Расчёт технико-экономических характеристик при выводе из эксплуатации блока РБМК-1000 Курской АЭС

Реактор РБМК-1000 (рис. 1.1) тепловой мощностью 3200 МВт представляет собой систему, в которой в качестве теплоносителя используется легкая вода, а в качестве топлива − двуокись урана.
Реактор РБМК-1000 − гетерогенный, уран-графитовый, кипящего типа, на тепловых нейтронах предназначен для выработки насыщенного пара давлением 70 кг/см2. Теплоноситель − кипящая вода. Основные технические характеристики реактора приведены в табл. 1.1.
...

Содержание
Введение………………………………………………………………………….3
1. Основные характеристики реактора РБМК-1000…………………………..7
1.1 Внутриреакторные конструкции…………………………………………….7
1.2 Запорно-регулирующий клапан…………………………………………….10
1.3 Разгрузочно-загрузочная машина…………………………………………..11
1.4 Тепловыделяющие сборки………………………………………………….13
1.5 Конструкция защиты от ионизирующего излучения ректора……………15
1.6 Главные циркулирующие насосы ………………………………………….18
1.7 Барабаны-сепараторы……………………………………………………….18
2. Специальная часть…………………………………………………………….20
2.1 Обоснование вывода реактора из эксплуатации ………………………….20
2.2 Расчет главных циркулирующих насосов ………………………………..20
2.3 Расчет барабан-сепараторов………………………………………………..21
2.4 Расчет турбогенератора реактора………………………………………….26
3. Экономическая часть…………………………………………………………53
3.1 Анализ основных экономических показателей проекта………………….53
3.2 Расчет технико-экономических показателей вывода
реактора из эксплуатации ………………………………………………………56
Заключение ……………………………………………………………………..57
Список литературы ……………………………………………………………..6

Введение

Актуальность проблемы исследования: В связи с закрытием устаревших атомных реакторов первого поколения точная стоимость их вывода из эксплуатации будет иметь решающее значение для будущего атомной отрасли, которую уже и без того лихорадит из-за последствий катастрофы на атомной электростанции в Фукусиме (2011 год) и конкуренцию со стороны дешевого сланцевого газа , падение цен на нефть и многообразие возобновляемых источников энергии - от ветровой к солнечной.
Международное энергетическое агентство (МЭА) в конце прошлого года заявил, что срок эксплуатации почти 200 из 434 реакторов, которые сегодня используются во всем мире, завершится к 2040 году. Прогнозируемая стоимость вывода из эксплуатации этих атомных реакторов превышает 100 млрд долларов США.
Однако многие эксперты считаю т эту цифру сильно заниженной, поскольку она не учитывает стоимость утилизации и длительного хранения радиоактивных отходов. Кроме того, расходы на вывод из эксплуатации, которая продолжается часто более десяти лет или более, существенно различаются в зависимости от отдельного реактора и страны.
«Очевидно, что стоимость вывода из эксплуатации одного атомного реактора в полмиллиарда долларов США является сильно заниженной», - заявил Майкл Шнайдер [Mycle Schneider], консультант в сфере атомной энергетики из Парижа.
По мнению Марко Барони [Marco Baroni] (руководитель департамента МЭА по вопросам анализа производства электроэнергии) оценка в 100 млрд долларов США говорит само за себя и окончательная стоимость может быть почти вдвое больше даже без учета расходов на утилизацию радиоактивных отходов. Он добавил, что расходы на вывод из эксплуатации одного реактора могут отличаться в четыре раза.
Стоимость вывода из эксплуатации варьируется в зависимости от типа и размера реактора, его местонахождение, близости расположения и наличия объектов утилизации отходов, будущего целевого использования территории, на которой находится реактор, а также состояния реактора в момент вывода эксплуатации.
Хотя технология, используется для вывода атомных реакторов из эксплуатации, может со временем стать дешевле, стоимость окончательных хранилищ радиоактивных отходов являются, как правило, неизвестной, и могут даже со временем возрасти. Срок эксплуатации реактора измеряется в десятилетиях. Это означает, что расходы на финансирование и резервы в значительной степени зависят от непрогнозируемых уровней процентных ставок.
