовых лучей, что важно для построения некоторых электрических приборов. Пьезоэлектрические свойства кварца используются в технике связи.

’О

ов

ш'4ю13I0IJ10"

10ю

ю910*I07

ю6ю510‘

'ч

■—\ ' \\\

\\

\\\\

. \\ V

\

V \ \ КИсри\

ч. 4 у —

\■v. ■^Форфлр^

t ----Отекла

2 0 0 4 0 0 6 0 0 8 0 0 1 0 0 0 !2 0 0 °С

Рис. 1. Зависимость темпе- Рис. 2. Удельное сопротивление ратуры плавления стекол от плавленого кварца, фарфора и

процентного содержания стекла в функции температуры,кремнезема

Кварц — минералогический термин, обозначающий горную породу (кремнезем, S l0 2). Кварц чрезвычайно распространен в виде песков, в более крупных кристаллах и встречается в сложных горных породах.

Кремнезем имеет три основных кристаллических модификации; вопрос об их взаимных переходах весьма важен для технологии кварца, фарфорт, стекла и т. п. Твердость кристаллического кварца по шкале Мооса 7, удельный вес 2,6.

Изделия из естественного кварца получаются путем плавки; при этом получается продукт, носящий название плавленого кварца (geschmolzener Quarz, fused quarz, quartz fondu). Следует различать два основных вида плавленого кварца: первый — прозрачный, как

стекло, так называемое кварцевое стекло (Quarzglas), и второй — матовый, просвечивающий или опаловидный с большим количеством мелких воздушных или вакуумных включений (Quarzgut; употребительны также фирменные названия Vitreosil, Dekuge, Si'oxyd, Sidio, Firmazlt). В основном прозрачный материал получается из крупнокристаллического сырья, а матовый—из песка. Большая частьсвойств у обоих видов сходна.

Весьма высокая температура плавления кварца (1 720°) позволяет применять кварц там, где он подвергается очень сильному нагреву, но она же обусловливает сложность и дороговизну технологических процессов обработки. Рис. 1 изображает зависимость температуры плавления стекол в функции процентного содержания кремнезема. Высокая температура плавления и малый коэфициент расширения (меньший, чем у всякого другого вещества) создают чрезвычайную стойкость кварца по отношению к температурным колебаниям; кварцевый тонкостенный предмет, накаленный в пламени, не трескается при обливании ледяной водой; формовка нагретого примерно до 1 650° материала производится открыто без каких-либо предосторожностей. Открытая теплота плавления кварца 65 cal/g, температура кипения 2 100°. Теплоемкость при 100° С = 0,204 cal/g °С при 1 000° — 0,290.

При длительном нагреве кварцевого стекла выше 1 130° в нем происходит переход из аморфной структуры в кристаллическую (.расстекловывание*), связанный со снижением механической прочности и уменьшением об'ема на 3—5% (усадка), происходит при 230°.

Рис. 3. Зависимость пробойного напряжения плавленого

кварца от толщины

охлаждении, при температуре

В табл. 1 сопоставлены некоторые с обычным стеклом и фарфором.

свойства кварцевого стекла


ВеличинаЕдиницаизмере

ния

Кварцевое сте

клоСтекло Фарфор

Плотность . . . g/cm3 2,2 2,2 -т- 3,8 2,4Прочность на сжа

тие ................... kg/cm2 20 000 6 000-^13000 5 000Прочность на раз

рыв ................ kg/cm2 700 350 160-^360Прочность на из

гиб ................ kg/cm2 700 _ 850Твердость по Мо-

о с у ............... _ 4,9 5-5-7 -4 1 ООТочка плавления °C 1 720 800 -5-1 500 1 600-Ь1 700Линейный коэфц-

цнент расширения в интервале от комнат- ной температуры до 100° С .

ae(0IО

0,55 4-11 3 -4Теплопровод-

cal 0,72 0,4 -5 -1 0,9mh CC

Диэлектрический коэфициент . . 3,2-3,8 4 -1 7 5 - 6

Зависимость удельного об‘емного сопротивления этих трех материалов от температуры весьма наглядно видна на графике рис. 2.

Поверхностная утечка кварца ничтожна даже при увлажнении (кварц плохо смачивается жидкостями). Пробойная крепость плавленого кварца при комнатной температуре видна из графика рис. 3. При температуре 500° для прозрачного плавленого кварца диэлектрическая прочность около 4-f-5 kV/mm. Диэлектрическая прочность просвечивающего плавленого кварца примерно на 40о/о меньше, чем прозрачного, диэлектрические потери очень малы: при 100 000 Hz

tg 6 ^ 0,002.■ «И......... ■ I я А<ГлК|/ЛЛТ1 1/П<1ГЛ<1Л п п ао о и п о и п л О IT ЛЛГЭ I^u n em o a DfMtO


4» Из книг и журналов Электричество

растворы, в особенности при высокой температуре, плавиковая и фосфорная кислоты при температуре 300° и медь, магний, алюминий, никель, натрий, калий, хром и окиси меди и свинца при

Рис. 4. Установка для изготовления подвесных кварцевых изоляторов (по Thomson'y и Watson'y)

краснокалилыюм жаре вызывают его коррозию. Углерод восстана- вливающе действует на него при температуре 1 250°, водород—при 1 300 -г- 1 400°,

собы плавки и формовки кварца все более усовершенствуются, приводя к снижению стоимости материала. Дуговые электрические печи Moissan были вытеснены печами с накаливаемыми сопротивлениями.

На рис. 4 представлена установка по Е. Thomson'y и Н. Watson'y для получения кварцевых предметов сложной формы—в данном случае подвесных изоляторов. Печь, разрезы которой даны на рис. 4, имеет двойные стенки (я и Ь), между которыми помещен слой термоизоляционного материала. Нагревательным сопротивлением служат последовательно соединенные угольные стержни d; ^—графитовая форма. Форма заполняется измельченным кварцем. Температура в печи не должна превышать 1 750°, чтобы избежать испарения S i02.

На рис. 5 схематически изображена печь 7 Bottoinley и A. Paget. Нагревательным сопротивлением служит графитовый или угольный стержень я; в—узкое пространство вокруг него, окруженное термоизоляционным материалом, засыпается кварцем. Через стержень пропускается ток 1000-Ь 1 500 А при 154-20 V. Во время плавки печь медленно вращается для равномерности прогрева. По расплавлении массы стержень вытаскивается, печь разнимается, и еще в тестообразном состоянии масса захватывается стеклодувными щипцами я (рис. 6); через сопло Ь по трубке с подается сжатый воздух, выдувающий массу d в форме е. Плавленый кварц может также прессоваться, прокатываться, штамповаться, наноситься горячей пульверизацией.: Задача получения прозрачного кварцевого стекла из песка очень сложна, так как расплавленный кварц весьма вязок, а в то же время температура кипения его близка к температуре плавления. При перегреве начинается энергичное испарение, причем при охлаждении вследствие конденсации легко получаются вакуумные включения.

Если мы примем среднюю коррозийную способность обычного стекла за 1 000, то кварцевого стекла мы будем иметь 100 и для кристаллического кварца—всего 1.

