книги / Надежность и диагностика энергетических электромашин
..pdfСредний ресурс К до полного износа определяется по формуле
аапм _ г ,
|
|
> |
М , |
’ |
( 12) |
где |
- |
максимально допустимый, |
в соответствии с |
НТД, износ К |
|
по радиусу, |
мм. |
|
|
|
|
|
При расчете безотказности ПУ учитывалось влияние |
следующих |
|||
факторов: усталостного разрушения, нарушения соосности и утраты
работоспособности смазки подшипников» Таким образом, ВЕР . /-го подшипника по критерию усталостного
разрушения определяется по формуле
|
|
]* ' |
• в > |
|
где |
- |
нормативная длительность работы подшипника до замены |
||
(по |
НТД) , |
ч; Ск и ср - соответственно каталожное |
и расчетное |
зна |
чения динамической грузоподъемности данного типа подшипников, |
ИГ;., |
|||
т- степенной показатель (для шарикоподшипников - т = 3 ; для’
роликоподшипников - т = 3 ,3 ) ; f g - коэффициент несоосности /1 7 . Отказы ПУ вследствие потери -работоспособности смазки могут
быть описаны нормальной или логарифмически нормальной функцией рас
пределения. |
|
|
|
|
|
Показатели |
надежности подшипников качения при этом |
определя |
|||
ются по значению среднего |
ресурса смазки (по НТД или по результа |
||||
там ресурсных испытаний смазки). |
|
|
|||
ВЕР ПУ КСЭМ |
Р„ (*) с |
учетом изложенных факторов определяется |
|||
по формуле |
|
4 |
|
|
|
|
|
Л ру} (*) %„, (*-)> |
Ы Ъ |
П 4) |
|
где - к |
- количество подшипников в КСЭМ. |
|
|
||
, ВЕР ОЯ определяется |
как произведение |
вероятностей |
отсутствия |
||
пробоя мажвитиовой и корпусной изоляции за |
наработку t |
на вероят |
|||
ность |
сохранения допустимого уровня сопротивления изоляции ОЯ за |
||||
ту же |
наработку |
|
|
|
|
51
(I5)
где PM5 (t) - вероятность отсутствия пробоя межвитковой изоляции ОЯ за наработку t ; PKH(t) - то же корпусной изоляции; /J, - ве
роятность сохранения допустимого уровня сопротивления изоляции ОЯ.
Вероятность |
отсутствия пробоя межвитковой изоляции ОЯ з а нара |
|||||||
ботку |
t |
определяется по формуле |
|
|
||||
|
|
|
|
Рив(*)• [exp |
\ |
(16) |
||
|
|
|
V |
|
(* )‘ |
**?[*»- |
-0 ,м , |
(17) |
|
|
|
S.MB |
|
Ьщ<*> |
|
||
|
|
|
|
|
|
|
||
где |
а |
- число параллельных ветвей |
обмотки'; VH - |
номинальное на |
||||
пряжение ,0Я; usUB (t) - |
среднее значение .и средне квадратическое |
|||||||
отклонение и ■ ffs |
мв |
(t) |
- напряжения |
пробоя межвитковой изоляции |
||||
ОЯ при наработке ■t |
|
|
|
|
|
|||
Вероятность |
отсутствия пробоя корпусной изоляции ОЯ за нара |
|||||||
ботку t Рт (t) определяется по формулам, аналогичным для межвитко вой изоляции.
Вероятность |
сохранения допустимого уровня |
изоляции ОЯ равна |
|
|
|
-In Ян + In Я |
(18) |
|
|
|
|
где RH - нормированное |
значение допустимого |
уровня сопротивле |
|
ния изоляции ОЯ; |
inR и |
- ореднее значение |
. и среднеквадра |
тическое отклонение логарифма сопротивления изоляции ОЯ.
По описанной выше методике проведен расчет показателей надеж ности крупных електроыашинных преобразователей.-Результаты расче та'приведены в таблице.
