Текст
В книге кратко рассмотрены, некоторые
вопросы теории трансформаторов, а также по-
дробно излагаются основы расчеса и конструи-
рования трансформаторов а дросселей, малая
мощности различных типов для радиотехниче-
ских устройств.
Книга предназначена для инженерно-техниче-
ских работников радиопромышленности и может
быть использована студентами старших курсов
втузов.
6Ф2 13 Ьелополъский Исай Ильич, Пикалова Лилия Григорьевна.
Б 43 Расчет трансформаторов и дросселей малой мощности,
М. — Л , Госэиергопздат, 1963. 273 с с ичл.
6Ф3.13
* * *
Редактор А Ф- Сенченко» Техн редактор Г- Г. Ларионов
Сдано н пр-во 10/1Х 1962 г, Подписано к печати 17/XII 1‘И,2 г.
Формат б)маги 84х108’/м 13.9'1 п л 14,8 уч -тд ч.
3 I 1,344 Тираж 23 ОПП экз, Цена 89 коп. Ык.а i 25«9
Типография Госэпергоиздата Москва, Шлюзовая паб , 10.
ПРЕДИСЛОВИЕ
В различной радиотехнической и электронной аппа-
ратуре нашли широкое применение электромагнитные
элементы типа трансформаторов и дросселей. Наиболее
широко трансформаторы и дроссели применяются во всех
схемах электрического питания радиоустройств: выпря-
мителях, фильтрах*, стабилизаторах и регуляторах на-
пряжения н тока.
В связи с этим стало уделяться большое внимание
вопросам расчета, конструирования и изготовления ма-
ломощных трансформаторов н дросселей питания радио-
аппаратуры.
В настоящей книге сделана попытка обобщения мно-
гочисленных н разнообразных по своему подходу К ре-
шению поставленной задачи работ ряда советских уче-
ных и инженеров, посвящеииых вопросам рационального
расчета указанного выше класса трансформаторов и
дросселей. Среди этих работ следует указать на работы
д, т. и. Г. С. Цыкина, посвященные технико-экономиче-
ским основам проектирования трансформаторов и дрос-
селей малой мощности, работы д. т. и. Б. П. Терентьева
и к. т, н. К. Б. Мазеля, посвященные вопросам расчета
выпрямительных трансформаторов н сглаживающих
дросселей электрических фильтров, В. С, Овнаняна и
Б. М. Цеймаха — по вопросам расчета тепловых режи-
мов трансформаторов питания, Е. И, Каретниковой н
А- Ф, Сенченкова —- по вопросам рационального расчета
трансформаторов, выбора нх цанвыгоднейшей конфи-
гурации и принципам построения рядов магпнтопро-
водов, к. т. н. Р. X. Вальяна и Р. А. Ляшевского —
по вопросам оптимальной геометрии маломощных транс-
форматоров, к. т. н. А. В. Захарова и к. т. п. Н. М. Ти-
щенко — по расчету трансформаторов па частоту 400 гц
и | В, Л. Брейман|—по расчету тороидальных транс-
форматоров.
3
В книге использованы также и результаты работы
авторов по вопросам оптимальной геометрии, а ’|акжс
методике расчета трансформаторов питания и дросселей
различных типов (в том числе дросселей переменного
тока, сглаживающих дросселей электрических фильтров
и дросселей насыщения).
В первой главе, которая служит как бы введением
к книге, рассмотрены основы теории трансформаторов
и дросселей. Во второй главе весьма сжато рассмотрены
основные конструкции трансформаторов и дросселей ма-
лой мощности. Третья глава посвящена технико-эконо-
мическим основам проектирования трансформаторов и
Дросселей. Основное внимание в этой главе уделено во-
просам отыскания оптимальных соотношений между
основными геометрическими размерами, выбору опти-
мальной конфигурации и принципам построения рядов
магнитопроводов. В четвертой, пятой и шестой главах
рассмотрены методы расчета трансформаторов различ-
ных типов, дросселей переменного тока, сглаживающих
дросселей и дросселей насыщения. Все главы снабжены
подробными примерами расчета и справочными мате-
риалами.
Первая и вторая главы написаны И. И. Белополь-
ским; третья, четвертая, пятая и шестая главы написаны
совместно И. И. Белопольским и Л, Г. Пикаловой. Все
примеры расчета выполнены Л. Г. Пикаловой.
Авторы приносят свою искреннюю благодарность ре-
дактору книги А. Ф. Сенченкову за ряд ценных замеча-
ний, сделанных им в процессе редактирования книги.
Авторы с признательностью примут все замечания
по содержанию книги, которые просят направлять по
адресу: Москва, Ж-Н4, Шлюзовая наб., д. 10. Госэнерго-
издат.
Авторы
СОДЕРЖАНИЕ
Предисловие................................................ 3
Глава первая. Теоретические основы работы транс-
форматоров и дросселей ................................. 7
1-1. Основные определения. Классификация трансформаторов
и дросселей........................................ 7
1-2, Принцип действия трансформатора. Основные физичес-
кие процессы. Векторные диаграммы.................. 9
1-3. Параметры трансформатора. Тепловые процессы .... 15
1-1. Специальные типы трансформаторов................. 25
1-5. Дроссели......................................... 33
Глава вторая. Конструкция трансформаторов и дрос-
селей ................................................. 46
2-1. Условия применения и требования к конструкции транс-
форматоров и дросселей............................ 46
2-2. Материалы для изготовления магпитопроводов и обмо-
ток .............................................. 48
2-3, Конструкция магпитопроводов...................... 53
2-4, Конструкция обмоток.............................. 57
2-5. Конструктивное оформление трансформаторов и дрос-
селей ............................................ 64
Глава третья. Технико-экономические основы проек-
тирования трансформаторов и дросселей малой мощ-
ности ................................................. 75
3-1. Конструктивно-экономические требования к трансформа-
торам и дросселям................................. 75
3-2, Вывод основного расчетного уравнения трансформатора 77
3-3. Критическая мощность трансформатора.............. 85
3-4, Оптимальные соотношения размеров и выбор паивыгод-
нейшей конфигурации магпитопроводов трансформаторов 91
3-5, Оптимальные соотношения размеров и выбор паивыгод-
нейшей конфигурации магнитопроводов сглаживающих
дросселей.........................................112
5
3-6. Оптимальные соотношения размерон и выбор плпшлси-
нейшей конфигурации магнитопроводин др<цчтлей ласы
щения.............................................120
3-7. Ряды магнито проводов...........................1 13
Глава четвертая. Расчет маломощных трансформа-
торов .................................................140
4-1. Предварительные замечания.......................140
4-2. Определение электромагнитных и электрических нагру-
зок ..............................................143
4 3. Выбор магнитопровода. Определение потерь в стали и
тока холостого хода...............................146
4-4. Электрический и конструктивный расчет обмоток бро-
невых и стержневых трансформаторов................156
4-5. Определение нагрева обмоток.....................163
4-6. Определение падения напряжения и к. п. д. трансфор-
матора ............................................169
4-7. Особенности расчета тороидальных трансформаторов 172
4-8. Методика расчета трансформаторов малой мощности 180
4-9. Пример расчета броневого трансформатора.........183
4-10. Пример расчета тороидального трансформатора ... 188
Глава пятая. Расчет специальных трансформаторов |93
5-1. Особенности расчета высоковольтных и высоконотеп-
циальиых трансформаторов..........................193
5-2. Расчет автотрансфор.маторов......................209
5-3. Расчет трехфазнык трансформаторов................213
5-4. Расчет выпрямительных трансформаторов'...........215
Глава it] с с т а я. Расчет дросселей.....................223
6-1. Расчет дросселей переменного тока................223
6-2. Расчет сглаживающих дросселей электрических фильт-
ров ............................................ 230
G-3. Расчет дросселей насыщения.......................237
Приложения................................................251
Литература................................................272
ГЛАВА ПЕРВАЯ
ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ РАБОТЫ
ТРАНСФОРМАТОРОВ И ДРОССЕЛЕЙ
1-1. ОСНОВНЫЕ ОПРЕДЕЛЕНИЯ- КЛАССИФИКАЦИЯ
ТРАНСФОРМАТОРОВ И ДРОССЕЛЕЙ
Трансформаторами называются статические электро-
магнитные устройства, используемые для преобразова-
ния электрической энергии и се передачи из одних цепей
в другие. С помощью трансформаторов можно преобра-
зовывать основные параметры электрической энергии
в цепях переменИ|Ого тока: напряжение, силу тока и фор-
му кривой. Каждое из этих преобразований обычно осу-
ществляется одновременно с передачей энергии электро-
магнитным путем в другую электрическую цепь, нс свя-
занную непосредственно с той цепью, откуда эта энергия
подводится. Однако передача энергии в трансформаторе
возможна не только электромагнитным, но и комбини-
рованным (электромагнитно-электрическим) путем. Та-
кой тнц трансформатора известен под -названием авто-
трансформатора.
Трансформатор может быть использован также для
передачи энергии электромагнитным путем из одной це-
пи в другую без ее преобразования. Такой тип транс-
форматора, применяемый для изоляции одной электри-
ческой цепн от другой, называется изолирующим.
Следует отметить, что в трансформаторах осущест-
вляется одновременно преобразование не одного, а не-
скольких перечисленных выше параметров электриче-
ской энергии. Так, например, преобразование напряже-
ния всегда происходит с изменением силы тока.
Дросселями называются статические электромагнит-
ные устройства, используемые в электрических цепях
в качестве индуктивных сопротивлений.
7
Различают следующие разновидности дросселей.
дроссели переменного тока, называемые также индук-
тивными катушками, сглаживающие дроссели электри-
ческих фильтров и дроссели насыщения.
Дроссели могут использоваться как в цепях пере-
менного тока (индуктивные катушки и дроссели насы-
щения), так и в цепях, в которых, кроме переменной,
имеется и постоянная составляющая напряжения или
тока (сглаживающие дроссели).
В дросселях н трансформаторах имеют место различ-
ные по своему характеру электромагнитные процессы.
Основное различие заключается в том, что магнитный
поток в сердечнике трансформатора определяется прило-
женным напряжением и практически не зависит от тока
нагрузки, в то время как магнитный поток в сердечнике
дросселя определяется током нагрузки и практически не
зависит от приложенного к цепи напряжения.
Электромагнитные процессы в сглаживающих дроссе-
лях и в дросселях насыщения существенно отличаюгся
от аналогичных процессов в дросселях переменного тока
наличном в их сердечниках как переменного, так н по-
стоянного магнитного потока.
Следует, однако, отметить, что в сердечниках неко-
торых типов трансформаторов (например, выпрямитель-
ных) протекает также и постоянный (подмагничиваю-
щий) магнитный поток-
В основу классификации многочисленных разновид-
ностей трансформаторов н дросселей могут быть поло-
жены разнообразные признаки, определяемые их элек-
трическими параметрами н конструкцией.
Трансформаторы питания малой мощности обычно
делятся:
а) по напряжению — на низковольтные, высоковольт-
ные и высокопотенциальпые;
б) по частоте питающей сети — на трансформаторы
промышленной частоты (50 гц) и па трансформаторы
повышенной частоты (400—2400 гц);
в) по числу фаз — на однофазные, трехфазные, ше-
стифазные и т. д.;
г) по коэффициенту трансформации — на повышаю-
щие и понижающие;
д) по числу обмоток—на двухобмоточные и на мно-
гообмоточные;
3
е) по виду связи между обмотками — па трансфор-
маторы с электромагнитной связью (с изолированными
обмотками) н на автотрансформаторы с электромагнит-
ной н электрической связью, т. е. со связанными обмот-
ками;
ж) по конструкции магнитопровода — на стержне-
вые, броневые и тороидальные;
з) по конструкции обмоток — на катушечные, галет-
ные и тороидальные;
и) по конструкции всего трансформатора — на от-
крытые н закрытые;
к) по назначению — на выпрямительные, накальные,
анодно-накальные и т. д.
Некоторые из перечисленных выше видов классифи-
кации трансформаторов (пп. «а», «б», «ж», «з», «и») мо-
гут быть также использованы и для классификации
дросселей. Кроме того они подразделяются:
а) по виду вольт-амперной характеристики — на ли-
нейные (ненасыщенные) н нелинейные (насыщенные);
б) по возможности изменения величины индуктивно-
сти — на регулируемые и нерегулируемые;
в) по виду регулировки — па дроссели регулируе-
мые путем изменения величины воздушного зазора или
путем изменения тока подмагничивания;
г) по назначению— на балластные, токоограничи-
вающие (реакторы), сглаживающие и регулирующие.
1-2. ПРИНЦИП ДЕЙСТВИЯ ТРАНСФОРМАТОРА. ОСНОВНЫЕ
ФИЗИЧЕСКИЕ ПРОЦЕССЫ. ВЕКТОРНЫЕ ДИАГРАММЫ
Простейший трансформатор, принципиальная схема
которого приведена на рис. J-I, состоит из замкнутого
магнитопровода и двух обмогок. Одна из обмоток (пер-
вичная) -подключается к источнику переменного напря-
жения; другая обмотка (вторичная) соединяется с на-
грузкой.
Рассмотрим вначале режим холостого хода трансфор-
матора, т. е. такой режим, при котором вторичная обмот-
ка отключена от нагрузки (рис. 1-2). Если первичную
обмотку соединить с источником переменного напряже-
ния t7j, то по этой обмотке будет проходить переменный
ток /о, называемый током холостого хода. Этот ток со-
9
здает переменный магнитный поток Фп, кспорый, замы-
каясь по магнитопроводу, пронизывает одновременно
первичную и вторичную обмотки н индуктирует в них
э. д. с. При синусоидальной форме кривой питающего
Рис. 1-2, Режим холостого хо-
да трансформатора.
напряжения эффективные значения этих э. д. с. будут на
основе закона электромагнитной индукции равны;
= 4/г;&у1Фыакс10-в; (1-1)
£s = WwKiaKu 10“R, (1-2)
где k — коэффициент формы кривой напряжения; для си-
нусоидальной кривой Лг = 1,11;
/ — частота источника переменного напряжения;
w2 — числа витков обмоток;
Фманс— амплитудное значение магнитного потока.
Из выражений (1-1) и (1-2) видно, что индуктируе-
мые в обмотках э. д. с. прямо пропорциональны числам
витков этих обмоток.
Разделив (1-1) на (1-2), получим;
p=^ = *T, (1-3)
w2 T1 '
где k? — коэффициент трансформации.
Пели пренебречь потерями энергии в первичной об-
мотке и в магнитол ров оде, а также считать, что весь
магнитный поток замыкается только по мапннтопроводу,
то э. д. с., индуктированная потоком Фо в первичной
обмотке, будет па основании закона Ленца прогивово-
10
ложна по знаку приложенному напряжению U।, а но
абсолютной величине — равна ему, т. е.
(1-4)
В реальном трансформаторе ток холостого хода, кроме
намагничивающей (реактивной) составляющей /ир, со-
здающей в сердечнике треш с фор матор а магнитный по-
ток Фо, содержит также и активную составляющую это-
го тока /Г)а, обусловленную потерями энергии в сердеч-
нике,
Поэтому
L - La Н- Lp- (1-5)
Первичная обмотка реального трансформатора обла-
дает активным сопротивлением /щ и в ней имеет место
активное падение напряжения
V, = - Еа1, (1-6)
где ЕЯ1 — фиктивная э. д. с,, компенсирующая падение
напряжения в первичной обмотке.
При прохождении тока по первичной обмотке со-
здается не только основной магнитный поток Фо, замы-
кающийся по магии го.проводу, но и магнитный поток
рассеяния Фрь замыкающийся в основном по воздуху
(рис. 1-2). Этот поток индуктирует в первичной обмотке
э, д, с. рассеяния
EP1 = I0^i> (1-7)
где Xj — фиктивное сопротивление, называемое индуктив-
ным сопротивлением рассеяния первичной
обмотки.
На основании закона равновесия э. д, с. приложенное
напряжение Ui должно уравновешиваться геометриче-
ской суммой £а| и Ер[, т. е.
IL -|- (Е1 -F Eai Ц- ЕР1) = 0. (1-8)
Подставив в (1-8) значения Еа1 и Ер1 из (1-6) и (1-7),
получим;
U, ----- Ej + V, + 10х1? (1-9)
П
На рис, 1-3 приведена векторная диаграмма транс-
форматора, работающего в режиме холостого хода. Из
диаграммы видно, что в этом режиме векторы э. д. с. Ej
и Е2 сдвинуты по отношению к приложенному напряже-
нию на угол, близкий к 180°. Так как при холостом ходе
падение напряжения в первичной обмотке обычно отно-
холосгом ходе.
сительно невелико, то векторы
Ui и Е, лишь незначительно
отличаются по величине друг
от друга. Поэтому коэффици-
ент трансформации можно
приближенно определить как
отношение напряжений обмо-
ток при холостом ходе, т, е.
(1-10)
Рассмотрим теперь физиче-
ские процессы, имеющие место
во время работы трансформа-
тора под нагрузкой.
Если к первичной обмотке
трансформатора подвести на-
пряжение t/j, а вторичную об-
мотку соединить с нагрузкой,
то в первичной и вторичной об-
мотках появятся токи 1} и /2
(рис. 1-4), а в его магнито-
проводе — магнитные потоки
ф} и Ф2, Так как причиной
появления потока Ф2 является
поток Фь то оба потока на основании закона Лен-
ца направлены встречно. При увеличении тока
нагрузки /2 ноток Ф2 увеличивается, а суммарный
магнитный поток в магнитопроводе Ф}—Ф2 — умень-
шается. Вследствие этого индуктированные суммарным
потоком э. д. с. Е[ и Е2 уменьшаются. Уменьшение Л]
вызывает увеличение тока первичной обмотки 1\ и пото-
ка Ф[, а также сумарпого магнитного потока Ф]- Ф2.
Уменьшение Е2 уменьшает величину тока /2 и шнока Ф>
и поэтому приводит к увеличению сум .мирного магнит-
ного потока.
Таким образом, изменения суммарного магнитного
1?
потока, вызванные увеличением тока /2, взаимно компен-
сируются, в результате чего суммарный поток остается
практически неизменным.
Совершенно очевидно, что и при постепенном умень-
шении тока /ц от некоторого значения до нуля суммар-
ный поток останется неизменным. Отсюда следует, что
суммарный ноток равен потоку при холостом ходе транс-
форматора, т. е,
ф,-ф,=ф0. (1-11)
Величину тока Л можно найти иа основании закона со-
хранения энергии. Если пренебречь потерями мощности
в обмотках и в магпитопроводе, то мощность первичной
обмотки равна мощности вторичной обмотки, т, е.
F / —Е / (1-12)
откуда £ 1 с (М3)
Сравнивая (1-3) и (1-13), получаем:
fа __ I, — г - - - -- А. т > (1-14)
откуда (1-15)
Выше мы установили, что магнитный поток в сердеч-
нике трансформатора остается неизменным при различ-
ных значениях тока нагрузки. Поэтому не изменяется и
магнитодвижущая сила! Ем. д. с.), создающая этот по-
ток. На основании этого
(Aw)0 = (aw)u, (1-16)
где (Aw)0 — ампер-витки холостого хода;
(Aw)n — ампер-витки нагруженного трансформатора.
При холостом ходе м, д, с. равна:
(Aw)u = Ioav (1-17)
Если трансформатор работает под нагрузкой, то на
магнитопровод действует сумма м. д. с. первичной и вто-
ричной обмоток, т. е.
(Aw)H = I1£O14-I2ffiJa,
(1-18)
13
Подставив в (1-16) значения (Aw)0 и (Aw)J( из (1-17) и
(1-18), получим:
(1-19)
Уранение (1-19) называется уравнением равновесия ма-
гнитодвижущих сил. Разделив правую и левую часть
уравнения (1-19) па wIt получим:
С = I. + Jv . (’-20)
В нагруженном трансформаторе, кроме основного ма-
гнитного потока, замыкающегося по магнитопроводу,
Рис 1-4 Работа трансформатора под
нагрузкой.
имеются потоки рассеяния Фр] и Ф1?,, замыкающиеся
в основном по воздуху (рис. 1-4). Эти потоки индукти-
руют в первичной и вторичной обмотках э, д. с. рас-
сеяния:
ЕР, = —1,х,; (1-21)
Е„,=-1Л. (1-22)
Для замкнутого контура, образованного источником
напряжения и первичной обмоткой трансформатора, по
аналогии с (1-9) имеем:
+ (1-23)
Вторичная обмотка трансформаторе! (являющаяся источ-
ником э, д. с. Е2) и нагрузка образуют второй замкиу-
14
тый контур, для которого на основании закона равновесия
э. д. с. имеем:
Е, - U2 Еа2 — Ej s - U2 + I2r, -j- I3x2. (1 -24)
На рис. 1-5 приведена векторная диаграмма трансфор-
матора, работающего при активно-индуктивной на-
грузке.
Рис Ц 5 Векторная диаграмма нагру-
женного трансформатора.
1-3. ПАРАМЕТРЫ ТРАНСФОРМАТОРА. ТЕПЛОВЫЕ ПРОЦЕССЫ
Основным параметром трансформатора является его
мощность. Различают электромагнитную, полезную, рас-
четную и типовую мощности трансформатора.
Электромагнитной мощностью трансформатора назы-
вается мощность, передаваемая из первичной обмотки
во вторичную электромагнитным путем; она равна про-
15
извещению э д. с этой обмотки на величину тока на-
грузки, т. е.
/\ч = £уа. (1-25)
Полезной, или отдаваемой, мощностью трансформа-
тора называется произведение эффективного напряже-
ния на зажимах вторичной обмотки на величину ее на-
грузочного тока
P2 = U2!2. (1-26)
Расчетной мощностью трансформатора называется
произведение эффективного тока, протекающего по об-
мотке, на величину напряжения на ее зажимах. Эта
мощность характеризует собой габаритные размеры об-
мотки, так как число витков обмотки определяется на-
пряжением на ее зажимах, а сечение провода — эффек-
тивным током. Расчетная мощность первичной обмотки
равна произведению напряжения па ее зажимах и тока,
потребляемого трансформатором из сети, т. е.
Л-ад. (1-27)
В том случае, когда трансформатор работает на чи-
сто активную нагрузку, отдаваемая им мощность равна
расчетной мощности вторичной обмотки и может быть
найдена по формуле (1-26). В трансформаторах же, ра-
ботающих на выпрямительные схемы, кривые токов пер-
вичной и вторичной обмоток являются, как правило, не-
синусоидальными. Кроме того, в некоторых схемах вы-
прямления через вторичную обмотку протекает постоян-
ная составляющая выпрямленного тока, в результате
чего значительно возрастает намагничивающий ток
трансформатора. Поэтому в выпрямительных трансфор-
маторах расчетные мощности обмоток всегда больше,
чем величина активной мощности, отдаваемой нагрузке
[Л. 1, 2].
Типовой, пли габаритной, мощностью называется
мощность, определяющая размеры всего трансформато-
ра. Ее величину определяют по формуле
, (1-28)
где Рг н Р2 — расчетные мощности обмоток трансформа-
тора.
|6
В процессе работы трансформатора в его магнито-
проводе и в обмотках затрачивается некоторая часть
подводимой к нему энергии и поэтому мощность, потреб-
ляемая трансформатором из сети, всегда больше мощно-
сти, отдаваемой нагрузке.
Потери в магнитопроводе (потери в стали) склады-
ваются из потерь на гистерезис при циклическом пере-
магничивании стали (около 90%) и потерь на вихревые
токи, возникающие в толще материала сердечника (око-
ло 10%). Однако обычно эти потери не разделяют,
а определяют их совместно, пользуясь при этом экспери-
ментально установленными зависимостями между индук-
цией и удельными потерями в стали. Так как при рав-
номерном распределении индукции по сечению магнито-
провода потери в единице объема однозначно опреде-
ляются величиной индукции, то указанную выше зави-
симость выражают в форме потерь на единицу веса ста-
ли (обычно на I кг) при заданной индукции. Полные
потери в стали могут быть определены по приближенной
формуле, справедливой в пределах рабочего участка
кривой намагничивания;
рст = ^((Гобб"'^ ^ст’ G"29)
где /гр — коэффициент размерности, см'1/в2 сек2;
Рю — удельные потери в стали при индукции В =
= 10000 гс;
GCT— вес магнитопровода, кг.
Потери в обмотках {потери, в меди) обусловлены
активным сопротивлением проводов. Величина потерь
в меди каждой обмотки может быть определена по фор-
муле
т, (1-30)
где б — плотность тока в обмотке, а/мм2;
апр — сечение провода, см2;
1пр — длина провода, см;
Рм — удельное сопротивление медного провода, ом* см.
Заменяя в (1-30) произведение snf)Znp его значением из
Gm Тм5пр^лр, 2, (1-31)
где GM — вес провода обмотки, г;
Ум —Удельный вес меди, г/см3,
2—2589 Г7
получаем:
= 7 3;Gm-104 вт. (1-32)
I м
Если плотности тока в обеих обмотках одинаковы, а о
суммарные потери в меди этих обмоток могут быть най-
дены по формуле (1-32), где G4 —обший вес меди обеих
обмоток.
Коэффициентом полезного действия (к.п.д.) называ-
ется отношение полезной активной мощности, отдавае-
мой в нагрузку, к активной мощности, потребляемой
трансформатором из сети, т, е.
^р, + ^+тт- П-ЗЗ)
Важными параметрами трансформатора являются
падение напряжения в обмотках и ток холостого хода.
Падение напряжения в обмотках трансформатора
складывается из падений напряжения в активном и ре-
активном сопротивлениях первичной и вторичной обмо-
ток Его принято выражать в процентах от номинально-
го напряжения первичной обмотки. Активная составляю-
щая падения напряжения, если пренебречь током холо-
стого хода, может быть определена из выражения
— (^ + ^)Л-=/'тРЛ, й, (1-34)
где г, — активное сопротивление первичной обмотки;
г2—активное сопротивление вторичной обмотки, при-
веденной к первичной;
гтр—полное активное сопротивление трансформатора,
приведенное к первичной обмотке.
Величина активной составляющей падения напряжения,
выраженная в процентах, равна:
и + А,) р
Уа"/о = тГ 100= , 7 2 • 100 = £- 100. (1-35)
Реактивная составляющая падения напряжения
может быть определена из выражения
в, (1-36)
18
где Xjиндуктивное сопротивление первичной оомотки;
,г2 — индуктивное сопротивление вторичной обмотки,
приведенное к первичной;
Лтр— полное индуктивное сопротивление трансформа-
тора, приведенное к первичной обмотке.
Величина реактивной составляющей падения напряже-
ния, выраженная в процентах, равна:
(/„»/,= ^103. (1-37)
Напряжением короткого замыкания называют па-
дение напряжения в об.мотках трансформатора при номи-
нальном токе нагрузки, выраженное в процентах от номи-
нального напряжения первичной обмотки,
е„»/о^Т'ир/о-Н7р°/о. (1-38)
Действительно, если замкнуть вторичную обмотку транс-
форматора накоротко и установить в первичной и вто-
ричной обмотках ток, равный номинальному, то напряже-
ние, приложенное к первичной обмотке трансформатора,
будет равно полному падению напряжения в его об-
мотках.
В условиях реальной нагрузки падение напряжения
в обмотках трансформатора зависит от коэффициента
мощности (coscps) его нагрузки.
Величину падения напряжения при номинальной на-
грузке и заданном costpa можно найти из рис. 1-5. Эта
величина, как показано в [Л, 3], может быть найдена из
выражения
Д/7% L/ai°/0 cos f j + L/A3% cos +
4- sin <?x 4- L/1)3 Sin ?2, (1-39)
где й/г11°/0, й/р?/о~ падения напряжения со-
ответственно в активном и реактивном сопротив-
лениях первичной и вторичной обмоток.
Ток холостого хода трансформатора складывается из
двух составляющих—активной и реактивной (намагничи-
вающей). Его принято выражать в процентах от поминаль-
ного тока первичной обмотки.
2* 19.
Активная составляющая тока холостого хода
может быть определена из выражения
/оа=^-,а, (1-40)
где РСТ — полные потери в стали, определенные из (1-29).
Величина активной составляющей, выраженная в процен-
тах, равна:
Ла°/о = -"-ЮО = ^-100. (1-41)
Реактивная составляющая тока холостого хода
может быть определена из выражения
Jop = ^i, а, (1-42)
где QCT — намагничивающая мощность, т. е мощность,
необходимая для создания в магпитопроводе трансфор-
матора заданного значения магнитной индукции.
Намагничивающая мощность складывается из мощ-
ности, необходимой для создания магнитной индукции
в стали и в воздушных зазорах магнитопровода.
При проектировании небольших трансформаторов на-
магничивающую мощность обычно не разделяют, а опре-
деляют ее при помощи экспериментальных зависимостей
между индукцией и удельной намагничивающей мощ-
ностью для всего магиитопровода в целом.
Полная намагничивающая мощность может быть
определена по формуле
Qct —Qc,тб?ст» (1-43)
где 7Ст — полная удельная намагничивающая мощ-
ность, ва[кг.
Величина реактивной составляющей тока холостого,
хода, выраженная в процентах, равна:
/„р%=А?-100Д^100. (1-44)
Ток холостого хода, выраженный в процеи1ах от но-
минального тока первичной обмотки, может быть опреде-
лен нз выражения
(1-45)
20
Коэффициент мощности, трансформатора можно най-
ти, зияя активную мощность и полную (кажущуюся)
мощность, потребляемую трансформатором из сети, по
формуле
COS<f>Tp —
м
(1-46)
'Выражение (1-46) верно лишь при активной нагруз-
ке трансформатора. При активио-индуктнвной нагрузке
под Р2 следует понимать лишь активную составляющую
отдаваемой трансформатором мощности.
О качестве трансформатора можно судить по его
энергетическому коэффициенту (ц cos ср), представляю-
щему собой отношение активной мощности, отдаваемой
в нагрузку, к полной (кажущейся) мощности, потребляе-
мой им из сети,
Т| cos у = .
(1-47)
После того как определены основные параметры
трансформатора, можно перейти к рассмотрению проис-
ходящих в нем тепловых процессов. Выше уже отмеча-
лось, что во время работы трансформатора в меди обмо-
ток и в стали сердечника возникают потери энергии, вы-
деляющиеся в виде тепла и приводящие к нагреву
сердечника и обмотки.
По мере роста температуры нагреваемого тела возни-
кает разность (перепад) температур между этим телом
и окружающей средой. Под влиянием температурного
перепада часть тепла от нагретого тела передается окру-
жающей среде тремя различными путями — лучеиспу-
сканием, конвекцией и за счет теплопроводности.
Чем больше разность температур, тем большая часть
тепла отводится в окружающую среду и тем меньшая
ого часть расходуется на увеличение температуры обмо-
ток и сердечника. При длительной непрерывной работе
трансформатора наступает, наконец, такой момент, ког-
да все тепло, выделяемое в сердечнике и в обмотках, от-
водится в окружающую среду, дальнейшее повышение
их температуры ‘прекращается, и наступает тепловое рав-
новесие, при котором температура сердечника и обмоток
остается в дальнейшем неизменной.
21
Установившейся температурой называется темпера-
тура обмотки (сердечника) при тепловом равновесии.
Температурой перегрева обмотки (сердечника) назы-
вают разность между установившейся температурой об-
мотки (сердечника) и температурой окружающего воз-
духа. Примерный характер изменения -температуры пе-
Piiic. 1-6. Зависимость изменения температу-
ры перегрева от времени работы трансфор-
матора.
регрева в зависимости от времени работы трансформа-
тора приведен па рис. 1-6.
Опытом установлено, что кривая нагрева (рис. 1-6)
достаточно близко совпадает с экспоненциальной кри-
вой, выражаемой уравнением
/
Дт = ДтусЦ1 — е Т), °C, (1-48)
где Дт — температура перегрева в произвольный момент
времени, °C;
Дтуст — установившаяся температура перегрева, °C;
£ = 2,718 — основание натуральных логарифмов;
t — время, прошедшее с момента включения транс-
форматора, мин;
Т — постоянная времени нагрева, мин.
Если бы все тепло, выделяемое в обмотках и сердеч-
нике, затрачивалось лишь на их нагрев и передача теп-
ла окружающей среде отсутствовала, то температура пе-
регрева о'бмоток и сердечника менялась бы по линейно-
му закону (как показано пунктирной прямой на рис. 1-6)
22
и достигала бы своего установившегося значения значи-
тельно быстрее, чем это происходит фактически, По-
стоянной времени нагрева (Т) называется время, в те-
чение которого достигается установившаяся температу-
ра перегрева при полной тепловой изоляции нагревае-
мого тела от окружающей средни
Из уравнения (1-48) видно, что уже при 1 = 4Т дости-
гается температура перегрева, равная 98% от устано-
вившейся. Поэтому можно без существенной погрешно-
сти считать, что за это время процесс нагрева заканчи-
вается.
Величину постоянной времени нагрева трансформато-
ра Т можно найти, исходя из следующих соображений.
Если вся энергия, выделяемая в трансформаторе,
расходуется целиком на его нагрев и передача тепла
окружающей среде отсутствует, то справедливо следую-
щее уравнение теплового равновесия:
Pnt — ki;cTpGTp' (1-49)
где Рп = РстРм — суммарные потери в трансформа-
торе;
стр — суммарная удельная теплоемкость
трансформатора;
GTP — общий вес трансформатора.
При достижении установившейся температуры пере-
грева t^=T и Дт —Д*суст. После подстановки этих значе-
ний в (1-49) можно найти постоянную времени Т по фор-
муле
~ Д'СустСтрОтр /< [-«
Рст+Рм ’
Суммарная удельная теплоемкость и общин вес транс-
форматора могут быть найдены из выражений
_ __ C’eTGcT + CmGm + , /1 ГЬ
fTp — ----’
GTp — GCT -ф- GM -% GII3, (1'52)
где Сдт, См, Сиз и G(jq,, GM, Gn3 теплоемкости и веса
стали, меди и изоляционных материалов. 1
В выражения (1-48) и (1-50) входит установившаяся
температура перегрева ДтуСТ| являющаяся весьма в а яс-
23
(1-53)
ным параметром, поскольку она определяет собой мощ-
ность, которую можно снять с трансформатора, и срок
его службы.
Для определения установившейся температуры пере-
грева воспользуемся тем обстоятельством, что все поте-
ри энергии, выделяемые трансформатором в установив-
шемся режиме в виде тепла, полностью отводятся
в окружающую среду. Отвод тепла осуществляется че-
рез открытые наружные поверхности обмоток и сердеч-
ника, которые называют поверхностями охлаждения об-
моток. и сердечника. Суммарные потери в трансформа-
торе могут быть найдены по формуле
Рп L--~ ^тр^охл, ТР51 80,,
где атр — коэффициент теплоотдачи, впг/см2-°С;
^охл.тр — суммарная поверхность охлаждения, см2.
Коэффициентом теплоотдачи, как это следует из
(1-53), ’называется количество тепла или пропорцио-
нальной ему мощности, отдаваемой I см2 охлаждающей
поверхности, если температура этой поверхности выше
температуры окружающей среды на 1°С.
Из выражения (1-53) можно определить установив-
шуюся температуру перегрева трансформатора
Во время работы трансформатора в установившемся
режиме различные его части нагреваются неодинаково,
и поэтому имеет место частичная передача тепла от бо-
лее нагретых частей менее нагретым в местах их сопри-
косновения. Указанное перераспределение тепла между
элементами конструкции трансформатора зависит от
многих факторов: частоты питающей сети, качества маг-
нитных и проводниковых материалов, соотношения меж-
ду потерями в магнитопроводе и в обмотках и конструк-
ции всего трансформатора в целом.
Однако для большинства современных конструкций
силовых трансформаторов малой мощности (и в особен-
ности для трансформаторов, питающихся от сети с часто-
той 50 гц) можно без существенной погрешности счи-
тать, что взаимная передача тепла между сердечником и
обмоткой отсутствует, и определять установившуюся
температуру их перегрева по формулам
Р,
(Ь54)
<р
24
где аст, ам — коэффициенты теплоотдачи сердечника и
обмотки;
Зохл.си Зохл.м—поверхности охлаждения сердечника и
обмотки.
Абсолютные значения коэффициентов теплоотдачи
ает и ссм, входящие в выражения (1-54) и (1-55), зави-
сят от частоты, соотношения между потерями д меди и
стали, мощности трансформатора, состояния охлаждаю-
щей поверхности и ее цвета. Экспериментальные иссле-
дования серии трансформаторов броневой конструкции,
проведенные авторами, позволили установить, что вели-
чина коэффициента аСт в основном зависит от частоты,
мало меняясь при изменении мощности трансформатора.
Коэффициент ам зависит не только от частоты, но в зна-
чительной мере и ог мощности трансформатора.
На графике рис, 1-7 приведены экспериментальные
кривые зависимости коэффициента ам от типовой мощ-
ности для указанной выше серии трансформаторов бро-
невой конструкции па 50 и 400 гц, показывающие, что
прн заданной частоте сети ам зависит лишь от мощно-
сти трансформатора. Приведенные на графике кривые
можно аппроксимировать аналитическим выражением
вида:
= ЛГ+А?Р1И11 * (1 “56)
в котором М и N — экспериментальные коэффициенты,
зависящие от частоты сети, соотношения между потеря-
ми в меди и стали, а также от других перечисленных
выше факторов.
1-4. СПЕЦИАЛЬНЫЕ ТИПЫ ТРАНСФОРМАТОРОВ
В предыдущих параграфах были рассмотрены общие
свойства однофазных двухобмоточных трансформаторов,
предназначенных для преобразования переменного на-
пряжения и тока. Однако на практике находят примене-
ние различные типы трансформаторов, обладающие ря-
дом особенностей как по электромагнитным процессам,
так и по конструктивному выполнению.
25
Рис. 1-7. Зависимость коэффициента теплоотдачи обмотки от ти-
повой мощности броневого трансформатора.
Многообмоточные трансформаторы, т. е. трансформа-
торы с одной первичной и несколькими вторичными
обмотками, применяют в радиотехнических схемах при
необходимости получения от одного трансформатора не-
скольких напряжений.
Рассмотрим 'работу трансформатора с двумя вторич-
ными обмотками (рис. 1-8). Так как магнитный поток Фо,
созданный в сердечнике при подключении первичной
обмотки к источнику переменного напряжения, пронизы-
вает первичную и обе вторичные обмотки, то индуктиро-
ванная в них э. д. с. прямо пропорциональна числу вит-
ков этих обмоток. Таким образом, в режиме холостого
26
хода работа многообмоточного трансформатора ничем
не отличается от работы трансформатора с одной вто-
ричной обмоткой.
Если теперь соединить вторичные обмотки с соответ-
ствующими нагрузками, то в каждой из этих обмоток
установятся токи /2 и /3, а в магнитопроводе возникает
поток ф2-!-Ф3, противоположный потоку Ф1, созданному
Рис. 1-8. Многообмоточный трансфор-
матор.
током первичной обмотки. Повторив приведенные в § 1-2
рассуждения, найдем, что при этом в первичной обмотке
появится ток, величина которого на основании (1-15)
равна:
(1-57)
В этом уравнении: 1'% и 77з — составляющие тока первич-
ной обмотки, обусловленные токами второй и третьей
обмоток; (7гт)2 и (Мз — коэффициенты трансформации
для второй и третьей обмоток.
При появлении в первичной обмотке тока Ц магнит-
ный поток Ф2 + Ф3 будет скомпенсирован за счет увели-
чения потока фь и поэтому суммарный магнитный поток
в сердечнике остается неизменным.
Если не учитывать потери в сердечнике н обмотках,
то мощность первичной обмотки многообмоточного
трансформатора равна сумме мощностей его вторичных
обмоток.
27
Следует отметить характерное для Многообмоточных
трансформаторов взаимное влияние вторичных обмоток.
При изменении тока в одной из вторичных обмоток изме-
няются ток и падение напряжения в первичной обмотке;
в результате этого напряжение на зажимах остальных
обмоток также изменяется. Указанное обстоятельство
следует иметь в виду при питании от одного трансфор-
матора нескольких нагрузок различного характера.
В радиотехнических установках малой мощности все
чаще используются выпрямительные схемы, питающиеся
Рис, 1-9. Трехфазная группа из трех однофаз-
ных трансформаторов.
от сети переменного трехфазного тока [Л. 1]. Для пита-
ния этих схем применяют нрехфазные трансформаторы,
преобразующие напряжение сети в трехфазное напряже-
ние требуемой величины.
Преобразование трехфазного напряжения можно про-
изводить либо при помощи трех однофазных трансфор-
маторов с отдельными магиитопроводами (рис, 1-9), ли-
бо при помощи одного трехфазного трансформатора
с общим для всех фаз сердечником (рис, 1-10).
В схеме рис. 1-9 к зажимам первичной обмотки каж-
дого однофазного трансформатора приложено фазовое
напряжение трехфазпой сети переменного тока. В сим-
метричной трехфазной сети фазовые напряжения сдви-
нуты на Уз периода. Поэтому при полной симметрии
однофазных трансформаторов все напряжения, индукти-
руемые во вторичных обмотках, сдвинуты по фазе также
на Уз периода, образуя симметричную трехфазную си-
стему.
Каждый из трансформаторов схемы рис. 1-9 работает
в таких же условиях, как и обычный однофазный транс-
28
форматор. Поэтому физические процессы в этих транс-
форматорах ничем не отличаются от рассмотренных
Рис, (1-10. Трехфазный
трансформатор.
том, что магнит-
ранее.
Первичные и вторичные обмотки трех однофазных
трансформаторов могут соединяться как в звезду, так и
в треугольник; возможны также различные комбинации
этих соединений (например, звезда — треугольник нлн
треугольник — звезда).
В трехфазном трансформаторе с одним общим магни-
топроводом (рис. 1-10) геометрическая сумма магнитных
потоков в отдельных его стержнях
в любой момент времени равна ну-
лю. В связи с этим не нужны спе-
циальные участки магнито про вода,
необходимые лишь для создания
замкнутой магнитной цепи каждой
фазы, магнитный поток любой из
фаз может замыкаться через стерж-
ни, на которых расположены обмот-
ки двух остальных фаз. Ука-
занное обстоятельство является
большим достоинством конструкции
(рис. 1-10), так как позволяет
уменьшить общий вес магнитопро-
вода. Однако в этом заключает-
ся и ее недостаток, состоящий в
ные сопротивления средней н крайней фаз отличают-
ся друг от друга различной длиной пути магнитного’по-
тока в этих фазах. Неравенство (асимметрия) магнит-
ных сопротивлений приводит к неравенству намагничи-
вающих токов, магнитных потоков и э. д. с, на зажимах
вторичных обмоток крайних и средней фаз. Для умень-
шения указанной асимметрии увеличивают длину стерж-
ней и сечение замыкающих частей магнитопровода
(ярм); с помощью этих мер удается довести степень
асимметрии до 0,5—1,0%. Указанный выше недостаток
конструкции (рис. 1-10) не имеет особого значения для
мощных силовых трансформаторов, питающих распреде-
лительные сети. Асимметрия вторичных напряжений ма-
ломощного трехфазного трансформатора, работающего
на выпрямительную схему, создает дополнительную пе-
ременную составляющую выпрямленного напряжения, ча-
стота которой ниже основной частоты пульсаций [Л. 2].
29
Трансформаторы для преобразования числа фаз на-
ходят широкое применение в выпрямительных схемах,
используемых для питания радиотехнических устройств.
Увеличение числа фаз позволяет значительно уменьшить
коэффициент пульсации выпрямленного напряжения
И 1].
Па 'рис. 1-11 приведены схемы трансформаторов, по-
зволяющие осуществить преобразование однофазного
Рлс, 1-11, Трансформаторы для преобразования
числа фаз,
напряжения в двухфазное и трехфазного — в шести-
фазное.
В схеме рис. 1-11,а трансформатор имеет две обмот-
ки: первичную, подключенную к источнику однофазного
напряжения, и вторичную, состоящую из двух частей
с равным числом витков. На зажимах каждой половины
вторичной обмотки индуктируются э, д, с., равные по
абсолютной величине и противоположные по знаку, т. е.
сдвинутые по фазе на 180°. Действительно, в любой про-
извольно выбранный момент времени потенциалы точек
а и b вторичной обмотки относительно ее середины рав-
ны по величине, н противоположны по знаку,
В схеме рис. 1-11,6 каждая из трех вторичных обмо-
ток трансформатора состоит из двух равных частей; все
средние точки обмоток объединены в одну общую (нуле-
вую) точку. При сравнении двух схем, приведенных на
рис. 1-11, видно, что схема рис. 1-11,6 'представляет со-
бой комбинацию трех схем рис. 1-11,а. Поэтому при пи-
тании трансформатора от сети переменного трехфазпого
30
тока можно получить шесть напряжений, равных по ве-
личине и сдвинутых по фазе на 60°.
Кроме рассмотренных выше схем, позволяющих по-
лучить удвоение числа фаз, существует большое коли-
чество других схем с трансформаторами, обеспечиваю-
щих получение симметричных многофазных систем с лю-
быми углами сдвига фаз.
При питании некоторых радиотехнических установок
возникает необходимость изменить вторичное нанряжс-
Рис, il-12 Повышающий и понижающий автотрансфор-
матор.
ние в сравнительно узких пределах. В этих случаях
используются трансформаторы, включенные ио одной из
схем, приведенной на рис. 1-12, и известные иод назва-
нием автотрансформаторов.
Рассмотрим вначале схему повышающего автотранс-
форматора (рис, 1-12,а). При подключении обмотки АБ
к сети переменного напряжения в сердечнике трансфор-
матора возникает переменный магнитный поток (I), ко-
торый индуктирует в обеих частях обмотки э. д. с. и
Е2. Так как обмотки А Б и Б В включены последователь-
но, то э. д. с. между точками А и В будет равна сумме
э. д. с. обеих частей обмотки (£(+£2).
При подключении нагрузки к точкам А и В от сети
будет потребляться ток Ц, а через нагрузку потечет
ток 1-2. Как видно из схемы рис. 1-12,а в обмотке АБ,
являющейся общей для первичной и вторичной цепей,
протекает ток Ц—/2; по обмотке БВ течет ток /2.