Коэфициент преломления кварца около 1,46. Кварц, особенно натуральный—горный хрусталь—значительно прозрачнее для лучей ультрафиолетовой части спектра, чем все стекла, в том числе и специальные увиолевые стекла, а также чем роговица глаза человека, уступая лишь плавиковому шпату.

Плавленый кварц впервые был получен в 1839 г. Gaudin'oM, который пользовался пламенем гремучего газа; электрический нагрев (вольтова дуга) для плавки кварца впервые применил Moissan в 1893 г. Далее, спо-

Рис. 5. Печь для плавки кварца по Bottomley и Paget

я—нагревательный угольный стержень;

Рис. 6. Стеклодувные щипцы для формовки полых кварцевых изделий

по Bottomley и Paget

я—щипцы; Ь—сопло; с — воздухоподводящая трубка; d — кварцевая масса, выдуваемая

Один из удачных способов получения прозрачного кварцевого стекла предложил Heltberger. Плавка ведется в карборундовом тигле под вакуумом, после чего в тигель дается углекислота при давлении около 20 at. При способе British Thomson-Houston Со тигель при непрекращающемся индукционном нагреве вращается вокруг вертикальной оси при 1 500 об/мин, причем центробежной силой пузырьки .отжимаются* к центру. Способ The Silica Syndicate Ltd предпочтителен для крупного механизированного производства. Кварцевый порошок высыпается и приплавляется на накаливаемый дугой вращающийся горизонтальный кварцевый стерженек соответствующей формы.

Расход электрической энергии на плавку 1 kg кварца составляет от 8 до 20 kWh. Изделия могут шлифоваться карборундом.

В СССР плавка кварца впервые проводилась проф. М. С. Максименко в Горно-металлургической лаборатории (Ленинград) в 1924 г. В последнее время производство налаживается на заводах .Светлана* (Ленинград), им. Ломоносова (Ленинград) и на Электрозаводе (Москва). Несмотря на наличие определенных достижений, нашим ваводам предстоит еще работа по освоению производства в широком масштабе и удешевлению продукции.v Крупнокристаллический горный (уральский) хрусталь слишком дорог для массового производства. Пески у нас по большей части содержат нежелательные примеси окислов железа и алюминия. Поэтому в качестве основного сырья, по крайней мере, на

' первые годы приходится ориентироваться на жильный кристаллический кварп, достаточно распространенный на территории Союза. Такой кварц с разработок у ст. Полярный Круг Мурманской ж. д. имеет средний состав: 98,84% Si02, 0,43% А120 3, 0,6% Fe2Og и 0,2% СаО. Для очистки непосредственно после обжига при 800° в течение 1 часа он ногружается в холодную воду, причем окислы железа выявляются в виде бурых пятен, а сам кварц становится более хрупким, что облегчает дальнейший размол. Кварц подвергается грохочению, мелочь (менее 12 mm) в количестве около 30%, как наиболее загрязненная, отсеивается; остаток разбирается вручную, причем отбрасываются камни с посторонними включениями. Затем следует размол и просев через сито в 50 мешков. При этом проф. Максименко был получен материал состава 99,7% SlOj,

^0,15% А120 3 и 0,03% FeaOe—материал, вполне пригодный для вы-Вологодская областная универсальная научная библиотека

www.booksite.ru

№ 6—1934 г. Из книг и журналов 49

Теи не менее завод нм. Ломоносова работает на песке—часовярском и люберецком.

Вышеперечисленные свойства кварца определяют важнейшие области электротехники, в которых он может быть применен с особой выгодой. Так, из плавленого кварца изготовляются изоляторы для

высоких напряжений, трубки для высоковольтных плавких предохранителей, трубки для жидкостных сопротивлений, изолирующие детали электрических печей, электрокотлов, ртутных выпрямителей и т. п., пылеочистителей дымовых газов, свечей зажигания в двигателях внутреннего сгорания и разнообразные детали для высокочастотной техники, s На рис. 7 изображен кварцевый ввод, на рис. 8 фарфоровый проходной изолятор, усиленный кварцевой муфтой.

Помимо применения кварца для изоляторов широко используются его высокая теплостойкость, механическая прочность (в частности, прочность тонких нитей, вытянутых из кварца), коррозийная стойкость, прозрачность для ультрафиолетовых лучей, пьезоэлектрические и прочие упомянутые выше свойства для построения разнообразных приборов.

Резюмируя, мы можем сказать, что кварц является исключительно ценным по своим свойствам электротехническим материалом, нетребующим для своего изготовления дефицитного сырья

и при над лежаще поставленном производстве в широком масштабе могущим быть достаточно дешевым. Развитие производства плавленого кварца в СССР должно всемерно форсировать.

___ ___ Инж. Б. М. Тареев

Рис. 8. Фарфоровый проходной изолятор, усиленный кварцевой муфтой

Н. W. BOUSMAN. Приспособление для испытания эмалированной проволоки, „GER", 1933, декабрь, стр. 558.

Как известно, эмалированная проволока получила весьма широкое применение в особенности в электроаппаратостроении;, главным преимуществом является тонкость изолирующего эмалевого слоя,

Рис. 1

нанесенного на проволоку. Но как раз это обстоятельство и вынуждает производить тщательное испытание эмалированной проволоки на отсутствие прорывов и всяческих неоднородностей в слое эмали. Реферируемая статья описывает разработанное лабораторией General Electric устройство, служащее для удобного испытания проволоки целыми партиями и притом вполне автоматически. Рис. 1 изображает общий вид этого устройства, а рис. 2—схему соединений.

Проволока, подлежащая испытанию, проходит через ртутную ванну, видимую на передней стенке ящика на рис. 1; показателем повреждения изоляционного слоя является замыкание между ртутью и медной жилой проволоки. С помощью приводного моторчика и барабана (в правой части рис. 1) испытуемая проволока движется со скоростью около 8 m/min. Количество нарушений изоляции регистрируется счетчиком, включенным согласно схеме. Указатель длины проволоки соединен цепной передачей с барабаном.

___________ Инж. Б. М. Тареев

Н. R. TURNER, W. Т. МС. LACHLAN. Пираноль уменьшает габариты трансформаторов „Е1. W.“, 3 июня 1933, стр. 726—27.

Замена масла как изолирующей среды в высоковольтной аппаратуре диэлектриком, менее опасным с точки зрения пожара и воспламенения при аьариях, весьма желательна, особенно в тех случаях, когда установку трансформаторов приходится делать в домах. В самом деле, местоположение ячеек, их размеры, доступ к ним и т. д. диктуются не столько вопросами технической рациональности устройства, сколько нормативами безопасности для окружающих людей и безопасности пожарной. Удовлетворение этих требований зачастую ведет к повышению капиталовложений в установке. Решение этой проблемы авторы видят в применении пира- ноля, представляющего собой невоспламеняющуюся жидкость с хорошими диэлектрическими свойствами. Дороговизна пираноля ограничивает до некоторой степени его распространение, с одной стороны, е другой же, заставляет так изменить конструкцию заливаемого им аппарата, чтобы до минимума свести его размеры и, следовательно, количество заливаемого диэлектрика. Тщательный анализ результатов, полученных при конструировании однофазных трансформаторов, показывает возможность уменьшить количество жидкости на 35% для трансформаторов, наполненных пиранолем; это улучшение делает последние трансформаторы по цене конкурентоспособными с маслонаполненными трансформаторами; следует принять во внимание экономию, получаемую от уменьшения габаритов, помещения и сокращения длины подводящих и распределительных проводов благодаря большей свободе в смысле выбора места для ячейки трансформатора.

