Вибромеханика статоров мощных синхронных генераторов при кольцевом намагничивании

На базе новых теоретических подходов и экспериментальных данных выполнено расчетное исследование вибромеханического состояния сердечников статоров турбо- и гидрогенераторов при кольцевом намагничивании в процессе испытаний на нагревание....

Повний опис

Збережено в:

Бібліографічні деталі
Дата:	2008
Автори:	Кузьмин, В.В., Шофул, А.К., Шпатенко, В.С.
Формат:	Стаття
Мова:	Russian
Опубліковано:	Інститут технічних проблем магнетизму НАН України 2008
Назва видання:	Електротехніка і електромеханіка
Теми:	Електричні машини та апарати
Онлайн доступ:	http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/143041
Теги:	Додати тег Немає тегів, Будьте першим, хто поставить тег для цього запису!
Назва журналу:	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
Цитувати:	Вибромеханика статоров мощных синхронных генераторов при кольцевом намагничивании / В.В. Кузьмин, А.К. Шофул, В.С. Шпатенко // Електротехніка і електромеханіка. — 2008. — № 3. — С. 33-36. — Бібліогр.: 11 назв. — рос.

Репозитарії

Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine

id	irk-123456789-143041
record_format	dspace
spelling	irk-123456789-1430412018-10-23T01:23:19Z Вибромеханика статоров мощных синхронных генераторов при кольцевом намагничивании Кузьмин, В.В. Шофул, А.К. Шпатенко, В.С. Електричні машини та апарати На базе новых теоретических подходов и экспериментальных данных выполнено расчетное исследование вибромеханического состояния сердечников статоров турбо- и гидрогенераторов при кольцевом намагничивании в процессе испытаний на нагревание. На базі нових теоретичних підходів та експериментальних даних виконано розрахункове дослідження вібромеханічного стану осердів статорів турбо- та гідрогенераторів при кільцевому намагнічуванні у процесі випробувань на нагрівання. Calculations of vibromechanical state of turbo- and hydrogenerator stator cores under peripheral magnetization during thermal tests are made on the basis of new theoretical approaches and experimental data. 2008 Article Вибромеханика статоров мощных синхронных генераторов при кольцевом намагничивании / В.В. Кузьмин, А.К. Шофул, В.С. Шпатенко // Електротехніка і електромеханіка. — 2008. — № 3. — С. 33-36. — Бібліогр.: 11 назв. — рос. 2074-272X http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/143041 621.313.322 ru Електротехніка і електромеханіка Інститут технічних проблем магнетизму НАН України
institution	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
collection	DSpace DC
language	Russian
topic	Електричні машини та апарати Електричні машини та апарати
spellingShingle	Електричні машини та апарати Електричні машини та апарати Кузьмин, В.В. Шофул, А.К. Шпатенко, В.С. Вибромеханика статоров мощных синхронных генераторов при кольцевом намагничивании Електротехніка і електромеханіка
description	На базе новых теоретических подходов и экспериментальных данных выполнено расчетное исследование вибромеханического состояния сердечников статоров турбо- и гидрогенераторов при кольцевом намагничивании в процессе испытаний на нагревание.
format	Article
author	Кузьмин, В.В. Шофул, А.К. Шпатенко, В.С.
author_facet	Кузьмин, В.В. Шофул, А.К. Шпатенко, В.С.
author_sort	Кузьмин, В.В.
title	Вибромеханика статоров мощных синхронных генераторов при кольцевом намагничивании
title_short	Вибромеханика статоров мощных синхронных генераторов при кольцевом намагничивании
title_full	Вибромеханика статоров мощных синхронных генераторов при кольцевом намагничивании
title_fullStr	Вибромеханика статоров мощных синхронных генераторов при кольцевом намагничивании
title_full_unstemmed	Вибромеханика статоров мощных синхронных генераторов при кольцевом намагничивании
title_sort	вибромеханика статоров мощных синхронных генераторов при кольцевом намагничивании
publisher	Інститут технічних проблем магнетизму НАН України
publishDate	2008
topic_facet	Електричні машини та апарати
url	http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/143041
citation_txt	Вибромеханика статоров мощных синхронных генераторов при кольцевом намагничивании / В.В. Кузьмин, А.К. Шофул, В.С. Шпатенко // Електротехніка і електромеханіка. — 2008. — № 3. — С. 33-36. — Бібліогр.: 11 назв. — рос.