31
Сравнивая выражения для отдаваемой мощности
(1-26) и для электромагнитной мощности (1-25), мы ви-
дим, что мощность, потребляемая нагрузкой, больше,
чем электромагнитная мощность. Поэтому часть мощно-
сти, равная:
Ра Рэм ~ Щ2 U х) /£ --£7Jз = Рэл> (1-58)
передается в нагрузку за счет непосредственной электри-
ческой связи между обмотками.
Заменяя в (1-58) 1% его выражением из (1-15), полу-
чаем:
Рэл = £71/1^г, ва. (1-59)
Рассмотрим теперь схему понижающего автотранс-
форматора, изображенную па рис. 1-12,6. При холостом
ходе в обмотке АВ индуктируется э. д, с. Ei; э. д, с. Е?,
индуктируемая в обмотке АБ, может быть определена
из (1-3). Обозначим, как и в предыдущей схеме, токи,
потребляемые из сети и отдаваемые в нагрузку, 7) и Л».
Тогда по обмотке АБ, являющейся общей для первич-
ной и вторичной цепей, потечет ток 12—/ь
Так как ток Ц передается во вторичную цепь элек-
трическим путем, не претерпевая процесса трансформа-
ции, то электрическая мощность, передаваемая нагрузке,
равна:
=^, «а. (1-60)
Сравнивая (1-26) и (1-60), видим, что мощность, по-
требляемая нагрузкой, больше, чем электрическая мощ-
ность. Следовательно, часть мощности, равная:
Р2 Рэп =--5С/2 —£72/2=£/2/2 ^1 — Fэм’
передается в нагрузку электромагнитным путем.
Таким образом, как в повышающем, так и в понижа-
ющем автотрансформаторе передача энергии от ее источ-
ника нагрузке происходит комбинированным (электро-
магнитным и электрическим) путем. В этом заключается
основное отличие автотрансформатора от обычного
трансформатора.
Из выражений (1-59) и (1-61) следует, что электро-
магнитная мощность уменьшается при приближении kT
3?
к единице. В пределе при /гт = 1 вся мощность передается
в нагрузку лишь электрическим путем.
Автотрансформаторы применяются лишь при неболь-
ших коэффициентах трансформации (/гт = 0.5—2).
Недостатком автотрансформатора является наличие
электрической связи между сетью и нагрузкой, что в ря-
де применений является нежелательным.
1-5. ДРОССЕЛИ
В § 1-1 уже указывалось, что дроссели подразделяют-
ся на три основные группы: 1) дроссели переменного то-
ка; 2) сглаживающие дроссели и 3) дроссели насыще-
ния.
Дроссели переменного тока используются в качестве
балластных и токоограничивающих сопротивлений в це-
пях переменного тока; они также используются для по-
Рис. 1-113 Дроссель переменного тока.
а — мзгнитопровод с обмоткой, б—-схема включения
лучения различных вольт-амперных характеристик ука-
занных цепей. Дроссель переменного тока состоит из
замкнутого магнитопровода и обмотки (рис. 1-13,а). Рас-
смотрим работу дросселя переменного тока, включенно-
го последовательно с активным сопротивлением [Л. 4].
При подаче переменного напряжения на вход схемы
(рис. 1-13,6) в цепи устанавливается ток I, определяе-
мый суммарным ее сопротивлением. Протекая по об-
мотке дросселя, этот ток создает в магиитопроводе пе-
ременный магнитный поток Ф, отстающий от тока на
угол а (угол потерь) и индуктирующий в обмотке
э. д. с. Е.
3—2589 33
Вектор потока Ф можно представить в виде суммы
двух составляющих — потока Фр, совпадающего с током
и индуктирующего в обмотке дросселя э. д. с. Ер, и по-
тока Фа, перпендикулярного току и индуктирующего
в той же обмотке э. д. с. Еа. Наличие активного сопро-
тивления обмотки дросселя гдр вызывает в ией активное
падение напряжения 1гдр. На основании закона равнове-
сия э. д. с. напряжение
па зажимах дросселя
должно уравновешивать-
ся гео м е т р и ч е с ко й су м -
мой Ер, Ед, 1гД1;, т. е.
= — (Ер Еа — 1г др).
(1-62)
Для схемы рис. 1-13,6 на
основании (1-62) и оче-
видного соотношения
исети == идр 1/?ц (1-63)
Рис. 1-11. Векторная диаграмма
дросселя переменного тока.
может быть построена
векторная диаграмма,
изображенная иа рис. 1-14.
Основным парамет-
ром дросселя переменного
тока является его индук-
тивность, величину которой можно приближенно
определить на основании следующих соображений. Как
видно из векторной диаграммы рис. 1-14, э. д. с,
сдвинута по фазе относительно тока I на 90°. т. е.
она является реактивной составляющей э. д. с., индукти-
рованной в обмотке дросселя. Величина э. д. с. Ер может
быть определена из выражения
Е’р ~ яДР/ = (1'64)
где л:др — индуктивное сопротивление дросселя и L—его
индуктивность.
Если пренебречь величиной Е-л по сравнению с £"р, то
(1-65)
откуда на основании (1-1) и (1-64)
г £ ______4,44f кгфманр • 10“ в__Фмапс 1 8
А* ***, и - — Cw г lw
ml 2jt(I l м ц нс
(1-66)
34
о
Следует отмстить, что выражение (1-66) верно лишь при
синусоидальном характере изменения э. д. с. и тока. От-
Ф ч а ь г
ношение 7----не остается постоянным, а, как видно из
1 М d К С
рис. 1-15, уменьшается с увеличением тока дросселя.
С изменением отношения 1111 с меняется и индуктивность
дальнейшем увеличении тока
Рис. 1-15 Кривые намагничивания
для дросселя без зазора.
дросселя. Лишь при сравнительно малых токах, когда
магнитопровод дросселя не насыщен, вольт-амперная ха-
рактеристика дросселя остается линейной, а его индук-
тивность—постоянной. При
индуктивность дросселя
падает.
По мере насыщения
м а г н и т о н р о в о д а форма
кривой тока дросселя
искажается. Это легко
видеть из рис. 1-16, на
котором показана форма
тока при синусоидальном
напряжении питающей
сети и работе дросселя на
насыщенном и ненасы-
щенном участках кривой
намагничивания. Степень
искажения зависит также от соотношения между
величиной индуктивного сопротивления дросселя и
активного сопротивления нагрузки, уменьшаясь при
уменьшении отношения^-. Поэтому приведенное выше
выражение для определения индуктивности дросселя
справедливо лишь для ненасыщенных магнитопроводов
или при малых величинах — . Уменьшение индуктивно-
А н
сти дросселя при больших токах является нежелатель-
ным. Величину индуктивности при изменении тока в ши-
роких пределах можно сохранить практически неизмен-
ной путем введения в магнитную цепь дросселя немаг-
нитного зазора. При этом возрастает общее магнитное
сопротивление цепи, и величина потока уменьшается,
однако зависимость между магнитным потоком и током
становится более линейной. Последнее объясняется тем,
что зазор, определяющий в основном сопротивление маг-
3* 35
нитопровода, не насыщается, и поэтому общее сопротив-
ление магнитной цепи при зазоре достаточной величины
остается практически неизменным. Изменяя величину
зазора, можно изменять величину сопротивления магнит-
ной цепи дросселя, а следовательно, н его индуктив-
ность. Поэтому дроссель переменного тока с изменяю-
щимся воздушным зазором может быть использован
Рис ]-il6 Форма иамагничивающего тока для
ненасыщенного (7) и 'насыщенного <(2) маппи-
топрогаода.
в качестве регулируемого индуктивного сопротивления
Сглаживающие дроссели используются для уменьше-
ния пульсаций в цепях выпрямленного напряжения вы-
прямителей. Сглаживающий дроссель, как и дроссель
переменного тока, состоит из замкнутого магннтопрово-
да и одной обмотки. Обмотка дросселя включается по-
следовательно с нагрузкой и обтекается выпрямленным
током.
Как известно [Л. 1, 2], в любой схеме выпрямления
ток имеет пульсирующий характер. Его можно предста-
вить в виде суммы постоянной и ряда переменных со-
ставляющих различных частот, изменяющихся по сину-
соидальному закону. Амплитуды переменных составляю-
щих выпрямленного тока значительно уменьшаются
с увеличением их частоты, и поэтому можно приближен-
36
но считать, чю выпрямленный ток изменяется в соответ-
ствии с выражением вида
/,> + /MaKcSin4 (1-67)
где. /макс и «) — амплитуда и частота первой гармоники.
Рассмотрим физические процессы в сердечнике сгла-
живающего дросселя при его намагничивании пульси-
Рис 1-17 Работа сглаживающего дросселя при подмагничива-
нии.
рующим током вида (1-67), На рис, 1-17 приведены для
сравнения кривые изменения магнитного потока в сердеч-
нике при намагничивании синусоидальным током для
двух режимов работы: при отсутствии и при наличии
подмагничивания постоянным током. Известно, что при
циклическом намагничивании сердечника магнитный по-
ток меняется не по основной кривой намагничивания,
37
а по замкнутой петле, носящем название гистерезисного
цикла. Для
отсутствует,
случая, когда постоянное подмагничивание
гистерезисный цикл изображается кривой /,
Рис. 1-18. Кривые зависимости
индуктивности сглаживающего
дросселя от тока подмагничи-
вания.
симметричной относительно
кривой первоначального на-
магничивания. При наличии
постоянного подмагничива-
ния процесс намагничива-
ния идет по частным гистере-
зисным циклам (кривые 2
и <?). Частные циклы харак-
теризуются увеличенной пло-
щадью, т, с. ростом потерь,
нарушением симметрии пет-
ли относительно кривой пер-
воначального намагничива-
ния и уменьшением наклона
по отношению к оси абсцисс.
Индуктивность сглажи-
вающего дросселя может быть
определена на основании выражения (1-66), в которое еле-
Фм й т’ Г'
дует подставлять отношение -7 ' при наличии иодмаг-
макс
Рис. 1-19 Кр'ииыс намагничивания дрос-
селя.
1 — без зазора и 2, 3—е зазором.
ничивания. Из сравнения частных циклов /, 2 и г?
(рис. 1-17) видно, что величина этого отношения, а следо-
вательно, и индуктивность дросселя уменьшаются с уве-
38
личением тока подмагничивания. Примерный вид зависи-
мости £ = /(/,) приведен на рис, 1-18,
Физически уменьшение индуктивности с увеличением
подмагничивающего токе! связано с тем, что по мере уве-
личения этого тока магнитолровод дросселя все более и
более насыщается.
Введение в магнитную цепь дросселя воздушного (или,
точнее, немагнитного) зазора позволяет уменьшить па-
дение индуктивности с увеличением подмагничивающе-
го тока. При наличии зазора, характеристика намагни-
чивания которого линейна, суммарная кривая памагни-
Рис. 1-20. Кривые зависимости ин-
дуктивности сглаживающего дрос-
селя от тока 'подмагничивания.
1 — без зазора; 2, 3 — с зазорами.
Рис. 11-21, Кривая зависимо-
сти индуктивности дросселя
от ДД|Ц1ПЫ воздушного за-
зора.
чивания сглаживающего дросселя спрямляется, а его
магнитопровод насыщается при относительно больших
значениях тока, чем магнитопровод дросселя, не имею-
щего зазора. Ниже па рис. I-I9 приведены для сравне-
ния кривые намагничивания для дросселей без зазора
(кривая 2) и дросселей с малым (кривая 2) и большим
(кривая 5) зазорами, а иа рис, 1 -20 — соответствующие
им кривые зависимостей L — f(/0).
Из рис, 1-20 видно, что при увеличении тока подмаг-
ничивания следует выбирать н большую величину не-
магнитного зазора для получения большей индуктивно-
сти сглаживающего дросселя. На рис. 1-21 приведена
кривая зависимости показывающая, что для за-
данного тока подмагничивания существует оптимальная
величина немагнитного зазора, соответствующая макси-
39
мально возможной величине индуктивности сглаживаю-
щего дросселя.
Можно также объяснить целесообразность введения
немагнитного зазора в сердечник сглаживающего дрос-
селя, рассмотрев полное магнитное сопротивление цепи.
Выше было показано, что введенне немагнитного за-
зора в сердечник дросселя переменного тока вызывает
снижение индуктивности из-за увеличения полного маг-
нитного сопротивления цепи (сердечник плюс зазор).
В сглаживающих дросселях введение зазора снижает
постоянную составляющую индукции, отчего повышает-
ся проницаемость материала сердечника и падает его
магнитное сопротивление. При оптимальном зазоре
уменьшение магнитного сопротивления материала
сердечника снижает полное магнитное сопротивление
для переменной составляющей потока значительно силь-
нее, чем его увеличивает введение зазора.
Действительно, при наличии зазора переменная
м. д. с. обмотки дросселя расходуется на преодоление
магнитных сопротивлений сердечника и зазора, т. е.
0,4?rw/макс
+ /Зд
макс’
(1-68)
где lGT — длина пути магнитного потока в сердечнике;
1з — длина пути магнитного потока в зазоре;
//макс — амплитуда переменной составляющей напря-
женности магнитного поля.
Из (1-68) имеем:
5Манс_____ 0,4тш __ 0,4mw
^макс . ^/макс . /ст
/ ст Ъ “г /з “7 -J- /а
£>макс г*д
(1-69)
где = ----динамическая магнитная проницаемость
макс материала сердечника.
Подставляя (1-69) в (1-66) и учитывая, что Фма1!0 =
=Дмакс^ст&ст! получаем:
г О,4л1£>г5ст&ст • Ю~8 л 7ГП
/СТ^Д Чет J
Из уравнения видно, что величина индуктивности дрос-
селя при заданных геометрических размерах сердечни-
40
ка и заданном числе витков зависит от величины маг-
нитной проницаемости рд и длины зазора /3-
Максимальное значение индуктивности при наличии
оптимального воздушного зазора равно:
г* _____ 1 0,4лаУ25Ст&ст- 10"s________
макс 1 /,1.опт /ст
Р*д /ст
0,4пма5стА:стр,эфф ю-8 /1 7 П
где
Р-э ф ф ~ Д / (1 -^2)
4 I *3 *0 и т
/ст
•— эффективная магнитная проницаемость при наличии
немагнитного зазора.
Дроссели насыщения (д. н.) используются в качестве
регулируемых индуктивных сопротивлений в цепях пе-
ременного тока. В отличие от рассмотренных выше двух
типов дросселей, имеющих лишь одну обмотку, дроссель
насыщения имеет не менее двух обмоток (рис. 1-22).
Одна обмотка (рабочая) включается в цепь переменного
тока, а другая (называемая обычно управляющей) —
в цепь постоянного тока. Воздушные зазоры, столь по-
лезные в сглаживающих дросселях, в сердечнике д. н.
должны совершенно отсутствовать.
Прн рассмотрении физических процессов в сглажи-
вающих дросселях было показано, что при отсутствии
воздушных зазоров наблюдается значительное измене-
ние индуктивности при изменении подмагничивающего
тока (рис. 1-18). Это свойство и лежит в основе работы
д. н.
Основными особенностями д. н. по сравнению со
сглаживающими дросселями являются значительно
большая величина переменной составляющей магнитного
потока в сердечнике и синусоидальный характер изме-
нения этого потока. Из-за нелинейного характера кри-
вой намагничивания форма кривой переменной состав-
ляющей напряженности магнитного поля, а следователь-
но, и форма тока в рабочих обмотках д. н. искажаются
* Далее в тексте под L (без индекса) понимается максималь-
ное значение индуктивности.
41
[Л. 5]. Это особенно заметно при больших значениях
магнитной индукции, близких к индукции насыщения
сердечника.
Если пренебречь искажением формы кривой напря-
женности ноля, заменив несинусоидальные кривые их
первыми гармониками, то путем несложного построения
Рис. 1-22. Схемы д. и. на двух стержневых сердеч-
никах
а — последовательное соединение; 6 — параллельное соеди-
нение.
могут быть получены кривые, характеризующие электро-
магнитные процессы в сердечнике при одновременном
его намагничивании переменным и постоянным магнит-
ными полями (рис. 1-23).
На рис, 1-23,а приведена форма кривой намагничи-
вания где Вмакс — максимальное значение
магнитной индукции в сердечнике, a aw — удельные на-
магничивающие ампер-витки1. На рис. 1-23,6 приведено
семейство кривых В^Л1{С = 1(ат)=..) при aw_ == const, где
1 Удельными намагничивающими ампер-витками называются
ампео-витки, приходящиеся на 1 пог см пути, по которому замы-
кается магнитный поток в сердечнике
42
а)
cut магиичиван1ия постоянным и перемен-
ным токами.
aw^ wraw_—удельные ампер-витки, необходимые дчя
создания постоянной и переменной составляющих маг-
нитного потока.
Кривые рис. 1-23,6 позволяют выбрать оптимальные
режимы работы д. н., обеспечивающие получение макси-
мального изменения магнитной индукции в сердечнике
при относительно малых изменениях постоянных под-
магничивающих ампер-витков.
Выше на рис. 1-22 приведена простейшая схема, в ко-
торой д. н. состоит из двух одинаковых дросселей, каж-
дый из них имеет по две обмотки. Рабочие обмотки
обоих дросселей могут быть соединены между собой по-
следовательно (рис. 1-22,а) или параллельно и встреч-
но. Электродвижущие силы, индуктируемые в управляю
щих обмотках переменными магнитными потоками, рав-
ны по величине, но противоположны но знаку и поэтому
взаимно компенсируются. Вследствие этого суммарная
э. д. с., индуктируемая в обмотке управления, равна
нулю.
Если подключить обмотку управления к источнику
постоянного напряжения, то в каждом из сердечников,
кроме переменного потока Ф~,созданного рабочими об-
мотками, появляется и постоянный поток Ф=, созданный
обмотками управления. Изменяя силу тока в этой об-
мотке, мы получаем возможность изменять величину
индуктивности дросселей в широких пределах.
Схемы, приведенные на рис. 1-24, в которых исполь-
зуется лишь одна управляющая обмотка, более совер-
шенны.
На рис. 1-24,а приведена схема д. н. па двух сердеч-
никах. Рабочие обмотки размещаются на двух крайних
стержнях; обмотка управления охватывает два средних
стержня. На рис. 1-24,6 при том же размещении обмо-
ток используется лишь один трехстержневой сердечник.
Как в одной, так н в другой схеме рабочие обмотки со-
единяются таким образом, чтобы их магнитные потоки
в сердечниках, охватываемых обмоткой управления, бы-
ли направлены встречно. В этом случае результирующий
переменный магнитный поток, пронизывающий обмотку
управления, в любой момент времени равен нулюивней
не наводится э. д. с. Таким образом, в отличие от рас-
смотренной выше схемы рис. 1-22 в схемах рис, 1-24
имеет место компенсация не э. д. с., а магнитных пото-
44
ков. Следует указать на одно существенное различие
схем 1-24,а и б. В первой схеме между двумя сердечни-
ками имеется немагнитный зазор, и поэтому переменные
магнитные потоки каждого дросселя замыкаются через
средние стержни своих сердечников; во второй схеме
средний стержень не содержит зазора, и суммарный маг-
ат)
Рис. 1-24. Сх&мы л. н. с одной обмот-
кой управления.
а — на двух сердечниках; б — па одном
трехстержневом.
нитный поток в нем всегда равен нулю. Это приводит
к неполному использованию объема стали сердечника,
что является существенным недостатком схемы
рис. 1-24,6. На практике используются и другие кон-
структивные схемы однофазных и трехфазных д, н., обес-
печивающих полное использование стали сердечника1.
1 См. § 2-4 и 3-6,
45
В заключение рассмотрим особенности тепловою ре-
жима дросселей различных типов
Дроссели переменного тока с точки зрения их тепло-
вого режима ничем не отличаются от трансформаторов
Дроссели насыщения работают при больших значс.
ниях переменной и постоянной составляющих магнитной
индукции, что приводит к увеличению потерь в стали и
повышает температуру сердечника. Однако в связи с тем,
что поверхности охлаждения обмоток д. н. относительно
больше соответствующих поверхностей трансформато-
ров, можно в первом приближении считать, что тепловые
процессы в д. н. не отличаются от аналогичных процес-
сов в трансформаторах, рассмотренных в § 1-3.
Сглаживающие дроссели работают при малых значе-
ниях переменной составляющей магнитной индукции, и
поэтому потери в стали настолько малы, что ими можно
пренебречь по сравнению с потерями в меди. В резуль-
тате этого во время работы сглаживающего дросселя
имеет место интенсивный отвод сердечником части теп-
ла, выделяющегося в обмотке. Температура перегрева
обмотки дросселя может быть поэтому найдена по фор-
муле
адр(^охл,с г + *Sovi м)
где «др — коэффициент теплоотдачи обмоток сглаживаю-
щего дросселя. Его величину на основании эксперимен-
тальных данных можно принимать равной 1 • 1СН
вт!см2 °C.
ГЛАВА ВТОРАЯ
КОНСТРУКЦИЯ ТРАНСФОРМАТОРОВ
И ДРОССЕЛЕЙ
2-1. УСЛОВИЯ ПРИМЕНЕНИЯ И ТРЕБОВАНИЯ
к КОНСТРУКЦИИ ТРАНСФОРМАТОРОВ И ДРОССЕЛЕЙ
Трансформаторы и дроссели малой мощности исполь-
зуются в радиоэлектронной аппаратуре, работающей
в самых разнообразных условиях. В процессе эксплуата-
ции трансформаторы и дроссели подвергаются различ-
ным механическим воздействиям (вибрации и т-ряске);
46
они могут использоваться в весьма тяжелых атмосфер-
ных условиях: при изменении температуры окружающе-
го воздуха! в широких пределах (от -60 до + 85°С),
высокой относительной влажности воздуха (до 98%) и
при пониженном давлении (до 5 мм рт. ст.).
Наиболее опасно для трансформаторов и дросселей,
если не считать механических повреждений, воздействие
влаги. При проникновении влаги в катушку трансформа-
тора или дросселя резко снижаются сопротивление изо-
ляции и электрическая прочность отдельных обмоток,
в результате чего происходит пробой изоляции между
ними. Кроме того, при длительном воздействии влаги на
обмотку и при высокой температуре окружающего воз-
духа возможна коррозия, которая при небольших диа-
метрах провода может привести к его обрыву.
Под влиянием пониженного давления резко снижает-
ся электрическая прочность изоляции вследствие иониза-
ции воздуха 1в ее порах; при этом облегчается возникно-
вение коронного разряда.
Вследствие больших изменений температуры окру-
жающего воздуха ухудшаются условия работы изоля-
ционных материалов, которые при отрицательных темпе-
ратурах растрескиваются, а при положительных темпе-
ратурах у них резко снижаются сопротивление изоляции
и электрическая прочность.
Конструкция трансформаторов и дросселей должна
быть такой, чтобы в указанных выше условиях они мог-
ли надежно работать в течение всего заданного срока
службы. Это означает, что дроссели и трансформаторы
должны противостоять механическим и температурным
воздействия, сохранять работоспособность при повышен-
ной влажности и во всех случаях климатических воздей-
ствий иметь достаточный запас электрической прочности
изоляции обмоток.
Однако конструкция трансформаторов и дросселей
определяется нс только перечисленными выше требова-
ниями, но большое влияние па их конструкцию оказы-
вают также технико-экономические требования, подроб-
но изложенные в гл. 3.
И наконец еще одно важное требование — это техно-
логичность конструкции трансформаторов и дросселей,
т. е. возможность изготовления их с применением наибо-
лее экономичных технологических процессов.
47
2-2. МАТЕРИАЛЫ Для ИЗГОТОВЛЕНИЯ МАГНИТОПРОВОДОВ
И ОБМОТОК
Основными элементами конструкции трансформато-
ров и дросселей являются магнитоправод и обмотки.
М а г ил т о п р о в о д. Назначение магнитопровода
заключается в том, чтобы создать для магнитного по-
тока замкнутый путь, обладающий возможно меньшим
магнитным сопротивлением. Поэтому магнитопроводы
трансформаторов и дросселей различных типов необхо-
димо изготовлять из материалов, обладающих высокой
магнитной проницаемостью в сильных переменных маг-
нитных полях. Эти материалы должны иметь малые по-
тери па вихревые токи и перемагничивание с тем, чтобы
не перегревать сердечник при достаточно больших зна-
чениях магнитной индукции. Желательно также, чтобы
материалы, предназначенные для изготовления магни-
топроводов трансформаторов и дросселей, были дешевы-
ми и не требовали сложной механической и термической
обработки.
Магнитные материалы, используемые для изготовле-
ния магнитопроводов, поставляются промышленностью
либо в виде отдельных листов, либо в виде длинных
лент определенной толщины и ширины. Листовые маг-
нитные материалы, известные также под названием тон-
колистовых электротехнических сталей (ГОСТ 802-58),
изготовляются методами горячей и холодной прокатки;
ленточные же магнитные материалы (МТУ 146-58) —
только методом холодной прокатки.
Магнитные свойства горячекатаных сталей практиче-
ски одинаковы во всех направлениях (т. е. как вдоль,
так и поперек направления проката). В результате хо-
лодной прокатки кристаллы железа ориентируются пре-
имущественно в одном направлении, совпадающем с на-
правлением проката. Поэтому холоднокатаные стали
обладают меньшими удельными потерями и значительно
лучшими магнитными свойствами вдоль направления
проката, чем горячекатаные. Такие стали известны так-
же под названием текстурованиых.
Следует отметить, что в последнее время разработа-
на технология изготовления малотекстурованпых холод-
нокатаных сталей, занимающих по своим параметрам
промежуточное положение между горячекатаными и хо-
лоднокатаными текстурованными сталями.
48
В соответствии с ГОСТ 802-58 [Л. 6] все листовые
электротехнические стали, применяемые для изготовле-
ния пластинчатых и ленточных магнитопроводов мало-
мощных трансформаторов и дросселей, можно разделить
на три основные группы:
1) обычные горячекатаные электротехнические стали
(Э31, Э32, Э41, Э42, Э43, Э43А и Э44);
2) холоднокатаные текстурованные электротехниче-
ские стали с малыми потерями и повышенной магнитной
проницаемостью в сильных полях (Э310, Э320, ЭЗЗО,
ЭЗЗОА и Э340);
3) холоднокатаные малотекстурованиые электротех-
нические стали (Э3100 и Э3200).
В практике изготовления магпитопроводов для мало-
мощных трансформаторов питания и дросселей в настоя-
щее время наибольшее применение нашли электротехни-
ческие стали марок Э42 и Э320 ^толщиной СЦЗДыиле (при
частоте 50г^ЦЭ44 толщиной 0,2 мм (при частоте 400 гц),
а также сталь марки ХВП толщиной 0,08 мм (при ча-
стоте 400 гц и более).
Для изготовления ленточных магнитопроводов широ-
ко применяется холоднокатаная текстурованная сталь
марки ХВП, изготовляемая в соответствии с МТУ 146-58.
Из горячекатаных сталей наименьшими удельными поте-
рями обладают стали Э43А (50 гц) и Э44 (400 гц), а из
холоднокатаных — стали марки ЭЗЗОА (50 гц) и Э340
(400 гц).
Широкое применение указанной выше номенклатуры
сталей обусловливается не только их электромагнитны-
ми свойствами, ио и рядом других соображений — их
стоимостью и требованиями технологичности производ-
ства. В дальнейшем, как нам представляется, более ши-
рокое применение должны найти холоднокатаные стали
марок ЭЗЗО и Э340. Широко применяемая в настоящее
время для изготовления ленточных магнитопроводов
сталь марки ХВП толщиной 0,08 мм должна быть заме-
нена более дешевой сталью той же марки, но толщиной
0,15 и 0,20 мм для частоты 400 гц и толщиной 0,35 мм
для частоты 50 гц.
Значительно реже, чем указанные выше марки ста-
лей, для изготовления небольших магнитопроводов
используются железо-иикелевые сплавы, характеризую-
щиеся большой магнитной проницаемостью в слабых
4—2589 49
магли1ных полях. Эти ставы применяются для изготов-
ления магнигоироводов мшнигных усилителей и дроссе-
лей насыщения небольшой мощности.
Основные данные листовых и ленточных электротех-
нических сталей приведены в 'приложении Ш.
Из большого числа изготовляемых промышленностью
железо-никелевых сплавов иаилучшими свойствами
в слабых полях обладают сплавы марок 50НП, 65НП,
79НМ, 79НМА, 80НХС (ЧМТУ 5010-55). Однако неболь-
шая индукция насыщения, высокая стоимость и сложная
технология изготовления сердечников из них значитель-
но ограничивают их применение.
Обмотки изготавливаются из обмоточных- прово-
дов широкой номенклатуры и большого количества раз-
нообразных изоляционных материалов [Л. 7, 8].
Обмоточные провода — проволока круглого или
прямоугольного сечения, покрытая изоляцией, которая
предохраняет расположенные рядом витки обмотки от
замыкания.
В качестве материала для изготовления проволоки
используется в основном медь, имеющая наименьшее
сопротивление по сравнению с другими проводниковыми
материалами.
По виду изоляции обмоточные провода делятся на
три группы:
1) провода с эмалевой изоляцией;
2) провода с органической волокнистой, пленочной
или бумажной изоляцией;
3) провода с комбинированной изоляцией.
При изготовлении обмоток трансформаторов и дрос-
селей малой мощности наиболее широко применяются
провода с эмалевой изоляцией. Их основным достоин-
ством являются малая толщина изоляционного слоя и
невысокая стоимость. Прн малых диаметрах проводов
(0,05—0,40 мм) применение других видов изоляции не-
желательно, так как это приводит к значительному уве-
личению размеров, веса и стоимости трансформаторов и
дросселей. Все виды эмалевых покрытий обмоточных
проводов стойки к воздействию лаков, применяемых для
пропитки обмоток.
Недостатком проводов с эмалевой изоляцией, изготов-
ленной на основе масляных эмальлаков иа тунговом п
льияиом маслах с добавлением феиол-формальдегидных
50
смол (марки ПЭЛ), является низкая механическая проч-
ность изолирующего слоя. Однако в настоящее время
нашли широкое применение высокопрочные эмали типа
винифлекс. и мстальвин, а в последнее время разработа-
ны эмали на основе полиамидных эмальлаков, имеющие
высокие механические свойства и допускающие более
высокую, чем для обычных эмалей, рабочую темпера-
туру.
Отечественной промышленностью выпускаются круг-
лые проволоки с эмалевой изоляцией следующих марок
для работы при температурах.
1) до 105° С — ПЭЛ с обычной лакостойкой эмалевой
изоляцией (ГОСТ 2773 51; ТУК ОММ.505 135-55 для
номинальных диаметров по меди 0,03 и 0,04 ,щн);
2) до 120° С — ПЭВ-1 и ПЭВ-2 с одинарным и двой-
ным покрытием высокопрочной эмалью тина винифлекс
(ГОСТ 7262-54);
3) до + 130°С и в условиях высокой влажности--
ПЭТВ с покрытием полиэфирным лаком (ТУ КП-25-58);
4) до +200°С — ПЭТК с покрытием кремнийоргаии-
ческим лаком (ТУК.ОММ-505-163-55).
Кроме круглой проволоки, эмалированной лаком ви-
нифлекс выпускается также и прямоугольный провод
марки ПЭВП с такой же изоляцией (ВТУ МЭП 646-49).
Применение проводов прямоугольной формы дает воз-
можность получить более высокий коэффициент запол-
нения окна магнитопровода; однако применение таких
проводов экономически .выгодно только при больших се-
чениях, превышающих несколько квадратных милли-
метров.
В качестве органической волокнистой изоляции обмо-
точных проводов используется хлопчатобумажная пря-
жа, имеющая достаточную механическую и электриче-
скую прочность. Промышленностью выпускаются две
марки проводов с хлопчатобумажной изоляцией: ПВО
и ПБД с изоляцией одним и двумя слоями хлопчатобу-
мажной пряжи (ГОСТ 6324-52). После пропитки изо-
ляция указанных 'проводов приобретает достаточную ме-
ханическую и электрическую прочность, а ее теплостой-
кость повышается с +90 до +105° С.
Для работы при более высоких температурах приме-
няются провода марок' ПСД, изолированного двумя
слоями стекловолокна (ГОСТ 7019-54), и ПСДК с такой
4* 51
же изоляцией, но дополнительно пропитанного кремпии-
органическими лаками (ВТУ.МЭП.ОАА.505.021-52).
Механическую прочность эмалевых проводов можно
повысить путем дополнительной их изоляции органиче-
скими или неорганическими волокнистыми материалами
(хлопчатобумажной, шелковой, капроновой пряжей или
пряжей из стекловолокна).
Из большого количества проводов с комбинирован-
ной изоляцией следует указать на провода следующих
марок:
1) для работы при температуре до +105° С —
ПЭЛШО, ПЭЛШКО и ПЭЛБО, изолированные лако-
стойкой эмалью и одним слоем шелковой, капроновой
или хлопчатобумажной пряжи (ГОСТ 6324-52);
2) для работы при температуре до +200°С —
ПЭТКСО и ПЭТКСОТ, изолированные слоем кремиий-
органического лака и одним слоем стекловолокна, пропи-
танного тем же лаком (ВТУ МЭП ОАА.505-023-52 и
ТУК ОММ.505.151-55).
Из перечисленных выше марок проводов наибольшее
применение для изготовления обмоток трансформаторов
и дросселей малой мощности нашли провода марок
ПЭЛ, ПЭВ и ПБД. Провода марки ПЭЛШО в связи
с их высокой стоимостью применяются сравнительно
редко и лишь в тех случаях, когда применение други*
марок невозможно (например, при изготовлении неболь-
ших трансформаторов и дросселей тороидальной кон-
струкции). В настоящее время они все больше вытесня-
ются проводами марки ПЭЛШКО, Из теплостойких про-
водов наиболее часто применяются 'провода марки
пэтв.
Кроме обмоточных проводов, используются также
специальные марки проводов для выводов концов обмо-
ток. Наиболее часто для этой цели (при испытательном
напряжении до 500 в) ‘Применяются провода марок
МГШДО и МГСЛ, 'при напряжении до 1 000 в — марки
МГЦСЛ, а при более высоких напряжениях — марок
ЛПЛ, ПВГ и пвл.
Провода МГШДО и МГЦСЛ представляют собой
многопроволочные гибкие провода, изолированные дву-
мя слоями шелковой пряжи, подклеенной лаком
(МГШДО), или такие же провода с пленочной изоля-
цией и в оплетке стекловолокном, лакированные
52
(МГЦСЛ), Провода МГЩДО применяются до +70° С,
а МГЦСЛ — до -hl05° С. При более высоких температу-
рах (до +150° С) применяют провода марки МГСЛ--
мнО'ГОпроволО'Чпые в обмотке и в оплетке, лакированные.
Провода марки ЛПЛ (ВТУ НКЭП 346-44) представ-
ляют собой гибкие многопроволочные провода, изолиро-
ванные несколькими слоями шелковой лакоткани
(ЛПЛ-2 — двумя, ЛПЛ-4 — четырьмя, ЛПЛ-6 — шестью
и ЛПЛ-8-—восемью слоями). Номинальные сечения жи-
лы 0,5; 0,75; 1,0; 1,5; 2,5; 4,0; 6,0 мм2.
Испытательное напряжение для провода ЛПЛ-2 со-
ставляет 2 кв, ЛПЛ-4 —3 кн, ЛПЛ-4— 6 кв н ЛПЛ-8 —
8 кв эффективных (50 гц). Температура окружающего
воздуха от —60 до +85° С. Провода марок ПВГ (ВТУ
МЭИ 243-51) и ПВЛ (ГОСТ 3923-47) состоят из токове-
дущей жилы сечением около 1,5 мм2 в резиновой изоля-
ции, провода марки ПВЛ имеют, кроме, того, лакиро-
ванную хлопчатобумажную оплетку. Испытательное на-
пряжение провода ПВГ составляет 18 кв, а проводов
марки ПВЛ—20 кв эффективных (50 гц). Температура
окружающего воздуха от —40 до +50°С,
Основные данные обмоточных проводов приведены
в приложении П2.
2-3. КОНСТРУКЦИЯ МАГНИТОПРОВОДОВ
В зависимости от технологии изготовления магнито-
проводы трансформаторов и дросселей небольшой мощ-
ности делятся на пластинчатые и ленточные.
Пластинчатые магпитопроводы собираются из от-
дельных пластин, изготовляемых путем штамповки и
изолированных друг от друга оксидной пленкой (при не-
больших индукциях) или слоем изоляционного лака для
уменьшения потерь на вихревые токн. Для восстановле-
ния магнитных свойств материала, значительно ухудша-
ющегося при штамповке, пластины перед покрытием их
изоляционным лаком предварительно отжигаются. Лен-
точные магнитопроводы изготовляются нз лепты, пред-
варительно покрытой специальными изолирующими и
склеивающими составами, выдерживающими высокую
температуру при отжиге собранного сердечника.
По конструктивному выполнению пластинчатые и
ленточные магнитопро'воды делятся на три основных
53
типа, изображенных на рис. 2-1: стержневые, броневые
и тороидальные.
Стсржпеные пластинчатые магнитопроводы (рис
2-1,а) (называемые также О-образными) обычно соби-
раются из прямоугольных пластин одинаковой ширины.
Для уменьшения магнитного сопротивления в местах
Конструкция магн1нтопронодов
а — стержневой .пластинчатый; б — броневой пластинчатый, в — тороидальный
пластинчатый; г — стержневой ленточный, д — броневой ленточный, е — торо-
ида тьнь|й ленточный
стыка отдельных пластин нх собирают вперекрышку.
т. е. так, чтобы места стыков перекрывались пластинами
следующего ряда. Броневые пластинчатые магиитопро-
воды (рис. 2-1,6) (называемые также Ш-образнымн) со-
бираются также вперекрышку, причем в каждом слое
помещаются пластины двух типов — одна Ill-образная и
одна прямоугольная. Тороидальные пластинчатые маг-
пнтопроводы (рис. 2-1,в) (называемые также кольцевы-
ми) собираются из отдельных штампованных колец.
Стержневые и броневые лепточ'ные магнитопроводы
собираются в стык из отдельных сердечников подково-
54
образной формы (рис, 2-1,а и д) (называемых также
С-образными), Для получения возможно меньшего маг-
нитного сопротивления в местах стыка С-образных
сердечников их торцовые поверхности подвергаются
шлифовке. Тороидальные ленточные магпитопроводы
(рис, 2-1,е), изготовляемые путем навивки ленты требуе-
мой ширины на оправку за-
данного размера, дополнитель-
ной сборки не требуют .
Все перечисленные выше
конструкции магнитопроводов
применяются в качестве сер-
дечников однофазных транс-
форматоров и дросселей.
В трехфазных трансформато-
рах обычно используется
стержневая конструкция, изо-
браженная на рис, 2-2,
Магпитопроводы сглажи-
вающих дросселей, как указы-
валось выше, имеют воздуш-
ный (немагнитный) зазор (А)
Нис, 2-2. Конструкция трех-
фазпого стержневого магни-
топровода.
На рис. 2-3 приведены
конструкции магпитопроводов сглаживающего дросселя.
На рис. 2-3,а показана конструкция броневого пла-
Рис. 2-3. Конструкция мапнитопроводов оглаживающих дросселей.
а — броневой, б — тороидальный; в — броневой ленточный.
стинчатого магнитопровода. Его характерной особен-
ностью является сборка пластин не вперскрышку, а в од-
ну сторону. На рис. 2-3,6 приведена конструкция торои-
дального магнитопровода, в котором с одной стороны
сделан разрез, заполненный изоляционной прокладкой.
55
На рис. 2-3,о показана конструкция броневого Денюч-
ного магциюпровода.
В плас1нпчатых магнитопроводах собираемых вперо-
крышку, стыки между отдельными пластинами чередуют-
ся со сквозными пластинами. Поэтому большая часть
магнитного потока в местах стыка проходит через сквоз-
ную пластину, г1 его меньшая часть — через воздушный
зазор (рис. 2-4,а). В результате этого индукция в сквоз-
ных пластинах увеличивается, что приводит к возраста-
а)
6)
Рис 2-4 Распределение (Магнитного по-
тока в местах стыка магнитопровода.
нию намагничивающей мощности, В ленточных С-образ-
ных магпитопроводах весь магнитный поток проходит
через воздушный зазор (рис. 2-4,6), что также значи-
тельно увеличивает намагничивающую мощность. Уве-
личение намагничивающей мощности приводит к увели-
чению тока холостого хода трансформаторов н значи-
тельно ухудшает магнитные характеристики сердечни-
ков, используемых для дросселей насыщения и магнит-
ных усилителей. Поэтому в последнее время Ф. В. Урья-
шем была предложена новая технология сборки пластин-
чатых и ленточных С-образных сердечников, позволяю-
щая значительно улучшить их магнитные свойства. По
этой технологии пластинчатые магнитопроводы соби-
раются не вперекрышку, а в одну сторону, как и магни-
топроводы сглаживающих дросселей; после сборки обе
части магнитопровода склеиваются при помощи специ-
56
альной ферромагнитной насты1. При использовании
С-образных сердечников обе его половины склеиваются
той же пастой. Введение в воздушный зазор ферромаг-
нитной пасты приводит к уменьшению полного магнит-
ного сопротивления сердечника и потерь в нем. Особен-
но эффективно использование пасты для магнитопрово-
дов малых размеров, у которых магнитное сопротивле-
ние воздушного зазора представляет значительную часть
их общего сопротивления.
Применение ферромагнитной пасты позволяет пони-
зить требования к качеству механической обработки
стыков магнитопроводов и значительно упрощает их
изготовление и сборку.
2-4. КОНСТРУКЦИЯ ОБМОТОК
Обмотки трансформаторов и дросселей должны быть
хорошо изолированы как от магнитопровода, так и друг
от друга.
Изоляция обмотки от стержневых и броневых магни-
топроводов осуществляется при помощи каркасов, изго-
товляемых из пеги гр оскопи чес кого материала, с хорошей
электрической и механической прочностью. Простейший
и наиболее распространенный тип каркаса представляет
собой гильзу, изготовляемую из электротехнического
картона (прессшпана). Сравнительно часто применяют-
ся склеенные из прессшпана каркасы, отличающиеся ат
гильз наличием боковых щечек, защищающих торцовые
части обмоток от механических повреждений. Прн мас-
совом производстве трансформаторов и дросселей ис-
пользуются сборные каркасы, изготовляемые из твердых
изоляционных материалов (гстииакса или текстолита),
или каркасы, прессованные из различных изоляционных
пластмасс.
Образцы гильзы и штампованного каркаса приведе-
ны на рис. 2-5.
Кроме каркаса, предохраняющего обмотки от сопри-
косновения с магнитопроводом, катушка трансформато-
ра или дросселя содержит также междуслоевую, меж-
дуобмоточиую и внешнюю изоляцию. Междуслоевая изо-
1 Состав пасты: эпоксидная смола ЭД-5—18,5 весовых частей
(в. ч), карбонильное железо Р-4—77,0 в. ч, малеиновый ангидрид —
4,5 в. ч.
57
ляция служит для изоляции отдельных слоев каждой
обмотки друг от друга. Она необходима лишь в высоко-
вольтных трансформаторах, в которых имеется большая
разность потенциалов между соседними слоями, В низ-
ковольтных трансформаторах и дросселях необходимой
междуслоевой изоляцией служит изоляция самого про-
вода. Однако между слоевые прокладки применяются и
а) б)
Рис. 2-5. Гильза и каркас.
в низковольтных трансформаторах для более ровной
укладки провида.
Если в трансформаторе имеется несколько обмоток,
то применяется также и междуобмоточная изоляция
для создания между ними необходимой изоляции.
Внешняя изоляция катушки предохраняет обмотку
от пробоя на корпус или на соседние детали, а также
от внешних повреждений.
Междуслоевая, междуобмоточная и внешняя изоля-
ции катушки выполняются из различных сортов изоля-
ционной бумаги: кабельной, телефонной или конденса-
торной.
58
На рис. 2-6 изображены в разрезе обмотки трансфор-
матора, намотанные на гильзе и на каркасе. Из рис. 2-6
видно, что витки обмотки располагаются не до всей дли-
не гильзы, а лишь на ее части. Это необходимо как ни
условиям электрической изоляции обмоток, так и для
защиты провода от механических повреждений и спол-
зания.
Обмотка, изображенная на рис. 2-6, называется мно-
гослойной рядовой, так как се отдельные витки уклады-
ваются плотно виток к витку. При невысоких рабочих
Рис. 2-7. Схема укладки
провода обмотки «визвал».
напряжениях, небольших диаметрах проводов и хорошей
их изоляции иногда применяют обмотку с беспорядоч-
ным расположением отдельных витков (обмотка «внавал»
или «вразброс»). Для выравнивания обмотки и умень-
шения вероятности появления короткозамкнутых витков
намотку «внавал» ведут отдельными слоями, между ко-
торыми помещают междуслоевую изоляцию (см.
рис. 2-7).
К одной из разновидностей многослойной рядовой
обмотки относится галетная обмотки, при которой вто-
ричная обмотка трансформатора выполняется в виде
одной нлн нескольких электрически изолированных друг
от друга секций — галет. Такая конструкция обмотки
наиболее часто применяется в высоковольтных и высо-
копотепциальных трансформаторах, в которых вторич-
ные обмотки должны быть хорошо изолированы от пер-
вичной.
На рис. 2-8 б качестве примера приведена конструк-
ция обмоток высоковольтного трансформатора, у кото-
59
рого первичная обмотка (оц) выполнена на гильзе,
а вторичная (w2) —в виде отдельной галеты.
Однако галетная конструкция может быть успешно
применена и в низковольтных трансформаторах. Выпол-
няя вторичную обмотку из большого количества стан-
дартных галет и изменяя лишь схему их соединения,
можно получить от трансформатора различные выход-
ные напряжения.