Авторы указывают, что для трехфазных трансформаторов 500 kVA 27 000/216 V удалось уменьшить количество жидкости на 50%, значительно сократив размеры всего трансформатора (уменьшение высоты с 2 150 до 1 525 mm, уменьшение длины с 2 700 до 2 600 mm и увеличение ширины всего на 100 min).

Сокращение размеров получено благодаря рациональному изменению следующих элементов:

1) новым методом присоединения и подведения кабелей к трансформатору—не снизу, а сверху;

2) рациональным устройством заземляющего и короткозамыкаю- щего рубильников;

3) изменением конструкции приспособлений для регулирования коэфициента трансформации;

4) новым расположением защитного устройства.Особенно большие преимущества дает эта конструкция трансфор

маторов для подземных установок, так как подведение кабеля непосредственно к верху трансформатора уменьшает расходы, связанные с углублением траншей, уменьшает число изгибов и длину кабеля. Благодаря невоспламеняемости пираноля два и больше трансформаторов можно установить в одной ячейке, тем самым существенно сократив расходы. В этих условиях трансформаторы с пиранолем не менее экономичны, чем маслонаполненные.

Инж. К. Стефанов

Электрические станции1. BALLY, Гидростанции на реке Трюер, „Revue de Taluminium et de ses applications" N» 57, 1933, стр. 2207.

Французское общество Forces Motrlces de la Truyere заканчивает постройку группы гидростанций в районе реки Трюер на юго-западе Франции.

По мысли Дюваля, автора проекта, эти установки должны явиться центром сезонного регулирования предполагаемой единой высоковольтной сети страны.

Река Трюер берет начало в горах Маржерид Центрального массива Франции и, пробежав 170 km, впадает в р. Лот, бассейн Трюера— 3 280 km2. Совокупность установок состоит из следующих частей:

1. Большая плотина Сарран для водохранилища емкостью в 300 X X 10е ш3, из которых нормально используется лишь 170-10е т 3, гидростанция мощностью в 102 MW и повысительная подстанция 15/220 kV.

2. Плотина у Кадена на расстоянии 2 km вниз по течению для устройства напорного бассейна емкостью 600 000 ш3, откуда берет



3. Сводчатая плотина на реке Бромм (приток р. Трюер) и соответствующий бассейн емкостью в 200 000 ш3, предусмотренный как резерв для вышеупомянутого канала.

4. Подземная гидростанция Бромма мощностью в 167 MW и по- высительнач подстанция Брезу на 15/150/220 kV.

5. Транзитная подстанция на плато Рюер, где соединяются линии, идущие от станций Сарран и Бромма, и откуда вливаются в общую сеть страны.

Изыскательные работы были начаты еще в 1910 г., но только с 1928 г. приступлено к строительству. Станция Бромма пущена в эксплоатацию 1 октября 1932 г., что же касается станции Сарран, то пуск ее предполагается летом 1934 г.

Автор статьи приводит некоторые сведения об этих установках.П о д з е м н а я г и д р о с т а н ц и я Бр о мма . Эта станция пред

ставляет редкий тип подобных сооружений. В целях стратегических все здание силовой станции утоплено в земле, и сводчатый купол- крыша здания представляет наружную поверхность почвы.

Здание имеет 31 га в высоту, 75 m в длину и 22 m в ширину.Связь с внешним миром осуществляется посредством двухэтажной

галлереи, имеющей 300 m в длину и уклон 0,6; верхний этаж предназначен для передвижения людей, а нижний—для кабелей, идущих от шин генераторов к повысительной подстанции.

Данные о станции следующие: напор воды нетто 260 га, мощность генератора 2 925 MW, число генераторов шесть (6), суммарная мощность 167 MW, расход воды 84 m*/sec, скорость вращения генераторов 500 об/мин, напряжение на клеммах генераторов 15 kV.

Двигателем являются турбины Френсиса по 40 000 л. с. с бронзовыми лопастями. Возбуждение осуществимо двумя насаженными на общий вал возбудительными машинами, причем одна из них служит для возбуждения возбудителя синхронного генератора.

Альтернаторы закрытого типа с принудительной замкнутой вентиляцией. Воздух охлаждается циркуляцией воды.

П о в ы с и т е л ь н а я п о д с т а н ц и я Б р е з у . Подстанция расположена непосредственно у выхода галлереи на поверхность земли, оборудована восемью трехфЗзными трансформаторами по 32,5 MWA с наглухо заземленной нейтралью. Шесть трансформаторов повышают генераторное напряжение с 15 до 220 kV, седьмой повышает напряжение до 150 kV для питания побочной линии Бромма-Геньон. Восьмой трансформатор служит резервом и может давать во вторичную цепь как 150, так и 220 kV.

Схема подстанции предусматривает возможность сепаратного питания генератор-трансформатор. Подстанция соединена с транзитным постом Рюер посредством восьми параллельных цепей из стальалю- миния сечением 335 mm2. Расстояние между обеими подстанциями равно 1 km.

Г и д р о с т а н ц и я С а р р а нСтроительство плотины и силовой станции является одним из

крупнейших во Франции.Плотина имеет данные: высота 105 т , длина 220 т . Об‘ем бетон

ных работ 450 000 га3, емкость водохранилища 308-1G® т 3, используется емкость 170* 10® т 8, площадь бассейна 1 000 ha, максимальный расход 2 400 m3/sec.

Здание станции расположено у нижнего бьефа плотины и опирается на оба берега р. Трюер. Три турбины Френсиса (питаемые водой через подводящие трубы), имеющие на своем валу по одному генератору и возбудителю, составляют основные агрегаты станции, напор нетто 67 -5-90 ш, мощность генератора 21,4 -Ь 34 MW, мощность станции 64,2-5-102 MW.

Расход 116 -f- 135 M3/sec. Скорость вращения генератора 214об/мин, напряжение 15 kV.

Повысительная подстанция составляет одно целое с зданием силовой станции и оборудована тремя трехфазными трансформаторами по 40 MWA каждый, повышающих генераторное напряжение до 220 kV для передачи энергии на ту же транзитную подстанцию Рюер.