series	Електротехніка і електромеханіка
work_keys_str_mv	AT kuzʹminvv vibromehanikastatorovmoŝnyhsinhronnyhgeneratorovprikolʹcevomnamagničivanii AT šofulak vibromehanikastatorovmoŝnyhsinhronnyhgeneratorovprikolʹcevomnamagničivanii AT špatenkovs vibromehanikastatorovmoŝnyhsinhronnyhgeneratorovprikolʹcevomnamagničivanii
first_indexed	2025-07-10T16:17:50Z
last_indexed	2025-07-10T16:17:50Z
_version_	1837277405387948032
fulltext	Електротехніка і Електромеханіка. 2008. №3 33 УДК 621.313.322 ВИБРОМЕХАНИКА СТАТОРОВ МОЩНЫХ СИНХРОННЫХ ГЕНЕРАТОРОВ ПРИ КОЛЬЦЕВОМ НАМАГНИЧИВАНИИ Кузьмин В.В., д.т.н., проф., Шофул А.К., Шпатенко В.С. НИИ завода "Электротяжмаш" Украина, 61055, Харьков, пр-т Московский, 299 тел. (0572) 95-66-81, E-mail:kuzmin@spetm.com.ua На базі нових теоретичних підходів та експериментальних даних виконано розрахункове дослідження вібромеханічного стану осердів статорів турбо- та гідрогенераторів при кільцевому намагнічуванні у процесі випробу- вань на нагрівання. На базе новых теоретических подходов и экспериментальных данных выполнено расчетное исследование вибромеха- нического состояния сердечников статоров турбо- и гидрогенераторов при кольцевом намагничивании в процессе испытаний на нагревание. ВВЕДЕНИЕ Шихтованные магнитопроводы крупных турбоге- нераторов подвергаются сложным технологическим процедурам запрессовки в целях эффективного проти- водействия сердечника статора силам радиального магнитного тяжения. В мировой практике конструиро- вания прессующих узлов [1] принято вести механиче- ский расчет нажимных фланцев, ребер (призм) и дета- лей их соединения только на предмет обеспечения за- паса прочности при противодействии статическим си- лам запрессовки (давление порядка 1,6 – 2,0 МПа). Однако, как показывает опыт эксплуатации и ре- зультаты специальных экспериментов, на перечис- ленные выше прессующие узлы действуют также и весьма значительные осевые силы с частотой 100 Гц, которые ведут к систематическим повреждениям де- талей этих узлов [1]. По изложенным причинам в процессе испытаний статоров крупных синхронных генераторов на нагре- вание при кольцевом намагничивании наблюдается вибрация концевых зон, а иногда и повышенный шум (особенно в гидрогенераторах), как диагностический признак некачественной запрессовки. На основе разработанных нами методических подходов [2, 3] в статье выполнены расчеты виброме- ханических характеристик статора мощного синхрон- ного генератора при кольцевом намагничивании, ре- зультаты которых хорошо согласуются с данными эксперимента. Данные этих расчетов и экспериментов могут послужить основой для совершенствования методов диагностики состояния прессовки сердечников стато- ров как на заводах-изготовителях, так и в процессе эксплуатации при проведении плановых ремонтов и обследований. МАГНИТНОЕ ПОЛЕ И УСИЛИЯ, ВОЗНИКАЮЩИЕ В СЕРДЕЧНИКЕ СТАТОРА ПРИ КОЛЬЦЕВОМ НАМАГНИЧИВАНИИ В [2] показано, что при прохождении магнитного потока через любой участок магнитопровода, в том числе и шихтованного сердечника статора, возникают усилия "бокового" распора, направленные вдоль оси машины, т.