Комиссия по ядерному регулированию США считает, что стоимость вывода из эксплуатации атомных реакторов в Соединенных Штатах, количество которых составляет около 100 единиц, составляет от 300 млн до 400 млн долларов США в расчете на один реактор. Впрочем, стоимость вывода из эксплуатации некоторых реакторов может быть гораздо больше.
По оценкам главного контролирующего органа и органа по надзору за ядерной безопасностью Франции стоимость вывода из эксплуатации атомных реакторов в стране составит от 28 млрд до 32 млрд евро (32-37 млрд долларов США).
Немецкие коммунальные предприятия, такие как компания «E.ON» (в прошлом месяце заявила о разделении на две компании, отказываясь от электростанций и сосредотачиваясь на возобновляемых источников энергии и электрических сетях), выделили на эти цели 36 млрд евро.
Расходы по законопроекту Великобритании по выводу из эксплуатации атомных реакторов и утилизации радиоактивных отходов в настоящее время оцениваются в 110 млрд фунтов стерлингов (167 млрд долларов США) на следующие 100 лет, что в два раза превышает оценку, сделанную 10 лет назад, согласно которому эти расходы должны бы составить 50 млрд фунтов.
По оценкам правительства Японии вывода из эксплуатации 48 атомных реакторов страны будет стоить около 30 млрд долларов США, но такие цифры выглядят заниженными. Россия имеет 33 реакторы. Стоимость вывода из эксплуатации каждого из них колеблется от 500 млн до 1 млрд долларов США.
Вывод из эксплуатации энергоблоков АЭС (ВЭ АЭС) в России базируется на концепции, принятой в 1991 году и провозглашенной концерном «Росэнергоатом» в качестве технической политики. Основной акцент в этой концепции сделан на реализацию двух вариантов вывода из эксплуатации - ликвидацию энергоблока с отложенным демонтажем реакторных конструкций (на 100 лет) и захоронение конструкций реактора энергоблока на их штатном месте. Российская техническая политика ВЭ АЭС базируется и на учете следующих некоторых особенностей связанных с экономическими, технологическими и социальными факторами.
Полный цикл работ по выводу из эксплуатации блока АЭС является масштабным организационным и техническим мероприятием, во многом сопоставимым по объему требуемых для реализации временных, материальных и трудовых ресурсов с его сооружением. Применение информационных систем, таких как систем автоматизированного проектирования, управления проектами, управления поставками оборудования и комплектующих и др., обеспечивает большие преимущества, в том числе предоставляет оперативный доступ к информации. Для информационных систем, применяемых на АЭС, характерны большие объемы хранимой в базах данных информации об оборудовании, компонентах систем, трубопроводах, арматуре, конструкциях и др. Анализ показывает, что за рубежом те же самые информационные системы применяются и при выводе из эксплуатации блоков АЭС. Однако эффективность их применения основывается, прежде всего, на наличии всей необходимой документации и данных, на основе которых блок проектировался, сооружался и эксплуатировался.
В настоящее время в нашей стране для вывода из эксплуатации блока АЭС в качестве основного принят вариант с отложенным на 30 лет и более демонтажем радиоактивных конструкций реактора после сохранения блока АЭС под наблюдением.
Это совместно с отсутствием на большинстве блоков АЭС целостной электронной базы данных актуальной проектно-конструкторской, эксплуатационной и другой документации определяют другие задачи применения информационных технологий при выводе из эксплуатации блока АЭС. На АЭС, блоки которых приближаются к завершению назначенного срока службы, информационные технологии должны применяться для создания базы данных по выводу из эксплуатации блоков, что позволит централизованно сохранить в электронном формате и передать необходимую документацию и другие данные, требуемые для вывода из эксплуатации, будущим поколениям специалистов.
В данной дипломной работе проводится расчёт технико-экономических характеристик при выводе из эксплуатации блока РБМК-1000.