___________ Инж. Г. Цверава

Электрификация промышленностиЕ. Е. THOMAS, Снижение расхода на электроэнергию в про- мышленных предприятиях .General Electric Review*, № 10, ок

тябрь 1933 г., стр. 426—430Рационализация электрооборудования в промышленных предпри

ятиях может быть достигнута в двух направлениях: путем улучшения и исправления существующих установок и путем применения новейших методов проектирования и современных машин во вновь оборудуемых установках. Все мероприятия по рационализации электрооборудования могут быть разбиты на 3 категории;

1) мероприятия, не требующие никаких затрат;2) мероприятия, сопряженные с небольшими затратами;3) фундаментальные переустройства, сопряженные с относительно

крупными затратами.1. М е р о п р и я т и я п е р в о й к а т е г о р и и , т. е. не т р е

б у ю щ и е з а т ра т , подразделяются на следующие группы:a) перегруппировка моторов;b) перегруппировка рабочих машин;c) перемещение или перегруппировка трансфррматоров;dl поддеожание надлежащей величины напряжения;

а) П е р е г р у п п и р о в к а м о т о р о в . Мощности моторов далеко невсегд! соответствуют нагрузке со стороны рабочей машины. Если моторы выбирались по указаниям поставщика механической части, то, как правило, их мощности оказываются преувеличенными. С другой стороны, в период времени, последующий за установкой моторов, могут происходить изменения и отклонения от первоначальных условий эксплоатации обслуживаемых ими машин; так, могут, например, измениться высота напора или диаметр труб в насосных установках; технологический процесс или ассортимент изделий, обрабатываемых на станках, и т. д. Недогрузка моторов крайне нежелательна, а перегрузка и вовсе недопустима, если она выходит за пределы норм и вызывает перегрев мотора, опасный для его изоляции.

Моторы работают с наилучшим к. п. д. обычно при полной нагрузке. При недогрузке к. п. д. начинает ухушаться, причем падение его особенно резко происходит у более старых конструкций моторов. Это видно из следующей таблицы, составленной для двух моторов одинаковой мощности и с одинаковыми скоростями вращения.

Нагрузка в долях от полной v« V* 3/4 ; 1 IVi

Моторы современнной конструкции к. п. д. ( % ) ....................................... 78 88 9J | 91 90

1 1

Моторы устаревшей конструкции (к. п. Д.) (о/о)....................................... 65 78 83 85 ! 86

1

б) П е р е г р у п п и р о в к а р а б о ч а х машин. В тех случаях, когда нежелательно заменять менее эффективно работающий мотор на более подходящий из-за разности в габаритных размерах, нарушения передаточного числа и т. п., можно пойти по иному пути: нужно обследовать все агрегаты, выполняющие однотипную работу, и менее эффективные из их числа перевести в резервные, сохраняя производительность на прежнем уровне благодаря лучшему использованию оставленных в работе агрегатов.

в) П е р е м е щ е н и е и л и п е р е г р у п п и р о в к а т р а н с ф о р м а т о р о в . Очень часто силовые трансформаторы устанавливаются в расчете на полную нагрузку, которая может иметь место лишь спустя много лет, по достижении предприятием полной проектной мощности. Недогруженный трансформатор работает с увеличенными потерями. Поэтому в данном случае может оказаться более выгодной работа с трансформатором меньшей мощности. Если трехфазная установка питается от трех однофазных трансформаторов, то получается легкая возможность приспособления их мощности к уменьшенной нагрузке путем включения только двух из них по так называемой схеме .открытого треугольника*. Например, три однофазных трансформатора по 100 kVA пригодны для нагрузки 300 kVA в трехфазной сети; включая только два таких трансформатора по схеме .открытого треугольника", получаем возможность брать от них мощность до 172 kVA в трехфазной сети.

Хотя потери в трансформаторах в процентном отношении ниже, чем потери в асинхронных двигателях, следует помнить, что моторы работают только в отдельные периоды, между тем как трансформаторы остаются все время включенными.

г) П о д д е р ж а н и е н а с т о я щ е й в е л и ч и н ы н а п р я же н и я . Если напряжение на шинах подстанции, обслуживающей промышленное предприятие, остается постоянно слишком высоким или слишком низким, то нужно произвести соответствующее переключение на трансформаторах, пользуясь дополнительными зажимами (ответвлениями). Если на шинах подстанции или в заводской сети наблюдаются резкие колебания напряжения, связанные с толчками нагрузки, следует усилить сечение проводов соответствующих линий или поставить индукционные регуляторы.

Работа моторов при повышенном против нормального напряжении вызывает увеличение потерь в железе; наоборот при пониженном напряжении растут потери в меди; кроме того, при значительном падении напряжения работающие под нагрузкой асинхронные деятели могут остановиться.

д) О б е с п е ч е н и е н а д л е ж а щ е й в е л и ч и н ы c o s ? . Значение повышенного cos <р в смысле снижения первоначальных и эксплоатационных затрат для предприятия общеизвестно. Поэтому нужно постоянно контролировать величину cos f в промышленных установках. Важнейшее средство для повышения cos <р заключается в применении синхронных двигателей вместо асинхронных и в установке статических конденсаторов для компенсации реактивной энергии.2. М е р о п р и я т и я , с о п р я ж е н н ы е с н е б о л ь ш и м и за

т р а т а м иа) Р е к о н с т р у к ц и я с е т е й , как н и з к о г о , так и вы

с о к о г о н а п р я ж е н и й . По мере роста предприятия оборудованные в свое время для них сети оказываются иногда перегруженными; вследствие целого ряда дополнительных ответвлений и тому подобных приращений сама конфигурация сетей меняется. В силу этого передача и распределение энергии происходят не по самым


№ 6-1934 г. Из книг и журналов 51

терями. Реконструкция сети на основе изучения распределения в ней нагрузок; усиление отдельных участков и добавление новых питательных пунктов—вот наиболее эффективные рационализаторские мероприятия в части сетей промышленных предприятий.

б) П е р е х о д на п о в ы ш е н н о е н а п р я ж е н и е . Перегрузка сетей может вынудить к переходу на повышенное напряжение, например, с 220 V на 380, если моторы предусмотрены для такого переключения. Иногда оказывается выгодным перевести питание крупных низковольтных моторов на сеть высокого напряжения с присоединением к ней через соответствующий понизительный трансформатор. Наконец, в таких случаях можно заменить низковольтный двигатель на высоковольтный, что, впрочем, сопряжено с более крупными затратами.

При переходе на повышенное напряжение должны быть предприняты следующие технические мероприятия: 1 ) переключение обмоток двигателя; 2) замена нулевых катушек и максимальных реле для двигателей в распределительных ящиках и реостатах; также замена пусковых автотрансформаторов; 3) замена предохранителей соответственно новым величинам тока.

в) Д о б а в л е н и е с и г н а л ь н ы х и у к а з а т е л ь н ы х п р и б о р о в . На многих предприятиях вполне себя окупает установка «а отдельных агрегатах следую.щих сигнальных или указательных приборов: амперметров, ваттметров, фазометров, водомеров, указателей уровня, указателей положения клапанов, указателей скорости и г. п. Эти приборы позволяют обслуживающему персонолу экономить время и, кроме того, дают возможность анализировать технологический процесс и своевременно предупреждать неполадки в нем.

г) П л а н о в о - п р е д у п р е д и т е л ь н ы й р е м о н т э л е к т р о о б о р у д о в а н и я . В отношении электрических машин и аппаратов планово-предупредительный ремонт имеет тем большее значение, чго заблаговременное устранение незначительных на вид дефектов может предупредить крупные аварии, сопряженные с большими убытками. Например, износ подшипников у мотора обусловливает вначале только нагрев их и дополнительные потери энергии; однако впоследствии это приводит к задеванию ротора о статор и как результат—к выходу мотора из строя.