Конструкция обмотки тороидальных сердечников зна-
чительно отличается от описанной выше конструкции
обмоток стержневых и Ш-образных сердечников. Это
отличие заключается прежде всего в отсутствии специ-
ального изоляционного каркаса. В тороидальных транс-
форматорах и дросселях изоляция обмогок от магнито-
провода осуществляется путем обматывания сердечника
лентой из изоляционного материала (обычно лакоткани
или микалеиты).
В отличие от катушечной обмотки обмотка то-
роидальных трансформаторов и дросселей располагается
по всей длине сердечника, полностью закрывая его.
Следует также отметить конструктивную особенность
этой обмотки, обусловленную различием в величинах на-
ружного и внутреннего диаметров тороида. Если укла-
дывать витки обмотки по наружному диаметру рядом
друг с другом, то по внутреннему диаметру, имеющему
периметр значительно меньшей длины, все витки ие
смогут быть уложены в один слой; благодаря этому тол-
щина намотки по внутреннему диаметру увеличивается.
Из-за указанной особенности тороидальной намотки
в ней неудобно применять между слоевую изоляцию. По-
этому при тороидальной намотке целесообразно приме-
нять провода с '.повышенной электрической прочностью
(как, например, провода марки ПЭВ-2 иди ПЭЛШКО).
Междуобмоточная и внешняя изоляция тороидальной
обмотки обычно выполняется из микалеитиой бумаги
или пленочных диэлектриков (например, фторопласта).
Общий вид обмотки тороидального трансформатора при-
веден на рис. 2-9.
Рассмотрим теперь, каким образом размещаются
обмотки трансформаторов и дросселей на магинтопро-
водах.
На рис. 2-10 приведены эскизы размещения обмоток
па стержневых и броневых магнитопреводах.
60
Конструкция по рис. 2-10,я иногда применяется в вы-
соковольтных трансформаторах, так как разделение об-
моток позволяет улучшить их изоляцию друг от друга.
Ее недостатком является большое рассеяние магнитного
потока.
Конструкции по рис. 2-10,5 и в применяются в низко-
вольтных трансформаторах. Основными достоинствами
стержневого трансформатора, собранного по рис. 2-10,5,
являются: малая индуктивность рассеяния вследствие
Ряс. 2-9. Схематические изображен и с многослой-
ной тороидальной .обмотки.
меньшего числа витков на каждой катушке, а также и
меньшей толщины намотки; меньший расход обмоточных
проводов, так как уменьшение толщины намотки приво-
дит к уменьшению средней длины витка обмоток. Кроме
того, при этой конструкции увеличивается относительная
поверхность охлаждения катушки. Основными достоин-
ствами броневого трансформатора, собранного по
рис. 2-10,б, являются: необходимость только одной ка-
тушки с обмоткой вместо двух, применяемых для стерж-
невого трансформатора, более высокий коэффициент за-
полнения окна сердечника обмоточным проводом; ча-
стичная защита обмотки ярмом сердечника от механиче-
ских повреждений.
На рис. 2-10,г показано размещение обмоток трех-
фазного двухобмоточного трансформатора на магнито-
проводе стержневого типа; на каждом стержне размеща-
ется катушка с двумя обмотками: первичной и вторич-
61
Рис 2 10, Размещение обмоток на магнитопроводах стержневого, броневого и тороидального типа
ной. На рис. 2-10,(9 показано размещение обмоток др ос-
селя переменного тока (или обмотки сглаживающего
дросселя) на Ш-образном магнитопроводе. На рис.
2-10,(?, ж и з показано размещение обмоток однофазных
дросселей насыщения на двух отдельных О-образпых
сердечниках, на одном Ш-образном и на двух отдельных
Ш-образных сердечниках.
При равной мощности, конструкции дросселей, вы-
полненные на рис. 2-10,6? и з, имеют меньший вес стали,
чем конструкция рис. 2-10,ж. В конструкциях рис. 2-10,е
и з поток проходит по всему объему сердечника, в кон-
струкции же, выполненной по рис. 2-10,ж, переменный
магнитный поток в среднем стержне отсутствует. По рас-
ходу меди более выгодны конструкции рис. 2-10,е и ж,
имеющие меньшую среднюю длину витка обмотки управ-
ления и большую поверхность охлаждения. По простоте
сборки и изготовления наиболее простой является кон-
струкция рис. 2-10,ж. Эта конструкция нашла наиболь-
шее применение для изготовления однофазных дросселей
насыщения.
На рис. 2-10,и и к приведены две конструкции трех-
фазных дросселей насыщения, у которых обмоткн раз-
мещены на трех Ш-образных сердечниках. По расходу
стали более выгодна конструкция рис. 2-10,и, у которой
весь объем магнитопровода пронизывается переменным
магнитным потоком: по расходу меди следует отдать
предпочтение конструкции рис. 2-10,к, имеющей мень-
шую среднюю длину витка обмоток переменного тока и
обмоткн управления.
Рассмотрим теперь основные способы размещения
обмоток на тороидальных магнитопроводах (рис. 2-10,л
и м).
На рис, 2-10,л показано размещение обмоток то-
роидального трансформатора. Сравнивая эту конструк-
цию с рассмотренными выше конструкциями стержневых
и броневых трансформаторов, следует отметить ее основ-
ное преимущество. Оно заключается в практически пол-
ном отсутствии рассеяния магнитного потока, если каж-
дая из обмоток равномерно распределена по сердечнику.
Основной недостаток тороидального трансформатора за-
ключается в том, что тепло, выделяемое в сердечнике,
излучается через обмоткн, увеличивая их нагрев и
уменьшая таким образом мощность трансформатора.
G3
Размещение обмоток ио рис. 2-10,л применяется не
только для трансформаторов, ио и для дросселей пере-
менного тока.
На рнс. 2-1 Оря показано размещение обмоток дроссе-
ля насыщения. Рабочие обмотки дросселя расположены
на двух отдельных тороидальных магпнтопроводах;
управляющая обмотка расположена поверх рабочих обмо-
ток, охватывая их снаружи, Эта конструкция, подобная
конструкции рис. 2-10,е, является наилучшей для изго-
товления дросселей насыщения (а также и магнитных
усилителей), так как в ней полностью используется весь
объем сердечника, отсутствуют воздушный зазор и рас-
сеяние магнитного потока.
2-5. КОНСТРУКТИВНОЕ ОФОРМЛЕНИЕ ТРАНСФОРМАТОРОВ
И ДРОССЕЛЕЙ
Кроме магннтопровода и обмоток, трансформаторы
и дроссели содержат ряд дополнительных элементов,
к которым относятся:
1) детали для сборки отдельных частей сердечника и
крепления собранного трансформатора и дросселя;
2) детали для подключения трансформаторов и дрос-
селей в схему;
3) внешняя электроизоляция и влагозащита.
После того как выбраны магнитопровод и обмотки,
конструкция остальных элементов определяется в основ-
ном теми условиями, в которых используются трансфор-
маторы и дроссели.
В соответствии с этим все трансформаторы и дроссе-
ли могут быть разделены на две основные группы', от-
крытые и закрытые (герметизированные). Рассмотрим
вначале дополнительные элементы конструкции низко-
вольтных1 открытых трансформаторов и дросселей. Все
магнитопроводы, используемые как в открытых, так и
в закрытых трансформаторах и дросселях, должны быть
хорошо скреплены для получения механически прочной
конструкции. При этом необходимо обеспечить получе-
1 Низковольтными 'принято называть трансформаторы и дрос-
сели, у которых величина рабочего напряжения (или рабочего потен-
циала) обмотки пе превышает 1 000 в,
64
ние минимальных воздушных зазоров и уменьшить «гу-
дение» 1 магнитопроводов,
Пластинчатые магннтопроводы трансформаторов пос-
ле сборки стягиваются шпильками посредством метал-
лических (обычно стальных) пластинок или специальных
накладок, которые одновременно используются и для
крепления трансформатора к шасси, Стнжные шпильки,
планки и обоймы должны быть изолированы от магин-
топровода бумагой или прессшпаном, с тем чтобы пред-
Рис. 2-11, Трансформатор с сердечником, стянутым 'наклад-
ными стойками.
отвратить возможность образования короткозамкнутого
витка вокруг всего сердечника или его части; образова-
ние такого витка приводит к сильному нагреву трансфор-
матора и потере им мощности. На рис, 2-11 изображена
конструкция трансформатора броневого типа, стянутого
накладными стойками.
При малых размерах магнитопровода для стяжки
трансформаторов и сглаживающих дросселей броневой
конструкции иногда используют обойму специальной
формы, в которую запрессовывают собранный трансфор-
матор или дроссель; обойма имеет ушки для крепления
к шасси (рис, 2-12), Обоймы, используемые для сглажи-
вающих дросселей, должны изготовляться из немагнит-
ного материала. При использовании обойм необходи-
1 Основной причиной гудения являются магнитострикция, т, е,
изменение формы и размеров сердечника при намагничивании, а так-
же механические колебания плохо затянутых деталей магиитопро-
вода под влиянием периодического изменения магнитного потока
с частотой питающей сети.
5—2589 65
мость в стяжных шпильках отпадает, что является пре-
имуществом данной конструкции.
Одна из конструкций, применяемых для стяжки и
крепления ленточных С-образных сердечников, изобра-
жена на рис. 2-13. В этой конструкции сердечники стяги-
ваются двумя стальными лентами при помощи специаль-
ных винтов. Обе ленты привариваются к основанию,
с помощью которого магнитопровод крепится к шасси.
Как уже отмечалось в § 2-3, стяжку магнитопроводов
можно заменить склейкой их торцов при помощи ферро-
Рис, 2-12. Трансформатор с сердечником, сжатым спе-
циальной обоймой.
магнитной пасты. Для этого при использовании пластин-
чатых магнитопроводов необходимо предварительно про-
питывать собранные пакеты склеивающим составом.
Ленточные же магиитопроводы склеиваются в процессе
их изготовления. Применение склейки торцов позволяет
отказаться от стяжных планок, накладок, шпилек и лент,
что значительно упрощает конструкцию и сборку магни-
топроводов.
Тороидальные магнитопроводы трансформаторов н
дросселей насыщения являются неразъемными и поэто-
му стяжки не требуют. Одна нз конструкций для креп-
ления тороидального трансформатора к шасси приведе-
на на рис. 2-14.
Рассмотрим конструкцию выводов, необходимых для
включения трансформаторов и дросселей в схему.
На приведенном выше рис. 2-11 показана конструк-
ция выводов для открытых низковольтных трансформа-
торов и дросселей. В этой конструкции выводы осуще-
ствляются путем припайки проводников обмоток, наде-
тых в изоляционные (липоксиновые, полихлорвиниловые
или фторопластовые) трубки, к лепесткам, расподожен-
66
ным ла изоляционных панелях. Панель с лепестками
привернута к стяжной обойме.
Наличие панелей с лепестками увеличивает число де-
талей. Поэтому сравнительно часто применяется кон-
струкция, приведенная на рис. 2-15, в которой лепестки
Рис. 2-13. Конструкция
крепления и стяжки ленточ-
ного С-образного сердечни-
ка броневого типа.
Рис. 2-il4. Конструкция
крепления тороидального
трансформатора.
размещаются по наружному периметру катушки в тор-
цовых ее частях.
В трансформаторах с галетными обмотками приме-
няется конструкция, в которой выводные концы обмоток
припаиваются к внутренней части полых контактных
штифтов, закрепленных иа специальной изоляционной
бобышке. Бобышка закрепляется на боковой стороне га-
леты. Подключение вводных и выводных концов, а так-
же соединения между отдельными галетами осуще-
ствляются путем припайки проводов к наружной поверх-
ности штифтов. На рис. 2-16 в качестве примера приве-
ден чертеж низковольтного галетного трансформатора
G7
со стержневым С-образным сердечником, в котором при-
менена описанная выше конструкция выводов. Особен-
ностью галетных трансформаторов является возмож-
ность применения для дополнительного охлаждения об-
мотки специальных теплоотводящих пластин — радиато-
ров, вставленных между галетами. Такие радиаторы
имеются и в трансформаторе, изображенном на рис, 2-16.
Рис 2Л5. Установка лепестков на катушке
Рассмотрим методы защиты обмоток трансформато-
ров и дросселей от внешних воздействий,
Наиболее простым методом защиты обмоток от воз-
действия влаги является их пропитка изоляционными ла-
ками, Пропиткой называется заполнение пропитываю-
щим составом микроскопических пор изоляционных ма-
териалов, а также заполнение мелких промежутков меж-
ду витками обмоток слоями волокнистой изоляции и
конструктивными элементами трансформатора или дрос-
селя. Пропитка не только повышает влагостойкость
обмотки, по и увеличивает ее электрическую и механиче-
скую прочность, повышает допустимую температуру на-
грева и увеличивает теплопроводность. Однако одна
только пропитка не обесепчивает полной защиты обмо-
ток от воздействия влаги. Для открытых трансформато-
ров и дросселей, работающих в условиях повышенной
влажности, более совершенная влагозащита может быть
68
обеспечена 'путем заделки торцов катушки изолирующи-
ми составами ц покрытия собранного трансформатора
или дросселя специальными обволакивающими состава-
ми. Обволакивание не только значительно повышает
влагостойкость изоляции, но и обеспечивает дополни-
тельную защиту обмотки от механических повреждений.
К обволакивающим составам, применяемым для транс-
форматоров и дросселей, работающих при изменении
температуры окружающей среды в широких пределах,
Рис 2-16 Трансформатор с
галетными обмотками.
предъявляется требование достаточной механической
стойкости во всем диапазоне изменения рабочих темпе-
ратур. Однако большинство обволакивающих составов,
применяемых в настоящее время, не может обеспечить
полное удовлетворение всех предъявляемых к ним тре-
бований. Поэтому в тех случаях, когда требуется обес-
печить весьма высокую надежность работы трансформа-
торов и дросселей в условиях резкого изменения темпе-
ратуры и воздействия влаги, их следует полностью гер-
метизировать. Под герметизацией понимается полная
изоляция трансформатора или дросселя от окружающей
среды при помощи непроницаемой для воздуха и влаги
оболочки, выполненной из металла и залитой специаль-
ным изоляционным составом.
На рис. 2-17 приведена конструкция низковольтного
герметизированного трансформатора броневой конструк-
69
кЗарц- битума
Рис. 2-17. Конструкция герметизированного
низковольтного трансформатора.
ции. Магнитопровод трансформатора закреплен к верх-
ней крышке кожуха при помощи угловых скоб и ци-
линдрических колонок. Концы обмоток выведены из ко-
жуха с помощью стеклянных или керамических изоля-
торов, припаянных к крышке кожуха. Крышка с транс-
форматором герметически припаяна к кожуху. Остав-
шееся в кожухе свободное пространство заполнено изо-
лирующим компаундом, обладающим хорошей теплопро-
водностью (обычно кварц-битумом). Для компенсации
Рис. 2-18. Трансформатор защищенного исполнения.
расширения изолирующего компаунда под верхней
крышкой кожуха оставляют свободное пространство.
Для увеличения теплоотвода верхняя крышка непосред-
ственно соприкасается с магнитопроводом. В рабочем
положении кожух размещается изоляторами вниз и за-
крепляется к шасси.
Метод герметизации трансформаторов и дросселей
в металлических кожухах обеспечивает наиболее надеж-
ную влагозащиту и электроизоляцию обмоток; однако
их вес и объем при этом .значительно возрастают. По-
этому наиболее распространенной является открытая
влагозащищенная конструкция.
Однако иногда для лучшей механической защиты об-
моток открытых трансформаторов применяют полуза-
крытую конструкцию, в которой обмотка закрывается
металлическими крышками с отверстиями для лучшего
отвода тепла (рис. 2-18).
б)
Р,ис. 2-19. Конструкции открытых
высоковольтных трансформаторов
а — через высоковольтные изоляторы,
б — высоковольтными проводами.
логичен для массового производства; третий способ тре-
бует изготовления специальных пресс-форм.
Выводы концов обмоток высоковольтных галетных
трансформаторов открытой конструкции выполняются
Рассмотрим теперь
особенности конструкции
высоковольтных и высо-
копотенциальных транс-
форматоров и дросселей.
Для обеспечения не-
обходимой изоляции меж-
ду низковольтной (сете-
вой) и высоковольтной
(вторичной) обмотками
трансформатора вторич-
ную обмотку обычно вы-
полняют в виде одной
или нескольких галет.
В высоковольтных
трансформаторах и дрос-
селях открытой конструк-
ции изоляция галет мо-
жет выполняться следую-
щими способами: а) пу-
тем изолировки галеты
необходимым количест-
вом слоев длинноволок-
нистой бумаги с после-
дующей ее пропиткой и
обволакиванием; б) пу-
тем изолировки галеты
несколькими слоями плен-
ки из фторопласта, пред-
варительно покрытой спе-
циальным склеивающим
составом; в) путем за-
ливки предварительно
пропитанной галеты эпо-
ксидной смолой. Наибо-
ле простым и дешевым
способом изоляции явля-
ется первый; второй спо-
соб недостаточно техно-
72
обычно следующими способами: а) через высоковольт-
ные изоляторы и б) высоковольтными проводами
(рис. 2-19).
Изоляторы цилиндрической формы образуются при
заливке галеты в пресс-форме и представляют собой
единое целое с оболочкой галеты. Выводы высоковольт-
ной обмотки пропускаются через полые контактные
штифты, запрессованные в изоляторы, и припаиваются
к иим (рис. 2-19,а).
Для герметизации места присоединения внешних вы-
соковольтных проводов могут быть использованы спе-
циальные резиновые наконец вики. Плотно прилегая к по-
верхности цилиндрического изолятора и к изоляции вы-
соковольтного провода (марок ПВГ, ПВЛ, ЛПЛ или
других), эти наконечники обеспечивают достаточно на-
дежную герметизацию места присоединения. Такая кон-
струкция выводов применяется в высоковольтных транс-
форматорах, работающих при пониженном атмосферном
давлении (до 90 мм рт, ст.).
Па рис, 2-19,6 приведена конструкция высоковольт-
ного трансформатора, у которого выводы обмотки осу-
ществляются высоковольтными проводами, непосред-
ственно присоединенными к проводам обмотки, В отли-
чие от конструкции с высоковольтными изоляторами ме-
ста пайки размещаются внутри обмотки, Длина вывод-
ных высоковольтных проводов выбирается так, чтобы
трансформатор можно было подключить непосредствен-
но к нагрузке.
Конструкция рис. 2-19,а более сложна в изготовле-
нии, однако она более технологична; обмотка в этом слу-
чае представляет собой полностью законченную и доста-
точно надежную конструкцию, В конструкции рис, 2-19,6
требуется применение высоковольтных проводов с изо-
ляцией, способной выдерживать высокую температуру
в процессе изготовления обмотки. Большие затруднения
вызывает наличие неизбежных пустот вблизи места при-
соединения выводных проводов; возникающая в этих ме-
стах ионизация сокращает срок службы изоляции. Тем
не менее конструкция рис. 2-19,6 может использоваться
в трансформаторах на напряжения до 5 кв, работающих
при нормальном атмосферном давлении. Для трансфор-
маторов, работающих при более высоких напряжениях,
и для всех высоковольтных трансформаторов, работаю-
73
щих при пониженном атмосферном давлении, следует
рекомендовать конструкцию выводов по рис. 2,19,ш
В последнее время разработана серия высоковольт-
ных трансформаторов напряжением до 20 кв открытого
исполнения. Междуслоевой, междуобмоточной изоляцией
и изоляцией поверх обмотки служит пропиточная бума-
га. Трансформатор пропитывается и заливается эпоксид-
Рис. 2-20. Конструкция высоко-
вольтного герметизированного
трансформатора.
ными компаундами. Выво-
ды обмоток выполняются
высоковольтным проводом.
Высоковольтные транс-
форматоры и дроссели, пред-
назначенные для использо-
вания в особо тяжелых кли-
матических условиях, вы-
полняются в закрытом
исполнении.
В практике мощного
трансформаторостроен ия в
качестве изоляции и для
охлаждения используется
трансформаторное масло.
Однако в высоковольтных
трансформаторах и дроссе-
лях трансформаторное мас-
ло применяется очень редко.
Это объясняется небольшой
допустимой температурой
масла, его большой вяз-
костью при отрицательных
температурах и большим
тем п ер а ту р ны м коэффи-
циентом объемного расши-
рения.
Указанные свойства трансформаторного масла пре-
пятствуют его использованию прн больших измене-
ниях температуры окружающей среды и при понижен-
ном атмосферном давлении. При использовании транс-
форматорного масла значительно усложняется конструк-
ция трансформатора, увеличиваются его вес и .раз-
меры.
Поэтому трансформаторное масло применяется лишь
для трансформаторов и дросселей, рассчитанных на на-
7-1
пряжения порядка 20 кв и выше, или при их использова-
нии в установках с нормальными климатическими усло-
виями.
В установках с тяжелыми климатическими условиями
возможно применение той же конструкции, что и для
низковольтных трансформаторов, но с соответственно
увеличенными изоляционными расстояниями и больши-
ми размерами изоляторов, В качестве материала для за-
ливки кожуха целесообразно использовать кварц-битум,
обладающий высокой теплостойкостью и достаточно вы-
сокими изоляционными свойствами. Если трансформатор
предназначен для использования при пониженном дав-
лении, его выводы могут быть изолированы с помощью
описанных выше герметизирующих резиновых колпач-
ков.
На рис. 2-20 приведена одна из конструкций закрыто-
го высоковольтного трансформатора с герметизирован-
ными выводами.
ГЛАВА ТРЕТЬЯ
ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ
ПРОЕКТИРОВАНИЯ ТРАНСФОРМАТОРОВ
И ДРОССЕЛЕЙ МАЛОЙ МОЩНОСТИ
3-1. КОНСТРУКТИВНО-ЭКОНОМИЧЕСКИЕ ТРЕБОВАНИЯ
К ТРАНСФОРМАТОРАМ И ДРОССЕЛЯМ
Рассмотрим теперь требования, которые предъявля-
ются к современным конструкциям трансформаторов и
дросселей малой мощности [Л. 10].
Размеры и конструкция трансформаторов и дроссе-
лей определяются прежде всего электрическими требо-
ваниями. Так, например, трансформатор при заданной
мощности должен удовлетворять еще и заданным тем-
пературе перегрева обмоток, к. п. д., определенной вели-
чине тока холостого хода или падения напряжения
в обмотках. Сглаживающий дроссель фильтра при за-
данной индуктивности должен иметь определенную ве-
личину омического падения напряжения (необходимую
постоянную времени его обмотки) или заданную темпе-
ратуру перегрева обмотки. Дроссель насыщения при
75
заданной мощности регулирования должен удовлетво-
рить еще и необходимым пределам изменения напряже-
ния на зажимах обмоток переменного тока при заданных
пределах изменения тока в обмотке управления, а также
определенному к, п. д. или температуре перегрева об-
моток.
На основании приведенных выше требований могут
быть разработаны трансформаторы и дроссели, значи-
тельно отличающиеся как по конструкции, так и по эко-
номическим показателям. Поэтому, кроме электрических
требований к трансформаторам и дросселям, должны
быть предъявлены также и определенные конструктив-
но-экономические требования. Характер этих требований
в значительной мере зависит от рода и назначения аппа-
ратуры, для которой проектируется данный трансформа-
тор или дроссель.
При заданных электрических параметрах всегда мож-
но спроектировать трансформатор или дроссель, который
будет иметь наименьший возможный вес, наименьший
объем, наименьшую стоимость.
Наименьший вес и наименьший объем относятся
к первостепенным требованиям для трансформаторов и
дросселей переносной, самолетной и других видов аппа-
ратуры специального назначения, где особенно важно
уменьшить общий вес и объем аппаратуры. Требование
наименьшей стоимости относится к основным конструк-
тивно-экономическим требованиям для трансформаторов
и дросселей стационарной аппаратуры, в которой их вес
не имеет существенного значения; особенно важно это
для аппаратуры массового выпуска, где даже незначи-
тельное уменьшение стоимости дает в результате боль-
шую экономию денежных средств.
Снижение веса, объема или стоимости трансформато-
ров и дросселей с целью получения от них максималь-
ной мощности или индуктивности может быть осуще-
ствлено следующими способами:
1. Выбором магнитных материалов, с большой маг-
нитной индукцией насыщения при минимальных удель-
ных потерях и стоимости (для трансформаторов) и вы-
сокой максимальной магнитной проницаемостью при
достаточно высокой индукции насыщения (для дроссе-
лей) .
76
2. Повышением допустимой температуры перегрева
магнитопровода и обмоток до такой величины, при кото-
рой еще возможна достаточно надежная работа в тече-
ние всего заданного срока службы.
3. Выбором наиболее эффективной конфигурации
сердечников (стержневой, броневой или тороидальной).
4. Отысканием оптимальных соотношений между
основными линейными размерами сердечника выбранной
конфигурации (или, как говорят, «оптимальной геомет-
рии» трансформатора или дросселя).
5. Рациональным электрическим расчетом, при кото-
ром выполняются электрические конструктивные эконо-
мические и различные специальные требования, 'постав-
ленные перед разработчиком.
Следует отметить, что повышение частоты питающей
сети позволяет получить значительное уменьшение раз-
меров и веса трансформаторов н дросселей насыщения.
Одиако этот выигрыш может быть реализован лишь при
наличии специальных магнитных материалов.
3-2. ВЫВОД ОСНОВНОГО РАСЧЕТНОГО УРАВНЕНИЯ
ТРАНСФОРМАТОРА
Для решения вопросов, связанных с отысканием
оптимальной геометрнн и выбором наивыгоднейшей кон-
фигурации магнитопровода и катушки, необходимо вы-
разить мощность трансформатора в зависимости от его
геометрических размеров.
Последующий анализ ведется применительно к одно-
фазным двухобмоточным трансформаторам мощностью
до 1 ОСЮ ва при частоте 50 гц и до 2 500 ва при частоте
400 гц при напряжении вторичной обмотки, не превы-
шающем 1 000 в. Предполагается также, что температу-
ра перегрева обмоток трансформатора задана. Выводи-
мые ниже основные уравнения (3-15—3-17) справедли-
вы для трансформаторов, мощность которых больше кри-
тической.
На основании выражений (1-26), (1-27), (1-28),
(1-47), и принимая E^U^, получим выражение для ти-
повой мощности трансформатора в виде:
^«-^-(1+^-). (3-1)
77
где э. д. с. Е2 может быть определена из (1-2), а сила4
тока — из выражения
Ц — 8а5мз
!02
W2
(3-2)
где 83 — плотность тока во вторичной обмотке, п/л/лг2;
SM3— сечение меди вторичной обмотки, см2;
— число витков вторичной обмотки.
Для двухобмоточного трансформатора можно прибли-
женно принять, что
Sin = 5МЗ =- SM; (3-3)
8, = ^ = 8, (3-4)
где SM — сечеиис меди катушки трансформатора.
Выразим активные сечения стали и меди через их гео-
метрические размеры:
5ст.акт ^ст^стj 5М = 50К/^м, (3-5)
где SCT — геометрическое сечение сердечника, см2;
S0K— полная площадь окна магиитопровода, см2;
&ст и kn— коэффициенты заполнения магнитопровода и
катушки.
Подставляя в выражение (3-1) значения /а, SM2,
Зст.акт, и 83 из (1-2), (3-2), (3-3), (3-4) и (3-5), после
несложных преобразований найдем:
Ып = 1Л(1 + ^)МЛАЯ0-* ва. (3-6)
Все величины, входящие в (3-6), за исключением В
и д, либо заданы, либо являются функцией геометриче-
ских размеров сердечника. Однако индукция В и плот-
ность тока д могут быть также выражены через геоме-
трические размеры трансформатора. Для этого исполь-
зуются приведенные в гл, I выражения (1-29) и (1-32),
связывающие В и 6 с потерями в магнитопроводе и в об-
мотках,
78
Входящие в (1-29) и (1-32) величины GCT и 0^ выра-
зим через геометрические размеры магнитопровода и ка-
тушки.
GCt = Уст^ст.акт ' 10 3 YctBct'^ct 10 3, KZ
См (м!' м == 2, (3-8)
где GCT — вес магнитопровода, кг;
GM — вес меди катушки, г;
уст, Тм — удельные веса стали сердечника и меди
обмотки, г/сл/Л
Пет.акт, VM—активные объемы магпитоировода и ка-
тушки, слт3;
14т, VYi — геометрические объемы магнитопровода и
катушки, см3.
Подставляя (3-7) в (1-29), получаем:
Рст = ^Ao^Yct^cXt • 1011, вт, (3-9)
откуда
, .>—, гс. (3-10)
"’р/?ю7 СТ^С ГТ
Подставляя (3-8) в (1-32), получаем:
Рм = рм/гм1М2-101, вт, (3-11)
откуда
8=И „-ь7'-,п.. (з-12)
г рм/гмК-101 ’ ' х 1
Используя выражения (1-55) и (1-56), получаем:
РСТ “ст^охл.стД^ст, С(П'} (3-13)
Т5!! == (3-14)
Подставляя (3-13) в (3-10) и (3-14) в (3-12), получаем:
т5охл.стА^ст 1011
^PjCiolni^c т^ст
а!мм\
(3-15)
(3-16)
79
Значения В и 5 из (3-15) и (3-16) подставляем в (3-6) и
производя преобразования, находим
Р1Ш, = 3,5.10~» <1 -I---— "V X
I 1 7j COS X 4
Йс ДЛЛе т q q ~\ f
ок У ~v~Vv,
При установившемся режиме работы можно считать,
что все элементы конструкции трансформатора имеют
одинаковую среднюю температуру, т. е.
Д'ист Дтм Дт, °C.
(3-18)
Рассмотрим члены, входящие в правую часть уравнения
(3-17). Частота питающей сети f и температура перегре-
ва трансформатора Ат являются заданными. Величины
Рю, Уст, ke.r и рм зависят лишь от качества выбранных
для трансформатора активных материалов. Величины т|,
cos гр, £м и аст можно в первом приближении считать не-
зависящими от геометрических размеров или мощности
трансформатора. Величина же коэффициента теплоотда-
чи обмотки а.м, как было показано в § 3-1 (рис. 1-7),
в значительной степени зависит от геометрических раз-
меров, а следовательно, и от мощности трансформатора.
Эта зависимость может быть выражена эмпирической
формулой (1-56), которая может быть использована для
определения коэффициента теплоотдачи лишь тех транс-
форматоров, мощность которых больше критической (см.
§ 3-3).
Введем также обозначения
Aj = 3,5.10-3 fl-I-—1—; (3-19)
\ 1 7] COS <р / 1 Т йрАоТетрм V !
(3-20)
где ~ коэффициент, зависящий лишь от геометрических
размеров трансформатора.
Все величины, входящие в правую часть уравнения
(3-20), могут быть однозначно выражены, например, через
размер магнитопровода а и постоянные коэффициенты,
зависящие лишь от соотношений между геометрическими
размерами магнитопровода.
80
Обозначая
kyi , ‘Sqk — ^2^, — &3flaj
^охл.м ~ ^4^“; VCT = &5&3; I/K = £e&3 (3-21)
и подставляя (3-21) в (3-20), получаем:
4,= ДД/^.
(3-22)
Подставляя в (3-17) выражения (3-18), (1-67),
(3-20), получаем:
ТИП ““ — _ ZZ .. «
(3-19) и
(3-23)
Выражение (3-23) представляет собой кубическое уравне-
ние вида:
би„+#₽™-^(«г)! = 0. (3-24)
В таком виде уравнение (3-24) соответствует общей форме
кубического уравнения
ах3 -ф- bx2 -ф- сх -ф- d — 0 (3-25)
Л , М , Л п . (kk?y
при а ----- 1; Ь = с — 0; d — —.
r W X
Путем замены переменных уравнение (3-25) преобразуется
к виду:
у3 -ф- Зру -ф- 2, у = 0, (3-26)
где
1с 1 / b V 1 / Л4 V ,Q Q7x
-°=-V—9-(t)=“v(at) <3’27*
И
1 / Ъ \8 1 be , d f М \3 /Нг\2 /о
27 \ а ) 6 а® г a J
Для определения числа действительных решений уравне-
ния (3-24) находим знак дискриминанта D— ?2-|-Дэ- Для
всех практически встречающихся значений М и Nqa > р3
и поэтому уравнение имеет лишь одно действительное
решение.
6—2589 81
Пользуясь формулой Кардана, находим это решение
в виде:
yq* + pt~+y~q- у р\
(3-29)
На основании сказанного выше можно без существенной
погрешности положить:
Тогда получим:
/7а4-/23 q.
(3-30)
Переходя от переменной у к переменной х = Ртпп по
формуле х= уг — Ъ/За, получим:
(3-31)
/Л1\3 { kk 'р
Величиной 2 110 сравнению с для всех зна“
чений линейного размера а (при мощности трансформат ор
больше критической) можно пренебречь.
Тогда получим:
р ,_____(kkr)* М /О OQ\
Подставляя в (3-32) значения k и kT из (3-19) и (3-22),
после несложных преобразований найдем:
РТИп ~ 2,32- 10~а
1 V -
) Ма
7] СОЗ J
^pAoYctPxv/V
34
“feX
(3-33)
Уравнение (3-33) справедливо лишь для таких транс-
форматоров, у которых отсутствует передача тепла от
сердечника к обмотке и все тепло, выделяющееся
в сердечнике и катушке, излучается через их открытые
поверхности. Поэтому уравнением (3-33) можно поль-
82
зоваться лишь для стержневых и броневых трансформа-
торов.
Иначе обстоит дело в тороидальном трансформаторе,
у которого весь сердечник полностью закрыт обмотка-
ми и поэтому все выделяющееся в нем тепло может
излучаться лишь через его обмотки. В этом случае на
основании (1-53) имеем:
Р П == Per “F Р М. = атр*^охл. (3-34)
где йтр — суммарный коэффициент теплоотдачи транс-
форматора;
Дт— установившаяся температура перегрева обмоток.
Обозначим отношение потерь в меди к потерям в стали
(3‘35)
Подставляя (3-33) в (3-32), получаем:
Р™ ' 1 4- м • (3-иО)
Подставляя (3-10), (3-12) и (3-36) в (3-6), после преобра-
зований получаем:
^тиц = 3,5.10-3 fl 4----Jf—X
11 ц \ 1 cosy/' 1£J14-4ZX
X/ « / &М&СТ ScT SqkSq j л.м /О *?7\
А ' АрДюТстРм __ XVctVk '
Величина р—- при изменении соотношения между поте-
рями в медн и в стали даже в очень больших пределах
— ч- 3^ остается практически постоянной (0,43ч-0,5).
Принимая -?г, получаем основное расчетное урав-
нение для тороидальных трансформаторов в виде:
Ртип =• 1,75 • 10-ф1 + Х"т) X
1 Sct Зок^охл. М /п пп\
ApAoYctPm ‘ { >
6* S3
Обозначим
£ = 1,75.10-’fl+ Ъдт]/—Alhl— (3-39)
\ । т] cos у;/ у АрАоГстрм к >
И
kT = sCTs0Ksoe^.
\fV ст I7к
Подставляя в (3-40) значения SCT, SOKJ Sox-л.м» VCT и VK
из (3-21), получаем
<3'4”
Зависимость коэффициента агр от выражается (как
и для ам) формулой вида:
’ (3‘42)
Подставляя (3-39), (3-40) и (3-42) в (3-37), получаем:
P^^kkr . (3-43)
Выражение (3-43) представляет собой квадратное уравне'
ние вида:
С+4-^~-^ = 0. (3-44)
Решая это уравнение относительно Ртип и ’подставляя
значения k и kv из (3-40) и (3-41), окончательно найдем:
P„n=l/ ('-^гУ+1,75.10-,('1 + — — У-£х
I/ 2У J 1 1 7) cos у J N
Ч— • • « -. - ——““ ,r " -1 7' ~
v l/ ____ П3 у/ M о
ХГ ММстРм r k,k6 2N * 7
Таким образом, нами получены основные расчетные
уравнения трансформатора питания для различных,
наиболее употребительных конфигураций магнитопрово-
да: уравнение (3-33) —для стержневой и броневой кон-
струкции и уравнение (3-45) —для тороидальной кон-
струкции.
84
Эти уравнения позволяют решить комплекс технико-
экономических проблем, стоящих перед разработчиками
трансформаторов питания малой мощности.
Уравнения (3-33) и (3-45) 1 кроме типовой мощности
позволяют также определить критическую мощность
трансформатора (§ 3-3); найти наивыгоднейшие соотно-
шения между основными геометрическими размерами
магнитопроводов различной конфигурации для транс-
форматоров минимального веса, объема и стоимости
(§ 3-4); выбрать из существующих конструкций магнито-
проводов— броневой, стержневой и тороидальной —
оптимальную, т. е. такую конструкцию, которая при про-
чих равных условиях обеспечивает получение наиболь-
шей удельной мощности трансформатора па единицу
веса, объема или стоимости (см. § 3-4); определить
оптимальные значения магнитной индукции и плотности
тока в зависимости от типовой мощности трансформато-
ра (см. § 4-2).
3-3. КРИТИЧЕСКАЯ МОЩНОСТЬ ТРАНСФОРМАТОРА
Одним из действенных методов снижения веса и
уменьшения геометрических размеров трансформатора
является увеличение его электромагнитных нагрузок —
магнитной индукции (В) в сердечнике и плотности тока
(б) в обмотках. Действительно, если мы обратимся
к уравнению (3-6), то увидим, что с увеличением В и б
мощность трансформатора при неизменных геометриче-
ских размерах (SCT и S0K) растет; при неизменной же
мощности размеры трансформатора уменьшаются с уве-
личением В и б.
Однако увеличение магнитной индукции и плотности
тока возможно лишь до некоторых, вполне определен-
ных значений, ограничиваемых предельно допустимой
температурой перегрева обмоток, величиной тока холо-
стого хода и падением напряжения в обмотках транс-
форматора. Действительно, при увеличении магнитной
1 Типовая мощность Ртип растет с уменьшением iq - cos д (см.
3-33 и 3-45). Более точные результаты анализа могут быть получены
при сравнении .конструкций но величине Рг.
Сделанные в (3-45 и ЗЛ6) допущения о независимости тепло-
вых процессов верны только для частного случая (определенная
конструкция, известная марка стали и температура перегрева).
Примем. редактора.
85
индукции растет ток холостого хода и увеличиваются
потери в сердечнике; при увеличении плотности тока ра-
стут падение напряжения и потери в обмотках С ростом
потерь в сердечнике и в обмотках увеличивается их ра
бочая температура. Однако температура трансформато-
ра не может возрастать безгранично. Существуют пре-
дельные температуры перегрева, тока холостого хода
и падения напряжения в обмотках, определяемые каче-
ством магнитных материалов сердечника, теплостой-
костью и сроком службы изоляции обмоток, потребле-
нием реактивной мощности из сети и допустимым изме-
нением выходного напряжения при изменении тока
нагрузки трансформатора.
Эти предельные значения магнитной индукции В и
плотности тока б называют критическими, а соответ-
ствующую им мощность трансформатора — критической
мощностью [Л 10].
Рассмотрим теперь, как будут изменяться величины
В и б при изменении геометрических размеров или мощ-
ности трансформатора.
В § 3-2 были выведены выражения (3-15) и (3-16),
позволяющие найги зависимость В и б от геометриче-
ских размеров, температуры перегрева и коэффициентов
теплоотдачи. Подставляя в (3-15) и (3-16) значения
^ОХЛ СТ( ^охлм, ^ст, и аы из (3-21) и (1-56) и исполь-
зуя (3-18), найдем:
1 (3-46)
г ^р^ю^ст^ст^б у а уа
§ _ I/" 1 ________________ (3-47)
г (Л-р/ур т ил) У а УМ-уМР^пУа ‘ '
Из (3-46) и (3-47) видно, что при заданной температу-
ре перегрева В и б увеличиваются с уменьшением ли-
нейных размеров и мощности трансформатора.
Выражения (3-46) и (3-47) верны лишь для тех слу-
чаев, когда значения В и б больше критических. После
того как В и б достигают критических значений, их ве-
личины, как это будет показано ниже, при дальнейшем
уменьшении линейного размера начинают уменьшаться.
Уменьшение индукции при уменьшении линейного
размера необходимо для того, чтобы сохранить неизмен-
ным относительное значение тока холостого хода.Умень-
86
шение (Плотности тока при уменьшении линейного разме-
ра необходимо для того, чтобы сохранить неизменным
значение падения напряжения
Из сказанного выше очевидно, что при мощностях
меноше критической температура перегрева обмоток и
сердечника трансформатора будет уменьшаться с умень-
шением линейного размера, в то время как при мощно-
стях больше критической она остается неизменной.
Знать величину критической мощности необходимо
как для того, чтобы правильно оценить пределы приме-
нимости основных расчетных уравнений, выведенных
в § 3-2, так и для того, чтобы правильно задавать основ-
ные исходные данные для расчета трансформаторов
в зависимости от их мощности.
Для того чтобы найти критическую мощность, выве-
дем выражение для определения магнитной индукции
при мощностях меньше критической. Решая это уравне-
ние совместно с уравнением (3-16), можно найти крити-
ческую индукцию и соответствующий ей критический
линейный размер (акр), Подставляя затем полученное
значение пкр в основное расчетное уравнение трансфор-
матора, можно будет определить его критическую мощ-
ность.
Обозначим относительное значение тока холостого хода
Л7о = ДоО. (3-48)
Пользуясь (3-2), (3-3), (3-4) и (3-5), имеем:
= а. (3-49)
Используя (3-48) и (3-49), находим удельные ампер-витки
холостого хода
aw„ = !-р . (3-50)
I ст I ст
Приближенная зависимость awn от индукции может быть
получена из кривой намагничивания в виде:
(3-51)
где k —коэффициент пропорциональности, в-сеа^а^-см^.
87
Выражение (3-51) дает приемлемую точность в диапазоне
обычно лрименяехМых значений индукции.
Обозначим относительное значение падения напряже-
ния в обмотках трансформатора
ди»/0 = ^1ОО. (3-52)
Так как Д[7°/о:^ 2ЛГ1> а — то на основании (3-49)
и (1-1) после преобразований найдем:
дг;о/« = -2^'1лв-’ (3-53>
где /ср — средняя длина витка катушки трансформатора.
Заменим в (3-53) /ср его значением из
VK-=Z0PS0Kf (3-54)
тогда получим:
<3-55)
Выразим Sj из (3-55); подставив его значение в (3-50),
а полученное из (3-50) значение awQ в (3-51), после пре-
образований найдем:
1,06-10 е 1/ р ^г/оо/оД[/°/0/]/(3-56)
Г г рм jf И нбт
Заменим в (3-56) значения SCT, S0K, из (3-21), а /от
из выражения
VCT = ZcTSCT. (3-57)
Тогда получим:
В=1,06.10- |/^^./0о/0Ду»/0)' -^==С,а. (3-58)
г м У ^5^5
Используя (3-55), (3-58) и (3-4), находим:
J = 2,35.10-ДУ0/,/1/
xTvTra2==c^- <3-59)
Из (3-58) и (3-59) видно, что при заданных величи-
нах /0% и А£7% магнитная индукция и плотность тока
88
уменьшаются с умень-
шением линейных разме-
ров трансформатора.
На рис. 3-1 приве-
ден примерный вид за-
висимостей наибольшей
допустимой индукции в
сердечнике от линейного
размера а, построенных
по уравнениям ('3-46) и
(3-58). Точка пересечения
кривых B=J(a) позво-
ляет определить значение
индукции и линейный
размер, соответствующие
критической мощности
трансформатора.
Аналитическое реше-
ние уравнений (3-46) н
имеет вид:
Рис, 3-1. Зависимость магнитной
индукции от линейного размера
при мощностях больше и меньше
критической.
(3-58) относительно а и В
«.ф = 1/ Рг = 4,5-10’фх
г с3
(3-60)
ас тДтрм
kр Р! оY с тrk М /в% Д и°/о f
&
^5^6
(3-61)
Уравнение для определения критической мощности стерж-
невых и броневых трансформаторов получим в результате
подстановки в (3-33) значения якр из (3-60):
Лф = 47.10-у °”Ат X
Д1оТ с Т&С т
М
(3 62)
89
Величину aIlJJ} необходимую для определения критической
мощности тороидальных трансформаторов, получим из (3-9),
(3-36) и (3-58). Подставляя в (3-45) найденное значение
лкр, получим для этих трансформаторов
Р гр —
П .И 2 i 1.58-10‘20 < 1 . 1 Дт2агр_____________’ ’
У 2Д- J "П 1 -И 1 Ч cos Л
X/ » / ___ _______- —* 1/ О
|/ (Мю1ст)г/^Ам ‘М2 “ ‘
(3-63)
Из уравнений (3-62) н (3-63) видно, что величина
критической мощности трансформатора определяется его
тепловым режимом, качеством проводниковых и магнит-
ных материалов, допустимыми значениями к, п, д., cos <р,
тока холостого хода и падения напряжения, частотой пи-
тающей сети и соотношениями его основных геометри-
ческих размеров. Критическая мощность трансформато-
ра возрастает с увеличением температуры перегрева и
удельных коэффициентов теплоотдачи сердечника и об-
моток и уменьшается с увеличением частоты сети, тока
холостого хода, падения напряжения в обмотках, маг-
нитной проницаемости и удельных потерь в сердечнике.
Ниже в табл, 3-1 приведены величины критической
Таблица 3-1
Конструкция трансфер мп юра Критическая мощность при частоте сети
5H гц 400 гц
Стержневая с одной катушкой .... 190—250 90—140
Стержневая с двумя катушками .... 165—210 75—110
Броневая 170—250 80—135
Тороидальная — 110—200
Примечания: 1. lice трансформаторы рассчитаны на температуру пере-
грева Дт^50° С.
2. При расче ге принято, что M.iriinronpoHO ;ы трансформациям! па SO гц
изготовляются из стали Э12 толщиной О, Г» мм, л мтгппгопрород!j трансформа-
торов из 400 гц—из стали ХВП толиинюи 0,08 ,и«,
3. Допустимые значения тока хо.гоеюго vj,i,i и инденпя напряжения при-
няты соответственно: для трансформаторов Ю гц~ 10 и 10 %, а для ipancфор-
маторов -100 гц —10* и 5%,
* Для тороидальных трансформаторов принято 10 %=3%.