Цель проекта – анализ работы реактора и постановки задачи для вывода из эксплуатации.

Верхняя и нижняя опорные металлоконструкции пронизаны направляющими трубами, через которые проходят технологические каналы, каналы системы управления реактора и специальные каналы для датчиков температуры, детекторов нейтронного потока и др. Кроме того, через металлоконструкции проходят трубы подачи и отвода газа, парогазовой смеси, а также дренажные трубопроводы. Внутренняя полость технологических каналов с ТВС в верхней части заполнена малоэффективной по защите пароводяной смесью плотностью 0,2 г/см3, а в каналах специального назначения - газом.При разработке конструкции каналов проектирование велось таким образом, чтобы ликвидировать прострел излучения по цилиндрическим и кольцевым отверстиям. Значительное снижение интенсивности излучения в верхнем направлении по зазору между трубами каналов диаметром 88 мм и отверстиями в графитовых блоках отражателя и защитных блоках диаметром 114 мм достигается благодаря установке в этом зазоре втулок из графита. Для защиты от прострела по зазору между трубой канала диаметром 95 мм и трактом с внутренним диаметром 121 мм в верхней металлоконструкции размещаются стальные втулки высотой 700 мм. Зазор между трубой канала и трактом в районе нижней металлоконструкции заполнен графитовыми втулками.1.6 Главные циркулирующие насосыГлавные циркуляционные насосы (ГЦН) предназначены для поддержания надежной устойчивой циркуляции теплоносителя через реактор и основное теплообменное оборудование ЯЭУ, что является необходимым условием надежного теплоотвода из активной зоны реактора, транспортирования тепла в теплообменное оборудование и дальнейшего его использование в соответствии с технологической схемой.1.7 Барабаны-сепараторыВ тепловой схеме барабан сепаратор изображался как одно устройство, на самом деле в установке РБМК-1000 используются четыре барабана сепаратора, которые представляют собойметаллические цилиндры диаметром 2.6 м и длинной 31 м. Таблица 1.3 – Характеристики Наименование параметра.РазмерностьВеличина1. Расход питательной воды в один БСт/ч14502. Давление насыщенного пара:Мпа- рабочее7- расчетное753. Давление питательной воды на входе в сепаратор параМПа7.14. Влажность пара на выходе из сепаратора%0.15. Температура пароводяной смеси° С284.56. Температура питательной воды° С1657. Расход контурной водыт/ч80008. Расход пароводяной смесит/ч84509. Номинальный уровень от погружного дырчатого листамм15010. Перепад регулирования уровня в сепараторе от номинального значения, не болеемм± 5011. Вес сухого сепараторат28012. Вес сепаратора в рабочем состояниит39413. Вес сепаратора при гидроиспытаниит43914. Геометрический объемм315915. Минимальная толщина стенки корпуса по основному металла корпусамм11016. Предельно допустимая скорость изменения температуры металла корпусаград С3017. Паросодержание пароводяной смеси на входе в БС, не более%15.418. Предельно-допустимая разность температуры между верхом и низом корпуса БСград С4019. Предельно-допустимая разность температур между низом БС и питательной водойград С1302. Специальная часть2.1 Обоснование вывода реактора из эксплуатацииК основным обоснованиям вывода реактора из эксплуатации – это неэффективность работы реактора, нестабильность его работы, в результате застарелости агрегата, а это в