Недостаточно тщательная выверка при установке электрических машин или наличие .небаланса11 во вращающихся частях являются "часто причинами пробоя. Увеличенная вибрация ослабляет укрепление двигателя, катушек в нем, клиньев и пр., в результате чего может происходить перетирание изоляции, и не исключена возможность пробоя катушек на корпус.

Нижеследующие виды планово-предупредительного ремонта и надзора за электрооборудованием дают непосредственный эффект в виде сокращения экснлоатационных расходов и повышения выпуска продукции; регулярная смазка подшипников надлежащими -сортами масла; защита и очистка двигателей от грязи, воды или масла; периодическое покрытие обмоток изоляционными лаками; -обточка коллекторов; выверка контактных колец у синхронных и асинхронных машин; замена щеток и расстановка их в шахматном порядке по коллектору; замена контактов у контакторов и у масляных выключателей; проверка установки выключающего тока и времени выключения у автоматических выключающих приборов (реле); проверка степени изоляции на поврежденных участках проводки и т. п.

3. М е р о п р и я т и я , с о п р я ж е н н ы е с о т н о с и т е л ь н о к р у п н ы м и з а т р а т а м и , к згой категори относятся:

а) замена асинхронных двигателей синхронными;б) установка статических конденсаторов для улучшения cos 9;в) переход на более мощные трансформаторы;г) установка более мощных двигателей;д) переход от управления вручную на автоматическое;е) применение двигателей с регулировкой скорости.а) З а м е н а а с и н х р о н н ы х д в и г а т е л е й с и н х р о н

ными. Целый ряд причин заставляет для приводов свыше 100 л. с. предпочитать синхронные моторы асинхронным. Этими причинами являются: более высокий к. п. д., улучшение cos у, постоянство скорости вращения вместе с повышением ее на 2—3% по сравнению •с асинхронными двигателями; возможность непосредственного соединения синхронных двигателей с тихоходными приводами, в при- мении к которым выгодность синхронных двигателей становится •особенно ощутительной.

Коэфициенты полезного действия синхронных двигателей мощностью от 200 до 500 л. с. от 1 до З-г-4% выше, чем у асинхронных при средних скоростях и на 2rh5% у машин тихоходных.

б) П р и м е н е н и е с т а т и ч е с к и х к о н д е н с а т о р о в оправдывает себя но чисто экономическим соображениям, и установка их может быть выбрана на основании соответствующих подсчетов.

в) П е р е х о д на б о л е е м о щ н ы е т р а н с ф о р м а т о р ы . Иногда трансформаторы, служащие для питания промышленного предприятия, оказываются недостаточно мощными, и вследствие их перегрузки происходит увеличенное падение напряжения, порча самых трансформаторов. Однако нужно помнить, что и слишком мощные („с запасом") трансформаторы влекут за собой дополнительные потери из-за низких к. п. д. и cos? при недогрузках. При суждении о надлежащей мощности трансформатора лучше всего руководствоваться грубо электрическим правилом: на каждую лоша-

г) В о п р о с о б у с т а н о в к е б о л е е мо щн ых м о т о р о в возникает в тех случаях, когда нагрузка приводимых ими рабочих машин значительно возрастает по сравнению с первоначальным периодом эксплоатации.

д) П е р е х о д на а в т о м а т и ч е с к о е у п р а в л е н и е целиком себя оправдывает во всех отраслях промышленности и служит признаком современности в производственном оборудовании. Стоимость аппаратуры автоматического управления невелика и составляет, например, для токарного станка около 2%, для преобразовательной подстанции около 2,5% от стоимости всей электрической части.

е) П р и м е н е н и е д в и г а т е л е й с р е г у л и р о в к о й скор о с т и . Выгоды элекгрической регулировки скорости по сравнению с механическими способами состоят, главным образом, в том, что электрическая регулировка может осуществляться на расстоянии (с применением аппаратуры дистанционного управления и во время хода машины, т. е. без остановки рабочего процесса, а оба эти фактора, как известно, весьма способствуют повышению производи- дительности машины.

Инж. Л. Гейлер

Р а з н о еПрименение воды для тушения пожаров трансформаторов, установленных под открытым небом, ,Е1. W.“, 22 июля 1933, стр. 110

Несмотря на дискредитирование идеи тушения масляных пожаров с помощью воды, ряд опытов, проведенных на установке Safe Ног- Ьог, показывает, что применение воды для тушения пожаров трансформаторов на открытом воздухе может дать удовлетворительные результаты при условии минимального скопления масла в лужах у трансформатора. Для тушения пожаров в помещениях иопрежнему наилучшим средством является С02. Трансформаторы установки Safe Horbor 22 000/42 000 kVA, 138/230 kV, консерваторный тип с азотной газовой подушкой в 30 000/45 000 kVA, 138/66 kV, типа инертных газов снабжены усиленным воздушным охлаждением для работы при более высоких мощностях. Трансформаторы расположены один от другого на 13 m и разделены бетонными стенками высотой в 13 т . Пол под каждым из них разделен на три отсека, имеющих спускные отверстия по 300 шт. В каждой такой трасфор- маторной ячейке установлены шесть насадок для распыления воды на верх и бока трансформатора. Подводящий воду трубопровод расположен вне ячейки.

Для испытания был взят бак от трансформатора на 10 000 kVA и смонтирован подобно трансформатору на 230 kV в искусственно сделанной ячейке. Бак был наполнен водой и затем слоем масла в 300 mm. Масло было прогрето до 120—160° С и зажжено. После 10— 20 мин. горения оно было с помощью воды выплеснуто из бака и получившийся пожар был об'ектом для эксперимента. Тушение с помощью С02 производилось из 18 насадок по 3/32*. расположенных по верхней крышке трансформатора. Такое расположение удобно только для тушения пожара на крышке трансформатора. Жидкая углекислота подавалась под давлением в 50 56 kg/cnA

Тушение с помощью воды и химических смесей производилось из 12 насадок, расположенных в два яруса по каждой стороне ячейки. Автор приводит таблицу наблюдений 19 опытов, из которых делает следующие выводы:

С02 хорошо подходит для тушения внутренних пожаров в трансформаторах, но недостаточен для тушения сильных внешних пожаров. Пожар на земле в этом случае требует добавочных приспособлений. Химические смеси дают весьма эффективное средство борьбы с пожаром.

Вода представляет наилучший способ тушения внешних пожаров, так как работает скоро, может быть подана в неограниченном количестве, чиста, не требует особых расходов по надзору за установкой, удобно может быть подана, стоимость установки весьма низка (расход воды в опытах был максимум 1 350 1/mln при 1,6 kg/cm2 давления).