.Расчет показателей надежности крупных алектромашинных
преобразователей |
|
|
|
|
Наименование узла преобра |
Показатели |
надежности |
||
зователя |
PW |
[ |
|
X |
|
|
|||
Токосъемный узел |
0,998 |
|
49096 |
320000 |
Коллектор |
0,999 |
|
20000 |
|
Подшипниковый узел |
0,921 |
|
|
|
Обмотка якоря |
0,991 |
|
|
|
Машина в сборе |
0,91 |
|
|
|
Р(Гн.3.г)
0 \ Б 2 "
52
1. Гаскаров Д .Б ., Голинкевич Т .А ., Моэгалэвский А.В. Прогно зирование технического состояния и надежности радиоэлектронной ап
паратуры. - М. : Сов.радио, |
1974. - 224 с . |
- |
|
2. Лившиц П.С. Скользящий контакт электрических машин. - М. : |
|||
Энергия, |
1974. - 272 с . |
|
Л.Я. Подшипники каче |
3 . Бейзельман Р .Д ., Ццпкин Б .В ., Перель |
|||
ния. - М. |
: Машиностроение, |
1975. - 572 с . |
|
УДК 621 .313 .322 -81 .004:621 .3 .019 .3
Г . М.Федоренко
ПОВЫШЕНИЕ НАГРУЗОЧНОЙ СПОСОБНОСТИ И НАДЕЖНОСТИ ТУРБОГЕНЕРАТОРОВ В МАНЕВРЕННЫХ РЕЖИМАХ ЭКСПЛУАТАЦИИ
Маневренные режимы эксплуатации являются характерной’ особен ностью работы турбогенераторов в современных энергосистемах. Прак тикой установлено, что количество повреждений крайних пакетов сер дечника статора турбогенератора, работающего в маневренных режи мах, в 2 ,5 раза больше, чем в базовых /1 7 . Анализ статистических Данных по турбогенераторам мощностью 150-320 МВт позволил выявить
наиболее |
существенные |
дефекты турбогенераторов / 6/ . |
Прежде всего |
среди них необходимо выделить местный нагрев активной стали сер |
|||
дечника |
статора (6,7£ |
всех дефектов); повышенную вибрацию элемен |
|
тов статора (8, 2!?); |
распушение крайних пакетов сердечника стато |
||
ра (8, Ш |
; утечку водорода через уплотнения (7.8J5J и др . |
||
Переменные графики нагрузки характеризуются| как правило, двух |
|||
кратными |
изменениями в течение суток напряжения на |
выводах обмотки |
|
статора, |
токов статора и ротора, коэффициента мощности. Это приво |
||
дит к возникновению в отдельных узлах генератора дополнительных электродинамических, механических и тепломеханических усилий. Ве роятностное сочетание этих факторов в совокупности с неизбежными технологическими отклонениями и вредным воздействием охлаждающей (водородной) среды, температура которой также изменяется, сущест венно нарушает стабильность пресующих характеристик сердечника статора, вызывает дополнительные знакопеременные усилия в изоляции и проводниках обмоток, элементах крепления обмоток, сердечника и др. Это приводит к ускорению протекания релаксационных я д егр а - дационных процессов и, в конечном итоге, мэжет приводить к уста лостному излому листов железа статора, разрыву отяжных призм, ме ханическому износу изоляции, а в отдельных случаях - к аварийному останову генератора, / 7 / .
Рис. I . Сущность влияния переменных графиков нагрузки на надежность и нагрузочную способность турбогенера тора. ‘
Физическая сущность влияния переменных графиков нагрузки на надежность и нагрузочную способность турбогенератора иллюстриру
ется на р и с .1 . Величину коэффициента цикличности Кц определяют из анализа суточного графика работы генератора как сумму усреднен
ного количества циклов |
Kg и остановов Кр за рассматриваемый пери |
|
од времени. |
и Bz |
представляют собой величины индукций, дей |
ствующих в зазоре |
между'ротором я отатором, а также на поверхно |
|
сти, нормальной к торцу зубцов. Квадрату этих индукций пропорцио
нальны силы, действующие |
на сердечник статора Гт и |
. |
Величина |
|
Вх резко увеличивается |
с ростом |
c o sy , максимальное |
значение име |
|
ет у коронки зубца. Так, для турбогенератора мощностью 200 МВт |
||||
аксиальная составляющая |
индукции на поверхности воронки крайнего |
|||
пакета при Ра =-200 МВт |
= const |
и cosif = 0 ,8 5 |
1,0 |
увеличи- |
54
вается примерно в 3 р а з а .(0 ,2 - 0 ,6 Т ), т . е . ho амплитуде сила £ увеличивается в 9 р а з .
Сущность тепловых воздействий определяется следующими темпе ратурными факторами: повышенный нагрев нонцевой зоны и понижение средней температуры центральной части сердечника в режимах с номи
нальным |
значением активной мощности |
( Ра = const ) и |
переменным зна |
|
чением |
коэффициента. мощности ( cos у |
= var ) ; повышение вибрации |
||
сердечника с понижением его температуры; уменьшение |
температуры |
|||
ротора |
при Ра = |
const и cos4>= van циклические изменения динами |
||
ческой |
разницы |
температуры между железом и стержнями |
статора в ре |
|
жиме пусков и остановов.