е. перпендикулярно каждому шихтованно- му пакету. Расчет этих сил и возникающих давлений может быть выполнен на базе картины распределения индукции магнитного поля. В принципе, для тороидального магнитопррово- да с прямоугольным поперечным сечением картина распределения индукции в нем (без учета краевых эффектов) наиболее проста – здесь она зависит только от общей величины потока Ф и радиуса R B (R) = f (Ф, R). Если бы кривая намагничивания имела линей- ный характер, то функция f имела бы вид ( ) ( ) R RRB RB a 2 21 += , (1) где Ba - среднее значение индукции; R1, R2 - внутрен- ний и наружный радиус ярма. В действительности, как будет показано ниже, вследствие нелинейности кривой намагничивания закономерность (1) заметно искажается. Для примера рассмотрим картину магнитного поля в ярме сердечника статора турбогенератора ТГВ- 320-2П (ТГВ-250-2) при индукции Ba = 1,4 Тл. Гео- метрические параметры ярма составляют R1 = 820,5 мм, R2 = 1275 мм, R1 / R2 = 0,644. Данные расчета B(R), выполненные разными ме- тодами, приведены в табл. 1 Таблица 1 Распределение индукции B(R) в ярме статора турбогенера- тора ТГВ-320-2П при Ba = 1,4 Тл для стали марки 3414 (вдоль проката) B(R) Индукция, Тл Метод расчета на R1 в центре ярма на R2 Примечание По кривой намагничивания 1,515 1,403 1,273 ΔB = 0,242 По (1) 1,754 1,400 1,133 По линейному закону 1,521 1,400 1,279 ΔB = 0,242 Оценочно, по закону Лоренца [2] средние значе- ния давления бокового распора (пиковое значение) составляет 78,0 2 0 2 = μ =σ a z B МПа. (2) Для гидрогенератора-двигателя Днестровской ГАЭС при тех же значениях Ba (отношение R1/R2 = 0,953) полу- чим ту же самую оценку zσ , хотя ΔB ≈ 0,07 Тл. Как показывают более детальные исследования, данные по закону Лоренца для Ba оказываются не- сколько завышенными на величину примерно 25%, вследствие неучета краевых эффектов на R1 и R2. Ре- альный пик давления по секторам ярма составляет σmax = 0,62 МПа, а закономерность изменения его во времени дается 34 Електротехніка і Електромеханіка. 2008. №3 выражением σ(t) = σmax sin2 ωt. (3) ИССЛЕДОВАНИЕ ВИБРОМЕХАНИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК СТАТОРОВ ТУРБО- И ГИДРОГЕНЕРАТОРОВ Исторически сложилось так, что в период бурно- го роста единичных мощностей турбо- и гидрогенера- торов (60 – 70-е годы прошлого столетия) объектом теоретических и экспериментальных исследований являлась вибромеханика статоров только в части воз- действия радиальных и тангенциальных усилий от магнитного поля в воздушном зазоре, поэтому боль- шой экспериментальный материал [4 – 7] относился исключительно к измерениям радиальных и танген- циальных компонентов вибрации по датчикам, уста- новленным на наружной поверхности спинки сердеч- ника в центральном сечении машины. Осевыми составляющими вибрации сердечника никто не интересовался, хотя, по иронии судьбы, в упомянутом сечении они отсутствуют, достигая мак- симума в концевых зонах. Такие измерения при испытаниях машин на стендах завода были осуществлены только в послед- ние годы в целях выяснения причин упомянутых вы- ше повреждений элементов конструкции концевых зон. Результаты измерений приведены в табл. 2. Предваряя теоретический анализ, отметим, что несмотря на небольшой объем доступных экспери- ментальных данных, сведения о вибрации машин раз- личной конструкции априори ставят два вопроса: − почему в турбогенераторе ТГВ-325 вибрация на- жимных фланцев гораздо ниже, чем в других ма- шинах? − почему на стыках секторов гидрогенератора- двигателя отмечается такой резкий рост осевой вибрации? Таблица 2 Осевые составляющие вибрации концевых зон сердечников статоров мощных генераторов Генератор Мощность, МВт Режим работы Место установки датчиков Осевая состав- ляющая вибрации, мкм Пересчет на центр плиты, мкм Турбогенератор ТГВ-250-2 "Электротяжмаш" 250 х.