___________ Инж. К. Стефанов

Способы пропитки деревянных мачт, ETZ, № 11/1933 г., стр. 261В 1920 г. государственное управление водопадов Швеции произ

вело практические опыты, чтобы установить по возможности об‘ек- тивно достоинства различных способов пропитки и чтобы из них установить особенно хороший способ или известный сорт дерева. Опыты охватывают 41 ряд мачт по 10 каждый на половину в глинистой и на половину в песчаной почве. Опытные мачты были отрезаны от верхнего конца нормальных мачт линий электропередач длиною по 2,25 m и за исключением тех, которые имели бетонный цоколь, закапывались на глубину 1,5 га. Через 8 лет были произведены первые исследования повреждений гниения; 2. . . 4 наиболее поврежденных мачт разделывались и подвергались обширным планомерным исследованиям. Отрезалась одна тарелка на уровне поверхности земли и остальные тарелки через каждые 20 cm вверх и вниз. Потом в деревянных тарелках измерялись: общая поверхность, поверхность свежего дерева и поверхность поврежденного дерева (последняя в 3-х степенях RI, R11 и



бов гниения и расчеты прочности материала. Хотя из первых исследований, распространившихся только на часть материала, нельзя извлечь окончательного заключения, все же предварительные данные очень интересны. Прежде всего вытекает, что мачты с пропиткой креозоловым маслом по экономному способу Рюнинга (приблизительно 120 kg масла на 1 т 3 общего об'ема) или пропиткой медным купоросом по Бушери по внешнему осмотру повреждений не имеют. Оба вышеназванные способа пропитки превосходят все простейшие методы консервации. Вопрос, будут ли равноценны сырые и сухие мачты, нашел ответ, что сырые необработанные мачты имели только 3»/0 высшей степени повреждения (R 111), против чего в сухих необработанных мачтах процент повышается до 27. Это может найти свое об'яснение в том, что последние при сушке получают трещины, при чем грибы нападают на дерево уже перед его применением. Нужно принять во внимание, что в опытных мачтах трещины или инфекция могли быть больше, чем при нормальных мачтах, т. к. они были отрезаны от верхней части мачт. Из сравнительных цифр допустимо только заключение, что существование недостатков благодаря применению сырых мачт не доказано.

Относительно действия материала, заполняющего мачтовые ямы (каменного заполнения, земляного бетона), были получены следующие об'емные проценты.

Повреждение 1 чистоеRill ! R1I ; R1 I дерево

Каменное наполнение ................... 27 20 15 38Земляное , ................... 38 9 15 38Бетон. „ ................... 40 10 10 40

Хотя числа отклоняются друг от друга немного, все же очевидно что мачты сохраняются дольше, в случае когда ямы заполняются камнем или земля от мачты удаляется. Опыты охватили все породы деревьев Швеции, которые применяются для мачт.

Сравнительные цифры для сырых необработанных мачт с каменным заполнением в мачтовых ямах следующие:

Цифры для пихты относятся к 4 мачтам, из которых одна совершенно испорчена. Если считать только 3 штуки, получаются значения в скобках. Если сомнительную мачту не считать, могут сказать,

М а т е р и а лОб'емный процент

повреждения Чистоедерево

R11I RI1 R1

Сосна сы рая.................... 3 21 28 48Сосна сухая ................... 27 20 15 38Пихта сы р ая ................... 11 (5) 19 (13) 11 (1 1 ) 59 (71)Лиственница сухая . . . 27 8 17 48Дуб С У Х О Й ................................................ 12 4 8 76

что сырая; сосна и сырая пихта равноценны. То же самое получаете» для сухой сосны и лиственницы. Напротив дуб сосну решительно превосходит. Таким образом последовательность материалов будет: дуб, лиственница, сосна. Но так как первые два относительно редко встречаются, сосна как и ранее остается преобладающим материалом для мачт в Швеции. Пихту также разрешается применять, хотя она и не дает той же надежности против гниения. Опыты с обжиганием мачт, а после этого обливанием или окраской креозоловым маслом, дали также хорошие результаты. Способ прост и дешев, а потому рекомендуется. -

О других методах, которые нашли известное применение на практике, опыты дают следующие данные:

a) пропитка нефтью...............................................• . R1I1— 5о/0b) обжиг в месте перехода в зем л ю ........................RII1—18%c) радиальные отверстия в месте перехода в землю

с наполнением сухим медным купоросом . . . RII1—20%d) Центральное отверстие в нижней части мачты,

находящейся в земле, наполненное креозоловымм асл ом ......................................................................RHI—22%

e) слой бетона в месте перехода в землю . . . . RIH—40% Способы с особыми ядовитыми бандажами на основании мачты вме

сте с крышей листового железа от дождя были также испытаны, равно как и устройство цементных воротников с оставлением места для помещения твердой соли в непосредственной близости к дереву. При последнем способе хорошее значение дает поваренная соль, хотя способ относительно дорог. О постоянстве мачтовых частей, находящихся поверх земли, данных не дается ввиду относительно краткого времени опыта.

Инж. Ильинский А. С

По вине типографии в статью инж. Е. К.

п о п р

Энгель „Электрические- ^^етчики",вкрались следу ющие'^бречатки: ' с

На п е ч а т а н о :

3 ж. „Электричество"

С л е д у е т :

1934 г.,

стр. 48, 1-й столбец, 29 строка снизу стр. 48,2-й столбец, 18 строка сверху

стр. 49, 6 строка сверху

стр. 52, 2-й столбец п. 20 стр. 53, п. 25 а) § 1)

2) температура . . . которому и предло

жено ВКС и СТО проработать 2) счетчики количества электрических (ампер-часов) д) электрические счетчики при силе тока от 100% номинальной и cos <р= 1,0

2) температуры. . . которому и предложено ВКС при СТО про

работать2) счетчики количества электричества (ампер-часов)

д) электролитические счетчикипри силе тока 100% номинальной и cos 9 = 1,0

В статье проф. С. А. Кукель-Краевского „О методе построения энергетических показателей', помещенной в № 2 „Эл-во‘ 1934 г., по винеавтора и типографии вкрались след, опечатки:

Н а п е ч а т а н о : С л е д у е т :

стр. 45, 1-й столбец, строки 23 и 28 снизу

стр. 45, 2-й столбец, 14 строка сверху стр. 45, 2-й столбец, 18 строка сверху

стр. 45, 7 строка снизу

часовой расход электрическая Wt теплофикационная We

W , ~ We + W t ~ а

удельныйэлектрическая We теплофикационная Wt

Wa ~ 1,3

ОНТИ—ЭНЕРГЕТИЧЕСКОЕ ИЗДАТЕЛЬСТВО

Техннч. редактор Г. Г. Андреев

РЕДКОЛЛЕГИЯ: инж. Е. С. А ватков, проф. В. И. Вейд, инж. В. И. Гла- вавов, инж. И. И. Грановская, ннж. Я. А. Климопицкнй, акад. Г. М, Крж ижановский, инж. А. М. Н иколаев, ннж. И. С. Оалицын, М. И. Рубинш тейн, инж. И. А. Сазонов, проф. М. А. Ш ателен, акад . К. И.