свою очередь может привести к аварийным последствиям.2.2 Расчет главных циркулирующих насосовТаблица 2.1 – Характеристики насосаТип насосаЦентробежныйЧисло насосов8Подача, м3/ч8000Напор, м200Частота вращения, об/мин1000Давление на входе в насос, МПа7,2Температура на входе в насос, град С270КПД насосного агрегата,%80Мощность насосного агрегата, кВт4300Контролируемые утечки, м3/ч8Подводимое напряжение, В6000Масса агрегата, т1072.3 Расчет барабан-сепараторовДавление, оказываемое вращающейся жидкостью на стенку обечайки определяется по формуле:где: ρж- плотность рабочей жидкости, кг/м3;ω- угловая скорость барабана, 1/с;R- внутренний радиус обечайки, м;Ψ-степень заполнения барабана жидкостью, при расчете роторов сепараторов величину ψ обычно принимают равной единице. МПа.Окружное напряжение в обечайке равно сумме напряжений от действия на обечайку давления жидкости и сил инерции массы обечайки:где: ρ- плотность материала барабана кг/м3 ( для стали ρ7850 кг/м3 );[σ]- предел прочности при растяжении, ПаМПаВ месте сопряжения цилиндрической обечайки с днищем на краю обечайки действуют краевые силы и краевые моменты:где: μ- коэффициент Пуассона;К- коэффициент затухания.Коэффициент затухания определяется по формуле:,,Н/м,Н/м.Внутренние удельные усилия и моменты (меридиональные и кольцевые) в цилиндрической оболочке от действия давления жидкости, краевых сил и краевых моментов определяются по следующим формулам:,,,,,,,,Н/м,Н/м,Н/м,Н/м,Н/м2 ,Н/м2Далее определяем суммарные внутренние усилия и моменты:,,,Н/м,Н/м,Н/м,Н/м.Меридиональные и кольцевые напряжения в месте сопряжения определяется по формулам:,МПа,МПа.Условие прочности цилиндрической оболочки для внутренних и наружных волокон в месте сопряжения имеет вид: ,МПа,МПа.Толщина днища корпуса барабана δД в первом приближении принимается равной толщине цилиндрической обечайки. При расчете днища на прочность оно рассматривается как кольцевая пластинка с жесткой заделкой по внутреннему контуру, нагруженная давлением вращающейся жидкости и центробежными силами инерции массы плоского кольцевого участка днища. Наиболее нагруженным является внешний корпус днища, условие прочности для которого имеет вид: ,(39),.Крышка барабана имеет вид усеченного конуса, нагруженного давлением вращающейся жидкости и центробежными силами инерции массы самой крышки. Крышку выполняют с переменной толщиной стенки, уменьшающейся по направлению к суженной части. Минимальную толщину крышки можно определить по формуле: ,где: ά- угол полураствора конической крышки, °- напряжение от сил инерции самой обечайки.МПа,мПринимаем δкр=8мм.Соединительное кольцо представляет собой накидную гайку, которая навинчивается на корпус барабана посредством левой трапецеидальной или прямоугольной резьбы и своим выступающим внутрь бортом прижимает крышку барабана к его корпусу. На борт кольца действуют две силы: сила упругости резиновой прокладки, которая возникает при сборке барабана и сила от давления рабочей жидкости, действующей в осевом направлении. Обычно сила упругости по сравнению с силой от давления жидкости составляет незначительную величину, поэтому ее можно не учитывать. Осевую силу от давления рабочей жидкости на крышку можно определить по формуле:кН.Предварительно задавшись шириной борта b=5мм, определяем толщину борта соединительного кольца из условия работы борта на изгиб.