90
мощности трансформаторов на 50 и 400 гц при различ-
ной конфигурации маглитопроводов; эти величины рас-
считаны для оптимальных конструкций минимального
веса на основании данных, приведенных в § 3-4.
3-4. ОПТИМАЛЬНЫЕ СООТНОШЕНИЯ РАЗМЕРОВ И ВЫБОР
НАИВЫГОДНЕИШЕИ КОНФИГУРАЦИИ МАГНИТОПРОВОДОВ
ТРАНСФОРМАТОРОВ
Из существующих конструкций маломощных силовых
трансформаторов наибольшее применение на практике
нашла броневая конструкция; наряду с ней применяются
также стержневые и тороидальные конструкции транс-
форматоров. Однако до недавнего времени в литера-
туре отсутствовала вполне обоснованная точка зрения
о том, какая же из указанных конструкций является наи-
более выгодной. Лишь сравнительно недавно появился
ряд работ, посвященный как этому, так и тесно связан-
ному с пим вопросу об оптимальных соотношениях раз-
меров магнитопроводов трансформаторов малой мощ-
ности.
Для решения этих вопросов необходимо прежде всего
найти такие соотношения между основными геометри-
ческими размерами сердечника каждой данной конструк-
ции, которые обеспечивают получение максимальной
мощности при наименьшем весе, объеме или стоимости
трансформатора. Сравнивая между собой вес, объем или
стоимость трансформатора с оптимальными соотноше-
ниями размеров при одинаковых величинах мощности,
мы сможем сделать заключение о том, какая из сравни-
ваемых конфигурации магнитопроводов (стержне-
вая, броневая или тороидальная) являются паивыгод-
нейшей.
Совершенно очевидно, что для трансформаторов всех
конфигураций должны быть одинаковыми частота пи-
тающей сети, температура перегрева н активные мате-
риалы, применяемые для изготовления обмоток и магни-
топроводов.
Оптимальные геометрические соотношения будем
искать для следующих наиболее распространенных кон-
струкций трансформаторов малой мощности (рис. 3-2)
При
91
Рис. 3-2. Конструкции магнитопроводов трансформато-
ров малой мощи ости.
а — стержневой с одной катушкой, б — стержневой с двумя ка
тушками, в — броневой, а — тороидальный
92
Покажем методику отыскания оптимальных геометри-
ческих соотношений для трансформаторов минимального
веса.
Общий вес трансформатора любой конструкции мо-
жет быть найден по формуле
GTp YcT^CT^СТ И- YК -
"4“ Тип (1 ^м) VК == YcT^CT^СТ "Ф" Yk^Kj (3-64)
где
Yk = Ym^m + Yh3(1 — AiM). (3-65)
В (3-65): 7к—приведенный удельный вес катушки;
Yhs — удельный вес * изоляционных материалов
катушки трансформатора.
Подставляя в (3-64) значения VCT и Ук из (3-21), по-
лучаем:
GTJJ = (&стусг£5 -ф- Yh^b) (3-66)
Найдем значения постоянных коэффициентов kx, k2,../г6,
зависящих лишь от соотношений между геометрическими
размерами магнитопровода.
Предварительно выразим размеры Ь, с и h (рис. 3-2)
через безразмерные коэффициенты г, s и I:
r = —-, s = —; t = (3-67)
a a a •
Тогда для стержневого трансформатора с одной катушкой
на основании рис. 3-2,rz и выражений (3-67) получим:
SCT -- ab-— а2г\ (3-68)
S0K — ch ~a2st-, (3-69)
= I4 (2a +c)a4 2oA +b (2a-+A) +
-ф- b (2a + ^) + 2ab\ ~--ай [2 (4-[-2s -\-l) 4-''(6 + s + 0И
(3-70)
Зохл.м — 2ah -ф- bh -ф- 2nch -ф- 2№ -ф- 4ac -ф-
-ф- 2bc = a2 [(2s /) (2 -ф- /) -ф- 2^ts (s -ф- /)]; (3-71)
* При определении охлаждающих поверхностей магнитопровода
и катушки учитывались все их открытые, боковые и торцовые по-
верхности.
93
VCT = ab [2 (2a + h) + 2c] = 2a3r (2 + s +1)- (3-72)
V1C ~itc2h-\-2ach-]~2bch~ a3st (2-{-2r -ф- ’Its)- (3-73)
Используя (3-21), получим:
й1 = Л=т = г; (3-74)
= (3-75)
*, = - — 2 (4 + s + 0 -h r (6 + s+Гу (3-76)
= (2* -H) (2 + r) + 2w (s + /); (3-77)
*s = -^ = 2r(2 + s + Z); (3-78)
*.=-£-=rf(2+2r + «). (3-79)
Из уравнений (3-74) — (3-79) видно, что коэффициен-
ты k\,...,kQ не зависят от размеров трансформатора; як
величины определяются лишь соотношениями между
основными размерами магнитопровода (г, s и /).
Коэффициенты ky,...Jz& для стержневого трансформа-
тора с двумя катушками и для броневого трансформа-
тора определяются аналогично. Их величины приведены
в табл. 3-2,
Определение поверхностей и объемов тороидальных
трансформаторов отличается некоторыми особенностя-
ми. Поэтому приводим для них вывод выражений ...,/го
отдельно.
На основании рис, 3-2,а имеем:
SCT = ab = а2г, (3-80)
5ок = 4-(с’-^) = 0,74Л=; (3-81)
Кст = и (с -\-а) ab — т.а3г (s -ф-1); (3-82)
ав^^2^0,375а5. (3-83)
94
В выражениях (3-81) н (3-83) dQ— диаметр отверстия,
остающегося после укладки обмотки. Величину можно
принять приближенно равной:
d0 == ~ = 0,25й£. (3-84)
^Площади сечений внутренней н внешней частей об-
мотки должны быть равны. Поэтому
s™=4-(«'-</„)=
=-у- [(с + 2а. + 2йа)’ - (с + 2а)Д (3-85)
Решая уравнение (3-85) относительно ан, получаем:
«к=- +4Рё+м-н2 - 4 =
= 1 — 4"+/0,485^+7^”) . (3-86)
Наружный диаметр тороида с обмоткой равен:
Пы = (с + 2а) + 2л.н = 2л/бЖ? + $4-1 . (3-87)
Высота катушки (приближенная)
b 4-2ая = а (г -(-0,755). (3-88)
Поверхность охлаждения обмотки (приближенная)
^охл ~ DH 2 4- 3 =--
= 2ад2 /0485?-р-(-1 (г 0,75s-(- /0,485sa-(-s+T).
(3-89)
Средняя длина витка обмоткн (приближенная)
ZM 2Ь -(- -g- аБ 4—ап -(- 2 j/"а* ° ~
7 = 2 £ а -(- b -|—(/2В 4~ а-ц) j
— 2a[i;4- r4-^(— 1 ~ о, 125s4-J/М85? -p’s4-’ 1)]. (3-90)
95
Объем катушки равен:
= I ,48й35“ г -j-
+ -^(—I — 0,125s -(- К 0 ^85s2 + s + 1) j . (3-91)
Таким образом, нами получены все необходимые
уравнения для определения коэффициентов ...,k6.
Используя (3-21), получаем:
/\ = ~/-=г, (3-92)
^=4^=sZ; (3'93>
kt = = 2« /0,485s1 + ® + 1 X
х (г + 0,75s + / 0,485s2 + s + 1); ' (3-94)
^ = ^ = W(S + I); (3-95)
A° = 4“ = 1’W[l +'' + -£ X
х (— 1 — 0,125s + |/0?485s2-j-s-j-I)J . (3-96)
Подставляя в формулы (3-33), (3-45) и (3-66) вели-
чины коэффициентов k}, ...,kQ для трансформаторов
стержневой, броневой и тороидальной конструкции, по-
лучаем выражения для определения типовой мощности
и веса этих трансформаторов. Полученные выражения,
а также величины коэффициентов ..., kG для всех пере-
численных выше конструкций приведены в табл. 3-2.
Выражения для определения мощности и веса транс-
форматоров различных конструкций, приведенные
в табл. 3-2, позволяют найти для этих конструкций опти-
мальные соотношения размеров г, s н t. обеспечиваю-
щих получение наименьшего веса при заданной мощ-
ности.
Оптимальные значения г, s и t могут быть найдены
либо чисто аналитическим методом путем исследования
выражений РТИп/Стр на максимум, либо графоаналитиче-
ским методом путем определения РТИп и GTp для ненз-
96
Таблица 3-2
Вели- чины Расчетные выражения
Для стержневой конструкции с одной катушкой Для стержневой конструкции с двумя катушками
ft. Г Г
st st
2 (4 4~ 2s 4- 4“ г (8 4- 2s 4- /) 4 (2 + s) +- 2г (4 +- s)
(2s + t) (2 + г) + 2rcs (s + f) 2 (s + Г) (2 + г) + ks (s +- 2f)
2r(2 + s + i) 2г (2 + s + i)
si (2 + 2r + та) si ^2 + 2г + ~ s j
йг Qa f rst (2 (2 + 5) + r (4+s)] [2 (s+-i)(2-+r)4-KS (s+2t)j J/ (2 +- s +- t) ^2 +- 2r +^-
дЯ l/”rsi [2 (4+2s-f-i)4-r (8+2s+i)l [<2s+-/) (2-“-r)+2tts [s-+i)J
a V 2 (2+-s-+f) (2+2r4-rcs)
p ТЯИ л5/" fl+ —4—й I / 1 r cos <p J ст м ст r 0 QO.1A-2 / ' ' 13У i’+ —Д—Г^Лтг“стЧ*стйг 1 / 1 Yj COS CD J СТ M СТ г Д, 2 32-10"- 1/ z .
l и Жг ... ^pPteTc * %Ao7CTPKA 3.V
^rp а3 12&стТстг (2 + 5 + 0 + TksZ (2+2r+irs)] °3 ^2ftcT7cTr (2 + s + 0+7I(s* ^2 + 2r + ~ sj]
^1P 2as (l + s) (r+2s) (24-i) 2a3 (I + s) (r+s) (2 + i}
£ тр aa [2fCTr (2 + s + t) + cMsf (2 +-'2r + its)) «apeCTr(2 + s-H) + cMSf |^2 + 2r + ~ sjj
Продолжение табл. 3-2
Вели-
чины
Расчетные выражения
Для броневой конструкции
Для тороидальной конструкции
r r
si 0,735s2
2 ((2 2s + 0 + (3 + 2s -
/г J 2 ((2s + i) + its (s + 0] 2n Vb,485s2-p4-1 (r4-0,75s4- V 0,485ss4-s-(-l)
fes 2г (I + s 4- t} лг (s 4- 1)
4- *s)
k.
2rst [(2 + 2$4-O+r (3-t-2s 4-^*] [(2s+Q4-^s (s 4Д)]
(l4-54-f)(2 4-2r+its)
аз
( -1—0,l25s+ /o.485s2 454.1)
2.32-10-2
OS с I CT M LT p
’^рАоТстРм* 3N
,'M XO ,
^pPioTcT^M 2^
o3f2ftci-Tcr^ 6 + .s 4- tl T-W* (2 4-2r 4- «)| a: T7C Tr(s -rD-H >487ks2 4- / (J ,485s2 4- s 1 4-Г4. ^-^—1—0,125s 4- +)]}
2a’(1 4- s)(r + 2s) (1 Д-1) r.a? (r 4- 0,75s) (0,485s2 -p s + 1)
^тр \2cctr (I -j- s 4. t) 4- c^si (2 -p 2r 4- SS)j a3 |1tcCTr (s + П -Ь Ь48см52 p4-7 4- J- ! —0.125s4- 4- V 0.485s2 4- « + *)]}
Oq
WO
>400
350
320
280
280
200
ISO
Рис, 3-3. Кривые зависимости типовой мощности от веса транс-
форматора стержневой конструкции с одной катушкой (/•= 50 гц).
менных значений г, s и Z, построения семейства кривых
Ртип=/(^тр) и выбора из этого семейства оптимальной
кривой, обеспечивающей получение наибольшей мощ-
ности при наименьшем весе трансформатора. Несмотря
на кажущуюся сложность второго метода, он приводит
к дели быстрее, чем чисто аналитический метод, хотя и
требует большего количества громоздких расчетов.
На рис. 3-3, 3-4 и 3-5 приведены кривые РТип=/(Отр)
для стержневых и броневых трансформаторов с пластин-
7* 99
Рис. 3-4. Кривые зависимости типовой мощности от веса транс-
форматора стержневой конструкции с двумя катушками (/=50гц).
чатыми сердечниками иа 50 гц. При расчетах для
всех трансформаторов принято: температура перегрева
—Дт = 50°С; материал магнитопровода — сталь Э-42 тол-
щиной 0,35 мм; удельные потери в стали—р10= 1,5 вт/кг;
удельное сопротивление меди при тОкр = 50°С рм~
= 2,35 * 10-6 ом • см; энергетический коэффициент —
100
Рис. 3-5. Кривые зависимости типовой (мощности от веса транс-
форматора броневой конструкции (f=50 гц).
т] cos (р=0,86; коэффициент теплоотдачи для стали —
аст = О,5-1О-3 sr/ел2-°C.
Коэффициент теплоотдачи обмоток стержневых
трансформаторов примерно на 10% больше, чем коэф-
фициент теплоотдачи обмоток трансформаторов броне-
вого типа.
101
Поэтому для стержневых трансформаторов принято
Л1 = 380° С см2!вт и N= 1,48° С • см?1вт\ а для броневых
трансформаторов — М* = 420° С • см?1вт и Af* = 1,64° С X
Хсм2/вт2. Коэффициент заполнения обмотки трансфор-
маторов стержневого и броневого типов с одной катуш-
кой примерно на 15% больше, чем коэффициент запот-
нения стержневого трансформатора с двумя катушками.
Поэтому для трансформаторов с одной катушкой —
Лм = 0,35, а для трансформаторов с двумя катушками —
£Л1 = 0,3.
При анализе кривых РТгпт=/(GTp) следует выбирать
в качестве оптимальных такие соотношения, которые
обеспечивают получение наибольшей мощности при из-
менении коэффициента г (пропорционального толщине
пакета) в широких пределах. Это необходимо для того,
чтобы перекрыть требуемый диапазон мощностей при
меньшем числе типоразмеров трансформаторных пла-
стин. С этой точки зрения целесообразно выбрать для
броневых трансформаторов (рис. 3-5) (при изменении г
в пределах от 1 до 3) в качестве оптимальных соотноше-
ний 5=1; /=2,5, а не 5 = 2, /=1. Эти соотношения раз-
меров позволяют получить не только наименьший вес,
но и наименьший суммарный объем трансформатора.
На основании тех же соображений следует выбрать
в качестве оптимальных для стержневых трансформа-
торов минимального веса с одной (рис. 3-3) и двумя
(рис. 3-4) катушками соотношения 5=1; i/=3 и s= 1,5;
1 = 2 (при r= 1 н-3).
Пользуясь кривыми рис. 3-3—3-5 для оптимальных
соотношений размеров, можно решить вопрос и о наи-
выгоднейшей конфигурации магпитонровода, Па рис. 3-G
приведены оптимальные кривые PTwn=f(^Tp) Для транс-
форматоров стержневой и броневой конструкции, пока-
зывающие, что более выгодной конструкцией трансфор-
матора на 50 гц является стержневая с двумя катуш-
ками. Как видно из рис, 3-6, эта конструкция обеспечи-
вает (по сравнению с броневой) выигрыш по мощности
(при одинаковом весе) или выигрыш по весу (при оди-
наковой мощности) в пределах от 5 до 6%, а по сравне-
нию со стержневой с одной катушкой от 12 до 13%
соответственно.
* См. § 1-3 (рис. 1-7).
102
Перейдем теперь к выводу оптимальных соотношений
для трансформаторов минимального объема. Объемы
трансформаторов стержневого и броневого типов могут
быть определены по формуле
v^—abh^
* 4^ 2
(3-97а)
103
а объем тороидального трансформатора — по формуле
(3-976)
где А, В, Hi, Du и Н% — габаритные размеры трансфор-
маторов (рис. 3-2).
Подставляя вместо указанных размеров их значения
для каждого типа трансформатора, приведенные на
рис. 3-2,а, б, в и г, и используя (3-67), получаем выра-
жения для определения объемов в зависимости от коэф-
фициентов г, s и t и линейного размера а. Эти выраже-
ния приведены выше в табл 3-2
Исследуя зависимости PTiin = f(Kp) в соответствии
с методикой, использованной для трансформаторов ми-
нимального веса, получим для каждой конструкции
трансформатора серию кривых, анализ которых позво-
ляет выбрать следующие оптимальные соотношения
размеров: а) для стержневых трансформаторов с одной
катушкой s = 0,5—l; t--7, б) для стержневых трансфор-
маторов с двумя катушками—x = 0,5; f=3; в) для бро-
невых трансформаторов — £ = 1; Z=2,5 Интересно отмс-
тить, что оптимальная геометрия стержневых трансфор-
маторов минимального объема значительно отличае1ся
от геометрии трансформаторов минимального веса, в то
время как для трансформаторов броневого типа опти-
мальные соотношения размеров одинаковы для обоих
случаев.
На рис. 3-7 приведены оптимальные кривые РТии —
= /(1/тр), показывающие, что и для трансформаторов
минимального объема более выгодной является стерж-
невая конструкция с двумя катушками Эта конструкция
трансформатора обеспечивает выигрыш по мощности
по сравнению с трансформатором броневого типа (при
одинаковом с ним объеме)—от 6 (г = 2) до 25 (г=1)
процентов.
Рассмотрим теперь, какими будут оптимальные соот-
ношения размеров для трансформаторов повышенной
частоты. Обычно при повышенной частоте применяют
ленточные С-образные и тороидальные сердечники.
С-образиые сердечники по своей конфигурации отлича-
ются от пластинчатых лишь наличием закруглений на
внутренних и внешних гранях. Однако влияние этих за-
104
Рис 3 7 Сравнение трансформаторов минимального объема с оп-
тимальными соотношениями геометрических размеров (f ~ 50 гц)
круглсний настолько незначительно, что, как показывают
соответствующие расчеты, можно без существенной
ошибки определять вес, объем и мощность стержневых
и броневых трансформаторов по формулам, выведенным
выше для трансформаторов с пластинчатыми сердечни-
ками (табл 3-2). Отсюда следует, что оптимальные соот-
105
Ношения размеров для стержневых и броневых транс-
форматоров повышенной частоты могут быть выбраны
такими же, как и для трансформаторов, рассчитанных
на частоту 60 гц. Однако следует заметить, что при по-
вышенной частоте потери в стали увеличиваются, вслед-
Рис, 3-8. Кривые зависимости типовой мощности от веса транс-
форматора тороидальной конструкции (f=400 гц).
ствие чего обмотка дополнительно подогревается со сто-
роны сердечника.
Найдем теперь оптимальные соотношения размеров
для тороидальных трансформаторов, которые наиболее
часто используются при повышенной частоте питающей
сети. На рис. 3-8 приведены кривые РТип=/(^тр) транс-
форматоров на 400 гц с различными соотношениями
размеров тороидальных сердечников. Рассмотрение этих
106
Рис. 3*9. Сравнение трансформаторов минимального веса с опти-
мальными соотношениями геометрических размеров (f=400 гг{).
кривых показывает, что наиболее выгодными являются
соотношения s = 2 при г = 0,4—1,0; близкими к ним явля-
ются s='l (при г=0,1—0,4) и $ = 3 (при г = 0,6—1,2).
На рис. 3-9 приведены для сравнения оптимальные
кривые Ртип==/(Отр) для трансформаторов на 400 гц
стержневой, броневой н тороидальной конструкции. При
расчете кривых рнс. 3-9 для всех трансформаторов при-
нято: материал магннтопровода — сталь ХВП толщиной
0,08 лии; энергетический коэффициент т) cos гр=0,95; коэф-
107
фициент теплоотдачи для стали аСт= 1,25• Ю-3 вт/сл12*°С.
Удельные потери в стали для трансформаторов с С-об-
разными сердечниками приняты равными рю=Ю,3 вт[кг.
Потери в стали трансформаторов с тороидальными сер-
дечниками примерно на 25% ниже и близки к удельным
потерям исходного материала. Они приняты равными
Pio = А7 вт/кг.
Коэффициенты теплоотдачи обмоток трансформаторов
различных конструкций связаны между собой следую-
щим сотношением:
айт:абр:ат = 1,15:1,05:1,0. (3-98)
Поэтому на основании экспериментальных данных, при-
веденных в § 1-3, приняты следующие значения коэффи-
циентов М и N: для стержневых трансформаторов
Л1 = 322, N = 1,17; для броневых трансформаторовЛ1 = 352,
N=l,28; для тороидальных трансформаторов Л4 = 369,
N=l,34.
Коэффициенты заполнения обмоток С-образных
трансформаторов приняты несколько меньше, чем для
трансформаторов с пластинчатыми сердечниками, из-за
наличия внутренних закруглений в магнитопроводе. Для
трансформаторов с одной катушкой принято йм=0,32,
а для трансформаторов с двумя катушками — Ам = 0,28.
Коэффициент заполнения обмоток тороидальных транс-
форматоров принят равным йм=0,25.
Из кривых, приведенных иа рис. 3-9, видно, что наи-
более выгодной конструкцией трансформатора мини-
мального веса на 400 гц является: при мощностях до
650 вт— тороидальная, а при мощности более 650 вт—
стержневая с двумя катушками. При равном весе и при
мощностях до 400 вт тороидальная конструкция обеспе-
чивает выигрыш по мощности по сравнению со стержне-
вой конструкцией с двумя катушками в пределах от 15
До 40%.
Рассмотрим теперь, какая из четырех перечисленных
выше конфигураций магнитопров'одов обеспечивает при
частоте сети 400 гц получение наибольшей мощности
при минимальном объеме всего трансформатора. Как и
для трансформаторов минимального веса, можно счи-
тать, что юптимальные соотношения размеров для транс-
форматоров минимального объема стержневой и броне-
вой конструкции на 50 гц остаются неизменными и для
Рис. 3-10. Сравнение Т|ран1сформаторо1в минимального объ-
ема с оптимальными соотношениями геометрических раз-
меров (f=400 гц).
трансформаторов на 400 гц. Оптимальными соотноше-
ниями для тороидальных трансформаторов минималь-
ного объема являются s = 2 (при г=1—2) и $ = 3 (при
г= 1,4—2,2).
На рис. 3-10 приведены оптимальные кривые Ртии =
=/(УтР) для трансформаторов на 400 гц стержневой,
броневой и тороидальной конструкции, из сравнения ко-
торых видно, что наиболее выгодной конструкцией
109
трансформатора минимального объема на 400 гц являет-
ся1 при мощностях до 500 вт— тороидальная, а при
мощностях более 500 вт-—стержневая с двумя катуш-
ками При мощностях до 400 вт тороидальная конструк-
ция обеспечивает выигрыш по объему по сравнению со
стержневой конструкцией с двумя катушками в преде-
лах от 10 до 20%,
В заключение найдем оптимальные соотношения для
трансформаторов минимальной стоимости. Требование
минимальной стоимости распространяется, как правило,
на аппаратуру массового применения, которая обычно
питается от сети с частотой 50 гц Стоимость трансфор-
матора может быть определена по формуле
Стр Сетует ^mVk> руб., (3-99)
где сст — удельная стоимость магнитопровода (стоимость
стали и изготовления магиитопровода), руб]см3.
с1Л— удельная стоимость катушки (стоимость ме-
ди, изоляционных материалов и изготовления),
руб]см3.
Величины удельных стоимостей магнитопровода и
катушки могут быть на основании среднестатистических
данных о стоимости трансформаторов заводского изго-
товления приняты равными: сст = 0,0032 руб]см2 и =
= 0,01 руб]см2. Подставляя вместо VCT и их значения
для каждой конструкции, получим выражения для опре-
деления стоимости трансформатора в зависимости от ве-
личины коэффициентов г, s, t и линейного размера а. Эти
выражения приведены выше в табл 3-2,
Исследование зависимостей Ртип^?(Стр) для транс-
форматоров стержневой и броневой конструкций на 50 гц
Позволяет выбрать следующие оптимальные соотноше-
ния размеров: а) для стержневых трансформаторов
с одной катушкой — s — 0,5; £=1,0; б) для стержневых
трансформаторов с двумя катушками — s = 0,5; £ = 2,0;
в) для броневых трансформаторов—s = 0,5; £=1,0. Для
всех перечисленных выше типов трансформаторов
г=1—2.
На рис. 3-11 приведены оптимальные кривые РТИп =
=/(Стр) показывающие, что наиболее выгодной кон-
струкцией трансформатора минимальной стоимости яв-
ляется стержневая с двумя катушками; эта конструкция
НО
Рис 3 11 Сравнение трансформаторов минимальной
стоимости с оптимальными соотношениями гео.метриче-
ских размеров (f=50 гц)
обеспечивает выигрыш по мощности по сравнению с бро-
невой (при одинаковой стоимости) порядка 30%• .
Приведенное выше сравнение трансформаторов раз-
личных конфигураций показывает что для частоты 50 гц
стержневая конструкция с двумя катушками, выполиен-
III
ная на магнитопроводе оптимальной формы, по всем
технико-экоиомнческим показателям (т. е. по весу,
объему и стоимости) наиболее выгодна. Броневая кон-
струкция практически ей равноценна по весовым показа-
телям, однако уступает последней по объему и особенно
по стоимости. Стержневая конструкция с одной катуш-
кой— наихудшая, Для частоты 400 гц при мощностях
до 500—700 по весу и объему наиболее выгодна то-
роидальная конструкция; при больших мощностях луч-
шие показатели имеет стержневая конструкция с двумя
катушками. Броневая конструкция близка к ней по весо-
вым показателям; однако по занимаемому объему она
хуже остальных.
Вывод о преимуществах стержневых трансформато-
ров был сделан впервые в "работах Л. Ф. Сенчепкова,
проведенных им в 1952—1956 гг.
Оптимальные соотношения размеров для трансфор-
маторов различных конструкций приведены в табл. 3-3.
Таблица 3-3
Оптимальные соотношения размеров для
трансформаторов
Конструкция
трансформатора
минимальной
стоимости
минимального веса
минимального
объема
Стержневая с од-
ной катушкой .
Стержневая с дву-
мя катушками .
Броневая . . . ,
Тороидальная , .
1—2
1—2
1—2
0,4—1,0
1,0
1,5
1,0
2,0
3 1—2 0.5
2,0
0,5
1.0
0,5
t
I
1
1
1
2
2
3-5. ОПТИМАЛЬНЫЕ СООТНОШЕНИЯ РАЗМЕРОВ И ВЫБОР
НАИВЫГОДНЕЙШЕИ КОНФИГУРАЦИИ МАГНИТОПРОВОДОВ
СГЛАЖИВАЮЩИХ ДРОССЕЛЕЙ
Сглаживающие дроссели электрических фильтров,
так же как и трансформаторы малой мощности, широко
используются в выпрямительных устройствах радиотех-
нических установок. Поэтому вопрос об определении
оптимальных соотношений размеров магнитопроводов
сглаживающих дросселей и выборе их наивыгоднейшей
конфигурации приобретает значительную актуальность.
112
Геометрические размеры, вес и стоимость сглаживаю-
щего дросселя зависят от величины его электромагнит-
ной энергии (LIq* 2) .
В § 1-5 было показано, что индуктивность сглажи-
вающего дросселя может быть определена по формуле
(1-71), Величину эффективной магнитной проницаемо-
сти цзфф, входящую в это выражение, можно приближен-
но определить из эмпирического выражения1
1МФ = <? + Я-ПГ. (3-100)
где Q и — коэффициенты, зависящие от качества ма-
териала сердечника.
Ток подмагничивания дросселя /0 может быть найден
из выражения
Рм = /оГДр1 (3-101)
где Гдр — омическое сопротивление обмотки дросселя.
Величина гдр может быть найдена из выражения
1 м гдр —Рм~ • *>пр (3-102)
Используем очевидные соотношения
/м /ор^» (3-103)
(3-104)
/ср^ОК ГKj (3-105)
где snp —• сечение провода обмоткн дросселя;
/ср— средняя длина витка обмотки дросселя;
w — число витков обмотки дросселя.
Подставляя (3-103), (3-104) н (3-105) в (3-102), най-
дем:
(3-106)
S0KAm
1 1. Выражение (3-100) получено путем аппроксимации графика,
приведенного на рис. 6-2. Примеч. ред.
2. Выражение (3-100) верно только для определенных условий
(выбранного типа магнитопровода, марки стали, температуры пере-
грева, оптимального выбора и величины В^), так как H3$$ = (p(awo;
В~), а не объема стали. Примеч. ред.
8—2589 ИЗ
Используя (1-64), получаем (при Рет~0)!
Р м ~ ос др (Scxn.cr -j- S0Xn. м) At,
(3-107)
где «др — коэффициент теплоотдачи обмоток дросселя.
Подставляя (3-106) и (3-107) в (3-101), после преобразо-
ваний найдем:
2 Дтйдр (So\ -т.с + So\ 1 м)
(3-108)
Используя выражения (1-71), (3-100) и (3-108) и очевидное
соотношение
VCT = /crS„, (3-109)
получаем:
Л/’ = 0,47[-10-,-Дх'г"А"“
LfiJ ИЛ
Р«
г Н~ 50ХЛ,м)
Введем обозначения
k = 0,4тс. 10-3
S“TS^K (Sox Л.С Т -р 5охл.м)
VkVct”
(3-110)
(3-111)
(3-112)
ДтЙм&е т«др
~ Рм
И
kr^=~
Величины Ат, /гм, /гст, рм, входящие в правую часть
уравнения (3-111), являются постоянными; как показы-
вают экспериментальные данные, коэффициент теплоот-
дачи адр можно без существенной погрешности прини-
мать постоянным. Поэтому коэффициент k является ве-
личиной постоянной.
Заменяя в (3-112) величины 5СТ, S0K, 50ХЛ.ст, 5ОХЛ.М,
Уст и Ук их значениями из (3-21), получаем:
kF — —1—г-,-а4.
(3-113)
Из (3-113) видно, что коэффициент kr зависит лишь от
соотношений геометрических размеров дросселя и его
114
(3-116)
линейных размеров. Подставляя (3-111) и (3-112) в (3-110),
получаем:
Ul = kkjQ + Ry^-\. (3-114)
\ L ° /
Преобразуем (3-114) к виду:
)• - kkrQ (Цга) - 4Ш'„=0. (3-115)
Уравнение (3-115) — квадратное. Решая его относительно
Л/2 и подставляя значения k и kr из (3-111) и (3-113),
окончательно найдем:
q Q23 Ю ® ^1^2 (^з 4”
°_________________’_Рм
1 I 1/ 1 ] 3,2-10%/? ^6 1
г * Дт;ймйст«д1>5а fejfeg(fe3 + fe4) а
Уравнение (3-116) позволяет найти электромагнитную
энергию сглаживающего дросселя в зависимости от за-
данной температуры перегрева, качества применяемых
для изготовления сердечника и обмотки материалов и
различных соотношений между его основными геометри-
ческими размерами. Оптимальные геометрические соот-
ношения, обеспечивающие получение наибольшей элек-
тромагнитной энергии ,при заданном весе, объеме или
стоимости дросселя, будем искать для стержневой и бро-
невой конструкций, применяя при этом методику, исполь-
зованную выше для отыскания иаивыгодиейших соотно-
шений силовых трансформаторов малой мощности.
Данные, необходимые для отыскания оптимальных
геометрических соотношений (за исключением величин
kT и LIq2), приведены в табл. 3-2. Подставляя из этой таб-
лицы выраженные через безразмерные коэффициенты г,
s и t значения коэффициентов k\y.. . , kG для стержневой
и броневой конструкций в выражения (3-113) и (3-116),
получаем необходимые для расчетов значения Аг и LI2:
эти значения приведены в тйбл. 3-4.
Исследование зависимостей Lll=f(G^), Л/о=/(УДР)
и Ltf=t(CnP) для дросселей стержневой и броневой кои-
8* 115
струкций позволяет выбрать оптимальные соотношения
размеров дросселей минимального веса, объема и стои-
мости. Ниже в табл. 3-5 приведены эти соотношения для
указанных типов дросселей.
На рис. 3-12—3-14 приведены кривые зависимостей
^о=/((эдр), (Удр) и L/2=f(CHP). Анализ этих кри-
Таблица 3-4
Величины Значения величии Аг и LI^ для дросселей различной конструкции
kr Стержневая с одной катушкой rsf [(4 4- 4s 4- 21) 4- г (4 4- 2s 4- /) -j- 2ns (s 4- t)] (2 -J- s -J- i) (2 -J- 2r + ns) a
1/5 0,628-10~8-Д/ Qkr 4- . , 6,4-10%/? r(2 + s4-/)\ "Г г Д/ймйст«др<23 ’ akr J
ki- Стержневая с двумя катушками rst +_«)+/(_4+2_s.+a±^+jpL at (2 4- s 4- i) f 2 + 2r + -y s J
LI2 0,628- 10-‘A?Mfr Qkr fl 4- ,f 6,4-10%/? _ r (2 4- sQ \ ‘ V Д/йм£стаДрС2г ’ akr ls$ J
k? Броневая rs/ [(2 4- 4s 4“ 4~r 4~ 4~ 4“(s 4~ 0) 4 (1 _j_ s 4- /)(2 4-2r 4- ns) a
Am&ct / 0,628‘10’вД/ —QkJ 14- pw \ l/,, 6,4-10%/? r(i+s_p) X
116
Таблица 3-5
Конструкция дросселя Оптимальные соотношения для дросселей
минимального веса минимального объема минимальной стоимости
г 5 t г £ t Г s t
Стержневая с од- ной катушкой Стержневая с дву- 1—2 0.5 4 1—2 0,5 4 1-2 0,5 2
мя катушками 1—2 1 4 1-2 0,5 4 1—2 0,5 2
Броневая • . . 1—2 1 2,5 1-2 0.5 3 1—2 0,5 1
Рис. 3-12. Сравнение сглаживающих дросселей минимального веса
с оптимальными соотношениями геометрических размеров.
117
LI2 L1o // .7 2
Л /г / в/
/ V f/ / у
— Стержневой с двумя катуи^ s-0,5 : t- Ш 5 Броневой s = 0,5; t = 2,5^ 3 - Стержневой с одной кшпутка 0=0,5; 1=У Л (.ками — й--Д/ '/ у- zz^ ,7/ / / ' /
// /ft #2 // У /
л / /
Г=1 г=2
// ^др
° WO 800 1200 1000 2000 2^00 2800 3200 см з
Рис. 3-13. Сравнение сглаживающих дросселей минимального объ-
ема с оптимальными соотношениями геометрических размеров.
118
LI2 / t z 7 // i У i // 7 у/ / ' 7 7 / / f / 2
/ / / /7 7/ / 7// 7 у /
Броневой s=0.5 , t-1 Стержневой с двумя к силушка, ml з=0.5: t=2 Стержневой с одной катушкой— з=0.5. t =2 / //Л / 7/J. 7/ '7/ 7/ / r 2 / у / /
/ / /// 7/ 6 / ' / > / /
vx
/ / / ^7'' / у
' / / / /
/МГ/
'Лу у г = 1 r-z
’ТУ Cpp
2 '4 6 8 10 12 14 16 руб
Рис. 3-14, Сравнение сглаживающих дросселей минимальной стои-
мости с оптимальными соотношениями геометрических размеров.
119
вых доказывает, что наиболее выгодной конструкцией
сглаживающего дроссля фильтра ио весу и объему яв-
ляется стержневая с двумя катушками, а по стоимо-
сти — броневая конструкция.
3-6. ОПТИМАЛЬНЫЕ СООТНОШЕНИЯ РАЗМЕРОВ И ВЫБОР
НАИВЫГОДНЕЙШЕЙ КОНФИГУРАЦИИ МАГНИТОПРОВОДОВ
ДРОССЕЛЕЙ НАСЫЩЕНИЯ
Дроссели насыщения (д. н.), используемые в радио-
технических установках для целей регулирования и ста-
билизации выходного напряжения, являются разиовид-
Рис 3-15. Схема включения регу-
лирующего д. и.
чений магнитной индукции
при двух крайних режимах
постыо магнитных усили-
телей мощности [Л. 13].
Габаритные размеры
магнитного усилителя прн
заданном тепловом режи-
ме его обмоток опреде-
ляются как величиной
мощности нагрузки и тре-
буемым коэффициентом
усиления, так и магнит-
ным режимом сердечни-
ка. При этом под маг-
нитным режимом пони-
мают совокупность зиа-
и напряженности поля
работы сердечника: при
максимальном значении подмагничивающего поля и
при его отсутствии. Следует отметить, что в отли-
чие от магнитных усилителей мощности величина ко-
эффициента усиления не является определяющей для
д. н., так как коэффициент усиления увеличивается
с увеличением размеров магиитопровода и легко может
быть доведен до требуемой величины.
Задача отыскания оптимальных соотношений разме-
ров д. и. может быть разбита на следующие этапы:
1. Определение зависимости объема сердечника д. н.
от .мощности нагрузки и напряженности подмагничиваю-
щего поля при наивыгоднейшем магнитном режиме.
2. Получение зависимости температур перегрева об-
моток д. -н. от напряженности подмагничивающего поля.
3. Исключение из полученных соотношений иапря-
120
жеииости подмагничивающего поля и получение зави-
симости между мощностью нагрузки и геометрическими
соотношениями размеров сердечника д, и.
4. Исследование полученного выражения для д. н.
различных конфигураций и отыскание таких соотноше-
ний размеров, .прн которых можно получить минималь-
ный вес и объем д. и. при одинаковых мощностях на-
грузки,
Объем сердечника д. н. будем искать для простейшей
схемы рис, 3-15, в которой д. и, с последовательным
включением рабочих обмоток соединен последовательно
с нагрузкой. Эта схема обычно используется для регули-
рования и стабилизации напряжения источников пита-
ния радиотехнических устройств.
Если пренебречь искажением формы кривой подводи-
мого переменного напряжения и потерями в сердечнике
д. н., то для двух крайних режимов работы сердечника
имеем:
а) при отсутствии подмагничивающего поля
yL.=(y»+W+zo4; (З-117)
б) при максимальной величине подмагничивающего
поля
= + W + (3-118)
где Uсети — напряжение сети;
Uo, UR> и 70, — напряжения на зажимах н токи через ра-
бочие обмотки д. и. для двух указанных
выше режимов;
гН} хн — полное активное и индуктивное сопро-
тивления выхода.
Обозначим = —кратность изменения нагрузки.
Тогда, приравнивая (3-117) и (3-118), получаем:
и1-и1 + 2хи1к(^-и^ +
+ 7Ж + 4)(Д2----1 )=0. (3-И9)
121
(3-120)
(3-121)
(3-122)
обмотки пе-
Принимая ио внимание, что
£/^4^pSCTSmK-10-8;
Нт к^ст V 2 /к&Ур;
VcT - *5cTZcT,
где wp — число битков каждой
ременного тока д. н.
/ст> *5СТ> VCT — длина средней магнитной линии,
площадь поперечного сечения
и объем стали каждого сердеч-
ника.
Bm(i, Втпк> Нто И — ВвЛИЧИНЫ ИНДУКЦИИ И паПрЯЖСН-
ности переменного поля в серд
никах для двух крайних режим
работы,
н учитывая, что мощность нагрузки Ри---/агн, а
x:H/zH = siti<p, в результате совместного решения уравне-
ний (3-119) — (3-122) получаем:
Ус т = - L----5-----, 1 7 - . .
а>Ятк(^~С)
/"( Вто\ / 1 \ 9
+ 1/ Вта — -Т—) sin2 у + ( I — --у — BmI!)
у \ К1 / \ К;
(3-123)
Обычно регуляторы и стабилизаторы напряжения с д. и.
работают на активную нагрузку и при значениях 1.
При этом выражение (3-123) значительно упрощается:
у __________1Q3jP*
Выражение (3-124) показывает, что объем стали сердеч-
ника прямо пропорционален мощности нагрузки, обрат-
но пропорционален частоте питания и напряженности
переменного поля, но зависит при этом от соотношения
между величинами Вт0 и Втк, определяющихся выбран-
ной напряженностью переменного поля и необходимой
кратностью изменения тока нагрузки.
122
Введем -понятие удельного объема сердечника, т. е.
объема сердечника на 1 ва мощности нагрузки:
Уст 10*
(3-125)
Анализ этого выражения показывает, что при опреде-
ленных соотношениях величин BmG, Вт1( и Нти, связанных
между собой кривыми одновременного намагничивания
Рис. 3-16. Зависимость удельного объема д. и. от
напряженности переменного поля при различных
значениях напряженности управляющего поля,
переменным и постоянным полями, объем сердечника
д. н, может быть минимальным.
На рис. 3-16 приведен примерный вид зависимостей
удельного объема щ от напряженности переменного по-
ля Нтк для различных значений максимального управ-
ляющего поля Ну. Эти кривые имеют явно выраженный
минимум при некоторых, вполне определенных значе-
ниях Ятн.
iB результате проведения большого количества расче-
тов для различных материалов было обнаружено [Л. 13],
что при заданной кратности тока и Ну~const объем сер-
дечников при изменении а следовательно, и до-
стигает своего минимального значения каждый раз при
123
практически постоянном для данного материала отнб-
шеиии
«»пт = ^ (3-126)
почти независимо от величины Ну Для большинства
магнитных материалов и при работе с большими напря-
женностями поля (10—,100 а/см), что является характер-
ным для дросселей насыщения, величина поит может
быть принята постоянной и равной 1,4—l,5~j/"2. Под-
ставляя в (3-125) величину Нпп{ из (3-126), получаем.
Ю« 1Г)7х
и =---------z-------- . (3-127)
<Мопт#7 V Втг. Втк
Для большинства магнитных материалов при указан-
ных выше пределах изменения Ну зависимость щ от Ну
получается близкой к гиперболе; без большой погреш-
ности можно заменить выражение (3-127) приближен-
ной формулой вида:
' <3-128)
где коэффициент С зависит от свойств материала, крат-
ности изменения тока нагрузки и cos<pH.
Выражение (3-128) связывает между собой объем
стали, мощность нагрузки и напряженность подмагни-
чивающего поля при оптимальном магнитном режиме и
наивыгодиейшем использовании стали.
Перейдем к определению зависимости температуры
перегрева обмоток д. н. от напряженности подмагничи-
вающего поля для д. н. разных конструкций.
Четыре наиболее часто применяемые конструкции
д. и. изображены иа рис, 3-17.
Рассмотрим вначале конструкцию из двух стержне-
вых сердечников (рис. 3-17,а). Обозначим: /р, /у— токи
в рабочей и управляющей обмотках; wy— числа
витков этих обмоток; гр, гу— сопротивления обмоток;
/у — средние длины витков обмоток; Sop, S'oy — сече-
ния окна, занятые обмотками; 50хлр, 50хлу — поверхно-
сти охлаждения обмоток и Ну — величины напря-
женности переменного и управляющего полей в сердеч-
никах.
124
4
г)
Рис. 3-17. Типовые конструкции дросселей насыщения.
а — из Двух стержневых сердечников, б — с одним броневым; в — с двумя
броневыми, з —с двумя тороидальными сердечниками.
Ампер-витки подмагничивающего (управляющего)
поля равны;
HylCT^/7Wy. (3-129)
Сопротивления обмоток могут быть найдены из выраже-
ний
I
(3-130)
2
Гу-Рму2-’^ (3-131)
Условиями теплового равновесия для рабочих и управ-
ляющей обмоток являются соотношения
Iр р = ^охл. рЯд.нА^р» (3*132)
г? == 50хл.уЯд,нД'Су, (3-133)
где Яд.н — коэффициент теплоотдачи обмоток д. и. Опре-
деляя значения токов и /у из (3-121) и (3-129) и под-
ставляя полученные значения этих токов и сопротивле-
ний обмоток из (3-130) и (3-131) в (3-132), и (3-133), по-
лучаем;
^ткАтРьОр о л /о
по" ' д —5охл.рЯд НДт[3; (3-134)
ZrlJO.p'1'M
1рТрм/у _ /Q
' ё 7-----— ^О.хЛ.уЯд.Н^^У (3-1 Зе))
Суммируя потери в обеих рабочих обмотках и обмотке
управления и используя (3-126), получаем:
Иу zctPm /2/р _[ G \ Д-t -US Дт i
А о------- 1 “ё- ---аД,н (^охл.р^р 1 ^охл.уихУГ
*м Х^о.р ^о.у /
(3-136)
Из приведенных ниже соотношений выразим 1^ и
через объемы, занятые рабочей и управляющей обмотками
(3-137)
Ум.у = 30.у(у (3-138)
126
полученные значения подставим в формулу (3-136) и по-
лучим:
(3-139)
Обозначим отношение площади окна, занятой рабочей об-
моткой, к площади окна, занятой обмоткой управления,
^ = :р. (3-140)
Так как
то 5о.р 4 - 50<у — (3-141)
^о.у _„J_ о • 1 р ^ок, (3-142)
— S 1 +₽ 0К' (3-143)
Выведем уравнение для определения величины коэффи-
циента р для д. п. рассматриваемой конструкции.
Сила тока может быть выражена в общем виде через
площадь окна, запятую обмоткой (S0K), число ее витков
to и плотность тока 3 как
S о
W
11F ш
(3-144)
Деля (3-121) на (3-129) и используя (3-126), полу-
чаем:
/Дп14ст _f/r2IpWp ___ ,^1/9-
Hvlcv ~ IyWy~ “"опт — V >
откуда
Zy ____
Zp к?у
(3-145)
Подставляя значения /у и /р, полученные из выражения
(3-144), в (3-145), после преобразований получаем:
‘So у____. &у
(3-146)
127
Обычно температура перегрева рабочих и управляющих
обмоток принимается одинаковой, т, е.
Дтр ~ Дту= Дт. (3-147)
При это*м на основании экспериментальных данных для
д. н., конструктивно выполненного согласно рис, 3-17, а,
откуда
8Р = 2оу,
₽=4~.