Ш енфер, проф. Я. Н. Ш пильрейн.ОТВ. РЕДАКТОР ннж. Н. А. Сазонов

Сдано в набор 19,III 1934 г., подписано к печати 25/IV 1934 г. Бумага 62X94- Печатных листов б1/* Печатных знаков в листе 78800Вологодская областная универсальная научная библиотека www.booksite.ru

О т в е т В Э К -Р Н И Т О и Г Л А В Э Н Е Р Г Оз а и н т е р е с о в а н н ы м о р г а н и з а ц и я м и л и ц а м о с о з ы в е В с е с о ю з н о й

к о н ф е р е н ц и и п о э к с п л о а т а ц и и э н е р г о с н а б ж а ю щ и х с и с т е мВ виду поступаю щ их за п р о со в и в р а з 'я сн ен и е и н ф о р м а ц и о н н о го сообщ ен и я , п ом е

щ ен н о го в энер гети ч ески х ж ур н ал ах , ВЭК-РН И ТО и Г лавэн ерго доводят д о сведения всех орган и зац и й и л и ц , за и н тер есо в а н н ы х в со зы в е к о н ф ер ен ц и и п о эксплоатации эн ер госн абж аю щ и х систем , что п о ук а за н и ю п редседател я ВЭК-РН И ТО т. Г. И. Л о м о в а конф еренция д о л ж н а вы работать в резул ьтате св о ей работы кон кр етн ы е требован ия в виде стандартов, норм , правил, инструкций и т. д ., п р ед являемы х на о с н о в е эксплоа- тац и он н ого опы та к п роек тир ую щ им , п рои зв одя щ и м о б о р у д о в а н и е , строительны м , м он таж ны м, эк сп лоатирую щ им и потребляю щ и м орган и зац и ям .

В соответствии с этим О р гб ю р о п о созы в у к о н ф ер ен ц и и р еш и л о созв ать во второй п олови н е мая в Л ен и н гр аде р а сш и р ен н о е с о в е щ а н и е по воп росам эк сп л оатаци и эн ер го снабж аю щ и х систем , к о то р о е о бсуд и т воп росы , п остав л ен н ы е Г. И . Л о м о в ы м , и рассмотрит поступивш ий для к о н ф ер ен ц и и м атери ал п о воп росам о св о ен и я оборудован и я и н адеж н ости эн ер го сн а б ж ен и я .

В связи с этим ср ок созы в а и с о д е р ж а н и е р абот к о н ф ер ен ц и и будут оп р едел ен ы на май ско м со ве щ а н ии .

На ук азан н ое с о в е щ а н и е п риглаш аю тся п р едставители эл ек тр остан ц и й , эн ер гети ч еских систем , за и н тер есов ан н ы х трестов и н арк ом атов и док л адч и к и , представивш и е материал для к он ф ер ен ц и и .

П ригласительны е п овестки рассы лаю тся.З аи н тер есов ан н ы е о р га н и за ц и и и л и ц , н е п ол уч и вш и х п ов есток д о 15 мая, просят

сообщ и ть о б этом по адр есу ВЭК-РН И ТО М осква, К расная п л ощ адь , д . 9 /2 .

■ШИВ

ОНТИ ЭНЕРГОИЗДАТПРОДОЛЖАЕТСЯ ПОДПИСКА НА 1 9 3 4 г о д

на ежемесячный научно-технический журналЭлектрические станцииОГО1Н ГЛАВЭНЕРГО

5-й ГОД ИЭПЯНИЯ 12 НОМЕРОВ В ГОД

ПРОГРАММА ЖУРНАЛА: Общие технико-экономические проблем** планирования. Освещения отдельных планов электрификации наиболее характерных районов Союза. Общий план электрификации. Технические проблемы электрификации. Критический анализ отдельных проектов крупного электростроительства. Стандартизация и типизация. Описание и критический разбор строительных и монтажных работ. Новые типы и конструкции оборудования. Описание аварий и методы их ликвидации. Организация эксплоатации. Подготовка кадров. Организация ремонтного хозяйства. Режим работы станций. Распределение нагрузки. Регулирование иапря- жений. Распределение энергии в крупных городах. Вопросы расхода на собственные нужды. Обеспечение надежности параллельной работы станций. Организация диспетчерской службы и опыт ее работы. Централизация управления и применение автоматических приборов. Статистика, информация, библиография, хроника.

ЖУРНАЛ РАССЧИТАН: на инженеров, квалифицированных техников, учащихся втузов, научно-исследовательские институты, проектирующие организации.

ПОДПИСНАЯ ЦЕНА:иа год—18 р., на б мес.—9 р., на 3 мес.—4 р. 3tT к. Отдельный номер 1 р. 50 к.

ПОДПИСКУ НА ЖУРНАЛ н ДЕНЬГИ НАПРАВЛЯЙТЕ ПО АДРЕСУ: Москва, 19, Гоголевский бульвар, 27. Главной конторе периодических и подписных изданий ОНТИ .Техпериодика*.

ПОДПИСКА ПРИНИМАЕТСЯ: отделениями, магазинами и уполномоченными ОНТИ, снабженными соответствующими удостоверениями, общественными сборщиками подписки на предприятиях, всеми отделениями и магазинами КОГИЗ'а, всеми почтовыми отделениями и письмоносцами.

ВНИМАНИЮ ПОДПИСЧИКОВ 1934 г.: с 1 января 1934 г. Главной конторой Техпериодики ОНТИ организована циальная экспедиция для обеспечения аккуратной и своевременной рассылки журналов подписчикам.С жалобами на неаккуратное получение журнала 1934 года обращайтесь непосредственно в адрес конторы.В 1934 году все журналы ОНТИ будут экспедироваться по ярлычной (адресной) системе.


Цена 1 р. 25 к.

ОНТИ П РО ДО ЛЖ А ЕТСЯ ПОДПИСКА н а ж у р н а л ы

ЭНЕРГОИЗДАТ 1 9 3 4 г о д

ИЗВЕСТИЯ ЭЛЕКТРОПРОМЫШЛЕННОСТИРППКПГП TflVIt °РГ,Н Всвсоюаного об'вдинвния електро-ItMHDIIall 1URH слаботочной промышленности (ВЭСО).

Рассчитан иа инженеров, техникев, студентов и высококвалифицированных рабочих.I8 МЯ1М 1 ПН ПОДПИСНАЯ ЦЕНА: на год-12 р.,

ВЕСТНИК ЭЛЕКТРОПРОМЫШ ЛЕННОСТИОРГАН ГЛ АВ ЭН ЕРГО П РО М А

Рассчитан на инжеиерио-тахиичаеимй персоим аааодоа ВЗТ и инженеров алектретехинкоа.

12 IIMtMI 1 П1 ПОДПИСНАЯ ЦЕНА: на год—18 р., не в нес.—9 0-,

Орган Глаавиергопрома,jJlLAIrll ILLIuD ВЭНИТО и Энергетического

“ “ < м е 1 М ¥ института академии наук СССР Рассчитан ма квалифицированных работиимоа олектропромышленности и алектреховяйства. ПОДПИСНАЯ ЦЕНА: иа год—26 р., на 6 мао.—

21 Rdmpn В ГОЛ 12 р. 60 в., на 3 мес.-б р. 2В к.

ЭНЕРГЕТИЧЕСКОЕ ОБОЗРЕНИЕ Выпуск ЭЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКИЙРЕФЕРАТНЫЙ ОРГАН ГЛАВЭНЕРГО

Раевчитеи иа ивжоноров в техников.II я т м я ГЯП ПОДПИСНАЯ ЦКНА: на год—12 р.,

ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ ~ °Рассчитан на иижвиврва-анергвтикев н учащихся атувов.