где:Rкр- наружный радиус крышки, м;- допускаемое напряжение при изгибе, Па.м.Принимаю δб=4мм.Допускаемое напряжение при изгибе обычно принимают равным допускаемому напряжению при растяжении, [σи]=[σ].То же сечение борта проверяется на срез по условию:,где: [τср]- допускаемое напряжение при изгибе, Па.Допускаемые напряжения при срезе обычно принимают [τср]=(0.2÷0.3)∙σт.[τср]=(0.2÷0.3)∙245=49÷73.5МПа,МПа.Наружный радиус кольца Rк определяется из условия прочности кольца при его растяжении в опасном сечении:где: Rр- наружный радиус винтовой нарезки, м.Необходимое число витков винтовой нарезки кольца определяется из условия работы нарезки на изгиб:,где: t- шаг нарезки, м.Полученное число витков округляется до большего целого числа, после чего винтовая нарезка проверяется по напряжениям смятия:Принимаю Z=1.,где: Rв- внутренний радиус винтовой нарезки, м;[σсм]-допускаемое напряжение при смятии, МПа (принимаю [σсм]=59÷88МПа).Угол подъема винтовой линии взаимосвязи с шагом резьбы:,°.2.4 Расчет турбогенератора реактораНоминальная кажущаяся мощность:МВА.Предварительный диаметр расточки статора для машины с р=1.D1 = 1170 мм.Предварительный диаметр бочки ротора по рис. 3-4 [1] принимаю:D2 = 1000 мм.Диаметр бочки ротора D2 = 1000 мм является нормированным. Предварительное значение машинной постоянной Арнольда:СА = 7.51010 мм3/минМВА.Предварительное значение длины статора:мм.Предварительно принимаем длинну бочки ротора l2 = l1.Предварительное значение линеной нагрузки:А1 = 1400 А/см.Предварительное значение индукции в зазоре:В = 0.86 Тл.Предварительное значение полюсного деления:мм,Где р число пар полюсов Значение зазора:мм.Принимаем окончательно = 70 мм.Окончательное значение диаметра расточки статора :D1 = D2 + 2 = 1000 + 2 70 = 1140 мм,Окончательное значение полюсного деления: мм.Определим ориентировочное значение главных технико-экономических показателей. Отношение длины статора к диаметру:.Полученное значение 1 < 5 соответствует расходу меди на обмотку статора, близкому к минимальному.Отношение длины бочки ротора к диаметру:.Полученное значение 2 соответствует расходу меди на обмотку ротора, близкому к минимальному.Ожидаемая первая критическая частота nк1=2450 об/мин, nк2=4250 об/мин. Обе частоты лежат вне зоны резонансных частот. Следовательно, расчёт критических частот вращения вала не требуется.Ожидаемый к.п.д. 98.5%Маховый момент: тм2. Масса двухполюсного турбогенератора : м3.Соответствующая вышеприведённому соотношению масса генератора будет: G = 170 тДля оценки индуктивного сопротивления рассеяния обмотки статора принимаем отношение h1/D1=0.2 и наиболее благоприятный относительный шаг обмотки статора β=0.889. Для отношения определяем .Сверхпереходное индуктивное сопротивление по продольной оси найдём по выражению.Выбор обмоточных данных статора:Номинальный ток статора: A.Т.к. генератор при непосредственном охлаждении имеет мощность свыше 1000 МВА, то для ограничения тока в пазу, улучшения отвода тепла от обмотки и снижения электродинамических усилий, выбираем число параллельных ветвей а = 2. Число активных проводников в пазу SП1 = 2. Обмотка стержневая петлевая.Объём тока в пазе: A.Предварительно зубцовый шаг по расточке статора: мм.Предварительное число пазов статора:.Окончательно в соответствии с табл. 5-2 [1] Z1 = 72.Число пазов на полюс и фазу:.