(3-148)
(3-149)
Используя (3-139), (3-142), (3-143), (3-147) и (3-149), по-
лучаем:
яу=
ад,нД^^м-4
Рм-9
'ст^-Р 4“ ^м.у)
(3-150)
Совместное решение уравнений (3-128) и (3-150) позволя-
ет исключить из них напряженность управляющего поля
и получить зависимость мощности нагрузки от гео-
метрических размеров д, н.
р VCT//y SCT/CTACT_
с с
4яд,нДгАмАст (2*5отл,р 4“ х jr,y) SctiS'ok
9Сарм 8Vm,p + VM,y]
Введем обозначения
=0,67
с*
25О1л,р 4“ >5охл,у
8Vм.р + Vм.у
(3-151)
(3-152)
(3-153)
Величины Дт, йм, Аст и рм, входящие в правую часть урав-
нения (3-152), являются постоянными; коэффициент С
при больших величинах 'подмагничивающего поля изме-
няется незначительно даже при больших кратностях
изменения тока нагрузки [Л. 13]; коэффициент теплоот
дачи адгг, как показывают экспериментальные данные,
можно без большой погрешности также принимать по-
стоянным. Поэтому коэффициент k можно считать вели-
чиной постоянной
128
Используя (3-21), а также выражения
^охл.р — 50Хл.у -—- ^4 я8;
V „ д/ М. у — ь" пз
И М. Р - KQ U > И М.у - Kg U 5
(3-154)
получаем:
kr — ai’',klk2
f + ^4
г 8/г6 -j- fe6
(3-155)
Из выражения (3-155) видно, что коэффициент kr зави-
сит лишь от соотношений геометрических размеров д. и.
н его линейных размеров.
На основании рис. 3-17,а, и используя (3-67) и
(3-149), получаем:
kt = r; (3-156)
= (3-157)
k' — (. 2iLs _l А /2 4-/3 4- 2n^ ( 4- A —
= ('-^-+ф24-г) + ^('-Ь+ф (3-158)
" — л( 2у , 1 A i । A —
= + ; (3-159)
k6’= 2r (2 4- 5 + ty, (3-160)
(3-161)
^ = яЬ(4 + 2'- + т4?)=^(4 + 2''+??') (3‘162)
Общий вес д. н. рассматриваемой конструкции на осно-
вании (3-64) равен:
Сд.н 2yctAjctV ст -|~ Yk (2V м.р -]- V м.у)===
= a3[2yCTAjCT/es +Тк(2^ + )]= (3-163)
= //3 4устйстг (2-[-s -]-1) -]- -д- Yk (6 —4r -J-us)
9—2589
129
а его объем на основании (3-97)
Kt.a — 2а’ (2 + s + j-zpj) (г + Д 5) (2 - /) —
=2а’ (2 -1- ^-) (г + Д) (2 + /). (3-164)
Выражение для определения стоимости д, н. здесь не
приводится, так как д. и. сравнительно редко использу-
ются в радиоаппаратуре массового применения. Коэффи-
циенты ki,.. ., ks" для д. н. с одним и двумя броневыми
сердечниками (рис. 3-17,6 и а), а также с двумя торои-
дальными сердечниками (рис, 3-17,а) определяются гша-
логично. Их величины приведены в табл. 3-6. В этой же
таблице приведены выражения для определения мощно-
сти нагрузки, веса и объема д. н, всех перечисленных
выше конструкций.
Следует отметить отличительные особенности д. и.
двух последних конструкций, в которых обмотка управ-
ления располагается поверх рабочих обмоток. В этих
конструкциях плотности тока во всех обмотках одинако-
вы и поэтому на основании (3-146) коэффициент [3=1.
Для конструкции д. и. согласно рис. 3-17,а суммар-
ная поверхность охлаждения обмоток равна поверхности
охлаждения обмотки управления и открытой торцовой
поверхности рабочих обмоток. Для тороидальной кон-
струкции д. н. рис. 3-17,а суммарная поверхность охлаж-
дения обмоток равна поверхности охлаждения обмотки
управления.
Для двух последних конструкций д. н. поверхность
охлаждения обмоток выражена через коэффициент
Soxjl : /^4(Т3.
Исследование зависимостей Рн=р(6д,ц) и PH=f (Уд.н)
для д. н. стержневой конструкции с двумя сердечниками
броневой с одним сердечником, броневой с двумя сер-
дечниками и тороидальной с двумя сердечниками позво-
ляет определить оптимальные соотношения размеров д, и.
минимального веса и объема. В табл. 3-7 приведены эти
соотношения для указанных типов д. н. (частота питаю-
щей сети 50 a/j). -
130
Таблица 3-6
Вели- Расчетные выражения
чины Для стсржневойуконструкции с двумя сердечниками | Для броневой конструкции с одним сердечником
fe.
r r
st s/
kA (0,675-H) (2 + r) + 2,1s (0,33s 4- t) 0,67s (1 4- r + 1.05s) 4/(1 тГ4 2.1 s)]
4 (1,33s + t) + 4,2s (0,67s + t) 2 [1,33s (1 + 1,05s) + / (I + 2.1s)]
— —
As 2r (2 + s + /) Г(1 + s + 0,5/)
*6 0,33s/ (2 + 2r + 1,05s) 0,33s/ (1 + 2r + 1.05s)
k5 0,67s/ (4 + 2r + 2.ls) 1,33s/ (1 + r + 1,05s)
O.S60<r ]/«< з-lb- m F o 5r 4- 3,14s 0,33aV(I 4- s + 0,5/) X "Iy-+ 0+fUiSf-f-sJ-j-S,!4-5 (2/4-6') X И 5 2 (1 +2r + ’ ,05s) (1 +s +o,5Г)Ч(1 +r + l .05s) (1 +s +tj-
Pn , fecT l/B^a k^-V ~ , /гсТ1/Гл?С ^c V Pm
^д.н а3 [27.4г (2 + s 4-/) 4- 2,71s/ (6 + lr + 3,14s)] a3 [13,75r (I 4- s'-f /) + 2,71s/ (3 + 4r + 3,14s)]
VA-„ 1 l,78a«(l,5 4-s) (l,5r + 2s) (2 -r/) 0,445u3 (3 + 5s) (1,5r + 2s) (I + /)
Продолжение табл, 3-G
ВелИ’ чины Для броневой конструкции с двумя сердечниками Для тороидальной конструкции с двумя сердечниками
Г Г
Й2 st 0,735s2
*4 — —
‘7 '— —
8,28 [f (0,242 + s) + 1,19s (0,61 4- s)] 3,141х (2+s)2+0,94s2 [2г—2—0,488s + V (2+s)40,94s! + + 0,5 V(2 + s)2 + 0,47sE]
*5 2r (1 + s + t) 3.14r (1 + s)
*Ь st (2 -J- 2r -J- 1,57s) 0,735ss [2r —0.726s + V (2 + s)2 + 0,47s2]
А',' о s/ (1 + 2r + 3,35s) 0,37s2 [4r—4—1,7s + 2V(2+s)2+0,47$2 +V(2 + s)= + 0,94s2]
1,44a’r V asi ^'3>242 + s)+M9s(0,bi+s) Г 3 + 4r + 1,92s 1,07a«rs УaV{2 + s)J + 0,94s2 X ~|/"2r—2—0.488s + (2 + s)2+ 0,94s2+0,5 ^(2-b s)2 + 0,47s2, Г 8r—4—3,15.9+4 V (2+ s)2 + 0,47s2 + V (2 + s? +0,9 Is 2
Рн 1 Г 1/ —— г с V pm Act l/аДтЧ 1/ г ("м
^д.п a’ [27,4r (] + s j- t) + 4,06s( (3 + 4r 4- 4,92s)] 1,49a’ [28,8r (I + s) + s'(8r — 4 — 3,15s + +4 /(2 + s)2 + 0,47s2 + V(2+ s)2+ 0,94s2]
17 д. и 2aa (1 + s)(t + /) (2r + 3s) 0,785a3 [(2 + s)2 + 0,94s2] [2r-2—0,488s + 0,5 V(2 + s)2+ 0,47s2+
+ 0,5/(2+ 0,915=]
Таблица 3-7
Конструкция дросселя Оптимальные соотношения для дросселей насыщения
насыщения ) минимального веса минимального объема
Г ] t
Стержневая с двумя сер- дечниками Броневая с одним сер- р денником Броневая с двумя сер- дечниками Тороидальная с двумя сердечниками .... 1—2 1—2 1—2 1,2—2,5 1 1 1 2 6—8 2—2,5 1—2 1-2 1—2 1—2 2—5 0,5 0,5 0,5 2 7—8 2,5—3 2,5—4
На >рис. 3-18 и 3-19 приведены кривые зависимостей
и Рн=|ЦУдн) Анализ этих кривых показы-
вает, что наиболее выгодной конструкцией д. и. по весу
и объему является тороидальная с двумя сердечниками.
Наихудшей конструкцией является броневая с двумя сер-
дечниками.
3-7. РЯДЫ МАГНИТОПРОВОДОВ
В современных радиотехнических устройствах приме-
няется огромное количество трансформаторов и дроссе-
лей малой мощности.
Обычно трансформаторами и дросселями малой мощ-
ности называют трансформаторы и дроссели насыщения
мощностью, не превышающей 1 090 ва (при 50 гц) и
2 500 ва (прн 400 гц), и сглаживающие дроссели элек-
трических фильтров, электромагнитная энергия которых
(т. е, произведение ) не превышает 10 вт - сек.
Как видно из приведенных данных, диапазоны мощ-
ностей и L/q трансформаторов и дросселей малой мощ-
ности относительно невелики. Однако количество магни-
топроводов, необходимых для перекрытия указанных
выше диапазонов, в связи с большим разнообразием
радиоаппаратуры весьма велико. Стремление к умень-
шению стоимости и к ускорению производства транс-
форматоров и дросселей малой мощности постепенно
привело к значительному ограничению количества типо-
размеров магпитопроводов, применяемых в промышлен-
ности и к созданию так называемых рядов магнитопро-
водов.
133
Рис. 3-18. Сравнение д. и. минимального веса с оптимальными
соотиошаниями геометрических размеров.
Рядом магнитопроводов называется совокупность
геометрически подобных магннтопроводов, позволяющая
построить трансформаторы и дроссели на заданные диа-
пазоны мощностей (для трансформаторов п дросселей
насыщения) и электромагнитных энергий (для сглажи-
вающих дросселей электрических фильтров).
В зависимости от поставленных требований могут
быть построены ряды для получения минимального ве-
са, объема или стоимости.
134
Рис 3-19. Сравнение д. н. минимального объема с оптимальными
соотношениями геометрических размеров.
Основой любого ряда является вполне определен-
ная конструкция магнитопровода.
Ранее было показано (§ 4, б и 6 гл. 3), что требова-
ния минимального веса, объема или стоимости для
трансформаторов, сглаживающих дросселей и дросселей
насыщения удовлетворяются лишь при определенной
конфигурации магнитопровода с оптимальными соотно-
шениями геометрических размеров. Там же было пока-
зано, что для силовых трансформаторов минимального
веса н объема прн мощностях до 400—600 вт и частоте
135
400 гц наиболее выгодной конструкцией является торои-
дальная, однако тороидальная конструкция технологи-
чески более сложна, чем другие. Во всех остальных слу-
чаях более выгодной конструкцией трансформатора,
а также и сглаживающего дросселя минимального веса,
объема и стоимости является стержневая с двумя ка-
тушками. Лишь немногим уступает этой конструкции
броневая с одной катушкой. Для дросселей насыщения
минимального веса и объема наиболее выгодна конст-
рукция, состоящая из двух стержневых сердечников
с тремя катушками (двумя рабочими и одной управ-
ляющей) .
Данные об оптимальных соотношениях размеров пе-
речисленных выше наивыгоднейших конструкций магни-
топроводов трансформаторов и дросселей приведены
в табл. 3-3, 3-5 и 3-7.
Рассмотрим теперь принципы построения рядов маг-
нитопроводов для силовых трансформаторов.
Для построения ряда магнитопроводов необходимо
прежде всего задаться рядом значений мощности транс-
форматоров, полностью охватывающих заданный диапа-
зон. Поскольку закономерное распределение мощностей
силовых трансформаторов отсутствует и любое значение
мощности является равновероятным, то для установле-
ния требуемой закономерности целесообразно использо-
вать геометрические прогрессии со знаменателем 10.
Практика проектирования серий трансформаторов ма-
лой мощности показывает, что для построения ряда маг-
нитопроводов наиболее выгодна разность между мощно-
стями двух соседних магнитопроводов, равная примерно
25%. Это определяет возможность использования для
построения ряда магнитопроводов геометрическую про-
грессию со знаменателем i/10M,25.
При выборе геометрических размеров каждого из
магнитопроводов ряда (т. е. размеров а, Ь, с и ft) обыч-
но используют ряды предпочтительных чисел, приведен-
ные !в ГОСТ 8032-56. Ряд прогрессии со знаменателем
1,25 содержит числа 1,0; 1,25; 1,6; 2,0; 2,5; 3,2; 4,0; 5,0,
6,3, 8,0; 10,0 и так далее.
Обычно принимают линейный размер каждого маг-
нитопровода (а) в соответствии с указанным рядом
предпочтительных чисел, а остальные его размеры (Ь, с
136
и h)—й соответствии с оптимальными значениями без-
размерных коэффициентов г, s и t. В результате этою
получается ряд геометрически подобных магнитопрово-
дов, что не только упрощает их изготовление, но и зна-
чительно сокращает время, необходимое для расчета
трансформаторов.
Рассмотрим особенности построения рядов магни-
топроводов с пластинчатыми н ленточными сердечни-
ками.
Основным технологическим требованием при проекти-
ровании рядов магнитопроводов является сведение к воз-
можному минимуму количества штампов и различных
приспособлений, необходимых для изготовления транс-
форматоров па заданный диапазон мощностей. Если ряд
магнитопроводов проектируется на основе пластинчатых
сердечников, то необходимое количество типоразмеров
легко получить при небольшом количестве штампов,
изменяя толщину пакета (т, е, .размер Ь) в широкие
пределах. При этом величина удельной мощности транс-
форматора с оптимальными соотношениями размеров
магнитопровода (т. е, мощности, приходящейся на еди-
ницу веса, объема или стоимости) изменяется, как это
было показано ib § 3-4—3-6, незначительно. Это позво-
ляет получить наибольшие или близкие к ним удельные
мощности для всех магнитопроводов данного ряда,
В том случае, когда ряд магнитопроводов проекти-
руется на основе ленточных сердечников, необходимое
количество типоразмеров при наименьшем количестве
приспособлений может быть получено как путем изме-
нения ширины ленты (при неизменной высоте окна), так
и изменением высоты окна (при неизменной ширине
ленты),
Для трансформаторов броневой конструкции с лен-
точными сердечниками выгоднее вариация по ширине
ленты, а для стержневых— вариация как по высоте ок-
на, так и по ширине ленты. Это объясняется тем, что
удельная мощность броневых трансформаторов меняет-
ся мало лишь при изменении ширины ленты (или про-
порционального ей коэффициента г), в то время как
удельная мощность стержневых трансформаторов почти
ие меняется при изменении высоты окна (или про-
порционального ей коэффициента f) в широких пре-
делах.
J37
Указанный выше способ вариации по ширине ленты
используется и при проектировании рядов с тороидальны-
ми магнитопроводами. Это возможно потому, чго удель-
ная мощность тороидальных трансформаторов практи-
чески постоянна при изменении высоты тороида (или
пропорционального ей коэффициента г) в достаточно
широких пределах.
Таким образом, мы рассмотрели основные принципы
построения рядов магнитопроводов для силовых транс-
форматоров.
В настоящее время в радиотехнической промышлен-
ности применяется большое количество нормализован-
ных рядов; однако лишь часть из них отвечает в полной
мере всем изложенным выше требованиям.
Для силовых трансформаторов могут быть рекомен-
дованы следующие ряды магнитопроводов:
1. Ряд пластинчатых магнитопроводов броневой кон-
струкции для силовых трансформаторов минимального
веса на 50 и 400 гц (см .табл. 1ПЗ-1), В основу ряда по-
ложены следующие значения коэффициентов г, s и i:
s=l; t = 2,5; г = 0,6—2,5,
Из табл. 3-3 видно, что указанный ряд является опти-
мальным для броневых трансформаторов минимального
веса и объема.
2. Ряд ленточных магнитопроводов броневой конст-
рукции для силовых трансформаторов минимального
веса и объема на 50, 400 и 1200 гц (см, табл, ПЗ-2).
В основу ряда положены следующие значения коэффи-
циентов г, s и /; 5= 1, t = 2,5; 1—2.
Из табл. 3-3 видно, что указанный ряд является опти-
мальным для броневых трансформаторов минимального
веса и объема,
3, Ряд ленточных магнитопроводов стержневой кон-
струкции для силовых трансформаторов минимального
веса и объема на 50 и 400 гц (см. табл. ПЗ-З). В основу
ряда положены следующие значения коэффициентов г, s
и /; 5= 1,25—1,6; г=2; /—1,6—5, Указанный ряд является
оптимальным для стержневых трансформаторов мини-
мального веса и объема.
4, Ряд ленточных магнитопроводов тороидальной
конструкции для трансформаторов минимального веса
и объема на 50, 400, 1 200 и 2 400 гц (см, табл. ПЗ-4),
В основу ряда положены следующие значения коэффн-
138
циентов г и .$ : №3,3; г = 1,2—3,3- Из табл. 3-3 видно, что
уакзанный ряд является оптимальным для тороидаль-
ных трансформаторов минимального объема.
Из приведенного выше перечня видно, что в рекомен-
дуемой номенклатуре рядов отсутствуют .ряды пластин-
чатых матнитопроводов стержневой конструкции, а так-
же ряды ленточных магпитопроводов для трансформато-
ров минимальной стоимости. Разработка и выпуск нор-
малей па указанные ряды является весьма необходимой
и своевременной.
Перейдем теперь к рассмотрению принципов построе-
ния рядов для сглаживающих дросселей электрических
фильтров и дросселей насыщения.
Рассмотрение оптимальных соотношений для сглажи-
вающих дросселей минимального веса, приведенных
в табл. 3-5, показывает, что для них мопут быть с успе-
хом использованы пластинчатые и ленточные магнито-
проводы броневой конструкции по нормалям, приведен-
ным в табл. ПЗ-1 и ПЗ-2 и ленточные магпитопроводы
стержневой конструкции по нормали, приведенной
в табл. ПЗ-З.
Из табл, 3-5 видно, что указанные магиитопроводы
являются оптимальными не только для трансформато-
ров, но и для сглаживающих дросселей минимального
веса.
Ряды магпитопроводов для дросселей насыщения
можно построить на основании оптимальных соотноше-
ний, приведенных в табл. 3-6. Однако, учитывая значи-
тельно меньшую применяемость дросселей насыщения
по сравнению с трансформаторами и сглаживающими
дросселями, вряд ли целесообразно создавать для них
специальные гряды. Для инх, как и для сглаживающих
дросселей, следует использовать пластинчатые и леиточ^
ные магпитопроводы броневой конструкции по норма-
лям, приведенным в табл. ПЗ-1 и ПЗ-2, н ленточные
магнитопроводы стержневой конструкции по нормали,
приведенной в табл. ПЗ-З, При этом необходимо отме-
мить (это в равной степени относится и к сглаживаю-
щим дросселям), что из ряда стержневых магнитопрово-
дов следует использовать типоразмеры с большой высо-
той окна (£=4—5), как более близкие к оптимальным
соотношениям. Применение для дросселей насыщения
рядов с тороидальными м агни топ р овода ми целесообраз-
на
по лишь при использовании специальных магнитных ма-
териалов с прямоугольной петлей гистерезиса и большой
индукцией насыщения.
В заключение настоящего раздела следует кратко
остановиться на вопросах нормализации трансформато-
ров и дросселей. Создание рядов для трансформаторов
и дросселей позволяет получить большой экономический
эффект, так как при этом становится возможным и це-
лесообразным их централизованное изготовление.
Из большого числа различных видов трансформато-
ров и дросселей, применяемых в радиотехнических
устройствах, уже в настоящее время стала возможной
нормализация электрических параметров трансформа-
торов анодных, анодно-накальных, накальных и сглажи-
вающих дросселей для электрических фильтров. Ряды
таких трансформаторов и дросселей разработаны под
руководством Е. И. Каретниковой и внедряются в про-
изводство.
Нормализация мощностей трансформаторов произве-
дена на основе ряда предпочтительных чисел со знаме-
нателем ’прогрессии, равным 1 ,'25. Знаменатель прогрес-
сии для электромагнитных энергий (ZJ0), сглаживаю-
щих дросселей принят равным 2,5.
'.Вопросам создания нормализованных рядов сглажи-
вающих дросселей .посвящена работа К- Б. Мазеля, в ко-
торой на основе проведенного анализа .рекомендуется
принять знаменатель прогрессии равным 2,0. Это позво-
ляет перекрыть диапазон обычно применяемых индук-
тивностей и токов при наличии всего лишь 7 типоразме-
ров магнитопроводов,
ГЛАВА ЧЕТВЕРТАЯ
РАСЧЕТ МАЛОМОЩНЫХ ТРАНСФОРМАТОРОВ
4-1. ПРЕДВАРИТЕЛЬНЫЕ ЗАМЕЧАНИЯ
Исходными величинами для расчета трансформатора
служат: напряжение и частота питающей сети, а также
мощности и напряжения вторичных обмоток.
iB результате расчета должны быть определены гео-
метрические размеры сердечника, данные обмоток (т. е.
числа витков, марки и диаметры проводов), а также
140
электрические и эксплуатационные параметры транс-
форматора (к. п. д., ток холостого хода, напряжение ко-
роткого замыкания и температура перегрева обмоток).
Расчет трансформатора по указанным выше исход-
ным данным представляет собой математически неопре-
деленную задачу, допускающую большое количество
различных (решений. Последнее объясняется тем, что
число параметров трансформатора, подлежащих опреде-
лению, больше числа уравнений, связывающих указан-
ные параметры с исходными 'величинами. В связи с этим
в процессе расчета трансформаторов приходится пред-
варительно задаваться рядом значений электрических,
электромагнитных и конструктивных величин, основы-
ваясь при этом главным образом на экспериментальных
данных, полученных в результате испытания ряда транс-
форматоров, подобных рассчитываемому.
Вопросы расчета трансформаторов средней и боль-
шой мощности в настоящее время разработаны доста-
точно полно н им посвящено большое ’количество спе-
циальной литературы. Однако использование методов,
разработанных для мощных трансформаторов, для рас-
чета трансформаторов малой мощности не всегда воз-
можно. Причины этого заключаются в специфических
особенностях проектирования и применения трансфор-
маторов малой мощности.
Действительно, одной из основных задач расчета
трансформаторов 'большой н средней мощности является
выбор конфигурации магнитопровода. При расчете же
трансформаторов малой мощности, как .правило, исполь-
зуются нормализованные магнитопроводы заданной кон-
фигурации.
Трансформаторы большой и средней мощности обыч-
но работают параллельно. Поэтому за исходную вели-
чину при расчете принимается напряжение короткого за-
мыкания, величина которого определяет распределение
нагрузок между параллельно работающими трансфор-
маторами. Трансформаторы малой мощности обычно
используются для питания индивидуальных нагрузок н
поэтому получение определенной, заранее заданной ве-
личины напряжения короткого замыкания для них не
обязательно.
Величина тока холостого хода влияет на коэффи-
циент мощности трансформатора н потребление им реак-
141
тивной мощности из сети переменного тока. Во избежа-
ние излишней загрузки генераторов электрических стан-
ций реактивной мощностью величина тока холостого хо-
да для мощных трансформаторов обычно не превышает
6~7%. Для трансформаторов малой мощности, 'приме-
няемых большей частью в переносной радиоаппаратуре,
решающее значение имеет получение минимально воз-
можного веса трансформатора. Как уже отмечалось
выше, при этом значительно возрастает ток холостого
хода, достигая (при частоте сети 50 гц) 30—150%’, полу-
чающееся при этом увеличение реактивной мощности
не имеет существенного значения вследствие малой абсо-
лютной величины потребляемой мощности.
Трансформаторы большой и средней мощности в по-
давляющем большинстве случаев выполняются с масля-
ным охлаждением, в то время как трансформаторы ма-
лой мощности имеют, как правило, лишь воздушное
охлаждение. Поэтому электрические и электромагнит-
ные нагрузки, допускаемые в трансформаторах малой
мощности, значительно меньше, чем в трансформаторах
большой н средней мощности.
Некоторые параметры трансформаторов малой мощ-
ности количественно отличаются от параметров мощных
трансформаторов. Так, например, относительная величи-
на активного падения напряжения в обмотках неболь-
ших трансформаторов значительно больше, а относитель-
ная величина реактивного падения напряжения — значи-
тельно меньше, чем в трансформаторах большой и сред-
ней мощности.
Следует также отметить, что мощные трансформато-
ры работают лишь при частоте питающей сети, равной
50 гц, в то время как трансформаторы малой мощности
часто проектируются для работы при более высоких ча-
стотах (400, 800, 1 600 н 2400 гц).
Перечисленные выше особенности трансформаторов
малой мощности потребовали разработки для них спе-
циальных методов расчета.
В настоящее время иа практике используются более
20 различных методов расчета силовых трансформато-
ров малой мощности, разработанных отдельными науч-
но-исследовательскими институтами, конструкторскими
бюро и заводами в виде междуведомственных и завод-
142
i ки\ нормалей или инструкций Однако многие из этих
мен) ц)в имеют существенные недостатки.
Так, в большинстве известных методов не отмечают-
ся различия в расисте трансформаторов, мощность кото-
рых меньше и больше критической. А это, как указыва-
лось в § 3-3, изменяет исходные условия для расчета
трансформаторов.
В ряде методов приводятся кривые зависимости ин-
дукции от удельных намагничивающих ампер-витков и
удельных потерь в стали для исходного материала сер-
дечника па основании данных ГОСТ 802-58. Между тем
указанные кривые в значительной мере зависят как от
конфигурации, так и от геометрических размеров сер-
дечника,
В большинстве методов расчета трансформаторов ма-
лой мощности для выбора типоразмера магнитопровода
используется выражение вида SCT=f(P). Однако это вы-
ражение не позволяет однозначно определить типораз-
мер магнитопровода в зависимости от мощности транс-
форматора.
Во всех применяемых на практике методах расчета
определение температуры перегрева обмоток трансфор-
матора производится но формулам вида Ат=/(Г'тр, атр,
«Soxn) или Дт=/'(РТр, атр, 50хл). Однако при этом не учи-
тывается изменение коэффициента теплоотдачи, постоян-
ной времени нагрева обмоток и общей теплоемкости
трансформатора с изменением его мощности, частоты,
конструкции магнитопровода и обмоток, а также от ря-
да других факторов, В результате этого допускаются
значительные погрешности в определении температуры
перегрева.
В связи с отмеченными выше недостатками большин-
ства существующих методов проблема рационального
расчета трансформаторов малой мощности, несмотря на
всю свою актуальность, не может считаться полностью
решенной. Поэтому в настоящее время ведется интенсив-
ная научно-исследовательская работа в этой области.
4-2, ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫХ
И ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ НАГРУЗОК
Основными параметрами, определяющими собой вес,
габаритные размеры и тепловой режим трансформатора,
являются магнитная индукция в сердечнике и плотность
143
тока в его обмотках. В большинстве методов расчета си-
ловых трансформаторов малой мощности эти параметры
определяются иа основании испытании серии трансфор-
маторов, построенной на основе нормализованного ряда
магнитопроводов. Полученные в результате этих испы-
таний данные обычно приводятся в виде таблиц или
графиков зависимости В и б от мощности, отдаваемой
трансформатором (или его типовой мощности). Указан-
ные зависимости позволяют однозначно определить ве-
личины В и б в самом начале расчета трансформатора,
когда известна лишь отдаваемая им мощность.
В последнее время в некоторых работах (например
[Л, II, 12, 16]) рассмотрены аналитические методы опре-
деления зависимостей B = f(P2) и б=/(Рг). Однако при-
водимые в этих работах аналитические выражения при-
годны для определения В и б лишь при мощностях транс-
форматора больше критической.
Аналитические зависимости В=/(РТИП) и d=[(PTi/in)
при мощностях трансформатора, больших и меньших его
критической мощности, могут быть найдены па основа-
нии выведенных в гл. 3 соотношений.
Эти выражения будут различными для трансформа-
торов с магнитопроводами стержневого (а также броне-
вого типа) и трансформаторов с тороидальными магни-
топроводами. В качестве примера приведем выражения,
с помощью которых могут быть найдены В и б для транс-
форматоров стержневого и броневого типов с любыми
соотношениями линейных размеров магнитопровода.
При ЛТИп>ЛКр магнитная индукция в сердечнике может
быть найдена из (3-46), Подставляя в это выражение
величину линейного размера а, найденную из (3-33),
после преобразований найдем:
В = 3,86-105Х
/ (•+« cos и)
X / —k <4-’)
1/ (^pPloYc т)7 ( Ртип J
Плотность тока в обмотках трансформатора прн
^типЗ> ^кр может быть найдена и (3-47), Подставляя в
(3-47) значение а из (3-33), получаем:
144
3—-0,22* 10-аХ
(1 Е тбе
У ' 7] COS <р J 1 2 А 4
- Д1 \2 ~~
^рАоТ стр^N (М-р Л1 Ртип)’ ( Р7ид-FpCy 1 kbk6
\ /
а[мм?.
(4-2)
При Ртвп<РКр магнитная индукция и плотность тока
определяются из .выражений (3-58) и (3-59). Для того
чтобы исключить из этих выражений линейный размера,
используем выражение (3-6). Однако для трансформа-
торов, мощность которых меньше критической, нельзя
приравнивать и2 = Е2, как это сделано при выводе выра-
жения (3-6), а следует учесть падение напряжения во
вторичной обмотке трансформатора. Так как
U2 Е Д 1 —
(4-3)
то на основании (3-6) при мощности меньше критической
Х/ДД0Т^5ст501ГЮ-в. (4-4)
Подставляя в (4-4) значения В и 8 из (3-58) и (3-59), по-
лучаем выражение для определения Ртип в зависимости
от линейного размера а в виде:
Р„п==2,76.10-’» (1 + —!—(1 - У
11 ’ TJcos ?) I 290 j
М=- а\ (4-5)
Рм
Определяя из (4-5) линейный размер а и подставляя его
значение в (3-58) и (3-59), найдем значения магнитной
ИНДУКЦИИ И ПЛОТНОСТИ ТОКа ПрИ РтппХ^кр
10—2589 145
г
7-----IV 7--------uF/.y , ; 5 ’ (4'6>
(1 +1) cos »J \_1 200 ) f« kf'k'>
г = 6,4-io1 x
Y’W'^fXj'A ' ,47,
/ i V / Д(Л/0 у , ‘ * ' '
। I---. j । ]_ ю ы
\ T7] COS о ) 200 J r't 1 2 ”
Подобным же образом .могут быть получены расчетные-
формулы для определения В и б тороидальных транс-
форматоров.
Экспериментальная проверка величин магнитной
индукции и плотности тока для серии трансформаторов
на 50 гц с использованием ряда пластинчатых броневых
магнитопроводов из стали 3-12 показала, что погреш-
ность в определении величин В и б по формулам (4-1),
(4-2), (4-6) и (4-7) не превышает 20%'.
Как видно из приведенных выше выражений величи-
ны В и д при одной и той же мощности трансформато-
ра зависят от частоты сети, предельной температуры
перегрева, величин тока холостого хода и падения на-
пряжения в обмотках, магнитных характеристик мате-
риала сердечника, а также от соотношений между его
основными геометрическими размерами.
Поэтому для каждого ряда магнитопроводов с изме-
нением частоты питающей сети, материала, используе-
мого для изготовления сердечников, допустимой темпе-
ратуры перегрева или тика холостого хода, необходимо
пользоваться различными зависимостями индукции и
плотности тока от мощности трансформатора.
В табл. 4-1 и 4-2 приведены указанные зависимости
для рядов, нашедших наибольшее применение для изго-
товления трансформаторов малой мощности.
4-3. ВЫБОР МЛГНИТОПРОВОДА. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПОТЕРЬ
В СТАЛИ И ТОКА ХОЛОСТОГО ХОДА
Расчет трансформатора целесообразно начать с вы-
бора магнитопровода, т. е. с определения его конфигура-
ции и геометрических размеров.
Сравнение трансформаторов с магнитопроводами
стержневой, броневой и тороидальной конструкции, рс-
146
Таблица 4-1
Конфигурация магниюпровода Матерная сердечни- ка и его толщина, мм Частота сети, гц Индукция, гс
E/V вт
15—50 15-150 150-300 300-1 000 1 000—2 500
Броневая (пластинчатая) Э42 0,35 50 13 000 13 000—13 500 13 500 13 500—12 000 —
Э44 0.2 400 12 000 12 000—11 500 11 500—10 000 10 000-8 000 8 000—6 600
Броневая (ленточная) ХВП 0,15 400 16 000 16 000—14 500 14 500—12 000 12 000—9 500 9 500-8 000
Стержневая (ленточная) ХВП 0.15 400 16 000 16 000—15 000 15 000—13 000 13 000—10 000 10 000—8 000
Таблица 4-2
Конфигурация магнитопронода Матерна л сер иечннка и его TOJLLiUl- Н<1£ мм Часто- та се- ти, гц Плотное п. тока 6, а/л«ма
Ц/%, вт 1 да—2 30 !
1,50 50—|ЙО 150—3(10 300-1 003
Броневая (пластинчатая) Э42 0,35 50 5,0—3,8 3,8—1.9 1,9 -1,3 1,3—1,1 —
Э44 0.2 400 5,5—5.0 5.0—4,0 4,0—2,8 2.8—1,6 1,6—1,0
Броневая (ленточная) ХВП 0,15 400 6,0—4,5 4,5—3,5 3,5—2,5 2.5—1,5 1,5— 1,2
Стержневая (ленточная) ХВП 0,15 400 8,0—5,2 5,2—3,5 3,5—2,5 2,5—1,8 1.8—1,4
зультаты которого приведены в разделе 3-3, позволяет
оцепить достоинства этих трансформаторов с точки зре-
ния получения минимального веса, объема или стонмо-
сти. Однако при выборе для проектируемого трансфор-
матора той или иной конфигурации магннтопровода сле-
дует учитывать также и другие требования, важнейши-
ми (из которых являются простота конструкции транс-
форматора в целом и ее технологичность.
Сопоставление достоинств и недостатков трансфор-
маторов различных типов с точки зрения удовлетворе-
ния всем перечисленным выше требованиям позволяет
перейти к следующим выводам.
Для малых мощностей (от единиц до нескольких де-
сятков вольт-ампер) при напряжениях, не 'превышаю-
щих 1 000 я, и частоте сети 50 и 400 гц следует рекомен-
довснь броневые трансформаторы при 'использовании
как пластинчатых, так и ленточных магнитопроводов.
Лишь незначительно уступая стержневым трансформа-
торам по удельной мощности на единицу веса и объема,
броневые трансформаторы, имеющие одну катушку, зна-
чительно технологичнее их в изготовлении и проще
по конструкции.
При мощностях от нескольких десятков до несколь-
ких сотен вольт-ампер при частоте 50 гц и до несколь-
ких киловольт-ампер — при частоте 400 гц наиболее
перспективными являются стержневые трансформаторы
с двумя катушками и ленточными разъемными сердечни-
ками, Основной недостаток конструкции этих трансфор-
маторов — наличие двух катушек —компенсируется
в этом случае тем, что вместо двух сердечников, необхо-
димых для броневого ленточного магнитопровода, для
стержневого магнитопровода требуется всего лишь один
сердечник.
Трансформаторы с тороидальными ленточными сер-
дечниками могут использоваться при мощностях от 30—
40 до 200—300 ва и частоте 400 гц лишь в' тех случаях,
когда требуется минимальное рассеяние магнитного по-
тока без применения наружных экранов, или тогда, ког-
да требование минимального объема является первосте-
пенным, Имея некоторые весовые и объемные пре-
имущества перед стержневыми и броневыми трансформа-
торами в диапазоне мощностей от нескольких вольт-ам-
пер то нескольких сотой вольт-ампер и сравнительно
148
простую конструкцию, тороидальные трансформаторы
являются вместе с тем и наименее технологичными.
Выбрав конфигурацию магнитопровода, можно при-
ступить к определению его основных геометрических раз-
меров.
Размеры магнитопровода выбранной конфигурации,
необходимые для получения от трансформаторов задан-
ной мощности, могут быть найдены на основании выра-
жения (3-6).
Из выражений (3-6) и (31) находим:
SCTSoK~ ' (4'8)
Полученное из (4-8) произведение сечения стали магни-
топровода (8СТ) на площадь его окна (Sok) однозначно
определяет требуемый типоразмер магпитопровода.
'Величины, входящие в правую часть выражения
(4-8), могут быть найдены следующим образом. Частота
сети f и мощность, отдаваемая трансформатором в на-
грузку (Р2 или 2Р2, если вторичных обмоток несколько),
являются заданными.
Величины электромагнитных нагрузок — магнитной
индукции В и плотности тока б — могут быть найдены
из табл. 4-1 и 4-2, а величина коэффициента заполнения
окна (Ам) —из табл. 4-3.
Коэффициент заполнения сечения магнитопровода
сталью (Аст) зависит от толщины стали, конструкции
магпитопровода (пластинчатая, ленточная) и способа
изоляции пластин или лент друг от друга. Величина ко-
эффициента Act для наиболее употребительных способов
изоляции может быть найдена из табл. 4-4.
Определив величину Зет S0I{ из формулы (4-8), мож-
но найти и необходимый линейный размер магнитопро-
вода а.
Действительно,
SctSqj, abed —— tstci , (4-9)
откуда
« = 'Дф' , CM, (4-10)
149
Таблица 4-3
Частота сети, гц Конфигурация магннтопровода Коэффициент заполнения окна, к л{
во
15—30 53—150 17,0—200 300—1 000 1 1)111—2 500
50 Стержневой Броневой 0,18—0,26 0,22—0,28 0,26—0,30 0,28—0,34 0.30—0,33 0,34—0,36 0,33—0,35 0,36—0,38 1 1
400 Стержневой Броневой Тороидальный 0,17—-0,22 0,21—0,25 0,16—0,17 0.22—0,25 0,25—0,28 0,17—0,24 0,25—0,27 0.28—0,3 0,24—0,25 0,27—0,35 0,3—0,37 0,25—0,28 0,35-0.36 0,37—0,38
Таблица 4-4
Конфигурация магнито про вода Коэффициент заполнении сечения магнит,-шропода сталью кС7 Толщина стали, ил
0,08 0,1 0.15 0.2 0,35
Стержневая, броневая (пластинчатая) — 0,7 (0,75) — 0,85 (0,89) 0,91 (0,94)
Стержневая, броневая (ленточная) 0.87 — 0,9 0,91 0,93
Тороидальная (ленточная) 0,87 — — 0,88
Примечания: 1 Коэффициенты заполнения для иластппчагьгх сердечников указан-,, при изоляции пластин лаком или
фосфатной пленкой (и скобках),
2 коэффициенты заполнении для ленточных стержневых и броневых сердечников указаны при и sro гоилепии их методой
штамповки и гибки ленты.
3. Коэффициенты заполнения для ленточных тероидальных сердечников указаны при изоляции ленты методом катафореза.
Величины коэффициентов $ н t для выбранной конфигу-
рации магпитопровода известны; коэффициент г прини-
мается равным г—1—2,
Так, например, для броневых магнитопроводов мини-
мального веса, у которых 5=1 и ^ = 2,5, имеем:
при г — 1
0,8рХХГ, (4-11)
при г = 2
«..^0,67 (4-12)
Определив из (4-10) два значения а, соответствующие
значениям г—il и г = 2, далее следует по таблицам типо-
вых магпитопроводов (ПЗ-1—ПЗ-4) выбрать магнито-
провод, линейный размер которого наиболее близок
к одному из найденных .выше 'значений а.
Однако на практике можно выбирать магннтопровэ-
ды непосредственно ио найденным выше величинам про-
изведения SctSok, которые приведены в табл, ПЗ-1—ПЗ-4,
Выбрав магнитопровод, следует выписать из указан-
ных выше таблиц все необходимые для дальнейших рас-
четов справочные данные: типоразмер, основные геоме-
трические размеры магнитопровода, а также его .вес, се-
чение и величину SctS0I,-.
После того как выбран магнитопровод трансформа-
тора, нетрудно найти величину полных потерь в стали,
намагничивающей мощности и относительное значение
тока холостого хода.
Полные потери в стали могут быть ориентировочно
определены по формуле (1-29) или более точно — по фор-
муле
Р СТ Рст^СТ, (4-13)
где рст — удельные потери (на 1 кг стали).
Величина удельных потерь зависит от выбранного
значения магнитной индукции, марки стали, ее толщины
и частоты сети. На рис. 4-1 и 4-2 приведены экспери-
ментальные кривые зависимости удельных потерь в ста-
ли от индукции для наиболее часто применяемых марок
трансформаторной стали.
После того как определены полные потери в стали,
можно найти абсолютное и относительное значение ак-
151
Рис 4-1. Удельные 'Потери в трансформаторной стали Э42
(толщина пластины 0,35 мм) при частоте 50 гц.
тивной составляющей тока холостого хода по формулам
(1-40) и (1-41), Величину номинального тока первичной
обмотки, необходимую для определения относительного
значения тока холостого хода, находим по формуле
Р1 = SPa
иг cos (f ’
(4-14)
где SP2—суммарная мощность вторичных обмоток,
Величины т] н cos ср трансформатора, входящие в вы-
ражение (4-14), могут быть ориентировочно определены
в зависимости от мощности, отдаваемой трансформато-
ром, по данным табл. 4-5.
Полная намагничивающая мощность может быть
определена по формуле (1-43). Удельная памагничиваю-
152
Рис. 4-2. Удельные потери в трансформаторных сталях при
частоте 400 гц.
Таблица 4-5
Частота f, гц 1 Величины Суммарная мощность
15—50 50-150 150-300 300—1 000 Свыше 1 000
50 400 ч 0,5—0,8 0,8—0,9 0,9—0,93 0,93—0,95 —
COS <j> 0,9—0,93 0,93—0,95 0,95—0,93 0,93—0,94 —
•п 0,87 0,87—0,94 0,94—0,96 0,96—0,97 0,97
cos у 0,84 0,84—0,95 0,95—0,96 0.96—0,99 0,99
153
Рис. 4-3. Удельная намагничивающая мощность для ста-
ли Э42 (толщина пластины 0,35 мм) при частоте 50 гщ
щая мощность, входящая в выражение (1-43), зависит
от выбранного значения магнитной индукции, марки
стали, ес толщины, конструкции магпитопровода и его
геометрических размеров, а также, от частоты сети. Ее
величину для наиболее часто применяемых марок транс-
форматорной стали Э42 (f=50гц), Э44иХВП (/ = 400гц)
можно найти по кривым рис. 4-3 и 4-4.
После того как определена полная намагничивающая
мощность, можно найти абсолютное и относительное
значение реактивной составляющей тока холостого хода
по формулам (1-42) и (1-44).
J&4
Относительное значение тока холостого хода нахо-
дим затем по формуле (1-4.5). Если величина относи-
тельного тока холостого хода при частоте сети 50 гц ле-
жит в пределах 0,3—0,5, а при частоте сети 400 гц —
в пределах 0,05—0,3, то выбор магнитопровода на этой
стадии расчета можно считать оконченным.
Если значение относительного тока холостого хода
Рис. 4-4. Удельная намагничивающая мощность сталей 944
(/) (толщина пластины 0,2 лш) и ХВП (2) толщина ленты
0,15 мм) при частоте 400 гц.
дует уменьшить индукцию в магнитопроводе. Если зна-
чение относительного тока холостого хода меньше 0,3
(при /=50 гц) или 0,05 (при f=400 гц), то индукцию
в магнитопроводе следует увеличить.
Расчет следует повторять до тех пор, пока относи-
тельный ток холостого хода не будет лежать в указан-
ных пределах.
155
4-4, ЭЛЕКТРИЧЕСКИЙ И КОНСТРУКТИВНЫЙ РАСЧЕТ
ОБМОТОК БРОНЕВЫХ И СТЕРЖНЕВЫХ ТРАНСФОРМАТОРОВ
Электрический расчет обмоток заключается в опреде-
лении: 1) числа витков и диаметра провода каждой об-
мотки— по заданным величинам тока и напряжения;
2) испытательного напряжения для каждой нз обмо-
ток— в зависимости от величины ее рабочего потенциа-
ла, Числа витков обмоток могут быть определены
из уравнений (1-1) и (й-2)
1 4,44/В5Ст.акт
, =______£\-Ю8
3 4,44/BSст акт
(4-15)
(4-16)
Все величины, входящие в правые части уравнений
(4-15) и (4-1'6), известны, за исключениемэ. д. с. Е} и Е2
Для выполнения практических расчетов удобно выра-
зить э, д. с. каждой обмотки через напряжение на ее за-
жимах. Если обозначить величины падений напряже-
ния в обмотках, выраженные в % от поминального, AJ7]
и Д(/2, то э, д. с обмоток могут быть найдены из выра-
жений
£’==С'!(1+^-)- (4-18)
Ориентировочные значения величин AL/j н At72 для бро-
невых трансформаторов на 50 и 400 гц с наибольшим
напряжением вторичной обмотки до 1 000 в, работаю-
щих при температуре перегрева обмоток Ат = 50°С, при-
ведены ниже в табл. 4-6. При использовании стержне-
вых магнитопроводов указанные в табл. 4-6 величины
АС71 и At/s должны быть уменьшены на 20—30%\
На основании приведенных в табл. 4-6 данных и вы-
ражений (4-4'5) —(4-18) можно найти числа витков об-
моток с достаточной для практики точностью. Следует,
одиако, отметить, что данные для АП, приведенные
в табл 46 для многообмоточных трансформаторов, тре-
буют дополнительного уточнения. Это объясняется тем,
что при наличии нескольких вторичных обмоток их актив-
156
Таблица 4-6
I Частота [, гц 1 Величины Суммарная мощность
1 5-20 50— 150 150- 300 300--1 000 Спыше 1 000
50 15—5 5-4 4-3 Л 3-1 —
20—10 10-8 8—6 * 6—2 —
400 8—4 4—1,5 1,5-1,0 1,0—0,5 0,5
10—5 5—2,0 2,0-1,2 1,2—0,5 0,5
ные и реактивные сопротивления растут по мере удале-
ния от 'первичной обмотки. Поэтому при расчете много-
обмоточных трансформаторов рекомендуется принимать
значения At/a для обмоток, расположенных непосредст-
венно на первичной, на 10—20% меньше, а для наруж-
ных обмоток — на 10—'20% больше указанных
в табл. 4-6.