х. при Uн Спинка сердечника, верх 4 – 5 8 –10 Турбогенератор ТГВ-325-2) "Электротяжмаш" 325 Кольцевое намагничивание, В = 1,4 Тл Возле "носика" нажимного фланца 6 (верх) 2 – 3 (низ) 5 2 Гидрогенератор-двигатель СВО-1250/255-40 "Электротяжмаш" 420 - " - В = 1,0 Тл Между призмами и отжимными болтами посредине плиты 5 – 9 (средина сектора) 27-37(на стыке) 8 – 12 27 – 37 Турбогенератор ТВВ-1000-2 "Электросила" 1000 х.х. при Uн На полке нажимного фланца 13 – 30 18) --- 15 Примечания: ) сердечник статора без вентиляционных распорок; *) - среднее по данным испытаний четырех машин. На первый вопрос ответ может быть дан в таком виде: "потому что это – машина с аксиальной вентиля- цией, она не имеет вентиляционных распорок, вследст- вие чего изгибная жесткость сердечника выше, чем у остальных машин с радиальной вентиляцией". Поиск ответа на второй, гораздо более сложный вопрос, требует детального анализа динамики колеб- лющейся системы. Теоретический анализ рассматриваемых вибро- механических процессов в целях выяснения физики происходящего и получения количественных оценок будем вести на базе классической модели системы гармонического осциллятора с одной степенью сво- боды без трения в режиме вынужденных колебаний [8], движение которой в осевом направлении (по оси Z) описывается уравнением ),(2 2 tFZk dt ZdM =⋅+ (4) где М – масса, колеблющаяся в направлении оси Z; k – коэффициент жесткости "возвратной пружины"; F(t) – "внешняя" сила. Условность такого подхода заключается в сле- дующем. Во-первых, наиболее точно может быть опреде- лено только значение F(t) с учетом (3) SttF a ⋅σ= )()( , (5) где σa (t) = ½ σmax cos 2 ωt, ω – частота сети. Во-вторых, колеблющаяся масса, в основном, со- средоточена в сердечнике статора, которыйпредставляет собой "пружину" с собственной распределенной массой по всей ее длине, а не сосредоточенной на конце. Не усложняя проблему будем считать, что, как и в классической схеме М сосредоточена на конце этой пружины, но величина ее, принятая в расчет, должна быть соответственно уменьшена до (0,3 - 0,5) МС (6) от МС – массы половины сердечника статора, т.к. цен- тральная зона его – суть начало оси Z. В-третьих, классическая жесткость пружины k должна рассматриваться как сумма "жесткостей" трех компонентов k = k1 + k2+ k3, (7) где k1 - собственная жесткость нажимного фланца; k2 - "квазижесткость", так называемой отдачи запрессо- ванного сердечника, т.е. падение (рост) внутреннего давления запрессовки при его расширении (сжатии), k3 - эквивалентная жесткость сердечника статора. Из этих параметров точно можно определить только k1, по остальным – отсутствуют эксперимен- тальные данные для расчета. Наконец, в-четвертых, в отличие от классиче- ской схемы по (4) сердечник статора испытывают не параллельное перемещение по оси Z, а изгибается, т.е. оставаясь жестко закрепленным на наружных призмах (шихтовочных клиньях) он всеми элементами дефор- мируется по кольцевой форме, т.е. имеет нулевые пе- ремещения на R2 и максимальные – на R1. Електротехніка і Електромеханіка. 