Количественные представления о распределении максшальных пре вышений температур по длине сердечника турбогенератора типа ТЕВ-
200 |
дает |
рис.2 |
(I - Ра = 199,5 МВт, |
О = |
125.4 МВАр , |
cosy. |
= 0,819; |
||
2 - |
Ра |
= |
196,8 |
МВт, Q = 22,4 МВАр , |
cos у = |
0,9987 . Температурная |
|||
неравномерность |
(отношение Лвтах / Автт ) |
при изменении |
cosy |
||||||
от |
0,85 |
до |
1,0 |
при Ра = 200 МВт = const |
в радиальном направлении |
||||
составляет |
14-23 отн .ед. для крайних пакетов |
и 8-10' отя.^ед. для |
|||||||
средней части сердечника статора. |
|
|
|
|
|
||||
|
В режимах работы генератора.с номинальной активной мощностью |
||||||||
наблюдается резкий рост температуры при |
значениях |
cosy , |
близких |
||||||
к единице и особенно емкостных: температура в точках максимального
нагрева увеличивается |
в 1,6 раза по |
сравнению с таковой для |
cosy = |
= 0 .8 5 . В остальной части сердечника |
переход к режимам с недовоз- |
||
буждением приводит к |
снижению температуры зубцовой зоны на 7 * |
||
* 10 град, т .е . в 1,4 |
р аза, нагрев области ярма практически |
не из |
|
меняется. При эксплуатации генератора в переменных графиках нагруз ки циклические суточные изменения зон максимальных нагревов состав ляют + 30 град; для центральной части сердечника ета величина в зубцовой зоне составляет + 7 град .
Наряду с аксиальными и радиальными градиентами температуры сердечника в крайних пакетах наблюдаются существенные градиенты температуры по тангенциальной координате. На ри с.З представлены результаты расчетов превышений температур на половину зубца для крайнего пакета турбогенератора мощностью 500 МВт по & ].
Результаты расчета неравномерностей температуры описаны в таб л .1 . Зависимость температуры ротора от изменения режима работы
генератора определяется |
величиной тока |
обмотки |
ротора; при перехо |
|||
де от |
режима с Ра = Рном = |
const |
и |
cosy = |
0 ,8 5 —- 1 , 0 темпера |
|
тура |
ротора уменьшается |
в 2 |
раза |
(ТГ типа ТПЗ-200).- • |
||
55
Рассмотрим более подробно силу, обусловленную температурными
колебаниями сердечника статора. Температурное расширение сердечни
ка Д1 будет вызывать |
соответствующее изменение первоначального |
|
црессуицего усилия Р0 |
на величину ^ |
п р . сс |
где Б - модуль Юнга; |
Scc - площадь |
сердечнику стато р а; К - коэф |
фициент линейного расширения стали; |
Двсс - среднее изменение теы- |
|
пературы сердечника.
При представлении сердечника статора эквивалентным однород ным телом с постоянной нагрева Гнсс и охлаждения Гвсс изменение 56
стыо:
для случая нагрева
для случая охлаждения |
^ |
) |
• |
(2) |
|
|
|
||
Kp.cb‘ «f>ЧеВусг-ос*7^ |
, . |
|
( 3 ) |
|
где . в уст#со - установившееся значение |
средней |
температуры; £ =0. |
||
Таким образом, во время одного цикла изменения нагрузки |
подпрео- |
||
сующее усилие по экспоненциальному |
закону изменяется от |
0 до ‘ |
|
A fnp сс тах , а затем снова до 0 . И |
эта циклическая |
сила |
алгебраиче |
ски складывается с силой прессовки |
сердечника f |
/ § / . |
|
67
Т а б л и ц а I . Результаты расчета неравномерностей температуры на половине зубцового деления сердечника статора турбогенератора мощностью 500 МВт
Зона |
|
|о й модели |
Превышение температуры, |
|
||
|
VS3T |
|
град |
|
Упох/% |
|
|
|
|
'тт | |
W |
| |
|
|
|
РШ М КЗ-1 |
(ПРИ I от |
3 °* 6 |
: |
|
Зубец при |
г ' Гп |
4,99 |
9,11 |
6 ,8 6 |
1,33 |
|
|
|
г ' гог |
4,95 |
5,64 |
5,21 |
1,08 |
|
|
г - Ъ |
6,38 |
7 ,3 8 |
6 ,7 4 |
1,10 |
Дно паза |
г -П, |
14,66 |
31,03 |
20,57 |
1,52 |
|
Спинка.при |
г щг,г |
4,04 |
4,50 |
4,21 |
1,07 |
|
|
|
г - ъ |
4,63 |
4 ,6 8 |
4 ,6 5 |
1,0 |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
РШИМ КЗ-2 |
(ПРИ I ст |
3 I-*” |
1н> |
|
Зубец при |
г ' Гт |
10,89 |
19,64 |
14,85 |
1,32 |
|
|
|
9,94- |
11,31 |
10,44 |
1,08 |
|
|
|
|
||||
|
|
|
12,56 |
.14,55 |
13,29 |
1,09 |
Дно паза |
г , г„ |
28,76 |
73,82 |
44,60 |
1,66 |
|
Спинка при |
г *гп |
7,6 8 |
9 ,0 3 |
8,1 8 |
1,12 |
|
|
|