После того как найдены числа витков, можно перей-
ти к определению сечений и диаметров проводов об-
моток.
Сечение провода обмотки зависит от предельно до-
пустимой температуры изоляции как самого провода,
так и других изоляционных материалов, используемых
при изготовлении катушки трансформатора.
Температура обмотки определяется количеством вы-
деляемого в ней тепла, которое в свою очередь пропор-
ционально потерям в обмотке. Из (1-32) видно, что эти
потери пропорциональны квадрату плотности тока. По-
этому величина плотности тока однозначно определяет
собой температуру провода, а следовательно, н его се-
чение.
Рекомендуемые значения плотностей тока, обеспечи-
вающих получение температуры перегрева, равной 50° С,
приведены выше, в табл. 4-2 Однако эти данные исполь-
зуются лишь для предварительного определения сече-
ний и диаметров проводов. Окончательно эти величины
могут быть определены только после выполнения кой-
структивного и теплового расчета обмоток. При пользо-
вании приведенными в табл. 4-2 данными следует иметь
в виду, что в таблице приведены средние значении плот-
ности тока для всей катушки в целом. Поэтому, опреде-
ляя плотность тока в первичной обмотке, расположен-
ной непосредственно на сердечнике, следует уменьшить
средине значения на 15-20%; соответственно следует
увеличивать плотности тока во вторичных обмотках —
на Ю-15%-
После того как выбраны плотности тока, можцо
определить сечения проводов обмоток по формуле
I 2
*пр=--у,
(4-19)
Ток первичной обмоткн, необходимый для определения
сечения провода этой обмотки, находят по формуле
(4-14% Токи вторичных обмоток обычно заданы. Опре-
делив сечения проводов, находим их диаметры по фор-
муле
rf.T1, =1/ЛЕр = 1, 13/^7, мм1. (4-20)
1 Г ТС
Следующим этапом расчета является выбор марки
провода. Для силовых трансформаторов малой мощно-
сти рекомендуется применять следующие марки обмо-
точных проводов:
а) при напряжениях обмоток до 500 в — провода ма-
рон ПЭЛ в ПЭВ-1 (для обмоток, рассчитанных на токи
до 5 а) н ПЭЛБО и ПБД (для обмоток, рассчитанных
на токи более 5 а);
б) при напряжениях обмоток более 500 в—-провод
марки ПЭВ-2.
Номинальные данные обмоточных проводов приведе-
ны в табл. П2-1. Выбрав ближайшие к найденным по
формуле (4-20) диаметры проводов, следует выписать
из таблицы П2-1 следующие данные: 1) номинальный
диаметр провода, мм, 2) диаметр провода с изоляцией
%1(, мм; 3) сечение провода slip, мм-'; 4) вес 1 д прово-
да г. Затем, подставляя в (4-19) фактическое сечение
провода, необходимо найти фактическую плотность тока
каждой обмотки.
158
Вторым этапом электрического расчета обмотки яв-
ляется определение испытательного напряжения и изо-
ляционных расстояний,
И спытательным напряжением называется напряже-
ние ме:жду соседними обмотками, а также напряжение
между обмоткой и сердечником трансформатора, кото-
рое трансформатор должен выдержать в течение 1 мин
без повреждения изоляции. Испытательное напряжение
зависит от величины рабочего напряжения или потен-
циала обмотки, требуемого запаса электрической проч-
ности изоляции, а также от влажности и давления окру-
жающего воздуха.
Величины испытательных напряжений в нормальных
условиях и при повышенной влажности находят:
J) при напряжении па зажимах испытываемой об-
мотки (или ее потенциала по отношению к корпусу) до
250 в — по данным табл. 4-7;
2) при более высоких напряжениях по формулам
а) в нормальных условиях
U — 2U -4- 1 000 7 ’5' *01 — lJp
, - (4
б) при повышенной влажности
У,„п = 1,5Ср + 500 - ррж -p6.;-hT ,
О р 1 , • 1U j
где Up — рабочее напряжение (потенциал) обмотки, в.
В том случае, когда трансформатор предназначает-
ся для использования при пониженном атмосферном
давлении, рекомендуется устанавливать величину испы-
тательного напряжения равной рабочему напряжению
Таблица 4-7
Рабочее напряжение (потенциал) обмотки, « Испытательное напряжение, а
в корчал[Д[ых ни И к при повышенной влажности
До 24 250 125
24—100 500 250
100—250 1 000 500
159
(потенциалу) обмотки, снижая при этом давление окру-
жающего воздуха до 55% от его поминального значения.
Конструктивный расчет обмоток заключается в выбо-
ре основания для намотки (гильзы или каркаса), длины
намотки, числа витков в слое и числа слоев каждой об-
мотки, а также в выборе междуслоевой и междуобмоточ-
пой изоляции. Для обеспечения надежной работы обмо-
ток необходимо выбирать изоляционные расстояния так,
чтобы во время нормальной работы и при испытании по-
е)
Рис 4-5. Размещение об.могок на гильзе
и штампованном
каркасе.
вышенным напряжением катушка трансформатора не по-
вреждалась. Под изоляционными расстояниями пони-
маются:
I) расстояние по поверхности изоляции от крайнего
витка обмотки до сердечника (/гищ)’>
2) расстояние от первого слоя первичной обмотки до
сердечника через сплошную изоляцию гильзы или кар-
каса (/гИзз) и 3) расстояние между верхним и нижним
слоем двух соседних обмоток через сплошную междуоб-
моточную изоляцию (йизз)- В качестве примера на
рис. 4-5,а и б приведены эскизы размещения обмоток
на гильзе и штампованном каркасе с указанием изоля-
ционных раССТОЯИИЙ /Ьщ Йиз2 и ЙизЗ-
Экспернментальные данные показывают, что при на-
пряжениях обмоток до 500 в допустимая величина Лиц
для большинства изоляционных материалов, применяе-
мых в трансформаторах малой мощности, должна быть
нс менее 2 мм как по условиям электрической прочности
концевой изоляции, так и для того, чтобы избежать за-
падания крайних витков соседних слоев обмотки. Приве-
ло
личине рабочего напряжения от 500 до 1 000 в величина
/Ъгз1 определяется лишь требованием электрической проч-
ности и лежит в пределах от 2 до 4 мм.
Зная величину /ги31, можно определить осевую длину
гильзы (каркаса). Обычно длину гильзы берут на 1 мм
короче высоты окна. Тогда при намотке на гильзе допу-
стимая осевая длина каждой обмотки может быть най-
дена по формуле
Лд^-2^, (4-22)
где /гх =/г— 1—длина гильзы, мм;
h — высота окна, мм.
При намотке на каркасе допустимую осевую длину
обмотки находят по формуле
h^h^-2^ (4-23)
Где Диз — толщина щечки каркаса, обычно равная 1,5 —
3 мм в зависимости от диаметра провода.
Далее находим число витков в одном слое каждой
обмотки
<4-24»
где ky — коэффициент укладки провода, определяемый
по данным табл. 4-8.
Таблица 4-8
аиз, мм 0,07—0,12 0,13—0,19 0.2-0,3 0,31-0,8 0.86-1,0 Свыше 1,0
fCy 1,15 1,10 1,07 1,05 1,15
кв 1,05 1,08 1,10 1,12 1,15 1,15
Зная число витков в одном слое, слоев каждой из обмоток по формуле Wc Под величиной w в формуле (4-25) броневых трансформаторов —'полное 11—2589 находим число (4-25) понимают: для число витков, i6.i
а для стержневых с двумя катушками — половинное
число витков каждой обмотки.
Для определения радиальных размеров обмоток пе-*
обходимо прежде всего выбрать междуслоевую изоля-
цию, предотвращающую замыкание между витками со-
седних слоев при повреждениях изоляции провода.
В качестве междуслоевой изоляции рекомендуется
выбирать: при проводах диаметром менее 0,1 мм— кон-
денсаторную бумагу толщиной 0,01 мм, при проводах
диаметром 0,1—0,5 мм — телефонную бумагу толщиной
0,05 мм и при проводах диаметром более 0,5 мм — ка-
бельную бумагу толщиной 0,12 мм.
Выбрав междуслоевую изоляцию, находим радиаль-
ные размеры каждой обмотки по формуле
а = ~ 1) ДИз, мм, (4-26)
где ДИз — толщина междуслоевой изоляции.
Далее необходимо выбрать междуобмоточную изоля-
цию. При напряжении обмотки, не превышающем 1 000 щ
в качестве материала для междуобмоточной изоляции
обычно используются различные марки изоляционной
бумаги, намотанной в несколько слоев; общую толщину
этой изоляции при этом можно принимать равной
0,2— 0,3 мм.
После того как выбрана толщина междуобмоточной
изоляции, можно найти радиальный размер катушки,
т. е, ее толщину, из выражения
а _ дз д11за Я1 Д-йиз2 Д- + йиз3 Д- а3 -{- а30, (4-27)
где Д3 — зазор между гильзой (каркасом) и сердечни-
ком, мм',
йлза— толщина гильзы (каркаса), мм‘,
ai> аз — радиальные размеры обмоток, мм\
Л 3, ^изз — толщины междуобмоточной изоляции, ММ',
а30— толщина изоляции поверх крайней обмотки,
ММ (обычно «зо — Лцлд).
Фактическая толщина катушки и учетом ее разбуха-
ния при намотке и пропитке будет больше рассчитанной
по формуле (4-27). Увеличение толщины катушки
учитывается коэффициентом выпучивания (&в), всличи-
162
на которого в зависимости от диаметра провода была
приведена выше в табл. 4-8.
В заключение этого этапа расчета следует опреде-
лить зазор между катушкой и сердечником (для броне-
вых трансформаторов) или двумя катушками (для
стержневых трансформаторов). Если величина этого за-
зора, равная с — а£в (для броневых трансформаторов)
или с — 2а/гв (для стержневых трансформаторов) лежит
в пределах от 0,5 до 1,0 мм, то катушка нормально укла-
дывается в окне сердечника. Если полученный зазор
меньше указанного, то следует либо увеличить индук-
цию, либо подобрать провода мепыпих диаметров.
На этом конструктивный расчет обмоток трансфор-
маторов броневой и стержневой конструкции заканчи-
вается.
4-5. ОПРЕДЕЛЕНИЕ НАГРЕВА ОБМОТОК
После того как найдены геометрические размеры об-
моток, можно порейги к определению их рабочей темпе-
ратуры. *
Существуют два основных метола определения уста-
новившейся темпера гуры перегрева трансформаторов
малой мощности, В первом из них, нашедшем наиболь-
шее применение в ряде существующих методов расчета,
устаHOiBWBinaяся температура перегрева определяется из
выражения (1-50)
6Г т р О' г р
где суммарная удельная теплоемкость трансформатора
сту определяется из (1-51), его общий вес GTp из (1-52),
а постоянная времени нагрева — из эмпирического выра-
жения
Т - 600 - —р-
и X л. 1
(4-28)
Обычно при выполнении практических расчетов рекомен-
дуются следующие средние значения удельных теплоем-
костей, необходимые для определения т?тр из (1-51):
сст = 0,48} см“_-0,39 и Сц3 =2,0 вт-сек^С-г.
Второй метод определения установившейся темпера-
туры перегрева основывается на использовании выраже-
ний вида (1-53) или (1-55), т. е.
или
Дту(;т
я М о О X л, м
При этом в большинстве опубликованных методов
расчета трансформаторов малой мощности рекомендует-
Рис. 4-6. Кривые зависимости (превышения температуры от удельной
поверхностной нагрузки для броневых трансформаторов (с пластин-
чатыми магнитап'роводами) при частоте сети 50 гц.
ся принимать некоторые средние и неизменные в задан-
ном диапазоне мощностей значения коэффициента теп-
лоотдачи, Так, в [Л, 3] рекомендуется значение птр“
= 1,3 - 1СГ3,
Одиако экспериментальные данные, приведенные
в § 1-3, показывают (рис, 1-7), что величины коэффици-
ентов теплоотдачи не остаются постоянными, а изменя-
ются в значительных пределах в зависимости от частоты
питающей сети и мощности трансформатора. Поэтому
пользование усредненными значениями а приводит
к большим ошибкам. Для более точного определения
установившейся температуры перегрева обмоток транс-
164
форматоров, работающих при частоте 50 и 400 гц, сле-
дует находить величины ам по кривым рис. 1-7.
Для трансформаторов броневой конструкции с маг-
питопроводами по нормалям, приведенным в приложе-
нии ПЗ-1 и ПЗ-2, хорошие результаты могут быть .полу-
чены при определении температуры перегрева по экспе-
риментальным кривым, приведенным на рнс. 4-6 (для
частоты 50 гц) и 4-7, 4-8 (для частоты 400 гц). Эти кри-
Рис. 4-7. Кривые зависимости превышения температуры от удельноГт
поверхностной нагрузки для броневых трансформаторов (с 'пластин-
чатыми ма[',нито1ираводами) при частоте сети 400 гц.
вые представляют собой семейство зависимостей вида
Атуст^Д^м) для различных типоразмеров магнитодро-
вода, где
= ят/дА (4-29)
О X л. м
представляет собой удельную поверхностную нагрузку,
т. с. отношение потерь в обмотках к площади охлаждаю-
щей поверхности. В связи с тем, что торцовые поверх-
ности катушки и часть ее боковых поверхностей, закры-
тые сердечником, в 'процессе передачи тепла окружаю-
щей среде практически не участвуют, при построении
кривых рис. 4-6, 4-7, 4-8 принято, что охлаждающая по-
верхность в формуле (4-29) включает в себя лишь от-
крытые боковые поверхности катушки.
165
Рис 4-8 Кривые зависимости превышения температуры от удельной
поверхность ой нагрузки для броневых трансформаторов (с ленточ-
ными магнитопрояодами) при частоте сети 400
Для определения температуры перегрева по любому
из описанных выше методов необходимо прежде всего
найти величину суммарных потерь в обмотках каждой
катушки:
т>, — Рм. + Лй +РЯЗ+:. . (4-30)
Величины потерь в каждой обмотке могут быть нам пены
по формуле (1-43).
Температура провода в пагрсюм состоянии состав-
ляет 100— 105°С. Подставляя в (1-43) значение рм для
этой температуры, получаем:
вт, (4-31)
где 8 —плотность тока, л/лоб2;
Дм— вес провода, кг.
Вес меди каждой обмотки можно найти из выражения
Дм — Д и, 10 кг.
(4-32)
где /Ср.в — средняя длина витка, м\
w— общее число витков обмотки;
gM —вес 1 м провода, г.
168
Средняя длина витка можег быть определена на
основании рис. 4-9, а для броневых и рис. 4-9,6 — для
стержневых трансформаторов из выражений
/cp.ui — 2 • 10 3 [йк &к “h -’Л (4-33)
где
^cp.R2 -240 3 [ак-ф-Ьк7rrs], м, (4-34)
где. = , и т. д.
Таким образом, зная плотность тока в каждой об-
мотке и пользуясь выражениями (4-30) — (4-34) можно
Рис. 4-9 К определению средней длины витка броневых и стержне-
вых трансформаторов.
определить суммарные потери в меди. Величина охлаж-
дающей поверхности трансформатора, входящая в выра-
жения (4-29) и (1-64), определяется но формуле
^охл.тр == Sox. Л. СТ “| " Sox Л. м 5 (4-35)
где па основании (3-21)
50Хл.ст = /4«г; (4-36)
(4-37)
Выражение (4-37) используется также для определения
охлаждающей поверхности катушки, входящей в (1-66).
Коэффициенты k3 и в (4-36) и (4-37) определяются
по табл. 3-2; величины безразмерных коэффициентов г,
167
s и t определяются выбранным для трансформатора ря-
дом магнитопроводов.
Величина поверхности охлаждения, входящая в вы-
ражение (4-29), определяется ио формуле
^охл.м 2Лд (йр; —irtxA’u) 10 6 л/2, (4-38)
где /1Д—высота катушки, определяемая из
(4-22);
а = гца18аа—радиус закругления катушки;
/гЕ — коэффициент выпучивания.
Вес изоляционных материалов, входящих в (1-62) и
(1-63), может быть найден из выражения
GII3 = ymVm(1 — /гм) 10“3 кг, (4-39)
где ум — удельный вес изоляционных и пропитывающих
материалов (его среднее значение может быть
принято равным 2 г/см3} и
I, _Snpi^i 4-Snpa^a + •
__ __ . (^Л
Приведенные выше данные позволяют с достаточной
для практики точностью определить установившуюся
температуру перегрева обмоток трансформатора, а затем
по формуле
Т1( = Туку Д'Суст (4-41)
среднюю температуру проводников обмотки.
Величина температуры окружающей среды токр обыч-
но задается в начале расчета. Для трансформаторов,
применяемых в лабораторных установках или в другой
аппаратуре, обычно работающей в помещении, принима-
ют ТоиР-=+35°С; в том случае, когда трансформаторы
предназначены для работы в полевых условиях, прини-
мают Токр= + 50° С.
Если полученная в результате расчета величина бу-
дет близка к 105е" С (для провода ПЭЛ) или 120° С i
(для провода ПЭВ), то трансформатор рассчитан пра-
вильно,
В тех случаях, когда найденная величина ту больше
указанных выше допустимых значений, для уменьшения
108
ее следует увеличить сечение 1провода (при наличии
в окне свободного места). Если увеличить сечение
провода без изменения типоразмера магнитопровода и
числа витков нельзя, то необходимо либо увеличить се-
чение магнитопровода при сохранении прежней величи-
ны индукции, либо увеличить индукцию, сохранив преж-
нее сечение магпитопровода. Увеличивать индукцию сле-
дует до величины, при которой относительное значение
тока холостого хода остается в пределах, указанных
в § 4-3. В обоих случаях сечение провода может быть
увеличено за счет освободившегося в окне места.
Если найденная из расчета величина тк меньше допу-
стимой на 10—15%, то следует уменьшить типоразмер
магпитопровода и произвести перерасчет трансформато-
ра, увеличивая плотность тока в обмотках и, если допу-
стимо по величине относительного тока холостого хода,
увеличивая индукцию.
4-6. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПАДЕНИЯ НАПРЯЖЕНИЯ И К. П. Д.
ТРАНСФОРМАТОРА
После того как произведен расчет обмоток и оконча-
тельно выбран магиитопровод, расчет трансформатора
можно считать в основном законченным.
Для полного завершения расчета следует определить
фактическое падение напряжения и уточнить число вит-
ков первичной и вторичной обмоток, а также найти ве-
личину к. п. д. трансформатора и уточнить величину то-
ка в первичной обмотке.
Абсолютные значения активной и реактивной состав-
ляющих падения напряжения в обмотках трансформато-
ра могут быть определены по формулам (1-34) и (1-36);
чти же значения, выраженные в процентах от номи-
нального напряжения первичной обмотки, определяются
по формулам (1-35) и (1-37).
Активные сопротивления обмоток могут быть найде-
ны по формуле
г=Рк^. (4-42)
*пр
Удельное сопротивление провода (при r=ilO5°C)
Рм =£,35 «КН оя'мм2/м; остальные величины, входя-
щие в (4-42), могут быть найдены по формулам (4-33),
(4-34), (4-15), (4-16) и (4-19).
169
Полное активное сопротивление двухобмоточного
трансформатора, приведенное к его первичной обмотке,
может быть найдено по формуле
гтр = г, + г' — г, 4-г2 . (4-43)
В том случгте, когда трансформатор имеет /г обмоток,
его полное активное сопротивление для /2-й обмотки, при-
веденное к первичной Обмотке, равно;
'гр = Г1 + ''„ = Г, J- Г„. (4Г (4Л4)
ния двух- и многообмоточных трансформаторов.
Индуктивные сопротивления каждой из обмоток
двухобмоточного трансформатора, изображенного на
рис. 4-10, а, могут быть найдены по формуле [Л. 3]
, (4-45)
где
+ (4-46)
8— приведенная ширина канала потока рассея-
ния;
йд — высота катушки, определяемая по формуле
(4-22);
Полное индуктивное сопротивление двухобмоточного
трансформатора, приведенное к его первичной обмотке,
можно найти по формуле
xfp ~ Xj 4~ х2 — хг 4~ xs С~'\ (4-47)
170
В том случае, когда трансформатор имеет п обмоток
(рис. 4-10, б), индуктивное сопротивление первичной и
любой из вторичных обмоток, отнесенное к мощности
первичной обмотки, будет в общем виде равно:
4fa,,] I /rp.fi Д р из р °иг
----------------------------L2-------1 о -а. (4-48)
Индуктивное сопротивление первичной обмотки в этом
случае равно:
(4-49)
а сопротивление п-й обмотки, приведенной к первичной,
(4-50)
Приведенная ширина канала потока рассеяния будет
в этом случае равна:
г,„=а,2 + ,2 + ... + ^1±-“-” . (4-51)
Л
Определив абсолютные и относительные величины ак-
тивной и реактивной составляющих падения напряже-
ния, далее можно по формулам (1-38) и (1-39) найти
напряжение короткого замыкания трансформатора и па-
дение напряжения в его обмотках при номинальной ве-
личине тока и коэффициента мощности нагрузки (coscp2).
Величину коэффициента мощности первичной обмот-
ки (cosqjj), входящую в (1-39), можно приближенно
найти по формуле
где /оР может быть определен из (1-42), а /1а — актив-
ная составляющая тока первичной обмотки — по формуле
Г __Л cos ?2 + Р-2 COS <р3 4-. .. 4- cos м
'а--------------------------------• (4-ОЛ
171
Величину напряжения короткого замыкания необходимо
знать в тех случаях, когда проектируемый трансформа-
тор предназначен для параллельной работы. Величина
падения напряжения необходима для уточнения числа
витков первичной и вторичной обмоток.
Если найденная из (1-39) величина падения напря-
жения значительно отличается от предварительно при-
нятой в начале расчета, то. следует изменить число вит-
ков в соответствии с полученным результатом.
Величину к. п. д, трансформатора, входящую в (4-53),
можно определить по формуле
„ _(fa + fa 4~ > + f п) ЮР /4-541
(fa4-'fl34”-'-4-'fn)4-fcT+(fMi + Р ма + • Р мр
где потери в стали находят из (4-13).
Зная величину к. п. д. трансформатора и пользуясь
формулой (4-14), можно определить фактическое значе-
ние тока первичной обмотки. Если найденная п|ри этом
величина тока первичной обмотки значительно отличает-
ся от предварительно принятой в начале расчета, то сле-
дует изменить диаметр провода в соответствии с полу-
ченным результатом.
На этом расчет трансформатора можно считать за-
копченным.
4-7. ОСОБЕННОСТИ РАСЧЕТА ТОРОИДАЛЬНЫХ
ТРАНСФОРМАТОРОВ 1
Расчет трансформаторов с тороидальными магпито-
проводами в принципе не отличается от расчета транс-
форматоров со стержневыми и броневыми магпитоиро-
водами, однако имеет ряд особенностей.
Отсутствие воздушных зазоров и относительно малый
объем стали тороидальных магнитопроводов приводит
к тому, что дажр при больших индукциях относительное
значение тока холостого хода трансформатора неве-
лико.
Одна из особенностей расчета тороидальных транс-
форматоров, связанная с отсутствием в магнитопроводе
воздушных зазоров, заключается в том, что определе-
ние реактивной составляющей тока холостого хода мож-
1 В этом разделе использованы работы В Л. Бреймона, ।
172
Рис. 4-11. Кривая 'намагничивания стали ХВП при частоте
/ = 400 гц (для тороидального магнитоировода).
но производить непосредственно из кривой намагничи-
вания по формуле
/№==^,а. (4-55)
На рис. 4-11 приведена кривая намагничивания стали
ХВП (тороидальный магцигопровод),
173
В связи с тем, что на стадии выбора магнитопрово-
да число витков еще неизвестно, величину реактивной
составляющей, а следовательно, и полного тока холосто-
го хода можно .найти лишь после того, как будет выбра-
но число витков первичной обмотки. Величина SCTS0K
для тороидального магнитопровода может быть найде-
на из выражения (4-8). Ориентировочные значения ин-
дукции и плотности тока в обмотках в зависимости от
мощности трансформатора с магннтопроводом из стали
ХВП (Д = 0,15 мм) при ^ = 400 гц приведены ниже,
в табл, 4-9, а величины коэффициентов заполнения окна
(kyi) и сечения магнитопровода сталью (/?fT) приведе-
ны соответственно в табл. 4-3 и 4-4.
Т а б л л ц а 4-9
Величины Мощность трансформатора КА’г, ви
15-Ю 50—J 30 150-3,10 ЗОН—50 1
Bt гц 17 000 17 000—13 500 13 500—Н 500 1 [ 500—11 000
0,82—0,93 0,93—0,96 0,96—0,97 0,98
8, ad мм2 7—4,5 4,5—3,0 3,0—2,5 2,5-2,0
Тороидальные трансформаторы имеют значительно
более сложную конструкцию обмоток, чем трансформа-
торы со стержневыми и броневыми магнитоприводами.
Это обстоятельство, значительно усложняющее конструк-
тивный расчет обмоток тороидальных трансформаторов,
является основной особенностью их 'расчета.
Прежде чем приступить к конструктивному расчету
о,бмоток. введем следующие обозначения:
D, d — наружный и внутренний диаметры магннтопро-
вода;
£>оН, ^ов — то же после изолировки магннтопровода;
Цн, d1B— то же после укладки первичной обмотки;
DIH, t/j —то же после укладки поверх первичной обмот-
ки междуслоевой изоляции;
Дш, d2B — то же после укладки вторичной обмотки и
Т. Д.
174
Наружный и внутренний диаметры магиигопровода
после его изолировки определяются по формулам
£>оН = D + 2 (Ди + ДЯЗАП)D + 2ЙП3211; (4-56)
d-on ~d 2Дцз- - d 2/Zff32Bt (4-о7)
где До — толщина изоляции по наружной образую-
щей тороида;
Дц3 — толщина ленты, применяемой для изоляции
магнитопровода;
kn - - коэффициент перекрытия изоляционной
лепты;
/гИЗв11, ^из2в '— толщина изоляции но наружному и внут-
реннему диаметрам тороида.
Величины наружного и внутреннего диаметров после
укладки первичной обмотки находят из выражений
и Doll -ф- 2NlT!dn Ч)/гу = Dun -f- 2а1Н; (4-58)
din —2.Vin</U31fey" — </on 2з,.1 п, (4-о9)
где NlU, N1T1 — число слоев намотки по наружному и
внутреннему диаметрам;
а1Н, aiB — радиальная толщина первичной обмотки
по наружному и внутреннему диаметрам;
—диаметр изолированного провода первич-
ной обмотки;
/гу — коэффициент укладки.
Диаметры тороида после укладки междуслоевой изо-
ляции равны:
D'„=D,„+2^ /У-О.н + За,,,,; (4-60)
<£. = </,„ — 2ДЯзТ'1§ц=(/1Я —2а„„, (4-61)
Iй 1 1 U j R
где азаН, а]2В — толщины изоляции между первичной и
вторичной обмотками по наружному и
внутреннему диаметрам;
k” — коэффициент перекрытия изоляционной
ленты.
Наружные и внутренние диаметры вторичной и после-
дующих обмоток определяются ио формулам, аналогичным
175
(4-58) — (4-61), в которые подставляются соответствующие
величины ДГц, ДГВ, dM3 и /гп.
Числа слоев и неодинаковы (NB^>WH), так как
периметры наружного и внутреннего диаметров тороида
имеют различную длину.
Определим вначале число слоев по наружной части
тороида. Длина намотки первого слоя первичной обмотки
по наружной части тороида равна гс£>он; второго слоя —
Tc(D0H-f-2dH01); третьего слоя — it(D0Il-|-2-2dH31); N1H слоя—
(£>ои(jViH—Суммируя длины намоток всех
слоев первичной обмотки, получаем:
Л = [Doh + (A\u - I) ' (4-62)
откуда
дг __ _ я (Д)Н - ^НЗ]) + Т^"[Я №..-<^ИВ1)]а 4~ 4я/1г/11а1 _
JV111 “ — “ 2^- ~ —
= ^4" Ух2 ~р s (4-63)
Величины х, s и z в (4-63) равны:
x = z(D0K —dIlgi); (4-64)
s —(4-65)
2? = 2'redII31. (4-66)
Суммарная длина намотки первичной обмотки, т. е. ее
длина при укладке в один слой, равна:
I j = wld-tl31ky, (4-67)
где — коэффициент укладки, ориентировочные значе-
чеиия которого в зависимости от диаметра про-
вода приведены в табл. 4-10.
Таблица 4-10
Менее 0,12 0.12-0,3 0,31—0,8 0,81-1,56
ЛГу 1,25 1,2 1,15 1,1
кв 1,1 1,15 1,2 1,25
176
Число слоев вторичной обмотки и последующих мо-
жет быть найдено по тем же формулам при подстанов-
ке в них вместо D0H, tZH3i и W[ — D'hr, а'г и т. д.
Определим теперь число слоев по внутренней части
тороида.
Повторив приведенные выше рассуждения, находим
длины намотки первого и последующих слоев первич-
ной обмотки, затем суммируем их и после соответствую-
щих преобразований получаем:
\7 п 4“ ^nai) V[л (f/цв-р ^И31)]а — 4зг/Щиз1
=t25!EZ, (4.б8)
где
л/= тс (fZ0B</И01), (4-69)
а остальные обозначения приведены выше. Числа слоев
вторичной и последующих обмоток находим, подставляя
в формулы (4-65), (4-66), (4-67), (4-69) вместо d^, dK31 и
—d1D, ^иза, и т. д.
В заключение конструктивного расчета следует опре-
делить диаметр отверстия, которое должно остаться после
намотки всех обмоток:
d3 = d^k& — d(kB — 1), мм, (4-70)
где d'v — внутренний диаметр тороида после укладки на-
ружной изоляции, найденный нз предыдущего
расчета;
kB — коэффициент выпучивания, найденный по
табл. 4-10.
Найденная из (4-70) величина dB должна быть на 1 —
2 мм больше проходного диаметра намоточного станка.
Для определения сопротивления и веса каждой об-
мотки, а также потерь в ней необходимо найти сред-
нюю длину витка каждой обмотки. Приближенно, но
с достаточной степенью точности длину среднего витка
можно определить следующим образом.
Рассмотрим в качестве примера разрез двухобмоточ-
пого тороидального трансформатора, показаииого на
рис. 4-12. В том случае, когда сечение обмотки имеет
прямоугольную форму, средняя длина витка опреде-
12—2589 177
Рис. 4-12. К определению средней
длинЬ| витка тороидальных транс-
форматоров.
Ап
ляегся как полусумма
длин верхнего и нижнего
витков.
Из рис. 4-12 видно, что
сечеиие обмотки торо-
идального трансформато-
ра имеет трапецеидаль-
ную форму. Будем и
в этом случае опре-
делять среднюю длину
витка как полусумму длин
нижнего и верхнего вит-
ков. В свою очередь
длину каждого витка (на-
пример, нижнего витка
первичной обмотки) мож-
но считать равной полу-
сумме двух витков, один
из которых удален от сер-
дечника на расстояние
а второй - На /1из2в-
алогично длину верхнего
витка первичной обмотки
можно считать равной полусумме двух витков, один из
которых удален от сердечника на расстояние
а второй — на ЛИз2в4-ащ. Тогда средняя длина витка
первичной обмотки может быть найдена как среднее
арифметическое из длин четырех воображаемых витков,
т. е.
1 ._ Л Т 4-13 4- /j__ ,
(ср.вг — -4—-——А-Г
| 2^. 2/lltl.jH 4" 2/i JJJED -р СЦп -р CtjD
(4-71)
где р = 2 (а-рб) — периметр поперечного сечения тороида.
Повторив приведенные выше рассуждения для вторичной
обмотки, получим:
Ар.пз ~ Р
изйп 4“ ^И3213 -р а1н 4“ <^1В 4” Я12П 4” Я12ц) 4” 4” a2D
—l— 2и
(4-72)
Подобным же образом могут быть найдены средние дли-
ны витков третьей и последующих обмоток. Определив
средние длины витков всех обмоток, можно найти их
178
сопротивления, вес и потери в меди по формулам (4-43),
(4-33) и (4-32), выведенным ранее для трансформаторов
с катушечными обмотками. Следует отметить, что про-
вода, используемые для изготовления обмоток торои-
дальных трансформаторов, должны иметь лучшую изо-
ляцию, чем провода, применяемые в катушечных транс-
форматорах, так как оии подвергаются значительно
большим механическим воздействиям в процессе на-
мотки. Поэтому для тороидальной намотки следует при-
менять провода марки ПЭЛШКО или ПЭВ-2.
Отличительная особенность тороидальных трансфор-
маторов состоит в том, чти у них почти нет рассеяния
магнитного потока (если витки всех обмоток равномер-
но распределены по всей длине). Поэтому при опреде-
лении падения напряжения в обмотках тороидального
трансформатора следует учитывать лишь их активные
сопротивления и находить полное падение напряжения
в трансформаторе по формуле
Ди = Л1Г = /Дг, + гг (4-73)
В связи с указанной особенностью тороидальных транс-
форматоров относительная величина полного падения
напряжения в их обмогках значительно меньше падения
напряжения в обмотках трансформаторов стержневого
и броневого типов. Эго следует учитывать при опреде-
лении чисел витков обмоток, задаваясь величинами от-
носительного падения напряжения в обмотках до дан-
ным табл. 4-11 при частоте / = 400 гц, а нс по табл. 4-6,
пригодной лишь для расчета броневых и стержневых
трансформаторов.
Таблица 4-11
Относительное паде- ние напряжения в обмогкак А^ощность Е/’s, ва
а 25 26—00 61-123 126—250 251—600
% 4—3 3—2 2-1.5 1,5 1,0
дс/2, % 3,5 3 2 1,5 1,5—1,0
Температуру перегрева обмоток тороидальных транс-
форматоров можно определить по любому из описан-
12* 179
ных в § 4-5 методов. Однако в связи с отсутствием до-
статочного количества экспериментальных данных по
тепловым режимам тороидальных трансформаторов,
в настоящее время следует рекомендовать для нх рас-
чета первый метод.
Величину охлаждающей поверхности трансформа
тора обычно определяют (приближенно, считая, что она
равна поверхности прямого цилиндра, диаметр основа-
ния которого равен максимальному наружному диамет-
ру (Рл), а высота — максимальной высоте намотанного
тороида (Я), т. е.
*5охя тр2——[- t.DrH -=^- тг£>я см2. (4-74)
Пользуясь обозначениями, приведенными па рис. 4-11 для
двухобмоточного трансформатора, имеем:
Пн — Я'(7гв — D (kB — 1), мм; (4-75)
Я = b -J- d — da, мм, (4-76)
где D*— наружный диаметр тороида укладкн наружной
изоляции.
За исключением перечисленных выше особенностей
расчет тороидальных трансформаторов ничем не отли-
чается от расчета трансформаторов со стержневым н
броневыми сердечниками.
4-8, МЕТОДИКА РАСЧЕТА ТРАНСФОРМАТОРОВ МАЛОЙ
МОЩНОСТИ
После ознакомления с (необходимыми расчетными
соотношениями рассмотрим методику расчета силовых
трансформаторов малой мощности.
Приведенная ниже методика предназначена для рас-
чета трансформаторов стержневой и броневой конструк-
ций мощностью до 800 ва (50 гц) н 2 500 ва (400 гц),
при напряжении вторичной обмотки до 1 000 в.
Для расчета должны быть заданы: наприжение пи-
тающей сети Ui, в; частота питающей сети f, гц; напря-
жения вторичных обмоток — U2, Я3, в; токи вто-
ричных обмоток h, h, характер нагрузки.
180
Расчет ведется в следующем порядке:
1. Определяем мощности вторичных обмоток и сум-
марную мощность вторичных обмоток
2. Выбираем конфигурацию магпитопровода, учиты-
вая рекомендации, приведенные в разделе 4-3, и нали-
чие необходимой оснастки на предприятии, па котором
предполагается изготавливать трансформатор.
3, Выбираем марку стали и толщину пластины или
ленты магиитопровода в соответствии с заданной часто-
той сети.
4. По найденной величине SP2 Для -выбранной кон-
струкции мапиитешравода находим ориентировочные
значения В, 6, kM и &ст из табл. 4-1, 4-2, 4-3 н 4-4.»
5. По формуле (4-8) находим величину SCT S0K.
6. По табл, ПЗ-2 выбираем типоразмер магпитопро-
вода и выписываем необходимые справочные данные.
7. Определяем потери в стали по формуле (4-13).
8. По формулам (1-40), 1-41) и (4-14) находим абсо-
лютное и относительное значения активной составляю-
щей тока холостого хода.
9. Пользуясь кривыми рис. 4-3 и 4-4 и формулой
(1-43), находим полную намагничивающую мощность.
10, По формулам (1-42) и (1-44) находим абсолют-
ное и относительное значения реактивной составляющей
тока холостого хода.
11. По формуле (1-45) находим относительное зна-
чение тока холостого хода.
12. Пользуясь табл. 4-6, по величине SP2 находим от-
носительные величины падения напряжения в первичной
и вторичной обмотках трансформатора,
13. По формулам (4-15) — (4-18) находим числа вит-
ков обмоток.
14. Пользуясь табл. 4-2, по величине SP2 находим
рек ом соду ем ые величины плотности тока в обмотках.
15. По формулам ।(4-19) и (4-20) определяем сечения
и диаметры проводов обмоток.
1;6 . По табл. П2-1 выбираем стандартные сечеиня и
диаметры проводов и выписываем необходимые оправоч-
ные данные.
17. По данным табл. 4-7 определяем величину испыта-
тельного напряжения.
18. По формуле (4-22) определяем допустимую осе-
вую длину каждой обмотки.
181
19 По формулам (4-24), (4-25) определяем число
витков в <лое и число слоев каждой обмотки,
20 По формулам (4-26), (4-27) находим радиальные
размеры |катушки.
21. Определяем зазор между катушкой и сердечником
(для броневых трансформаторов) или двумя катушками
(для стержневых трансформаторов).
22. Определяем суммарные потери в меди обмоток
по формулам (4-30) — (4-34).
23 Для определения температуры (перегрева обмоток
по первому методу, изложенному в § 4-5:
, а) по формулам (4-39) и (4-40) находим вес изоля-
ционных материалов трансформатора;
б) находим суммарную теплоемкость трансформатора
по формуле (1-51).
% в) то формулам i(4-35) — (4-37) и данным таблицы
3-2 находим поверхность охлаждения трансформатора;
г) находим постоянную времени нагрева трансформа-
тора по формуле (4-28);
д) находим температуру перегрева обмоток по фор-
муле (1-50);
24. Для определения температуры перегрева обмоток
по второму методу (для броневых трансформаторов):
а) определяем поверхность охлаждения катушки по
формуле (4-38); \ /
б) определяем удельную (поверхностную нагрузку об-
моток по формуле (4-29); , X
в) пользуясь кривыми рис 4-6У4-7 и\и 1 8, опреде-
ляем температуру ‘перегрева обметок.
25. Определив температуру перегрева, находим тем-
пературу обмотки по формуле (4-41).
26. Определяем активные и индуктивные сопротивле-
ния обмоток ио формулам:
а) для двухобмоточного трансформатора — (4-41) и
(4-43); (4-45) — (4-47).
б) для многообмоточных трансформаторов — (4-42) и
'(4-44); (4-48) -44-51)
27. Определяем абсолютные и относительные зиаче
ния активной и реактивной составляющих падения на-
пряжения в обмотках трансформатора по формулам
(1-34) —(1-37)
28, По формуле (4-54) (находим к л, д трансформа-
тора.
182
29 По формулам (1-39), (1-42), (4-52) и (4-53) на-
ходим падение напряжения в обмотках трансформатора
при номинальном нагрузке.
Расчет тороидальных трансформаторов ведется по из-
ложенном выше методике с учетом особенностей, ука-
занных в § 4-7.
4-9. ПРИМЕР РАСЧЕТА БРОНЕВОГО ТРАНСФОРМАТОРА
Задаемся следующими исходными величинами напряжение пи-
тающей сети 771= 115 s±5%, частота питающей сети [=400 гц, на-
пряжения вторичных обмоток [,9 — 280 в, U3= 180 «, токи вторичых
обмоток /й = 0,2 а. /3 = 0,4 а, нагрузка активная
Расчет производим в следующем порядке
1 Определяем суммарную мощность вторичных обмоток ^Рц —
= 280 0,2 +170 • 0,4= 124 ва '
2 Выбираем ленточный .магнитопровод из стали ХВП, толщина
ленты 0,15 мм
3 Находим ориентировочные величины индукцию, найденную
m табл 4-1, уменьшаем па 5% для того, чтобы при увеличении на-
пряжения питающей сети в заданных пределах (+5%) максималь-
ная индукция не превышала табличное значение, т е В =
0,95 - 14 700--= 14 000 гс, 6=73,8 а/ммг из табл 4 2, Ад, =0,28 из
табл 4-3, Адл =0,9 из табл 4 4
4 По формуле (4 8) находим
124-Ю5
5^sori= 2,22 400 14 000 3,8 0,28-0,9 = 10,4
5 Из табл ПЗ 2 выбираем магнитопровод ШЛ 12 X 25, у кото-
рого SrTSOK = 10,8 слР, Scт aiiT = 2,63 см8 9, G^=i);205 кг
б По формуле (4-13) и кривой рис. 4-2 определяем потери
в стали для индукции В — 14 700 гс
Лет-=31,5 0,205 =-. 0,45 вт
7 . Находим активную составляющую тока холостого хода по
формуле (1-40) при максимальном напряжении питающей сети
({/, 1,05-115 = 121 в)
6,45
/оа = —0,05 35 а,
8. Находим полную намагничивающую мощность по формуле
(1-43) и кривой рис 4-4 (В = 14 700 гс)
Qcr = 167-0,205 = 34,2 ва.
9. По формуле fl-42) находим реактивную составляющую тока
холостого хода (Ui — 121 в)
34 2
р = 19j = 0,283 а.
183
10. Находим абсолютное и относительное значения тока хо-
лостого хода:
а) по формуле (1-45)
/0 = УoToW/ 0,283й 0,286 а;
б) по формуле (4-14)
124
/1 = 1,05-115.0,92-0,93=1,2 а'
где т] = 0,92 и cos <р = 0,93 из табл. 4-5;
0,286
Ш = -у^-.100^24%.
При номинальном напряжении сети Ut— 115 в
124
/1= 115.0,92-0.93 = 1,2G
11. По формулам (4-15)—(4-18) и табл, 4-G находим числа витков
обмоток;
/ 2,0\
11Ц1~Г0б/1°8
w' = 4,44-400“ 14 000-2,63 ~]73 ННТка;
28"('+?/|0*
®‘~Тл4Л00440б0^вЗ =а”° виткм,;
/ 3.0\
170 (1 + 100/ 108
= 4,44.400.14000.2,63 “2fi8 Еиткоп-
12. По формуле (4-19) и табл. 4-2 находим ориентировочные
величины плотности тока и сечения проводов обмоток:
§1 = 3>5 а/мм2; 53=3,8 а/лшг; = 4,0 а/мм2;
1,26 0,2_
Snpi 2 2 9.36 мм2; Япра — 2 з 9 0526 льп ;
0,4
^1ГРЗ — Q 0,1
13, Выбираем стандартные сечения и днамжры проводов марки
ПЭВ-1 из табл. П2-1;
Snpi = 0,322 мм2; Jnpi = 0,64 мм-, dv.iV = 0,69 мм;
gnpi = 2>86 г/м; <?ПГ2 = 0,049 мм2; (f1Irs=0,25 мм;
184
= 0,29 лмц ffnp2—0,435 г/лг; ts-II])3 — 0,095 лги2;
(fnp30,35 мм; rfIU3 = 0,39 мм, grira — 0,855 г!м.
14. Находим фактические плотности тока в проводах;
„ I-26 , °,2
О] q 322 3,92 <7,fмм , о,, = у 049~~4’ ^/Л4Л£2;
0,4
5а = О96 = 4’ 17 д'‘илЛ
15. По формуле (4-21) и табл. 4-7 определяем испытательные
напряжения обмоток (эффективные значения, частота 400 г/{)
£Aicni — 1 000 в;
„ л 7,5-10* 280а
^испа = 2-280 4- 1 000 — QgO 0 5 - 103 6"> f
£7ИСПЗ= 1 000 в.
US. По формуле (4-23) определяем допустимую осевую длину
обмотки па каркасе:
Ад = 29 — 2-1,5 — 25 мм.
17. По формулам (4-24), (4-25) и табл. 4-8 находим число витков
в одном слое и число слоев каждой обмотки:
26 173
Шс! = j 05-0 69~36 GIITK0G; — ‘зб’ 5 слоев;
26 440
•( Q7.Q 2Э=83 GIiTKa'> Агг = -цу -^6 слоев;
26 252
гисз = 1 07,q 39=62 витка; ,V3 = 4 слоя. 18
18. Находим радиальные размеры катушки по формулам (4-26)
и (4-27). . _ _
В качестве междуслоевой изоляции выбираем для первичной
обмотки кабельную бумагу толщиной 0,12 мм (1 слой), для вторич-
ных— телефонную бумагу толщиной 0,05 мм (1 слой):
а2 = 1,05-5-0,69 + (5 — 1)-0,12 = 4,1 лглг;
а3 = 1,07-6-0,29-[_ (6— 1)-0,05 = 2,11
аа = 1,07-4-0,39 +(4 — 1)-0,05= 1,82 лиг.