Окончательное значение зубцового шага и линейной нагрузки: мм, А/см.Принимаем относительный шаг = 0.889. При этом первый частичный шаг y1 и обмоточный коэффициент kоб1 = 0.941.Число последовательно соединённых витков в фазе:.Принимаем предварительно ширину паза статора:bП1 = 0.45 t1 = 0.45 49.74 = 22.383 мм.Двухсторонняя толщина изоляции по ширине паза при напряжении U = 18 кВ, 2bi1 = 12.8 мм.Предварительная ширина элементарного проводника при двух проводниках по ширине паза (n1 = 2) определяется как: мм,где i = 0.3 мм – двухсторонняя толщина собственной изоляции проводника.Окончательно принимаем по табл. 5-6 [1] bm1 = 5.Окончательно ширина паза:bП1 = n1(bm1+i) + 2bi1 = 2(5+0.3) +12.8 = 23.4.Отношение bП1/ t1= 23.4/ 49.74 = 0.47Принимаем предварительную плотность тока:j1 = 6.75 А/см2.Требуемая площадь поперечного сечения стержня: мм.Принимаем комбинированный стержень с тремя сплошными проводниками на один полый N=3 и отношением высоты сплошного проводника к высоте полого ам.с/ам.п=0.4.Предварительная высота полого проводника:мм.В соответствии с ГОСТ 16774-78 для медных проводов марки ПСДП, выбираем ближайшее значение для высоты сплошного проводника, из предложенного ряда. ам.п =5 мм.Площадь сечения элементарного полого проводника bМ1×аМ.П.=5×5=25 мм2,qМ.П.=25 мм2.Предварительная высота сплошного проводника: мм.Принимаю по табл. 5-7 [1] аМ.С=2 мм, и площадь сечение проводника bМ1×аМ.С.=5×2 равна qМ.С.=9.637 мм2.Площадь сечения меди одной группы:Требуемое число групп в стержне: принимаем mГ = 6При этом сечение стержня:Окончательно плотность тока: А/см,что незначительно (на 2%) отличается от принятой ранее.Суммарная толщина изоляции по высоте паза для напряжения U = 18 кВ составляет hi = 36.3 мм. Высоту клина принимаем hk1 = 25 мм, место на транспозицию проводников равно:Высота паза статора:Таблица 2.2 - Выкладка паза статораПоз.Рис. 2-1Содержимое пазаРазмеры, ммпо высотепо ширине-Полый проводник5+0.3=5.35+0.3-Сплошной проводник5+0.3Итого:12.25.3Размеры стержня-Медь (по высоте 6 групп + транспозиция)1Изоляция переходов0.4-2Изоляция между полустержнями-0.53Выравнивающая масса0.40.24Накладка2.0-5Полупроводящее покрытие0.30.36Изоляция от корпуса11117Полупроводящее покрытие0.90.9Итого:93.523.5Размер паза-Два стержня (по высоте)23.58Прокладка на дне паза1-9Прокладка между стержнями5-10Прокладка под клин1--Зазор на укладку0.50.5-Клин25-ИТОГО:Магнитный поток в зазоре при холостом ходе и номинальном напряжении: Вб.Полная длина сердечника: мм.Принимаем ширину пакета и канала bp=60 мм, bк=10 мм.Число вентиляционных каналов:Длина активной стали без каналов: мм,эффективная длина стали мм.Принимаем холоднокатаную электротехническую сталь марки 3413 толщиной 0.5 мм. Направление проката – вдоль магнитных линий в спинке статора.Принимаем Ва1=1.5 Тл.Требуемая площадь сечения спинки статора: м2;высота спинки: мм.Внешний диаметр сердечника статора: мм.Длина лобовой части стержня: мм.Длина витка обмотки статора: мм.Сопротивление постоянному току обмотки статора при 15 оС: Ом.при 75 оС:Ом.Вентиляционную схему сердечника статора принимаем одноструйной, схему охлаждения обмотки статора водой – два стержня последовательно.Проверим вибрационное состояние сердечника статора.Средний диаметр спинки статора: мм.Масса меди обмотки статора:кг,где m = 8.9 10-6 кг/мм3 – плотность меди.