Г' Ь |
6,23 |
6,35 |
6 ,2 7 |
1,01 |
Влияние ^ |
пр>сс на вибрационное оостояние сердечника ТГ мощ |
|||||
ностью 200 МВт характеризуется следующими экспериментальными даннн-
ми. При 'АОп - I7 t 5°C |
двойная амплитуда |
вибраций 2А = 80 мнм; при |
|||
Двес |
= 45°С; 2А = |
48 |
шш, |
т . е . амплитуда вибрации, уменьшается в |
|
1,7 |
р аза. Сущность |
влияния |
&?„РшСе легко |
объясняется при анализе |
|
упрощенной зависимости изгибных перемещений сердечника от индук
ции, механических свойств сердечника и его |
геометрических разм е -. |
||||||||
Рот / 4 / : |
|
|
, |
, |
|
|
|
|
|
|
|
« ,- ( в0 ) |
(Гн+Ъ) rSLa |
|
|
(4) |
|||
|
|
2Л |
Vooo] |
n£Ja |
\ i - ( А ) г ] |
|
|
||
где В0 - индукция в воздушном |
зазоре между ротором и статором; |
||||||||
LQ - активная длина сердечника статора; |
- |
наружный радиус сер |
|||||||
дечника; |
г( |
- радиус |
по дну |
пазов |
сердечника; |
£ - |
модуль |
упруго |
|
сти шихтованного сердечника; |
J'ся |
- момент |
инерции |
спинки |
сердеч |
||||
ника; ft |
- |
чаотота сил магнитного |
тяжения |
вращающегося ротора; |
|||||
/- ч а с т о т а |
собственных изгибных колебаний |
сердечника статора. |
|||||||
Сростом температуры сердечника статора увеличивается Afnp^ , .
иэто вызывает увеличение Е, что и приводит к уменьшению ампли туды колебаний. Следовательно, благодаря возможности регулирова ния температуры сердечника и изменению тепломеханической силы под прессовки сердечника можно в довольно широких пределах изменения - нагрузки генератора я длительности циклической эксплуатации обеопечить стабильность преосовки активной, стали статора, обеспечить его высокую вибрационную стабильность и надежность.
Сточки зрения надежности работы сердечника статора следует выделить динамическую разность температуры в системе стержни ста тора - железо статора. По мнению ряда исследователей это одна из
основных причин, способных привести к распушевке крайних пакетов, а следовательно, и к их разрушению. Рассмотрим более подробно физи ческую сущность тепломеханического воздействия нестационарного теплового процесса на конструкцию двух сопряженных элементов, об ладающих различными постоянными нагрева (охлаждения), различными коэффициентами линейного расширения (р и с .4 ).
Здесь можно рассматривать .систему, состоящую, например, из стержней статора - железо статора, спинка железа статора - зубцы железа, обмотка ротора - железо ротора и т .д .
Пусть нагрев первого элемента (кривая 1) описывается экспо
нентой |
|
|
t |
|
|
|
|
W |
f |
' ' ' " 5 " ) - |
|
• |
< 5 ) .'! |
Нагрев второго элемента описывается аналогичной зависимостью: |
||||||
(кривая 2) |
|
^ |
|
|
|
|
|
|
|
)■ |
|
|
(е) |
В интервале 0 + tf осуществляется нагрев (п уск), |
в |
интервале 4^4. |
||||
работа с |
постоянной нагрузкой, |
в |
интервале 4 f * |
- |
|
охлаждение |
(останов) |
машины* |
|
|
|
|
|
Кривые охлаждения описываются зависимостями |
|
|
|
|||
|
|
|
|
|
|
(7) |
|
’ |
|
*■ |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
(в) |
Перемещение одного элемента относительно другого показано кривой 3 . Если 8уГ > 8у2 г2н ^ Г!н' гв2 > To t» то в определенные зна чения времени tmaxJ и tmax2 будет иметь иеото максимальное эна -
59
---------------- - - __________________________ _
Р ас .4 . Физическая сущность тепломеханического воздействия на конструкцию двух сопряженных злеыентов при нестационарном тепловом процессе:
1,2 |
- нагрев I и 2-го |
элементов; |
3 , 4 - |
соответственно |
фактическое и оптимизированное |
||
относительное |
перемещение. |
|
|
чение разницы температуры e,(t) -%(/■)> |
- &у2 , а |
следовательно, |
|
и макоимальные относительные перемещения элементов конструкции.
. Характерно, что в tmaxJ и tmgx2 наблюдаетоя не только мак
симальные значения .относительных перемещений, но и изменение их
знака. При представлении процесса нагрева (охлаждения) одной экс понентой параметры экстремальных точек можно определить из следую щих выражений:
для случая нагрева
для случая охлаждения
60