В качестве междуобмоточной изоляции и изоляции поверх ка-
тушки выбираем кабельную бумагу толщиной 0,12 лш (2 слоя).
Толщину каркаса принимаем равной /Ы;-.2 = 1,0 лглг:
а = 0,5 + 1,0+ 4,1 + 0,24 + 2, Н + 0,24 + 1,82 + 0,24= 10,25 л^я-
185
19, Определяем зазор между катушкой н сердечником (значе-
ние коэффициента выпучивания берем из табл. 4-8):
12—10,25.1,12=0,5 мм, что допустимо.
20. Определяем потери в меди обмоток:
а) По формуле (4-33) находим среднюю длину витка каждой
обмотки:
Г n 4J I
,ср,Е1 = 2(15 + 28)ф- 2л^- • 10--’= 0,089 м-
Г 7 2,11 П
^cjj.bs ~ 2 (15 -j- 28) -j- 2г. ( 4, I -j- 0,24 + ~9’- ) ’ Ю 3 —
= 0,12 м-,
Г / 1,82\1
/ср..3= 2(15-|- 28) + 2гс 4,1 + 0,24 + 2,11 + 0,24 + —^—И -10 - 3 =
— 0,13 X
б) Определяем вес меди каждой обмотки по формуле (4-32):
GM1 =0,089. 173-2,86 - 44 г;
Пма =- 0,12-440'0,435 — 23 г;
GM3 = 0,13-268-0,855 = 30 г.
в) Определяем потери в каждой обмотке по формуле (4-31): .
рЫ1 —2,7-3,22М4'10-3= 1,23 вт-,
2,7-4,1а-23-10’3=- 1,04 вт-,
Рмз = 2,7-4,172-30-10-3= 1,41 вт.
г) Находим суммарные потери в меди катушки ио формуле
4-30):
рм — 1,23 + 1,04+ 1,41 = 3,08 вт.
21. Определяем поверхность охлаждения катушки по формуле
(4-38);
Зохл.м = 2-20(12 + тс-11,5)- 10-е = 0,0025 м3.
22. Определяли удельную поверхностную нагрузку обмоток по
формуле (4-29):
3,68
</м = Q 0025^ 1 430 вт/м*-
23. По кривым рис, 4-8 определяем среднюю температуру пере-
грева обмоток;
Дт = 55° С-
18G
24. По формуле (4-41) определяем температуру обмоток транс-
форматора (при тоьр = 4- 50° С):
т = 50 4- 55 — 1 05° С, что допустимо.
25. Определяем активное сопротивление каждой обмотки по
формуле (4-42):
2,35-10~2-0,089-173
г* = 022 ' 1,12 0М’
2,35 -10 - 20,12440
~~ ' g 049 ~ 25,2 ом;
2,35. 10 —-0,13-252
r3 -= о,096 --—8,03 ом.
26. Определяем падение напряжения в обмотках трансформа-
тора при номинальной нагрузке по формуле (1-35).
При нагреве катушки трансформатора до т — 105° С сопротивле-
ние обмоток равно:
г]ГОр = 1,12 (1 4- 0,004-85) = I ,5 шу
Тагор = 25,2 (1 4- 0,004 85) — 33,8 ом;
rjrup = 8,03-(l 4-0,004-85)- 10,7 ом;
1,26-1,5
ДП^/о =---jjg-—- 100 — 1,65% (принято 2%);
0,2-33,8
ДПа% -_= —2ЭД—-100 = 2,4%_(прицято 2,5%);
0,4-107
Д7/3% = —iyq"—‘ Ю0 = 2,5% (принято 3%).
27. Определяем к. п. д. трансформатора но формуле (4-54):
124
^= 124+ 6,45 + 3,58 ^°’925 (принято 0’92)‘
Найдем, насколько изменятся размеры и вес трансформатора,
если применить в нем вместо ленточного пластинчатый броневой
магпитопровод из стали Э44 толщиной 0,2 мм. Все величины, необ-
ходимые для определения произведения 5ет3ои, я этом случае на-
ходим но формуле (4-8). Тогда Ва — 0,95-11 500 = 10 900 гс из табл, 4-1
5 = 4,2 а\мм~ из табл. 4-2:
йм =q,28 и.з табл. 4-3; /гст — 0,85 из табл. 4-4:
124-10е _ 9 t
-S’ctSok — 2,22-400-10 900-4,2-0,28-0,85 12 С'И ‘
187
По табл. ПЗ 1 выбираем сердечник Ш 12X32, у которого 5ст*8ов =
= 13,7 сл£4. Сравнивая веса и объемы трансформаторов с различ-
ными магпитонроводами, получим следующие данные;
Общий вес Габаритные
траисформа- размеры
тора
Трансформатор с магнитолроводом
ШЛ 12x25.......................... 0,3 кг 48 • 42X49 4Mt
Трансформатор с магнит олроводом
Ш 12X32........................... 0,4 кг 48x42x56 мм
Из приведенных данных видно, что при одной и той же полез-
ной мощности меныиий вес и размеры имеет трансформатор с маг-
нитопроводом типа ШЛ.
4-10. ПРИМЕР РАСЧЕТА ТОРОИДАЛЬНОГО
ТРАНСФОРМАТОРА
Задаемся следуЕощими исходными величинами; напряжение пи-
тающей сети U-t = 115 а, частота питающей сети f =400 напря-
жение вторичной обмотки U2 = 245 в, ток вторичной обмотки 7г =
= 0,35 а.
Расчет производим в следующем порядке.
1. Определяем мопщость вторичной обмотки по формуле (1-26);
Р2 = 245-0,35 = 85,8 ва.
2. В качестве материала для магнитопровода выбираем сталь
ХВП с толщиной ленты 0,15 мм.
3. Находим ориентировочные величины;
В = 16 500 гс и 3 = 4,0 а/мм2 из табл. 4-9; — 0,22 из табл. 4-3;
/гст — 0,88 из табл. 4-4.
4. По формуле (4-8) находим:
С с___________________85’8 ....= 7 55 СМ4
дстдон"'- 222.400-16500-4,0-0,22-0,88 ’° м ’
5. Из табл. ПЗ-4 выбираем магнитопровод ОЛ 25/40-20, у кото-
рого SutSok = 7,35 лм£4; Зет = 1,3 см2-, 1СТ = 10,2 см; Gct = 102 г.
Размеры тороида' cl = 25 мм; D= 40 мм; b = 20 мм.
6. По формуле (4-14) и табл. 4-9 находим ток первичной об-
мотки
85,8
71 0,95-115 ~°’785 rt-
7. Определяем числа витков обмоток по формулам (4-15)—(4-18)
11 табл 4-11:
1>5\
11о(1 юо;
= 4,44-400- 165ОО’-ТЛ=298 ВИТК0Й;
188
f 2 \
245 ( 1 + 100)
Wi = 4^40СМ6500Тз = 655 аитко3'
8. По табл. 4-9 выбираем плотности тока и по формуле (4-19)
определяем предварительные сечения проводов:
0,785
= 3,8 а!мм2; Snpi =- -yg~ = 0,206 мм2;
0,35
52 = 4,2 а [мм2, snpi — = 0,0835 ад2.
9. По табд. П2-1 выбираем сечения и диаметры проводов (марки
ПЭ В-2):
sIIP1 = 0,2206 мм2; г/пр1 = 0,53 ад; (/Изг—0,60 ад;
grIP1 =1,96 г[м;
sцрз = 0,08553 мм2; про >83 мм; dл-12 —-- 0,38 л^л^;
Йпра — О^б з[м‘
10. Определяем фактические плотности тока
* 0,785 0,35
” 0’2206”’3,5G а^Мм ; 0,08553“'4’] а!мм^‘
11. По формулам (4-56) и (4-57) определяем наружный и внут-
ренний диаметры магнитопровода после изолировки его микалептой
ЛМС-1 толщиной 0,1 мм вцолуперекрышку. По наружной образую-
щей тороида прокладываем один слой микаленты
D0K 40 + 2(0,1 + 0,1-2) = 40 -|- 2-0,3 = 40,6 мм;
40
^„ = 25 — 2.0,1-2^ = 25 —2-0,32 — 24,36 мм.
12. По формулам (4-63)—(4-67) и табл. 4-10 определяем число
слоев первичной обмотки по наружному диаметру тороида:
1г = 298-0,6-1,15 — 205 ад;
х = 3,14(40,6 — 0,6)= 126 ад; jc2 = 15 850 ад2;
5 = 4-3,14-205-0,6 = 1 545 ад2;
2 = 2-3,11-0,6= 3,77 ад;
— 126 + /15 850 + 1 545 п
A'lH = -™—----—------------— --- 2 СЛОЯ.
3, /7
13. По формулам (4-68), (4-69) определяем число слоев первич-
ной обмотки по внутреннему диаметру:
^ = 3,14(24,36 + 0,6) =78,5 мм; ^=-6 150 ад2;
78,5 — /6 1’50 — 1 545
/У1В —------------------—=3,0 слоя.
189
14. По формулам (4-58) и (4-59) определяем Диаметры трансфор-
матора после укладки провода первичной обмотки:
И1П = 40,6 + 2.2 0,6.1,15 = 40,6 + 2-1,38 — 43,36 мм;
dlB 24,36 — 2.3,0.0,6-1 ,15 = 24,35 - -2-2,07 = 20,22 мм;
15. Находим длину среднего витка первичной обмотки по фор-
муле (4-71)
п /40 — 25 \
р ’ - 2 ( 2 Н-- 20 J 5 о mm>\
2-0,3 4-2.0,32 4- 1,38-2,07
/up.Bi — 55 4~ 2-3,14------————-----—-------— =62,4 мм,
16. Изоляцию первичной обмотки по наружному диаметру про-
изводим микалентной бумагой толщиной 0,02 мм в четыре сложе-
ния вполуперекрышку. По формулам (4-60) и (4-61) определяем на-
ружный и внутренний диаметры трансформатора после укладки
междуслоевой изоляции:
43,36 4-2 0,08-2 = 43,36 + 2-0,16= 43,68 мм;
, 43,36
d20,22 — 2.0,08-2 н-а-,<[7 = 20,22 — 2-0,34= 19,54 мм.
10 ’ 2U,22
17. По формулам (4-63)—(4-67) и табл. 4-10 определяем число
слоев вторичной обмотки по наружному диаметру тороида;
Z2 = 655-0,38.1,15 = 286 мм;
х = 3,14(43,68 — 0,38) = 136 мм; х2 = 18 500 мм3;
5=4-3,14-0,38.286 = 1 ,370 мм2; z = 2 - 3,14 - 0,38 = 2, .39 лиг;
— 136 + /L8 500 + “1 370 о г
N2ц =- ---——'-----------------<=2,5 слоя.
18. По формулам (4-68) и (4-69) определяем число слоев вторич-
ной обмотки по внутреннему диаметру
у = 3,14(10,54 + 0,38)— 62,5 мм; у- = 3 900 мм2;
62,5 — /3 900— 1 370 =
j\ 2п s=~ 5 слоев,
19. По формулам (4-58) и (4-5!)) определяем диаметры трансфер,
матора после укладки провода вторичной обмотки;
р2„ = 43,68+ 2-2,5-0,38-1,15 = 43,68 + 2-1,0!) = 45,86 мм;
dan = 19,54 —2-5.0,38-1,15= 19,54 — 2-2,18= 15,18 мм.
190
20. По формуле (4-72) находим длину среднего витка вторичной
обмоткн:
/ G р , и 2 --
__ 2(0,34- 0,32 +1,38 + 2,07 + 0 1 6+0,34) + 1,09+2,18 _
* 55 + 2-3,14- -
= 74,5 ли/,
21, Пгт формулам (4-60) и (4-6[) находим окончательные размеры
трансформатора после изолировки обмотки микалептной бумагой
0,02 мм по наружному диаметру одним слоем в четыре сложения
в пол упе рекрышку, после чего наружный периметр изолируем двумя
слоями той же бумаги в два сложения:
Z)'f _ 45,86 + 2-0,08-2 + 0,08 +46,26 мм;
,, 45,86
--= 15,18 — 2-0,08-2jg—j-g —13,2 лык.
22, Окончательные габаритные размеры трансформатора с уче-
том коэффициента выпучивания определяем по формулам (4-70), (4-75),
(4-76) и табл. 4-10:
== | 3,2-1,2 — 25 (I ,2 — |) — 10,8 мм;
Z+ — 46,26 1 ,2 — 40 (1,2 — 1) = 47,5 мм;
// = 20 + 25— 10,8 = 34,2 мм.
23. По формуле (4-13) и кривой рис. 4 2 определяем потери
в стали
т 26-0,102 = 2,65 вт.
24. По формуле (1-40’1 определяем активную составляющую тока
холостого хода:
2,65
+ u = ng ^,023 а.
25. По формуле (4-55) и кривой рис. 4-11 определяем реактивную
составляющую тока холостого хода
г 0,85-10,2 л
— ооя 0,029 (7.
26- По формуле (1-45) определяем ток холостого хода;
/0,023а + 0,029s 0,037 а;
, , 0,037-100
о,785 4,7%.
27. Определяем активные сопротивления обмоток ио формуле
(4-42):
191
2,3510-3-0,0624-298
2,35•10-3-0,0745 655
г2= - 0?0855 13,4 ом.
28. Определяем активные падения напряжения в обмотках транс-
форматора:
r г 1,57-100
д[/1 = 0,785-2,0= 1,57 с; Д[Л% =-----jyg---=^1,4%
г 4,7-100
Д[/2 = 0,35-13,4 = 4,7 в; Д(У2у0 = о= 1,9%.
29. По формулам (4-30)— (4-32), (4-54) определяем вес проводов,
потери в меди и к. п. д трансформатора:
GMi= 62,4-298.1,96-10“ 3 = 36,4 г;
GMa = 74,5-655-0,76-10-3 = 37,0 г;
GM = 36,4+ 37,0 = 73,4 г; <i
РМ1 = 2,7-3,56г-36,4-10 -3 = 1,25 вт;
Рмг = 2,7-4,1г-37,0-10-3= 1,68 вт;
Рм = 1,25+ 1,68= 2,93 вт;
85,8-100
= 85,8 + 2,65 + 2,93 91°/о'
30. По формулам (1-50)—(1-52), (4-28), (4-39), (4-40) определяем
температуру перегрева трансформатора:
0,2206-298+ 0,0855-655
= 3,14.12,5s ~°’25;
Ум =0,2206-62,4-298.10-э + 0,0855-74,5-655-10-8 =8,26 см3;
Сиз = 2-8,26(1 —0,25)= 12,4 г;
GIP= 102 + 73,4+ 12,4= 190,0 г;
0,48-102+ 0,39.73,4+ 2-12,4
стр =---------------igg-------------— 0,54 вт-сек^С-г;
/47 5 \
Зокл.тР = 3,14-47,51 —F34,2 1 10 ~ 2 = 86,3 см^;
„ 190
Т = 600 = 1 320 сек;
00, о
(2,93+ 2,651-1 320 „
0,545-190 71 С’
тп = 50 + 71 = 121° С, что допустимо.
192
ГЛАВА ПЯТАЯ
РАСЧЕТ СПЕЦИАЛЬНЫХ ТРАНСФОРМАТОРОВ
5-1. ОСОБЕННОСТИ РАСЧЕТА ВЫСОКОВОЛЬТНЫХ
И ВЫСОКОПОТЕНЦИАЛЬНЫХ ТРАНСФОРМАТОРОВ
!Высо1К01вольтнЫ(Ми и высокопотенциальными транс-
форматорами (малой мощности .называются трансформа-
торы, у которых напряжение между концами одной из
обмоток (обычно (Вторичной) или потенциал этой обмот-
ки по отношению к корпусу трансформатора превышает
1 000 в.
Основной особенностью конструкции высоковольтных
и высокопотанциальных трансформаторов по сравнению
с трансформаторами, рассчитанными на напряжение до
1 000 в, являются увеличенные изоляционные расстояния
и .как следствие этого:
1) (Значительное уменьшение коэффициента заполне-
ния окна мапнитоцровода смедью;
2) Увеличение относительного значения падения .на-
пряжения в обмотках трансформатора.
IB результате уменьшения коэффициента заполнения
окна и увеличения падения напряжения в обмотках
удельная мощность 'высоковольтных и высокопотенни-
альных трансформаторов уменьшается, а их габаритные
размеры и вес значительно возрастают.
С увеличением габаритных размеров магнитопровода
возрастает реактивная составляющая тока холостого хо-
да, увеличиваются потери в магнитопроводе и обмотках
и уменьшается энергетический к. п. д. трансформатора.
Следует отметить также, что значительная часть вы-
соковольтных трансформаторов, используемых в радио-
технических установках (как, например, анодные транс-
форматоры для питания выпрямителей осциллографиче-
ских трубок), имеют весьма малую мощность (от не-
скольких вольт-ампер до 20—30 еа). При таких мощ-
ностях токи обмоток становятся настолько малыми, что
сечения проводов следует выбирать в основном из усло-
вия их механической прочности.
Сечения проводов обмоток высоковольтных трансфор-
маторов определяют исходя нз допустимой величины
падения напряжения.
13—2589 193
Рис 5-1 Разрез катушки откры-
того высоковольтного трансфор-
матора
а — при рабочем напряжении вторич-
ной обмотки до 3 кв, б — при рабочем
напряжении вторичной обмотки до 6 кв
(одногатетное исполнение), в - при ра-
бочем налряже-нии вторичной обмогии
свыше G кв (дзухгалстное исполнение).
В связи с этим допу-
стимая величина плотно-
сти тока во вторичны \
обмотках высоковольт-
ных трансформаторов
обычно меньше, чем в низ-
ковольтных трансформа-
торах.
Таким образом, основ-
ные расчетные парамет-
ры высоковольтных и вы-
сокопотенциальных транс-
форматоров значительно
отличаются от парамет-
ров низковольтных транс-
форматоров, рассчитан-
ных на ту же мощность.
С точки зрения расче-
та удобно разделить вы-
соковольтные и высокопо-
тенциальные трансформа-
торы па 2 группы;
1) трансформаторы с
рабочим напряжением
(потенциалом) от 1 до
3 кв (рис. 5-1,а);
2) трансформаторы с
рабочим напряжением
(потенциалом) более 3 кв
(рис. 5-1,6 и в).
Трансформаторы пер-
вой группы по своей кон-
струкции мало отличают-
ся от низковольтных
трансформаторов, так
как изоляционные рас-
стояния при этих напряжениях относительно невелики.
При определении основных размеров трансформато-
ров этой группы можно без существенной ошибки толь-
зоваться выражением (4-18), & связи с тем, что, как ука-
зано выше, изоляционные расстояния в трансформаторах
этой группы относительно невелики, плотности тока во
вторичных обмотках (6) следует снижать лишь незначи-
194
гелыю (на 10—15%) по сравнению с величинами, при-
веденными в табл. 4-2. 1Величину коэффициента запол-
нения окна (kM) следует уменьшить на 20—40% по срав-
нению с величинами, приведенными в табл. 4-3.
Выражение (4-8) было выведено из предположения,
чти площади, занимаемые первичной и вторичными об-
мотками, одинаковы. Кроме того, при выводе этого вы-
ражения не учитывалось падение напряжения во вто-
ричной обмотке трансформатора.
Поэтому расчет высоковольтных и высо!копотенци-
альных трансформаторов с .рабочим (Напряжением (по-
тенциалом) более 3 кв с использованием выражения
(4-8) /приводит к .существенным ошибкам.
Выведем выражение для определения основных раз-
меров магнитопровода 'высоковольтных и высо1капотен-
циальных трансформаторов напряжением более 3 кв.
Пользуясь выражением (1-2) и учитывая, что
подучаем’
(<>1)
(5-2)
Используя выражения (1-26) и (5-2), определяем вторич-
ную мощность, отдаваемую трансформатором в нагрузку:
D 4,44/BSct акт/г^2’Й1 8 ,г о\
р>=---------;—--------------- (й’д)
1 + 100
Из выражения (3-2) имеем:
72ауг = oaS\13-10э. (5-4)
В связи со значительным возрастанием реактивной мощ-
ности, потребляемой высоковольтным трансформатором из
сети, сечение меди первичной обмотки превышает соот-
ветствующее сечение вторичной обмотки в несколько раз
(примерно в 2—3 раза).
Так как
5>.\Г1 %- 5»v3 —72 (о-о)
(3 н- 4) SМ2 = 50К/гм. (5-6)
13* 195
(5-7)
Подставляя выражения (5-4) и (5-6) в (5-3), получаем:
/ ЛС’2% \
_ Ц^-кю-}105
SCTSOK — Щ148)7й^О7
Для (Предварительных расчетов можно выбирать величи-
ну Дб/2% из табл. 4-6. Величину '.магнитной индукции
(В), как и ранее, выбираем из табл. 4-1. При выборе
величины плотности тока (ба) для высокопотенциальных
трансформаторов следует пользоваться рекомендациями,
приведенными выше для трансформаторов напряжени-
ем до 3 кв.
Для высоковольтных трансформаторов при токах
вторичных обмоток более 30 ма при выборе плотности
тока следует польз ораться табл. 4-2, снижая табличные
значения плотности тока на 30—40%•
При токах вторичных обмогок менее 30 ма сечение
провода определяется лишь условием механической
прочности. Допуская минимальный диаметр провода
0,1 мм, получим следующее выражение для определения
плотности гона в этом случае
0,13/2, а/мм2,
где /а — ток вторичной обмотки, ма.
Коэффициент заполнения окна (£м) для высоковольт-
ных и высокопотенциальных трансформаторов при на-
пряжениях свыше 3 кв [Практически не зависит от мощ-
ности трансформатора, а определяется лишь величи|ной
его рабочего напряжения (потенциала). Ниже на
рис. 5-2 приведена экспериментальная кривая зависи-
мости Ам = /(/7Раб) для трансформаторов мощностью от
5 до 250 ва Эгу кривую можно аппроксимировать вы-
ражением
(5-8)
, — °’72
/?М
г; - ’
U рдб
где /7рОб— рабочее напряжение (потенциал), кв.
Особенностью высоковольтных трансформаторов яв-
ляется, как отмечалось выше, значительное увеличение
реактивной составляющей тока холостого хода. Это при-
водит к уменьшению коэффициента мощности трансфор-
матора на 20—40% по сравнению с данными табл 4-5.
196
Необходимо отметить, что оптимальные соотношения
между геометрическими размерами магнитопроводов вы-
соковольтных и высокопотенциальных трансформаторов
отличаются от соотношений для трансформаторов с на-
пряжением до 1 000 в. Однако в связи с малой применяе-
мостью высоковольтных трансформаторов создание для
Рис 5 2 Экспериментальная зависимость ко-
эффициента заполнения окна (км) от рабочего
напряжения (.потенциала) броневого и стерж-
невого трансформаторов
них специальных рядов магнитопроводов нецелесооб-
разно.
Из всех рассмотренных выше конструкций магнито-
проводов наиболее предпочтительной для изготовления
высоковольтных и высокопотенциальиых тра|Нсформато-
ров является бро»невая; в этом случае имеется лишь од-
на катушка, а число высоковольтных 1выводов в 2 раза
меньше, чем при стержневой конструкции с двумя ка-
тушками.
Благодаря простоте конструкции магнитопровода и
катушки сравнительно часто, в особенности при напря-
жениях свыше 3 кв, применяются высоковольтные транс-
форматоры стержневой конструкции с одной катушкой,
обладающие практически теми же преимуществами, что
и броневые трансформаторы.
197
Для изготовления высокопотенциальиых трансформа-
торов с малым рассеянием магнитного потока следует
использовать тороидальные магии сопроводи
Изоляционные расстояния в трансформаторах дол-
жны быть выбраны так, чтобы были обеспечены необхо-
димые запасы электрическои прочности изоляции при
испытании трансформатора повышенным напряжением
Как уже отмечалось в § 4 4, испытательные напряже-
ния можно найти по формулам (4-21). При определении
величины испытательного напряжения для высоковольт-
ных трансформаторов под величиной (Д понимают наи-
большее напряжение на зажимах обмоток; для высоко-
потенциальных трансформаторов Up— наибольшая раз-
ность потенциалов между обмоткой и корпусом Для
правильного определения запаса электрической прочно-
сти форма ц опыт а тельного напряжения должна быть та-
кой же, как и форма рабочего напряжения. В соответ-
ствии с этим высоковольтные трансформаторы следует
испытывать переменным, а высокой официальные — по-
стоянным напряжением. Формулами (4-21) можно поль-
зоваться для определения испытательного напряжения
трансформаторов с максимальным рабочим напряжени-
ем, не превышающим 30 кв, испытательные напряжения
для трансформаторов, работающих при больших напря-
жениях, находят по формулам:
а) в нормальных условиях
бДсп-” 1,5 U,; (5-10)
б) при повышенной влажности
t5UIT—1,25[Д. (5-11)
Для того чтобы при испытании повышенным напря-
жением изолиния обмотки не повреждалась, необходи-
мо, чтобы напряжение, при котором начинается электри-
ческим разряд по поверхности изоляции от провода
к сердечнику (напряжение перекрытия), было больше
испытательного напряжения в 1,5—2 раза.
Такой же запас необходим и для пробивного напря-
жения, т. с. напряжения, при котором имеет место про-
бой изоляции, расположенной между обмоткой и сер-
дечником или между двумя соседними обмотками. Ука-
занные выше напряжения определяются по формуле
193
Ппсу — £Лл> О 2) Uпси. (5’12)
После того как найдены величины напряжения пере-
крытия и пробивного напряжения, по табл 5-1 и 5-2 на-
ходят основные изоляционные расстояния
При определении длины концевой 'изоляции следует
различать два основных исполнения высоковольтных
обмоток: открытое и галетное. Данные, приведенные
в табл. 5-1, относятся лишь к тому случаю, когда торцо-
вая |поверхность катушки открыта Для трансформато-
ров галетной конструкции все изоляционные расстояния
определяются .по приведенной ниже формуле (5-13) и
по данным табл. 5-2.
В табл. 5-2 приведены величины пробивных напряже-
ний 'на 1 мм длины изоляционного слоя для некоторых
изоляционных материалов, нашедших наибольшее при-
менение в высоковольтных и высокопотенциальных
трансформаторах малой мощности При пользовании
табл. 5-2 следует иметь в виду, что приведенные в ней
средние данные относятся к толщинам изоляции поряд-
ка 1 мм. При увеличении толщины изоляционного слоя
пробивной градиент несколько надает, а при ее умень-
шении — увеличивается. Последнее объясняется тем, что
при меньшей толщине изоляционного слоя изоляции бо-
лее однородна, т. с. содержит меньшее количество воз-
душных включений, снижающих ее пробивную проч-
ность.
Приведенные в табл 5-1 и 5-2 изоляционные расстоя-
ния даны в зависимости от эффективного напряжения
переменного тока частоты 50 гц. При использовании этих
таблиц для расчета трансформаторов, обмотки которых
работают под высоким потенциалом постоянного тока,
изоляционные расстояния находят для эквивалентных
напряжений (711ер и б/лр, уменьшенных относительно рас-
четных в /2 раз.
Таблица 51
^лер ‘сйэфф 5 6 7 8 9 К) и [2 13 14 15
2,6 3,7 5,0 6.4 7,8 9,2 и 12,8 14,8 17,0 19.7
199
Таблица 5-2
Наименование изоляционного материала Марка или гост Пробивной градиент ^-пр ¥иэфф/-и-*( при т- 100° С
Полиэфирный компаунд Полиамидный компаунд КГМС-1 МБК-1 20,0 15,0
Эпоксидный компаунд эд-6 20.0
Кабельная бумага, кпропитанная лаком № 444 К-12 12,0
Микалснтная бумага, пропитанная ком- паундом КГМС-1 ГОСТ 5,0
Микалентная бумага, пропитанная ком- паундом МБК.-1 6500 53 ГОСТ 3.5
Пропиточная бумага, пропитанная ком- паундом К.ГЙС-1 6500-53 ГОСТ 7,0
Пропиточная бумага, пропитанная ком- паундом МБК.-1 3441-55 ГОСТ 5.0
Пропиточная бумага, пропитанная ком- паундом ЭД-б 3441-53 ГОСТ 3,0
Прессшпан электротехнический .... 3441-53 ЭВ 12,0
Стеклоткань па кремнийорганической основе ЛСК-7 70,0
Лакоткань шелковая ЛШ-1 15,0
Величины изоляционных расстояний могут быть най-
дены из (выражения
А.,а = ^ . (5-13)
При ‘конструктивном расчете обмоток высоковольтных
трансформаторов следует выбирать длину намотки так,
чтобы напряжение, приходящееся на один слой, не превы-
шало 200—250 в (при использовании провода марки
ПЭВ-2). Напряжение большей величины допускать не
следует, так 'как всегда возможно перехлестывание край-
них витков двух соседних слоев, что при повреждении
изоляции одного из проводов может привести к замыка-
нию .между ними. Если высота окна магнитолу овода та-
кова, что напряжение, приходящееся на один .слой, бо-
лее 250 в, то следует разделить обмотку .высокого напря-
2Оо
жения на несколько соединенных последовательно час-
тей, выполненных в виде отдельных, изолированных друг
от друга галет.
Размеры изолированных галет должны быть выбра-
ны так, чтобы расстояние в свету от галет до сердечника
в осевом и радиальном направлениях было 3—5 мм.
что при конструктивном
Следует также отметить,
расчете высоковольтной об-
мотки число витков в каж-
дом последующем слое
должно быть несколько
меньше числа витков в пре-
дыдущем слое для того, что-
бы избежать завалов витков
по краям намотки. В этом
случае общее число слоев
обмотки увеличится.
Ниже приведена прибли-
женная формула для опре-
деления числа слоев обмот-
ки в этом случае, принимая
во внимание, что площадь
Рис. 5-3. К конструктивному
расчету высоковольтного транс-
форматора с трапецеидальным
расположением обмоток.
прямоугольного сечения обмотки равна площади тра-
пецеидального сечения (рис. 5-3).
N' , Ллз -
ИЗ 2^" У
^да X2 2ва ^да j
Д2
где N'2 — число слоев обмотки при трапецеидальной па-
мотке;
w'c2— число витков, на которое уменьшается каждый
слой обмотки fw'
\ с2
а2 — радиальный размер вторичной обмотки при обыч-
ной намотке (число витков в каждом слое оди-
наково);
Днз — толщина междуслоевон изоляции.
Уменьшение осевого размера высоковольтной обмот-
ки по сравнению с обмоткой низкого напряжения приво-
зе 1
дит к увеличению потока рассеяния и как следствие это-
го — к увеличению падения напряжения в трансформа-
торе.
В этом случае (рис, 5-4) полное реактивное падение
напряжения равно [Л, 14]:
(5-15)
где (7р°/0 определяется по формуле (1-37) и
/-г т у /?Vo \ /ЕГ 1 /*4
’ = -2-(Н-К.-л-Т0(Г)- <5‘16)
В формуле (5-16)
h°/0 h* /0 -ф- Ла°/о — укорочение обмотки в процентах от
ее длины;
"“(I+?)’ р н,-
Z = аг -ф- аз8 аа.
В остальном расчет высоковольтных и выссжопотеици-
альных трансформаторов ничем не отличается от расче-
Рис, 5-4. К определению полного
реактивного падения 'напряжения.
та низковольтных транс-
форматоров. Следует, од-
нако, отметить, что вслед-
ствие малой удельной по-
верхностной нагрузки тем-
пература перегрева высо-
ковольтных и высокопо-
тенциальных трансформа-
торов ниже, чем низко-
вольтных; поэтому ее ве-
личину можно не прове-
рять.
Пример. Необходимо рассчитать высоковольтный трансформа-
тор со следующими данными: напряжение питающей сети 0,^127 в;
частота питающей сети /=50 гц\ напряжение вторичной обмотки
Г72=5 600 в\ ток вторичной обмотки Za=0,02 а; нагрузка активная,
COS ф2=1,
Расчет, 1, В соответствии с приведенными выше рекоменда-
циями выбираем для трансформатора броневой магиитопровод. При
202
частоте сети 50 гц можно применить пластинчатый магнитопровод
из стали Э12 с толщиной пластины 0,35 .и.м.
2. Определяем мощность вторичной обмотки:
= 5 600.0,02— 112 ва.
3. Находим ориентировочные величины: В — 13 400 иевз табл. 4-1:
0,72
б£=0,13 • 20=2,6 а/мм2 цз выражения (5-8); A\T=-^-g =0,129 из вы-
ражения (5-9); Ар г =0,91 из табл. 4-4; Лбд — 8% из табл. 4-6.
4. По формуле (5-7) находим:
112Р+ж)-103
_____________V—_____' —-------------— 400—530 см*.
(1 , II 1 ,48)'50.13 400'2,6-0,129'0,91
5. В табл. ПЗ-1 несколько типоразмеров магнитопроволок имеют
величины произведения StTS0I(, близкие к требуемой. Выбираем маг-
нитопровод 11132-50, у которого •?(.• ,5'он = 41 б см1 (т. е. наиболее
близкое значение к наименьшей требуемой величине); •З'ст.акт =
= 14,56 см2- 6(.т = 3,17 кг.
6. По формуле (4-13) и кривой рис. 4-1 определяем потери
в стали:
Рст = 4-3,17 — 12,7 вт.
7. По формуле (1-40) определяем активную составляющую тока
холостого хода
12,7 Л
7«а — ]27
8, По формуле (1-43) и кривой рис. 4-3 определяем полную на-
магничивающую мощность
QCT -_ 47-3,17 .= 149 ва.
9. По фор.муле (1-42) определяем реактивную состав.! тощую
тока холостого хода:
149_
7ор~ 11,17 а.
10. Определяем ток холостого хода:
/0 г= /о7Р'+ 1,17s”-- 1,17 а.
II. По формуле (4-14) определяем ток первичной обмотки;
112
'* 127.0,85-0,656” 1,58 й;
т; — 0,85 и cos у = 0,94 из табл. 4-5,
203
В соответствии с рекомендацией, Приведенной выше, уменьшаем
величину cosy на 30/о, тогда
cos у — 0,94’0,7 = 0,656.
12. Определяем относительное значение тока холостого хода:
1,17
W = Й58’100=74
13. Определяем числа витков первичной и вторичной обмоток
по формулам (4-15) — (4-18), где падение напряжения в первичной
обмотке Д(Д = 4%, а во вторичной Д(72 — 8’/о выбраны из табл. 4-G:
127(‘-+}10!
= 4,44-50-13 400-14,5б” = 282 ВЕ1Тка;
f 8 \
5 600 ( 1 +уоо )• 10s
= 4,44.50.13 400-14Ж 14 °°° ВИТК°В’
14. По табл. 4-2 выбираем ориентировочную плотность • тока
первичной обмотки и находим сечения проводов обеих обмоток;
1,58
5, — 2,9 й/льи2; snpi = — 0,545 мм2;
0,02
5оs= 2,6 йIл?Л22, 5ц р2 0 0,0077 мм .
15. По табл. П2-1 находим стандартные диаметры, сечения
и веса проводов, выбирая провод марки ПЭВ-1 для первичной и
ПЭВ-2 для вторичной обмотки;
$пр1 — 0,58 мм2; rfnpi ~ 0,86 лии; —0,92 .и.и; gnpi = 5,2 гри;
Дира == 0,00785 мм2; d-пр2 0,1 мм; а — 0,13 мм, gnр2 0,0698 г'м,
16. Определяем фактические плотности тока в обмотках:
1.58
S, — 7—iго — 2,72 а/мм2;
1 0,58
0,02
~ 0,00785 " 2,55 +'ИЛ12-
*
17. Из табл. 4-7 и по формуле (4-21) определяем испытательные
напряжения обмоток в нормальных условиях (эффективные значения,
частота 50 гц):
204
7,5-10*
ПИСП1 1000 в; UaLli2=-- 2-5 600 + 1 000 —
о иии
5 600s
0,5-105 = 11 340 8.
18. По формуле (5-12) определяем пробивное напряжение вторич-
ной обмотки (эффективное значение, частота 50 2ц):
t/irpa =2-11 340 = 22 680 в.
19 Конструктивно вторичную обмотку выполняем в виде галеты
(рис 5-5) с изоляцией из эпоксидного компаунда ЭД-6.
Вторичная обмотка имеет отдельную гильзу из прессшпана (или
другого материала) и изготавливается отдельно от первичной об-
мотки После намотки н пропитки вторичная обмотка заливается
Рис. 5-5 Конструкция катушки одпогалетпого высо-
ковольтного трансформатора (к примеру расчета).
компаундом в специальной форме так, чтобы обмотка была покрыта
равномерно со всех сторон изоляцией требуемой толщины. После
изготовления обмоток на первичную обмотку насаживается вторич-
ная и производится дальнейшая сборка трансформатора.
По формуле (5-13) и данных табл, 5-2 определяем толщину
изоляции галеты:
___22 680
сл ПОП ===: 1*13 Л1М.
Из технологических соображений толщина изоляции галеты
должна быть 3—4 мм.
Для первичной обмотки принимаем йпз1 = 3 мм в соответствии
с приведенными в разделе 4-4 рекомендациями,
20 Определяем осевую длину каждой обмотки по формуле
(4-22) и в соответствии с рекомендациями, приведенными выше;
ЛД1 =79- 2-3 = 73 мм\
йдг^80—2-3 — 2-4 —2-3^60лл,
205
21, Определяем число витков в слое и число слоев каждой об-
•мотки по формулам (4-24) и (4-25);
73
х-с j = TfyfO 92~ ~ 76 НП'ГКО13;
282
J,yi —’775 ^4 слоя;
о\3 — j । g ру — 420 витков;
14 ООО
.V2 = 34 Cj'loyr-
22, Определяем радиальные размеры каждой обмотки по фор-
муле (4-26).
В качестве мсждуслоевой изоляции первичной обмотки выбираем
кабельную бумагу толщиной 0,12 мм (один слой), вторичной обмотки—
конденсаторную бумагу толщиной 0,01 мм (один слой)'
Я1 = 1,04 ‘0,92-4 + (4— 1).0,12 -- 4,18 мм,
а2 = 1,1.0,13-34 +(34— 1)‘0,01 5,2 мм,
23. Уточняем число слоев вторичной обмотки при трапецеидаль-
ной намотке по формуле (5-14). Принимаем w'c2 — 4 витка
60 fl ’6° \з 2-5’2-60 ’
N2 — 4-0,13.1,1 1/ (^4.0,13.1,1 J (0,13’1,1 + 0,01).4-0,13-1,1“
— 43 слоя.
Напряжение, приходящееся на крайний слой вторичной обмотки,
равно:
420
14(Ю0 - 5 600 == 168 в < 200 в.
24. Уточняем радиальный размер вторичной обмотки при Транс
цен далыюй намотке:
4= 1,1-0,13’43+ (43 — 1). 0,01 --- 6,56 мм,
25, Определяем внутренние размеры гильзы вторичной обмоткн.
Толщину гильзы первичной обмотки принимаем равной 2,0 льм;
толщину гильзы вторичной обмотки также принимаем 2 мм. Зазор
между первичной обмоткой и галетой вторичной обмотки принимаем
равным 1 мм. Первичную обмотку сверху изолируем тремя слоями
кабельной бумаги толщиной 0,12 мм. Тогда радиальный размер меж-
ду сердечником и внутренней стенкой гильзы вторичной обмоткн бу-
203
дет равен 0,5 + 2 + 4,18 1,15-Ь0.364-1 + 4~--i2,7 мм. Внутренние раз-
меры гильзы вторичной обмотки равны 37,4 X 75,1 мм. Длина гиль-
зы равна 80—2-3—2-4-66 мм.
26. Определяем радиальные размеры катушки:
а 12,7 ф 2,0 -ф 6,56-1,08 ф 4 -- 25,8 мм.
27. Определяем зазор между галетой и сердечником в радиаль-
ном направлении 32— 25,8 — 6,2 мм, что допустимо.
28. Определяем среднюю длину витка обмоток по формулам
(4-33) и (4-3-1):
( 6,56- ] 08 \
/С(1>В2 = 2-10-3 ( 61,4-1- 79,4 + 3,14 2 ’— 1 — 0,304 ж,
29. Определяем активные сопротивления обмоток но формуле
(4-42):
2,35-10- + 0,2-282
гj —2 6 58 ~~ = 2,28 ом‘,
2,35-10'+ 0,304 -14 000
г2 = 0ДЙ)785 ’ — 12 800 °'и-
30. Определяем активные падения напряжения в обмотках:
3,6
ДСД, = 1,58-2,28 =3,6 (?; = 100 = 2,8’/».
Д[/а2—0,02-12 800 = 256 д;
256
ДГЛ2% - -100 = 4,670,
31. Определяем индуктивные сопротивления обмоток ко форму-
лам (4-45) и (4-46);
^12 — (0,36 -ф I -ф 4 ф 2) -ф
4,18-1,15 ф 6.56-1,08
= 13,3 мм = 1,33 см",
4,50-282а• 1,33-200-10 -8
---------------------------- g,5g
4,50-1400 0+1,33-304-10"8
...........сй------------ — 2640 ом.
32, Определяем индуктивные падения напряжения в обмотках
ДУР1 = 1,58-0,58 = 0,915д;
Д£/Г17о = ^7^. 100 = 0,72’/о;
207
Д(7р, = 0,02-2 640 = 52,8 в;
52,8
р г°/о = g ggg' ’100 = 7%.
33, Определяем вес меди каждой обмотки по формуле (4-32);
(?М1 = 0,2-282’5,2 = 293 г;
ОМ2 = 0,304-14 000.0,0698 = 297 г.
34. Определяем потери в каждой обмотке по формуле (4-31)'.
РМ1 = 2,7-2,722’293-10~3 — 5,85 вт\
Рмг == 2,7-2,552-297’ 10"3 5,2 вт.
Находим суммарные потери в меди по формуле (4-30)
Рм - - 5,85 4- 5,2 11,1 вт.
36. Определяем к. п. д. трансформатора по формуле (4-54);
112
7] — • f 12~+~Г9~7"+~11~1 ' ~ 0.825 (было принято 0.8о).
37. Находим активную составляющую тока первичной обмотки
по формуле (4-53);
____И2’_1____
/ja “ 0,825-127 1,07 а‘
38. Находим величину коэффициента мощности первичной об-
мотки по формуле (4-52);
cos •-= 0,675 (было принято (0,656).
У 1+(пО7У
39. Определяем полное падение напряжения в каждой обмотке
по формуле (1-39):
Д^’/о «а 2,8 -0,675 + 0,72’0,74 2,4% (было принято 4%);
ДП2% = 4,6-1 + 0,97-0 = 4,6% (было принято 7%).
40. Уточняем числа витков первичной и вторичной обмоток, учи-
тывая реальные падения напряжения в обмотках:
ТЛГ’5О.|3«О.14;Й--^ ™)° (ра,,се >|Л0
5600 ( 1 +й5оЬ1О8
ш, -= 74 —о Тп 400 н пУ = 13 500 витков (было
! 4,44.50,13400’14,56 н ggg витков)
принято
принято
208
5-2. РАСЧЕТ АВТОТРАНСФОРМАТОРОВ
Автотрансформатор, принцип действия которого опи-
сан в § 1-4, имеет меньшие размеры, более высокий
к. п. д, и cos (р, чем обычный трансформатор, равный ему
по мощности. Это объясняется тем, что:
1) в автотрансформаторе отсутствует обмотка, необ-
ходимая в трансформаторе для получения требуемого
коэффициента трансформации;
2) сечение провода общей части обмотки рассчиты-
вается па разность первичного и вторичного токов;
3) мапнитопровод автотрансформатора рассчитывает-
ся па электромагнитную мощность, которая всегда мень-
ше электромагнитной мощности трансформатора:
4) в связи с уменьшением количества меди и стали
потери в автотрансформаторе несколько меньше, чем в
обычном трансформаторе;
5) в результате уменьшения общего числа витков, не-
обходимых для получения заданного напряжения на вы-
ходе автотрансформатора, и отсутствия междуобмоточ-
ной изоляции индуктивное падение напряжения значи-
тельно меньше, и cos ср автотрансформатора значительно
больше, чем у обычного трансформатора.
В связи с этим типовую мощность автотрансформа-
тора можно принимать равной его электромагнитной
мощности и определять ее на основании соотношений
(1-58) — (1-61) следующим образом:
1) для повышающего автотрансформатора
7Mm=Ws(l-M); (5-17)
2) для понижающего автотрансформатора
(5-18)
где /гт = ^-—коэффициент трансформации.
Зная и пользуясь выражением (3-6), находим ве-
личину произведения
SOtSok-=—7—ДдЫЛ-------------(5‘19)
Ь11 1 + т] cos j fBSknkcn
14—2589
209
Величина cos<p может быть найдена из табл. 4-5, а при-
ближенное значение к, п. д. — из выражения
(5-20)
где т|п^ — к, и. д. трансформатора, мощность которого
равна электромагнитной мощности автотрансформатора
(Рэм), найденной по данным табл. 4-5.
При мощности автотрансформатора более 50 ва, ак-
тивной нагрузке и kT — 0,75—1,25 1величаиы cos tp и т| мо-
а)
Рис. о-6. К определению напряжений и токов об-
моток автотрансформаторов.
гут быть :с достаточной для-практики точностью .приняты
равными единице.
Индукцию в маги и топ р оводе и /плотность тока в об-
мотках автотрансформатора можно выбирать по
табл. 4-1 и 4-2, а коэффициенты заполнения окна (feM)
и сечения магннтопровода сталью (/гст) соответственно
по табл. 4-3 и 4-4. При этом следует пользоваться вели-
чиной типовой мощности автотрансформатора.
Как уже отмечалось выше, индуктивное падение на-
пряжения в обмотке автотрансформатора настолько ма-
ло, что его величину можно практически не учитывать
и считать полное тадение напряжения в обмотках рав-
ным активной составляющей падения напряжения.