12 RiMiin в гц

ЭЛЕКТРИФИКАЦИЯ * ЭЛЕКТРОМОНТЕР S S S SРассчитан на крадифицяроааниого аяФитромоатора, младший и средний техперсонал и прорабов.

12 1ЯПМ1 R ГЯ ПОДПИСНАЯ ЦЕНА: на год—в р. 40и,, иа в мое.—

ИЗВЕСТИЯ ВСЕС1Ю310Г0П ТЕШТЕХНИЧЕСКОГО И1СТНТ9ТД •."Д У .рж -иси .гоОрган ВТИ имени Ф. Дзержинского.

Рассчитан иа инженеров, техников и студеятвв атувов. 10 ам|1ЯЖ ■ Ш ПОДПИСНАЯ ЦЕНА: на год—20 р.,14 ПмдрЯ в Щ на в мае.—1* р. Отдельный номер—2 р.

ЭНЕРГЕТИЧЕСКОЕ ОБОЗРЕНИЕ Выпуск ТЕПЛОТЕХНИЧЕСКИЙРЕФЕРАТНЫЙ ЖУРНАЛ ГЛАВЭНЕРГО.

Раеочитаи на инжвнвоов-топдотохкиков.1В КИПП 1 ГМ ПОДПИСНАЯ ЦЕНА: на год-12 р.,

TflflEIHI! 0ргаи Всвсоювнвгедиеельиого11ПЭС|1СЬ1г1]СП11Е •бв*инвнмя1 научнв-исслвдовв- • л тельског» института диаала- строения и яаучно-техничвеких обществ днавлвстроитвлей.

Рассчятан на ИТС эаводов, сотрудников институтов, преподавателей втуаов и техникумов и инжаиарио-технячееввй персонал днавдьных установок и аудов.

Б RBMIltl в ГЯ1 ПОДПИСНАЯ ЦЕНА: ив год—10 р. 80 к.,

„СОВЕТСКОЕ КОТЛОТУРБОСТРОЕНИЕ"(бывш. „Вестник НотаотурбнимоЯ промышяемиости**).

Орган Всесоювиего научмо-оссяедоватеяьсвоге институт» тепло- гидротохиичвокоге оборудования, Центрального котельного конструкторского бюро МТУ я еаведов Глаяаноргепрема.

Рассчитай ма иижеиерне-техяичоекка персонал аааодоа и научно-исследовательских институтов котлотурбостроений,

i |«ия . гн р.

ТЕП ЛО и С И Л А S S L ™Рвсвчитаи иа инжаиврев-внвргетикоа, инжеыерио-тохни- чавких работников елактрестанций и студентов втуаов.

ПОДПИСНАЯ ЦЕНА: иа год-18 р.. на • мео.- 12 ввмерп В ГЦ 9 р.. на 3 мае.—4 р. 10к . , . „* Отдельный номер—1 р. 60 к.

Э Л Е К Т Р И Ч Е С К А Я Т Я Г АОрган Главенергопрома и постоянного бюро с'оадов по олектрифниацни жол. дорог.Расочитан на квалифицированного рабочего, техника, студента, мастера и инженера, работающих по алактрической тяге.Б R I M 1 П1 ПОДПИСНАЯ ЦЕНА: иа год-12 р., в п я 1ра в tea ив в мао.—6 р. Отдеаьиый номер—2 р.

ГИДРОТЕХНИЧЕСКОЕ СТРОИТЕЛЬСТВООрган Гидроодвктропровкта, Сектора водных ресурсов Госплана СССР, Гидроито, Института гидротехники и гидроэнергетики, исследовательского ииетитута строительной гидротехники и инженерной гидрологии, Соювводстроя и Средволгостроя-Рвсвчитаи иа ииженврно-твхкичаских работников, ванятых проиа- водством и оиоплоатацией гидротехнических сооружений.10 IIMIMl 1 Г11 ПОДПИСНАЯ ЦЕНА: ив год—16 р.,IV аапаувв в >ад на 6 мве.—7 р. 60 и. Отдельный номер—1 р. 60 и.

СВЕТОТЕХНИКАОрган Гяаввивргояроме к Сявтвтехиичесивй сомин ЭНИА

Рассчитан иа кижеиаров, техников, студентов, квалвфицированных рабочих а мастеров.

Б а т м а а гяа ПОДПИСНАЯ ЦЕНА>

В Е О Т Н И К К О Ч Е Г А Р АЕжемесячный массовый журнал Государственного контрольного бюро по обучению рабочих теплосилового хозяйства.

МАШИНИСТЕжвмваячный мавсовый журнал государственного центральюгобюро по обучению рабочих топяосалоаого ховяйствв.

Расочитан иа кочегаров стационарных и судовых котельных установок, на нашииистев, иа ниашмй а средний административно-технический персонал.

1? ЯШМ» 1 гам ПОДПИСНАЯ ЦЕНА: на год—3 р. 60 к., на в нес.— 11 аиирвв » 1ун 1 р. во к., иа 3 мое.—90 и. Отдельный номер—80 н.

Рассчитан иа машнниетоа стационарных н подвижных теплосиловых установок.

ПОДПИСНАЯ ЦЕНА: на год-4 р. 20 к„12 КИПЯ 1 г а на • мев.-2 р. lb к , иа 8 мос—1 р. 05 к. . .

Л еж н е в к у н а ж у р н а л ы я д е н ь г и н а п р а в л я й т е п о а д р е е у !Москва, 19, Гоголевский бульвар, д. 27, Главной конторе периодических и подписных изданий ОНТИ „ТЕХПЕРИОДИКА".П е д н я о к а н р и н и и а е т о я отделениями, магазинами и уполномоченными ОНТИ, снабженными соответствующими удостоверениями, общественными сборщиками подписки на предприятиях, всеми отделениями и магазинами КОГИЗ'а, всеми почтовыми отделениями и письмоносцами.

Наимами ппнпиршипп 1ЧЧ4 г • С 1-го января 1934 г. Главной конторой „Техпериодика* ОНТИ организована специальная опяаанпш пидптлппио ылч , кспвдиция д * , обеспеченна аккуратной и своевременной рассылки журналов подписчикам.С ишлобами на неаккуратное получение журнала 1934 г. обращайтесь непосредственно в адрес конторы.В 1934 г. все журналы ОНТИ будут зкспедироваться по ярлычмой (адресной) системе.ПОДПИСКА МЕНЬШЕ ЧЕМ НА 3 МЕС. НЕ ПРИНИМАЕТСЯ. __________ _____


Documents

„Коммунизм — есть советская власть ЭЛЕКТРИЧЕСТВО · Гоголевский бульвар, 27, Главной конторе периодических