2008. №3 35 По изложенной причине в дальнейшем под пе- ремещением по оси Z мы будем понимать сдвиг сред- ней части сердечника (т.е. на радиусе 0,5(R1+R2)). Как показывает анализ статистики повреждений концевых зон мощных синхронных генераторов, они начинают проявляться после 10–20 лет эксплуатации, т.е., во-первых, указывают на ухудшение со временем жесткости сердечника статора, а, во-вторых, свиде- тельствует о том, что вновь изготовленные машины имеют частоту собственных осевых колебаний сер- дечника ω0 значительно отстроенную от частоты вы- нужденных колебаний 2ω, т.е. находятся вдалеке от резонанса. В этом случае амплитуда колебаний центральной зоны нажимного фланца А может быть определена по формуле Mk F A a 24ω− = . (8) Выполним оценку и вклад отдельных параметров, входящих в последнее соотношение на примере сердеч- ника статора турбогенератора ТГВ-320-2П (то же попе- речное сечение активной зоны, что и у ТГВ-250-2). Здесь согласно (5) и (6) Fа = 0,5 · 0,62 ·106 · 3 = 9,3 · 10 5 Н, М = (0,3 ÷ 0,5) 0,5 · 1,8 · 10 5 = (2,7 ÷ 4,5) 10 4 кг, 4 ω2М = (1,06 ÷ 1,77) 109. Далее, согласно заводским расчетам жесткость нажимного фланца (при σ0 = 2 МПа и S = 3,4 м2 ) со- ставляет (по перемещению средины фланца) k1 = F0 / ΔZ = 7,16 · 109, (9) где F0 – статическая сила от давления запрессовки (F0 = 6,8 · 106 Н); ΔZ – перемещение центра фланца (ΔZ = 9,5 10-4 м). Жесткость "отдачи" сердечника равна 0 20 2 σ⋅ ⋅ = L EF k , (10) где Е2 - модуль упругости шихтованного сердечника в направлении оси Z; L - половина длины сердечника (от оси симметрии). Согласно [9] Е2 = 60 МПа, по нашим данным [11] – на порядок больше (в конце запрессовки, после релакса- ции) – 600 МПа. Оценка k2 по (10) при L = 2,5 м дает k2 = (0,8 ÷ 8)⋅108, т.е. в лучшем случае на порядок меньше, чем k1. Определение k3 представляет еще большие труд- ности. Здесь предстоит по аналогии с нажимным фланцем рассчитать кольцевую деформацию шихто- ванных пакетов сердечника. Следуя подходу к расчету деформации фланца согласно [9] находим, что изгибающий момент в по- перечном сечении пакета составляет π ⋅ = 4 HF M a , (11) где Н – высота спинки; угол поворота φ сечения паке- та равен IE RRM ⋅ +⋅ =ϕ 3 21 )( , (12) где E3 – модуль упругости пакета при его изгибе; I – момент инерции поперечного сечения пакета относи- тельно вертикальной оси. Для прямоугольного сечения пакета с размерами (по ярму) Н х В (здесь В – ширина пакета) момент можно найти по известному соотношению [10] 12/3HBI у = . (13) Принципиальные затруднения расчета k3 заклю- чается в том, что − во-первых, неизвестен даже порядок величины E3, − во-вторых, изгибу подвергается не каждый пакет в отдельности, а значительная часть рассматри- ваемого участка ярма сердечника, вследствие че- го также неизвестно – какое значение В следует использовать в расчетах – оно должно находиться где-то в пределах: от BNB 3* = (изгиб с проскальзыванием пакетов) до В* = NB (изгиб всего ярма сердечника как едино- го целого), где N – число пакетов в рассматриваемой зоне. Выход из этой тупиковой ситуации нам видится не в том, чтобы рассчитать уровень вибрации нор- мально запрессованного сердечника, а в том, чтобы найти физически содержательное объяснение тем аномалиям в поведении статоров, которые наблюда- ются в процессе эксплуатации. Поясним это