Площадь спинки: м2.Масса спинки сердечника статоракг,где Э= 7.6 103 кг/м3 – плотность меди.Площадь пазов статора: мм2.Площадь зубцов статора:Масса зубцов сердечника статора: кг.Отношение массы собранного сердечника к массе спинки;величина, характеризующая изгибную жесткость сердечника,,где md=2р - число периодов деформации на окружности.Собственная частота колебаний сердечника статора: Гц,где Ес=13×104 МПа – модуль упругости сердечника вдоль проката.Динамический коэффициент:.Амплитуда вибраций:Полученное значение амплитуды вибраций допустимо.Выбор обмоточных данных ротора:Определяем ожидаемое напряжение в роторе: для диаметра D2=1000 мм напряжение в зубцах σz=240 МПа, а в бандажном кольце σб=480 МПа.По номограмме для D2=1000 мм и σz=240 МПа находим: h2=145 мм; мм2; МПа; ; мм.По табл. 6-3 [1] выбираем наиболее часто применяемую в турбогенераторо-строении медь шириной мм. Двухсторонняя толщина изоляции мм и, следовательно ширина пазамм.Найдём ширину зубы и число пазовых делений ротора: мм;.Принимаем .Предварительно принимаем отношение числа пазов к числу пазовых делений ; тогда число пазов равно: .Окончательно по табл. 6-1 и 6-2 [1] , ; ; .М.д.с. реакции якоря по прямоугольной волне на один полюс: А.М. д. с. короткого замыкания статора, приведённая к обмотке ротора: А.Номинальная м. д. с. возбуждения:Ожидаемая плотность тока: А/мм2,что согласуется с рекомендациями.По сортименту меди для принятой ширены меди мм может быть принята медь высотой мм с сечением мм2. Для образования каналов в лобовой части обмотки принимаются по высоте два проводника в одном витке катушки.По рекомендациям принимаем высоту клина мм и толщину подклиновой прокладки мм. Материал клина – дюралюминий.Для размещения меди в пазу остаётся высота:мм.Возможное число витков в катушке будет:,где мм – изоляция между витками катушки.Принимаем .Число витков обмотки возбуждения на полюс:.Окончательная высота паза ротора:мм,где мм – прокладка на дне паза;окончательная минимальная ширина зубца: мм,что больше минимальной допустимой ширины.Номинальный предварительный ток возбуждения:А,что приемлемо.Задаёмся индукцией в спинке ротора Тл.Необходимое сечение спинки ротора для получения принятой индукции: м2.Диаметр центрального отверстия: мм.Необходимая длина бочки ротора: мм.Разность между длиной бочки ротора и сердечника статора больше 150 мм. Для уменьшения l2 следует уменьшить высоту паза ротора. Для этого принимаем . Тогда получим ; мм; мм; А и мм. Все полученные значения приемлемы.Средняя длина лобовой части обмотки ротора на одну сторону:мм.Средняя длина витка обмотки ротора: мм.Принимаем относительное сечение канала в витке обмотки ротора , где - сечение витка обмотки ротора.Расчётное сечение меди мм2.Сопротивление обмотки ротора при 15 °С: Омпри 75 °С: Омпри 100 °С: Ом.Напряжение возбуждения в номинальном режиме: В.Напряжение возбуждения на кольцах не превышает допустимое.Таблица 2.3 - Выкладка паза ротораПоз.Элемент пазаРазмер, ммпо высотеПо ширине-Медь281Прокладка под клин10-2Прокладка между витками-3Изоляция от корпуса (Гильза)-4Прокладка на дне паза0.5--Клин34--Зазор на укладку-0.5Итого103.532.5Относительная высота паза ротора:;относительная площадь пазовых делений ротора:,что соответствует рекомендациям.Ожидаемые механические напряжения в корне зубца для и : МПа,что приемлемо и хорошо согласуется с величиной принятой вначале.