на при- мере рассматриваемого сердечника статора ТГВ-320- 2П (ТГВ-250-2). Если бы сердечник стал настолько "рыхлым", что k3 можно было бы пренебречь, то уровень вибра- ции нажимного фланца при наибольших значениях k и М достиг бы по (8) ,мкм300м103 4 2 2 4 2 21 max =⋅= ω−+ == − MKK F AV a что в 30 раз превышает опытные данные, приведен- ные в табл. 1. Отсюда однозначно следует вывод, что решаю- щий вклад в динамику концевых зон вносит жест- кость k3 самого сердечника, вследствие чего осталь- ными слагаемыми в знаменателе (8) можно пренеб- речь при анализе вибромеханики вновь изготовленно- го (или "здорового" в целом) статора. Тогда вследствие того, что HHAV ϕ=⋅ϕ== 2 22 (14) и с использованием соотношения (11) и (12) получаем 3 21 2 4 )( C RRHF V a π +⋅ = , (15) где С3 = Е3 I. По данным V из эксперимента можно для сер- дечника каждого конкретного типа генератора найти константу С3 V RRHF C a π +⋅ = 4 )( 21 2 3 , (16) которая, как будет показано ниже, является опреде- ляющей при расчете любого рода нарушений условий жесткого закрепления сердечника к ребрам (призмам) корпуса статора. Например, для рассматриваемого случая при V = 10−5 м имеем следующую оценку С3 (Н = 0,455, Fa - 9,5 105) по (16) С3 = 3,2 ⋅ 109. С другой стороны 12 3* 3333 HBEIEC ⋅=⋅= откуда Е3 В3 = 8,44 ⋅ 1010. (17) 36 Електротехніка і Електромеханіка. 2008. №3 Зависимость модуля Е3 от эффективной ширины В приведена в табл. 3. Таблица 3 Зависимость Е3 от В* при постоянном значении С3 по (17) В, м 0,75 1,0 1,25 1,5 2,0 Е3 (1011), Па 2,0 0,844 0,452 0,25 0,11 Для стали Е ≈ 2 ⋅ 1011 Па, а для шихтованных сер- дечников при радиальном и тангенциальном изгибе согласно [5] Е3R = (0,95 ÷ 1,7) ⋅ 1011 Па. Для рассматриваемого случая осевого изгиба нет сведений по величине Е3, но его значение, безусловно, не должно превышать нижнего предела Е3R. Так как последующие исследования, как уже упоминалось, носят оценочный характер, можно положить, что В = 0,5 L и соответственно Е3 = 0,45 ⋅ 1011 Па. (18) Это означает, что основное сопротивление изги- бу оказывает половина пакетов сердечника, приле- гающих к нажимному фланцу. Используем предложенный подход к анализу виб- ромеханического состояния центральной части сектора сердечника статора гидрогенератора-двигателя типа СВО-1250/255-40 при кольцевом намагничивании (табл. 1). Геометрические параметры сердечника равны R1 = 5,97 м; R2 = 6,275 м; L = 1,275 м; S = 11,77 м2. При индукции 1 Тл амплитуда силы бокового распора составляет H1086,1 4,1 11031,0 6 2 6 ⋅=⋅⎟⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜ ⎝ ⎛ ⋅⋅= aa SF . Расчет вибрации в центре сектора будем вести по аналогии с предыдущим случаем, т.е. в предположе- нии, что сердечник статора гидрогенератора наших- тован "в кольцо". Тогда из (11) и (12) следует, что угол поворота пакетов составит ( ) . 4 3 21 IE RRHFa π +⋅ =ϕ (19) Используя ту же оценку Е3 по (18) и учитывая, что в данном случае ( ) 3 3 106,6 12 5,0 −⋅== LHI получаем следующую оценку для φ и ΔZ φ = 1,86 ⋅ 10-3, ΔZ = Н φ / 2 = 2,85 ⋅ 10-4 м, на базе которых находим жесткость сердечника k3 = Fa / ΔZ = 6,53 ⋅ 109, т.е. намного меньше, чем в случае сердечника ТГВ- 320-2П. Дело в том, что здесь основной вклад дает не сердечник, а нажимные плиты, суммарная жесткость которых k1 = 4,3 ⋅ 1011, чем и определяется уровень вибрации в центральной зоне плиты мкм922 1 ≈== k F AV a , что корреспондируется с опытными данными (табл. 1). В заключение отметим, что повышенный уро- вень вибрации на стыковых плитах гидрогенератора- двигателя (впервые обнаруженный при заводских ис- пытаниях) является закономерным следствием как разрыва сплошности ярма сердечника статора, так и, по-видимому, значительным снижением модуля упру- гости в этой зоне, где через слой устанавливаются укороченные замковые сегменты. Расчеты на базе найденного значения Е3 показы- вают, что при обрыве даже трех призм крепления на- жимного фланца в верхней зоне или при потере связи нескольких крайних пакетов с призмами вибрация сердечника статора турбогенератора в этой зоне мо- жет повыситься на порядок и вызвать дальнейший отрыв соседних призм, что неоднократно наблюда- лось в процессе эксплуатации. ВЫВОДЫ 1. Обнаруженное в последние годы наличие зна- чительных знакопеременных усилий в сердечниках статоров мощных турбо- и гидрогенераторов требует постановки и проведения комплекса НИОКР, направ- ленных на уточнение нормативно-технической доку- ментации в области конструирования и эксплуатации этих машин. 2. На первом этапе особое внимание следует уделить организации измерений осевой вибрации на- жимных фланцев и плит. Датчики следует устанавли- вать системно и единообразно. 3. На гидрогенераторах с составными сердечни- ками статоров датчики осевой вибрации следует уста- навливать как в центральной части, так и в районе стыков секторов. ЛИТЕРАТУРА [1] Демидюк Б.М., Кузьмин В.В. О природе осевых сил в магнитопроводе статора и их влиянии на работоспособ- ность мощных турбогенераторов, тезисы докладов на Международной НТК – Севастополь, изд. СевНТУ, 2007. [2] Демидюк Б.М., Кузьмин В.В., Шпатенко В.С. О разра- ботке физически содержательного подхода к анализу силовых и энергетических процессов в элементах маг- нитопроводов электрических машин // Вісник Кре- менч.ДПУ, 2007, вып. 3, ч.1. [3] Кузьмін В.В., Шпатенко Т.В., Шпатенко В.С. Про ефективність методів розрахунку внутрішніх силових взаємодій в елементах магнітопроводів// "Електроінформ", 2007, № 2. [4] Ронжин А.А., Жимолохов О.М. и др. Исследование виб- рационных характеристик статора турбогенератора // "Электрические станции", 1979, № 10, С. 41–44. [5] Станиславский Л.Я., Гаврилов Л.Г., Остерник Э.С. Вибрационная надежность мощных турбогенераторов – М., "Энергия", 1975, 240 с. [6] Тер-Газарян Г.Н., Херхеулидзе И.А., Блеткин Н.П. Профилактика нарушения прессовки активной стали гидрогенераторов // Электрические станции, - 1976, № 9, С. 71–73. [7] Тимошик А.М. Исследование электромеханических процессов, снижающих надежность статора турбоге- нераторов // Электрические станции, - 1976, № 7, С. 49–2. [8] Киттель Ч., Найт В., Рудерман М. Механика. Берклее- вский курс физики, ч. I, М., "Наука", 1983. [9] В.В.Титов, Г.М. Хуторецкий и др. Турбогенераторы. Расчет и конструкция. - Л., "Энергия", 1967. [10] Тимошенко С.И. Сопротивление материалов. - М.: Физматгиз, 1960. [11] ТХ115 – 1892. "Исследование жесткости и прочности полюсов гидрогенераторов типа ГСВ-1230/140-48 в процессе изготовления". Отчет НИИ завода "Электро- тяжмаш", 1985. Поступила 08.10.2007

Вибромеханика статоров мощных синхронных генераторов при кольцевом намагничивании

Репозитарії

Схожі ресурси