Электромагнитный расчёт:Все дальнейшие расчёты удобно проводить в табличной форме (табл. 2.4).Таблица 2.4 – Расчёт точки холостого хода при номинальном напряженииОбозначениеФормула(Источник)ДействияЗначениеDZ1/3, мм1286.67DZ0.2, ммD2 – 1.6 h21000 - 1.6 103.5834.4DZ0.7, ммD2 – 0.6 h21000 - 0.6 103.5937.9bZ1/3, мм32.11bZ0.2, мм22.08bZ0.7, мм28.85 sin Табл. 8-1[1]-7.64Qa1, м21.38Qz1/3, м22.57Q, м24.81Qz0.2, м22.58Qz0.7, м23.01Qa2, м2(D2 – 2 h2 – D0) l2 10-6(1000-2103.5-120)435910-62.9Продолжение табл. 2.4D0, мм0.12 D20.12 1000120kC11.03kC21.015kCk1.004kCr*1.01kCkC1 + kC2 – 1 + kCk – 1 + + kCr – 11.03 + 1.015 – 1 + 1.004 – – 1 + 1.01 – 11.059k1/31.18k0.21.47k0.71.126k0.94Ba1, Тл1.5B’a1, Тлk Ba10.94 1.51.41BZ1/3, Тл1.61B, Тл0.86Полученные значения индукции лежат в допустимых приделах.Ha1, А/смТабл. 8-3 [1]-3.26HZ1, А/смТабл. 8-4 [1]-73.5Da0, ммDa – ha12372 – 3961976Продолжение табл. 2.4la1, мм1035la2, мм396.5Fa1, А337.4FZ1, А1617F, А0.8BkC1030.8 0.86 70 1.059 10351001F’, АF +FZ1 + Fa151001+1617+337.452955.4h, ммh2 – (hK2 + hM)103.5 – (34+ 10)59.5S, Гн3.1310-6ФS, ВбS F’3.13 10-6 52955.40.166Ф2, ВбФ0 + ФS4.14 + 0.1664.3BZ0.2, Тл1.67BZ0.7, Тл1.43Ba2, Тл1.48HZ0.2, А/см--71HZ0.7, А/см--26Hа2, А/см--31.3FZ2, А502Fа2, А1241F0, АF’ + FZ2 + Fа252955.4 + 502 + 124154698.4Продолжение табл. 2.4i0, А1709i, А1593k**1.07Расчёт характеристики холостого хода:Расчёт характеристики холостого хода представлен в табл. 2.5. Зависимость приведена на рисунке 2.1.Таблица 2.5 - Расчёт характеристики холостого хода.U/Uн0.71.01.11.21.31.4Ф0, Вб2.8984.144.554.9685.3825.796, Тл0.9871.411.5511.6921.8331.974ВZ1/3, Тл1.1271.611.7711.9322.0932.254B, Тл0.6020.860.9461.0321.1181.204Ha1, А/см1.783.264.517.7219.66100HZ1, А/см3.5873.51453858601320Fa1, А184337.4467799203510350FZ1, А78.71617319084701892029040F, А357015100156101612016630171402F’, А3596452955597587047087256110792ФS, Вб0.1120.1660.1870.220.2730.347Ф2, Вб3.014.3064.7375.1885.6556.143ВZ0.2, Тл1.161.671.842.012.192.38ВZ0.7, Тл11.431.571.721.882.04Вa2, Тл1.041.481.631.791.952.12HZ0.2, А/см50711604009901620HZ0.7, А/см13.52644.683220600Ha2, А/см13.8731.356120340810FZ2, А328.650210592499626111488Fa2, А5451241222047581348132116F0, А36837546986303777727106998154396i0, А115117091970242833434824i0, о.е.0.671.01.151.421.952.82Рис. 2.1. Характеристика холостого хода и диаграмма Потье турбогенератора (р=1).Расчёты для построения диаграммы Потье представлены в табл. 2.6.На основании дополнительных построений на рис. 2.2 рассчитана регулировочная характеристика , изображенная на рис. 2.3. Расчётные данные для построения регулировочной характеристики сведены в табл. 2.6.Таблица 2.6 - Расчётные данные для построения регулировочной характеристики, о.е.0, А169822202850353942645023Рис. 2.2. Регулировочная характеристика турбогенератора (р=1)Расчёт тока возбуждения в номинальном режимеРасчёт тока возбуждения в номинальном режиме приведен в табл. 2.7.Таблица 2.7 - Расчёт тока возбуждения в номинальном режимеОбозначениеФормулаДействиеЗначениеh31, ммhK1 + h3 + hic 25 + 1 + 7.533.5h11, ммh1 – (h31 + h5 + hic )220 – (33.5+ 1 + 7.5)178 xП, %8.43xS, %6.6xl, %xП + xS8.43+6.615.03хp, %xl + 2.515.03 + 2.517.53ia, А2724iн, АРис. 4-1-4264Это находится в передалах, рассчитанных в пункте 3.j2 , А/мм211.2UВ, Вiнr2(100) + UЩ4264 0.055 + 2236.