При определении числа витков автотрансформатора
следует учесть, что величина относительного падения на-
пряжения в его обмотке меньше, чем. в трансформаторе
210
той же 'мощности примерно в отношении
Р ам
по-
этому .МОЖНО без большой погрешности пренебречь паде-
нием напряжения в обмотке и определять числа .витков
ее отдельных частей по* формулам:
а) в повышающем автотрансформаторе (рис, 5-6,а)
1Л-108 1 с т.акт (5-21)
ий — Ux f 1 л ~ut ге’-“(к-1Л ; (5-22)
б) в понижающем автотрансформаторе (р ис. 5-6,6)
(5-23)
а— 4,44fBSCT^i;T ’
W1 = ^2= (^Т “ 1) ™2. (5-24)
Токи в отдельных частях обмотки могут из выражений: быть найдены
а) в повышающем автотрансформаторе:
обмотка I
1АБ=Ц za; (5-25)
обмотка 11
(5-26)
б) в понижающем автотрансформаторе;
обмотка 1
IБВ = 11‘> (5-27)
обмотка 11
AS = lz Цч (5-28)
Где
/ ~ ^3 (5-29)
'1 cos <р *
I - -f’p 2"'Л • (5-30)
За исключением перечисленных выше особенностей,
расчет автотрансформаторов ничем не отличается от рас-
чета обычных трансформаторов с изолированными об-
моткамщ
14*
211
Пример. Рассчитагь повышающий автотрансформатор по сле-
дующим данным: напряжение питающей сети L\ — 127 в, частота
питающей сети f—50 гц, напряжение вторичной обмотки Сг2— 220 в,
юк вторичной обмотки /2 = 1 а.
Расчет. I. Определяем мощность вторичной обмотки;
Р2 — 220-1 _ 220 ед.
2, При частоте сети 50 гц возможно применить пластинчатый
магнитопровод из стали Э42; толщина пластины 0,35 мм.
3. По формуле (5-17) определяем типовую мощность автотранс-
форматора
( 127\
Ртип = 220-1 ( 1 —22б1 —93 ва.
4. Находим ориентировочные величины: величины к. п. д. ТрЫ =
= 0,85 и cos <р — 0,95 из табл. 4-5; В=13500гс из табл. 4-1; S —
= 3,0 а!ммг пз табл. 4-2; _= 0,3 из табл. 4-3; &ст - 0,91 из
табл. 4-4.
5. Определяем величину к. и. д. по формуле (5-20):
6. По формуле (5-19) находим:
93-10е
Sc TS0K -- — “7------------- ч-----------------— - 71 см*.
1,11 ( ! + o'§5.Q 95) 50-13 500.3,0-0,3-0,91
7, Из табл. ПЗ-1 выбираем магнитопровод Ш25Х20, у которого
S с т So к -— / 8 см*, S с т, а г; т — 4,55 смы; Ge т 0, / / /сг.
8. По формуле (4-13) определяем потери в ста;,и:
Рпт = 4,0-0,77 = 3,08 вот, где рС7 = 4,0 вт:.кг из кривой рис, 4-1.
9. Находим активную составляющую тока холостого хода по
формуле (1-40);
3,08
А>а = joy — 0,924 а.
10. Находим полную намагничивающую мощеюсть по формуле
Qct — 48-0,77 = 37,0 ва, где t?c т — 48 ва асг из кривой рис. 4-3.
II По формуле (1-42) находим реактивную составляющую тока
холостого хода:
37,0
7ог — ртф —~ 0,29 а.
12. Находим абсолютное и относительное значения тока холо-
стого хода по формуле (1-45):
/0 -= |<0,024г-Ь 0?2Тг - 0,3 а\
2(2
по формуле (1-14)
220
71 J 27 - 0,85 0.95 J ,9;J iV'
0,3-100
/0% — ~X~95 ~ 1^,4o/o.
13. Определяем числа витков обмоток ио формулам (5-21)—(5-22)
127.10s
u’’ “ 4,44• 50• 13 500- 4,55 = 955 Битков;
220— 127
ёпа =--22Q---. 955 = 403 витка.
14. Определяем токи в отдельных частях обмотки (рис. 5-5, я):
= 1,95—1 = 0,95 /г; = 1 а.
Далее расчет автотрансформатора проводи! ея так же. как
п расчет обычного трансформатора.
5-3. РАСЧЕТ ТРЕХФАЗНЫХ ТРАНСФОРМАТОРОВ
В § 1-4 было отмечено, что преобразование трехфаз-
ного напряжения возможно либо с помощью группы, со-
стоящей из трех однофазных трансформаторов, либо при
помощи одного трехстержневого трансформатора.
Расчет трехфазного трансформатора малой мощности,
состоящего из трех однофазных трансформаторов, может
производиться по той же методике, что и расчет обыч-
ных однофазных трансформаторов. Единственное разли-
чие в расчете заключается в способе определения типо-
вой мощности трансформатора, токов в обмотках и на-
пряжений на (зажимах.
В трех фазной системе при равномерной нагрузке фаз
мощность, передаваемая каждой фазой независимо ог
схемы соединения обмоток, равна одной трети общей
мощности. Действительно, при активной нагрузке сум-
марная мощность на выходе трехфазного трансформато-
ра равна:
Вй = ]/ЗгУзЛ/гл,
(5-31)
а мощность, передаваемая каждой из фаз,
Р зф — 2ф-
(5-32)
?13
При соединении вторичных обмоток трансформатора в
звезду
Ал^^Аф Н t/aa =: У'о [/2ф,
откуда
/’е = у^З"'^/2ф/3ф= ЗРгф. (5-33)
При соединении вторичных обмоток трансформатора в
треугольник
1ЕЛ 3 /а Ф И U гЛ ~ U 2 Ф ,
откуда
Ра = /3 [/Зф • j/3 /2ф = ЗРгф. (5-34)
Если преобразование трехфазного напряжения произво-
дится при помощи трех однофазных трансформаторов, то
каждый из них должен быть рассчитав на одну треть
мощности, передаваемой нагрузке. Определив мощность,
передаваемую одной фазой, можно далее найтн произве-
дение 5ст 5 ок ino формуле (4-8) и выбрать затем типо-
вой мапнитопровод. Величины токов в обмотках (Л, Л)
и (напряжений -па зажимах каждого однофазного транс-
форматора (t7i, U2) определяются в зависимости от схе-
мы соединения обмоток в соответствии с данными, при-
веденными в табл. 5-3.
Величины линейных напряжений на входе и выходе
трансформатора (£ЛЛ, ^2л) и суммарная выходная мощ-
ность (Р2) являются заданными. Величины р и cos ср на-
Таблица 5-3
Схема соединения обмоток 7» Л О,
Звезда/звезда Р3 Р3 1/,л
У 3(71Л?] cos <? /Жд уз ^3
Звезда/треугольник Ря Ps U t п ^2Л
У 3Uinf] cos <f 3t/2;l
Треугольнцк/звезда Рг Л
3(71Л^со8 yiuvl U 1 п /3
2U
ходят* как и для однофазных трансформаторов, по
табл. 4-5.
Расчет трехфазных трансформаторов с одним трех-
стержневым сердечником достаточно подробно изложен
в имеющейся литературе [Л. 14] и здесь не рассматри-
вается.
Примера Рассчитать трехфазный трансформатор малой мощ-
ности, состоящий из трех однофазных трансформаторов, по следую-
щим данным:
1 даря жен не питающей сети U [ =220 sX3; частота питающей
сети /=60 гЦ'. напряжения вторичных обмоток 1/2т=34() (?ХЗ, токи
вторичных обмоток /гф = 0,21 а\ схема соединения обмоток звез-
дз/звезда;
1. определяем суммарную мощность трехфазного трансформато-
ра по формуле (5-31):
Рг = /^340-0,21 ^124вт.
2. Определяем мощность вторичной обмотки одного из трех
однофазных трансформаторов по формуле (5-34).
124
р2ф = -д’ -- 4 ! ,4 вт.
3. Определяем напряжение и ток вторичной обмотки по формуле
5-34):
340
Далее по найденным величинам напряжения и тока производим
расчет трансформатора но обычной методике.
5-4. РАСЧЕТ ВЫПРЯМИТЕЛЬНЫХ ТРАНСФОРМАТОРОВ
Основной особенностью трансформгн'оров, предназна-
ченных для питания выпрямительных схем, является
включение в их вторичную цепь электрических вентилей,
пропускающих в нагрузку ток лишь в одном направле-
нии. Включение вентилей оказывает существенное влия-
ние па режим работы трансформатора и физические
процессы в нем, так как приводит к искажению формы
кривой тока в первичной и вторичной обмотках, а в неко-
торых схемах выпрямления — к появлению в сердечнике
трансформатора магнитного потока, неизменного по на-
правлению и величине.
215
Форма тока во вторичной обмотке выпрямительного
трансформатора отличается от синусоидальной главным
образом потому, что включенные последовательно с об-
моткой вентили пропускают через нее ток не в течение
всего периода, как это имеет место в обычных трансфор-
маторах, а лишь в течение некоторой его части. Боль-
шое влияние па форму тока оказывает также характер
нагрузки выпрямителя (активная, емкостная или индук-
тивная). В зависимости от схемы выпрямления и способа
соединения обмоток трансформатора ток в его вторичных
обмотках может содержать как переменную, так и посто-
янную составляющую. Постоянная составляющая тока
не может передаваться электромагнитным путем; поэто-
му кривая тока первичной обмотки не может содержать
постоянной составляющей. В результате различия формы
токов в первичной и вторичной обмотках их приведен-
ные эффективные значения, а следовательно, и расчет-
ные мощности обмоток могут отличаться по величине
друг от друга. Если в обычном трансформаторе расчет-
ные мощности обмоток примерно равны Друг другу, то
в выпрямительном трансформаторе расчетная мощность
первичной обмотки может быть и меньше расчетной
мощности вторичной обмотки. Указанное обстоятельство
является основной особенностью выпрямительного транс-
форматора и должно быть учтено в процессе его расчета,
В результате появления постоянной составляющей
тока во вторичной обмотке в сердечнике трансформато-
ра появляется постоянная составляющая магнитного по-
тока, дополнительно |Подмапничивающая сердечник и
увеличивающая реактивную составляющую тока холос-
того хода трансформатора. Это обстоятельство, харак-
терное для выпрямительных трансформаторов, работаю-
щих в однопол упер иодной, трехфазной и некоторых дру-
гих схемах выпрямления, также должно быть учтено в
процессе их расчета.
Вопросы, связанные с определением формы кривой
тока в обмотках, расчетных мощностей обмоток и типо-
вой мощности выпрямительных трансформаторов доста-
точно сложны и обычно рассматриваются при анализе
выпрямительных схем (Л, 1, 2]. Поэтому ниже приводят-
ся лишь окончательные выражения, необходимые для
определения основных параметров выпрямительных
трансформаторов.
216
Рис. 5-7. Основные схемы выпрямителей.
а — однополуперподняя; б, в, г. — двум юлупериодная со средней точкой, одно-
фазная мостовая н схема удиосиия; г) - - трех фазная; е — трехфазная мосговая
(шестпфеюиач); ж — днслиднитпфязная
На рис. 5-7 приведены основные схемы выпрямления,
наиболее часто используемые для питания радиотехни-
ческих устройств малой мощности,
В табл, 5-4 приведены эффективные значения напря-
жения и тока вторичной обмотки, тока первичной обмот-
ки и типовой мощности трансформатора для всех пере-
217
Характер нагрузки [ [^именование параметра трансформатора Схемы
ОДНОПОЛ> [[Сриод- со средлец [ОЧКОП
Активная Эффективное напряжение „ f , * вторично^ ООМОТКИ и2 2,227% 1,1 Шо 1,1b 0
Эффективный ток вторич- ной обмотки /2 1,57% 0,785% 0,78570
Эффективный ток первич- ной обмотки Ц 1,51 1,цА
Типовая мощность транс- форматора Ргпп 3,57% 1,48Р0
Емкост- ная Эффективное напряжение вторичной обмотки l/s ви9 ви0 BUQ
Эффективный ток вторич- ной обмотки /2 DI0 O,5DIo
Эффективный ток первич- ной обмотки Ц 0,707йдЛ ’ йт
Типовая мощность транс- форматора Рт„п 0,5В (£> + + D'1 — 1)Ро O,85ZW7%
Коэффициент kr 2,3-103 4,7-103
Индук- тивная Эффективное напряжение вторичной обмотки U2 — 1 ,1 и/0 1,И^о
Эффективный ток вторич- ной обмотки —L 0,707/й О,7О77о
Эффективный ток первич- ной обмотки 71 — /ф.Дт
Типовая мощность транс- форматора Ртни — 1,347%
Число импульсов тока в на- грузке 1 2
Наличие подмагничивания Есть Нет
Для всех многофазных схем фазовое напряжение вторичной обмотки.
Для схемы со средне ft точкой указаны напряжения па зажимах каждой по-
ловины обмотки и гаки в них.
218
Таблица 6-4
выпрямления
однофазная мостовая удвоения Лтрехфазная тррхфааная мостовая две надцати- фазная
1,111% —~ 0,855t7Q 0,43/% 0,21 5U0 0,372/%
1,11% — Os58Zo 0,815% '0,802% 0,463%
1,11 А IZ т — 0,48 А /Ст % 0,815 — Йт 0,802
1,23/% — 1,35/% 1 ,045/% 1,ОЗРо
ви0 0,5В Uo — — —
0,7070% 1,410% — — —
0,7070-^ йт 1,410% — — —
0,707BDP0 0,707В DP Q — — —
3,5-103 0,9-103 — — —
l,llt% — 0,855/% 0,43/% 0,215/% 0,372/7 Q
% — 0,587о 0,815% 0,802% 0,463%
%/ kt — °'48£ 0,815 А /гт /о 0,802^
1,117% — 1,35/% 1,045/% 1,ОЗРо
2 2 3 6 12
Нет Нет Есть | Нет Нет
Для двенадцати разной схемы указаны фазорые напряжения и токи каждой
группы обмоток.
219
числен1ных выше схем .выпрямления и тре-х основных ви-
дов нагрузки.— активной, емкостной и индуктивной.
Все приведенные в табл. 5-4 параметры трансформа-
тора даны в зависимости от величин выпрямленного на-
пряжения (£70), тока (Jo) и мощности (Pq) . Коэффици-
ент трансформации (/?т) трансформатора для схем
рис. 5-7, а, б, в, г определяется по формуле (1-10). Для
многофазных схем выпрямления (рнс. 5-7, д, е и ж)
коэффициент трансформации находят по той же форму-
ле, подставляя в нее вместо и фазовые напряже-
ния на зажимах '.первичной и вторичной обмоток.
Приведенные в табл. 5-4 величины параметров для
схем, работающих на активную и индуктивную нагруз-
ку, даны без учета потерь в вентилях и в трансформато-
ре, Однако эти формулы дают приемлемую точность
при использовании полупроводниковых вентилей; паде-
ние напряжения в обмотках трансформатора следует
учесть в процессе его расчета таким же образом, как
это делается при расчете обычных трансформаторов.
'Величины коэффициентов В и Ь, необходимые для
определения параметров трансформатора, работающего
па емкостную нагрузку, можно найти по приближенным
формулам [Л. 2]
/?^0,75 + 1,2Д; (5-35)
^•2+-1<ж- (5’36>
Коэффициент А для всех схем, кроме схемы удвоения,
находят по формуле
л _-= , (5-37)
а для схемы удвоения — по формуле
А = Щ11. (5-38)
Коэффициент р в формуле (5-37) определяется по данным,
приведенным в табл. 5-4. Величина внутреннего сопро-
тивления выпрямительной схемы определяется но формуле
Дг +гтр (5-39)
где - - сопротивление вентилей;
220
гтр — сопротивление трансформатора, приведенное к
его вторичной обмотке.
При использовании полупроводниковых вентилей в
выпрямителях на 50 гц величиной R, по сравнению с
можно пренебречь. При использовании в качестве венти-
лей кенотронов можно принимать Кг-— гтр.
Величину гтр можно предварительно определять но
формуле [Л. 15]
= > (5'4°)
в которой kr — коэффициент, зависящий от схемы вы-
прямления;
В—величина магнитной индукции в сердеч-
нике трансформатора, гс;
f — частота сети, гц.
Значения коэффициента /г, приведены в табл. 5-4. Вели-
чина магнитной индукции может быть ориентировочно
определена по данным табл. 4-1. Поскольку приведен-
ные в табл. 4-1 значения индукции зависят от мощности
трансформатора, которая в начале расчета неизвестна,
величину мощности можно предварительно иайти по
данным табл. '5-4, (Принимая значение коэффициентов
В~[ и D-2,2.
Если трансформатор, кроме обмотки, предназначен-
ной для писания выпрямителя, и*меет одну или несколько
дополнительных обмоток, его типовую мощность можно
найти по формуле
РТИП. общ — - РТПП 3 ~Ь Н” * *’ (5-41 )
где РтПя -- типовая мощность, найденная по данным
табл. 5-4.
Сопротивление трансформатора с дополнительными
обмотками может быть найдено по формуле
Ср.Общ
(5-42)
Для расчета выпрямительного трансформатора ис-
пользуют следующие исходные данные: схема выпрям-
ления, характер нагрузки, напряжение питающей сети,
в (П3), частота сети, гц (f), выпрямленное напряжение,
в (UG), выпрямленный ток, а (/0).
221
При расчете трансформаторов, работающих на вы-
прямители ic активной н индуктивной нагрузкой, по этим
данным можно непосредственно из табл. 5-4 1найги шее
параметры, необходимые для расчета трансформатора
по методике, приведенной в § 4-8.
Порядок расчета трансформатора, работающего на
выпрямитель с емкостной нагрузкой, может быть сле-
дующим:
1. Определяем предварительно значение типовой
мощности Ртпп трансформатора, пользуясь табл. 5-4 и
принимая значения В=1 и Z)=2,2.
2. При наличии дополнительных обмоток определяем
общую типовую мощность по формуле (5-41).
3. По данным табл. 4-1 находим величину индукции
в сердечнике.
4. По табл, 5-4 находим коэффициент kr.
5. По формуле (5-40) находим гтр.
6. При наличии дополнительных обмоток находим
Гтр общ по формуле (5-42).
7. Находим величину А по формуле (5-38) и табл. 5-4.
8. Находим коэффициенты В и D по формулам (5-35)
и (5-36).
Далее по данным табл. 5-4 находим все параметры,
необходимые для расчета трансформатора по обычной
методике.
Пример. Рассчитать выпрямительный трансформатор по следую-
щим данным, схема выпрямления—однофазная мостовая (рис, 5-7,в)
с германиевыми вентилями, нагрузка выпрямителя — емкостная, на-
пряжение питающей сети (Л = 127 я, частота сети 1 = 400 atf, выпрям-
ленное напряжение t/0 —150 в, выпрямленный ток /0=0,42 а, напря-
жение третьей обмотки 12,6 в, ток третьей обмотки Л=3,3 а.
Порядок расчета. 1, Определяем предварительно типо-
вую мощность из табл. 5-4 (принимаем В=1 и Z) = 2,2),
Ртип = 0,707-1-2,2.150-0,42 = 98 ва
и по формуле (5-41) — общую типовую мощность трансформатора
Рит.общ = 98 + 3,3-12,6 = 140,0 ва.
2. Выбираем ленточный броневой магнитопровод гн стали ХВП;
толщина ленты 0,15 мм.
3, По данным табл. 4-1 находим В = 14 500гс.
222
4. По формулам (5-39), (5-40), (5-42) определяем внутреннее со-
противление выпрямительной схемы:
150 ^400-14 500
г1р = 3,5-10s 0,42-400-14500 V 150-0,42 3,8 ом
3,8/ 98 \
гтр общ = 2 Н- 140у 3>1ы
г 3,2 -ф 2-1,5 — 6,2 ом
(в схеме применены германиевые диоды; их сопротивление принимаем
равным 1,5 ом)
5. Определяем коэффициент А по формуле (5-37) и табл, 5-4:
6 По формулам (5-35) и (5-36) находим коэффициенты В и D:
В—-0,75 + 1,2-0,028 = 0,78;
3.65
D ” 100-0,028“ ЗЛ
7. По данным табл, 4-1 определяем:
а) эффективное напряжение вторичной обмотки
Ut = 0,78-150=- 117/1;
б) эффективный ток вторичной обмотки
Л - 0,707-3,3-0,42 = 0,98 а.
8 По найденным значениям напряжения и тока вторичной об-
мотки и заданным U}, f, U3 и /3 расчет трансформатора производит-
ся по методике, приведенной в § 4-8
При этом выбор сердечника осуществляется по формуле (5-19)j
в однополупериодной схеме значение cos ф, найденное из табл. 4-5,
следует уменьшить на 10—15%, а для трехфазной схемы — соответ-
ственно на 5—7%.
ГЛАВА ШЕСТАЯ
РАСЧЕТ ДРОССЕЛЕЙ
6-1. РАСЧЕТ ДРОССЕЛЕЙ ПЕРЕМЕННОГО ТОКА
Расчет дросселя (переменного тока обычно произво-
дится по заданным величинам индуктивности дросселя
и тока обмотки. В результате расчета должны быть оп-
ределены геометрические размеры сердечника дросселя
223
и данные его обмотки — общее число випшв, марка и
диаметр провода.
Исходным выражением для расиста дросселя являет-
ся уравнение (1-66). Это уравнение, использованное
в § 1-5 для выяснения основных физических закономер-
ностей, ,было получено без учета потерь в -сердечнике
дросселя и а неявном сопротивлении его обмоток.
Индуктивность дросселя с учетом потерь определяет-
ся реактивной составляющей о. д. с. (ГД, индуктирован-
ной в его обмотке. На основании векторной диаграммы
рис. 1-М величина £р может быть определена так
==Z?cos а, (6-1)
где а — угол потерь.
Как видно из уравнения (6-1), величина э. д. в.
отличается от э. д. с. Е лишь множителем. Поэтому на
основании (1-66) индуктивность дросселя с учетом по-
терь равна:
К’Фм .1 к г
/ м ;i t;
cos а.
(6-2)
Преобразуем уравнение (6-2) к более удобному для рас-
чета виду. Для этого умножим правую и левую части
уравнения па /2; умножим и разделим левую часть урав-
нения на /Ст- Тогда после несложных преобразований по-
лучим:
Уст^стД^ДД.макс cos а 10 s,
где aw_ = -— — удельные намагничивающие ампер-витки;
Уст — геометрический объем магннтопровода.
Уравнение (6-3) позволяет найти объем стали дросселя
в зависимости от магнитных характеристик материала
сердечника и заданных величин индуктивности и рабоче-
го тока.
Для определения магнитных характеристик материа-
ла сердечника целесообразно воспользоваться семей-
ствами кривых намагничивания, снятых при различных
величинах зазора в его магнитной цепи.
На рис. 6-1 приведены кривые намагничивания для
магнитопроводов броневого типа по табл. ПЗ-1, выпол-
224
Рис. 6-1. Кривые намагничивания броневого магнитошровода из ста-
ли Э320 (Л = 0.35 мм) при /=50 гц при различных зазорах,
ценных из стали марки Э320 толщиной 0,35 мм (частота
сети 50 гц). Цифрой 1 обозначена кривая зависимости
ByiaKC,=f {aw~) при отсутствии зазора. Цифрами 2, 3, 4,
5, 6, 7 обозначены кривые намагничивания с постепенно
увеличивающимися зазорами.
Как известно, на практике используются два основ-
ных типа дросселей переменного тока: дроссели с линей-
ной вольт-амперной характеристикой, т. е. с неизменной
индуктивностью (ненасыщенные), и дроссели с нелиней-
ной вольт-амперной характеристикой (насыщенные).
15—2589 225
При расчете дросселей стремятся к тому, чтобы об-
щий вес и объем дросселя были минимальными. С этой
целью необходимо выбирать возможно большие величи-
ны индукции в магнитопроводе. Однако выбранные зна-
чения индукции не должны при этом превосходить вели-
чин, допустимых для трансформаторов. С другой сторо-
ны, необходимо, чтобы 'рабочая точка дросселя лежала
па прямолинейном участке кривой намагничивания; при
этом индуктивность дросселя остается неизменной при
изменении рабочего тока в широких пределах. Ниже
в табл. 6-1 приведены величины В и в зависимости
от U2, рекомендуемые для расчета ненасыщенных дрос-
селей на 50 гц с магнитопроводами из стали Э320 (Д =
= 0,35 мм).
Таблица 6-1
ij* 0,2 0,6 1 ,o 2,0 3,0 4,0 5,0
В 10 000 11 000 12 000 13 000 13 500 13 000 12 500
aw~ 65—60 60—50 50-40 50—40 50—60 50 50
При расчете насыщенных дросселей требование со-
хранения неизменной индуктивности дросселя исклю-
чается, и поэтому рабочая точка дросселя выбирается на
пологом участке основной кривой намагничивания (кри-
вая 1 па рис. 6-1), лежащем за ее коленом. Индукция
в магнитопроводе насыщенного дросселя при использо-
вании стали Э320 не должна превышать 16 000 гс.
:Выразим удельные намагничивающие ампер-витки
дросселя через плотность тока в его обмотке и геометри-
ческие размеры магнитопровода
wl is-avWSf
aw - —-=—“
— f J Q
i С т ₽ с т и с т
___ SмSGт __
~ Ист ~~ Йст-
(6-4)
Подставляя значение aw~ из (6-4) в (6-3), получаем:
L/2 = —?= cos aSCTS0K 10 ~8. (6-5)
F £
226
Выражая SCT и SOK из формулы (3-21) и подставляя их
значение в (6-5), найдем:
£/“ = —^Ст^м^макс COS а&ЛгО4- 10"в. (6-6)
Решая уравнение (6-6) относительно базового линейного
размера а и выражая плотность тока 5 в а[мм?, имеем:
а — 31,3
У LP_________________
Г cos а
СМ.
(6-7)
Пользуясь кривыми рис. 6-1 и формулами (6-3) и (6-7),
можно производить расчет дросселей переменного тока
с броневыми мапнитопроводами с достаточной степенью
точности.
Необходимый тепловой режим обмогок дросселей
обеспечивается правильным выбором величин магнитной
индукции и плотности тока. Ненасыщенные дроссели ра-
ботают при тех же значениях магнитной индукции, как
и трансформаторы. Поэтому выбор плотностей тока
в обмотках дросселей этого типа производится так же,
как и для трансформаторов.
Насыщенные дроссели работают при больших значе-
ниях индукции, чем трансформаторы. Поэтому возможен
дополнительный нагрев обмотки за счет тепла, выделяю-
щегося в магнитопроводе. Плотности тока в обмотках
насыщенных дросселей можно выбирать по данным
табл. 4-2, уменьшая их на 15—20%.
Для расчета дросселя переменного тока должны
быть заданы: вид вольт-амперной характеристики дрос-
селя, индуктивность дросселя, гя (L), рабочий ток дрос-
селя, а (/), частота сети гц (f), напряжение сети,
& (Исети)•
Расчет производится в следующем порядке:
(1. Определяем величину L I2.
2. Пользуясь табл. 6-1, выбираем величину индукции
Вмакс и соответствующие ей удельные намагничивающие
ампер-витки <iw^.
3, Определяем активный объем стали магнитопровода
из (6-3) по формуле
__ /2Ыа108
ст акт -— cos а ’
(6-8)
15*
227
Величину угла 'Потерь а следует ориентировочно прини-
мать paBiHoii 15—20°.
4. По найденной величине V7CT. акт и данным табл. ПЗ-1
выбираем предварительно типоразмер магиигопровода,
5. По данным табл. 4-2 выбираем плотность тока
в обмотке дросселя, 'Корректируя ее величину в соответ-
ствии -с 'приведенными выше указаниями.
Примечание. В связи с тем, чго плотность тока
в табл. 4-2 'Приведена в зависимости от мощности транс-
форматора, следует одновременно с предварительным
выбором типоразмера магнитолровода выписать из
табл, ПЗ-1 соответствующее ему значение мощности
трансформатора.
6. Подставляя в формулу (6-7) найденные выше значе-
ния L/2, б, Вмдкс и cos а, а также значения 'Коэффициен-
тов &i = l- 2 и ^=2,5 (см, § 3-2), находим пределы до-
пустимых изменений длины базового линейного разме-
ра а. Величи'Пу находим из табл. 6-2.
Таблица 6-2
Размер а, СМ 1,2 1 ,*> 2,0 2.5 3.2 4,0
6м/--50 0,2 0,23 0,3 0,3-1 0,36 0,39
А’м у—400 0,26 0,33 0,37 0,38 0,4 0,4
7. Окончательно уточняем типоразмер магннтопрово-
да, подбирая по таблице ПЗ-1 наиболее близкие к най-
денным значения Уст н а.
/Выбрав магнитопровод, выписываем из таблицы сле-
дующие данные: объем стали Уст, слР, длину средней
магнитной линии /ст> см.
8. Если найденное ранее значение Уст отличается от
окончательно принятого более чем на 10%, следует уточ-
нить значение по формуле (6-8).
9. После уточнения величин В и по кривой
рис. 6-1 находим относительную длину зазора в магнито-
проводе.
10. Находим суммарный немагнитный зазор в магни-
топроводе по формуле
Zb“^WZgt’ (6‘9)
228
и толщину немагнитной прокладки по формуле
Д. = А, см. (6-10)
11. Определяем число витков обмотки дросселя по
формуле
a I q 7
W~---------. (6-11)
12. Производим конструктивный расчет обмотки
дросселя, пользуясь указаниями, приведенными в § 4-5.
При этом для определения изоляционных .расстояний
и испытательного 'напряжения используется заданная
величина напряжения сети (/сети.
13. Определяем омическое |Сопротивление обмотки
дросселя (ГдР) в нагретом состоянии по формуле (4-42).
14. Определяем температуру перегрева обмотки дрос-
селя, пользуясь при этом указаниями, приведенными в
§ 4-5.
15. Определяем напряжение па зажимах дросселя
по формуле
Пдг —//гДР + (шЛ)а, в. (6-12)
Описанный выше .метод расчета пригоден для расче-
та дросселей переменного тока с магнитопроводами лю-
бой конфигурации и при любом материале магнитопро-
вода. Однако для практического использования данного
метода необходимо иметь для каждого ряда магнито-
проводов и каждой марки стали кривые, подобные кри-
вым рис. 6-1.
Пример. Рассчитать ненасыщенный дроссель переменного тока
по следующим данным: индуктивность дросселя L1,25 гм, рабочий
ток дросселя / -- 0,7 а, частота питающей сети / — 50 ац, напряже-
ние питающей сети U(.ети — 220 в.
Порядок расчета:
1. Определяем LP = 1,25-0,7г =- 0,61 гн-дА
2. По табл. 6-1 выбираем В 11 000 гс и = 55 а[см.
3. По формуле (6-8) определяем:
,, 2-0,6].108 , „ ,
Ve-г.акт- 55 . ] j 000 0,94 152 СМ.
4. По табл. ПЗ-1 выбираем предварительно маглитопровод
Ш25Х32 (Р, — 150 вт).
5. По табл. 4-2 выбираем 3 —- 1,9 д/,ил?.
229
6. По формуле (6 7) и пользуясь табл, G-2 находим базовый ли-
нейный размер:
л = 31,317 --------------- ’ --------= 2,2 — 2,5 см.
V 0,34.0,91-1,9(1 — 2) 2,5-11 000-0,94
7, Останавливаемся на выбранном типоразмере магнитопревода
Ш25Х32, у которого lz(.T,aKT = 156 с,ня; /ст = 21,4 см (сталь Э320,
толщина пластины 0,35 мм)
8. Уточняем значение aw~ по формуле (6-8):
2-0,61-10s rnr ,
aw-~~ 156-]] 000-0,94 — t>3’5 й*/сАг>
9. По кривым рис. 6 1, зная величины aw~ и В, находим
М/о — 2,2%.
Ю. По формулам (6 9) и (6-10) находим толщину немагнитной
прокладки;
2 2
к= -21,4 0,47 см,
0,47
= g— = 0,235 см,
11. По формуле (6-11) определяем число витков обмотки
5-3,5-21 4
Ш) =--- Q-?---- — 1 640 витков.
12. Производим конструктивный расчет.
13. По формуле (4-42) находим;
гДр = 23,5 ом
14, По формуле (6-12) определяем напряжение, на дросселе
{/др 0,7У^ЗЗ2 +(2-3,14 1,25)а = 17,3 в.
6-2. РАСЧЕТ СГЛАЖИВАЮЩИХ ДРОССЕЛЕЙ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ ФИЛЬТРОВ
Расчет сглаживающего дросселя заключается в вы-
боре типоразмера -сердечника и определении обмоточ-
ных данных катушки дросселя по заданной его индук-
тивности и величине тока подмагничивания.
Исходным выражением для расчета дросселя служит
уравнение (1-71). Умножая правую и левую части этого
уравнения на /0 , а также умножая и деля левую часть
того же уравнения на ZCT, получаем:
230
C10~8-^-
\ t с T /
~1,2бИст£стр.Эффй&’|2.1O~8,
(6-13)
w/0
где aw0 =-------удельные ампер-витки подмагничивания.
t с т
Выразим удельные намагничивающие ампер-витки дрос-
селя через геометрические размеры его магннтопровода
и плотность тока в обмотке. Для этой цели можно ис-
пользовать выражение (6-4), записав его в следующем
виде:
aw
бk м 5с т
~Л7
(6-14)
5 ок
Подставляя значение aw0 из (6-14) в (6-13), пату чаем:
1/^ = 1,26|гэфф.10-Аот-^Л?'-. (6-15)
* С т
Выражая SCT, S0K и Вст из (3-22), после несложных пре-
образований получаем;
Ll‘l- ю1
1,26[хуфф (§А’М)2 feCT ’
(6-16)
где а — базовый линейный размер магнитопровода дрос-
селя;
8 — плотность тока в обмотке дросселя, ajMM2.
Введем вспомогательную величину
u‘t>
М =
V с т. а к т
(6-17)
представляющую собой удельную электромагнитную на-
грузку сердечника, т. е. величину электромагнитной энер-
гии иа единицу объема стали. Подставляя (6-17) в (6-13),
найдем:
1оа
(6-18)
231
Преобразуя выражение (1-89), находим:
Л.Он,-100 [ 1
/ст ф ф
(6-19)
где. Z3°/o — относительная (выраженная в процентах) длина
немагнитного зазора.
Так как рэфф = (Л-1), то и
1^=Ш- (6-20)
Как это следует из выражений (6-19) и (6-20), при оп-
тимальной длине зазора величины эффективной магнит-
ной /проницае.мости и относительной длины зазора Z3%
зависят лишь от магнитных свойств сердечника и удель-
ной электромагнитной нагрузки М. Зависимости (6-19) и
(6-20) обычно определяются экспериментально. На
рис. 6-2. приведены кривые =/у(Л4) и /3% =h(Л1), по-
лученные на основании испытания ряда магнитопрово-
до/в броневой конструкции. Из (6-13) следует, что
VCT = f3(A7~), (6-21)
т. е, объем стали сердечника дросселя может быть най-
ден но заданным величинам L и /0-
Необходимый объем стали следует определять при
максимальном использовании меди обмотки дросселя
с точки зрения его теплового режима. Зависимости
(6-19), (6-20) и (6-21) целесообразно находить экспери-
ментально. На рис. 6-3 приведена экспериментальная
кривая Ист. am ) для броневых магнитопроводов
при температуре перегрева обмоток дросселя, равной
50° С, Плотности тока в обмотках дросселей при Дт =
= 50° С для различных типоразмеров магнитонровода
приведены в табл. 6-3.
Таблица 6~3
Типоразмер мяг- нитопровода 091)9— —1)912 1209— —1232 1009— —1640 2012— —2030 2.516— —2564 3220- -3280 4025— —40100
Плотность то- ка, а/мм? . . 6,6— 4,4— 3,2— 3,05— 2,6— 1.85- 1,65—
—7,0 —1,7 —3,5 —3,25 —2,9 —2,2 — 1,75
232
Рис. 6-2. Зависимость эффективной прони-
цаемости стали от параметра М для стали
Э42 (Д-0,35 .и.и).
Пользуясь кривыми рис. 6-2, 6-3 и данными, приве-
денными в табл. 6-3, можно производить расчеты сгла-
живающих дросселей с броневыми магнитопроводами
с достаточной степенью точности.
Для расчета сглаживающего дросселя должны быть
заданы следующие величины: индуктивность дросселя,
ен (Л), ток подмагничивания, а(10), рабочий потенциал
обмотки дросселя, в (Uo).
Расчет ведется в следующем порядке:
1. Определяем величину .
233
2. Пользуясь кривой рис. 6-3, то найденному значе-
нию Ltf определяем объем стали сердечника Ист, акт.
3. По формуле (6-17) находим вспомогательную ве-
личину М.
4. По найденной величине М, пользуясь графиком
рис. 6-2, определяем относительную величину эффек-
тивной магнитной проницаемости цЭфф и относительную
длину оптимального воздушного зазора /а%.
5. По найденной величине VCT. акт и данным таблицы
типовых магнитопроводов, приведенной в табл. ПЗ-1,
выбираем предварительно типоразмер магнитопровода.
6. По данным табл. 6-3 выбираем плотность тока
в обмотке дросселя в зависимости от выбранного типо-
размера магнитопровода.
7. Подставляя в формулу (6-16) найденные выше
значения цОфф н д, а также (для броневых магии-
топроводов) значения коэффициентов &i = l—2; /га = 2,5;
/г5 = 9—18, находим пределы допустимых изменений дли-
ны базового линейного размера а.
8. Окончательно уточняем типоразмер магнитопрово-
да, подбирая по таблице типовых магнитопроводов
наиболее близкие к найденным значения Vct-экт и а, Вы-
брав магнитопровод, выписываем из таблицы следую-
234
щие данные: объем стали ИСт акт, см3, сечение среднего
стержня Зст, суп2, длину средней магнитной линии /ст, см.
9. Если найденное ранее значение Ист, акт отличается
от окончательно принятого более, чем на 10%, следует
уточнить значения Л1, цэфф и /3 %.
10, На основании (6-19) определяем суммарный не-
магнитный .зазор в магнитопроводе по формуле
- ___ !.з°/о /
з.опт Ю0 ^ст
(6-22)
и толщину немагнитной прокладки по формуле
(6-23)
11. На основании (6-13) находим число витков об-
мотки дросселя по формуле
ьу ==- 104
LiCT
1,26р-афф Sc т.ак т
(6-24)
12. По данным табл. 6-3 выбираем плотность тока
в обмотке дросселя в зависимости от выбранного типо-
размера 1мапннто1провода.
13. Производим конструктивный расчет обмотки
дросселя на основании указаний, приведенных в § 4-5.
При этом для определения изоляционных расстояний и
иопытателыного |иапряжеиия используется заданная ве-
личина рабочего потенциала обмотки дросселя £%
14. Определяем омическое сопротивление обмотки
дросселя по формуле (4-42); при этом температуру 'пе-
регрева обмоток (принимаем равной 50° С. Специальной
проверки для определения фактической температуры пе-
регрева обмотки сглаживающего дросселя по формуле
(1-73) обычно ие производят, так как приведенные и
табл, 6-1 плотности тока обеспечивают получение задан-
ного перегрева.
15. Определяем падение напряжения па дросселе по
формуле
Д^/др—OipAr
(6-25);
В том случае, когда падение напряжения на дроссе-
ле должно быть меньше найденного (при сохранении
заданной величины ), следует перейти на больший
235
типоразмер магниюпровода. По формуле (6-17) и
рис, 6-2 необходимо найти параметры /VI, и для но-
вых значений $ет и 6.т. Далее расчет производит-
ся в -порядке, указа ином выше, причем величину плот-
ности тока надо оставить такой же, как >в предваритель-
ном расчете.
Описанный выше метод пригоден для расчета сгла-
живающих дросселей с магнитопроводами любой кон-
фигурации и при любом материале магнитопровода.
Однако для практического использования данного мето-
да необходимо иметь для каждого ряда маппитопрово-
до'в экспериментальные кривые, подобные кривым, при-
веденным на рис. 6-2 и 6-3.
Пример. Рассчитать сглаживающий дроссель для фильтра с бро-
невым пластинчатым магпитопроводом из стали Э42 с толщиной
пластины 0,35 мм по следующим данным: индуктивность дросселя
А = 3,5 гн, ток подмагничивания /о = О,25 а, рабочий потенциал об-
мотки дросселя f7o=3()0 а.
Порядок расчета,
I. Находим величину Л/20 = 3,5 0,252= 0,219.
2, Из кривой рис, 6-3 определяем VCi ам—56 с.ч3.
3. Из табл. 113-1 выбираем предварительно магиитопровод 111
16 X 32, для которого ИС1 ак-1=63,8 с-И3 (близкий по величине к по-
лученному из и, 2).
4. По формуле (6-17) находим:
0,219
М — тщ—щ 3,44 [О-а.
ОЭ J о
5. Из кривых рис. 6-3
|ХуФФ — 116; /3 = 0,8°/о.
б. По данным табл, 6-3 выбираем § — 3,3 а/льи®.
7. По формуле (6-16), где kt — I — 2; ks — 2,5; — 9 — 18;
£м = 0,35; fec-r —0,91, определяем возможные значения «:
а = ,°/ 9 0?219ЛО* t 55 _ 1,78 сл1.
У 1(1 — 2)-2,5]2' 1.26-116(3,3'0,35)»0,91
выбираем типоразмер пластины 111-16 (а — 1,6 см).
8. Окончательно выбираем типоразмер магиитопрОвода Ш16Х32
из табл, ПЗ-1 для которого Иц,акт — 63,8 елН;
3(,т 4,66 ел2; /ст — 13,7 см.
9. По формуле (6-22) находим:
0,8
G.OHT = [QQ ' 13,7 — 0,1 1 СМ
236
л по формуле (6-23)
0,Н
Да -—- 20 ~’ 0,0оо см =— 0,5о см>
10. По формуле (6-24) определяем:
w — 104 1/ 15 ’ 11* ?— 2 610 нитков.
V 1,26-116-4,66
11. По формуле (4-28)
0,25
51(р — -уу = 0,0755 льм2.
12. Из табл, 112-1 выбираем провод марки ПЭВ-1 0 0.31/0,35,
сечением $Пр = 0,07548 мм2.
13, Выполнив конструктивный расчет обмоток, по формуле
(-1-52) находим ГдР=130 ом (при tK=100" С).
14. По формуле (6-25)
Д ^,= 130-0,25=32,5 в,
6-3. РАСЧЕТ ДРОССЕЛЕЙ НАСЫЩЕНИЯ
В отличие от дросселей переменного тока и сглажи-
вающих дросселей электрических фильтров, для которых
заданными являются индуктивность и ток обмотки, ос-
новным параметром дросселя щасыщения (д. и.) являет-
ся его мощность (Рдр) и заданные 'пределы изменения
напряжения на его зажимах (С7Д1),Макс и С/др.мпн)-
Дроссели насыщения, применяемые в радиотехниче-
ских устройствах, обычно используются в двух основных
режимах — режиме стабилизатора напряжения и режи-
ме регулятора тока. Если сопротивление нагрузки
в процессе регулирования и стабилизации остается не-
изменным, то расчетная мощность д. н. может быть най-
дена следующим образом. Мощность д. и., работающего
в режиме стабилизации напряжения, равна произведе-
нию тока, протекающего через его рабочую обмотку, на
величину максимального напряжения на се зажимах,
т. с.
Е*др /щ.Ддр.ма(;с (6-26)
Мощность д. н., работающего в режиме, регулятора тока
при больших кратностях его изменения, равна произве-
237
дению наибольшего така рабочей обмотки на величину
минимального напряжения на ее зажимах, тг е.
Рдр ^др.макс^др.мпн’ (6-27)
Уравнения (6-26) и (6-27) являются исходными для
расчета д. и.
Мощность д. н. можно определить в общем виде, вы-
ражая напряжение и так дросселя на основании приве-
денных 'ранее выражений
= ’ ^6-28)
Uдр4feBftiaKCfSCT.aKTWy 10 в, (6-29)
откуда
-7*др = 4£7?макс/ййд^рут-акг IO-8. (6-30)
При использовании уравнения (6-30) для определения
мощности д. н. в одном из указанных выше режимов
в это уравнение следует подставлять предельные
(т. е. максимальные и минимальные) значения Вмакс н
aw^ в соответствии с предельными значениями £7ДР и /др
в уравнениях (6-26) н (6-27). Уравнение (6-30) позво-
ляет найти объем стали д. н. в зависимости от магнит-
ных характеристик материала сердечника и заданной
его мощности.
Напряжения д. ц. (пропорциональны индукции 'в сер-
дечнике, т. е.
Удр.макс (4kBM ан и)ма кс /р \
У л р. мин (4&Вмакс)мин
Расчеты д. п. производятся е помощью эксперимен-
тальных характеристик различных ферромагнитных ма-
териалов, снятых при одновременном их намагничива-
нии переменным и постоянным магнитными полями.
Как уже отмечалось в § 1-5, эти характеристики могут
быть представлены в виде семейства кривых ВМакс =
— /(«№=), снятых при различных неизменных значениях
Однако в связи с тем, что д. ц. обычно работают
при больших значениях индукции и, следовательно, при
значительных искажениях формы кривой магнитного по-
тока н тока, указанные характеристики более правилу
238
во строить, как зависимости 4 kByiaw,=f (aw), где k —
изменяющийся с изменением подмагничивания коэффи-
циент формы кривой напряжения <на зажимах д. н.
Рис. 6-4, Кривые одновременного намагничивания броневого маг-
нитопровода из стали Э42 (Л—0,35 мм) при /=50 гц.
Характеристики одновременного намагничивания за-
висят не только от марки стали, используемой для изго-
товления магнитопровода, но и от его конфигурации,
схемы соединения рабочих обмоток и частоты питающей
сети.
239
На приведенных ниже графиках показаны кривые
одновременного намагничивания для наиболее часто ис-
пользуемых магнитных материалов и конфигураций маг-
питопроводов В связи с тем, что в настоящее время
наиболее распространенной конфигурацией магнитопро-
вода является броневая, на рис 6-4—6-6 приведены кри-
вые одновременного намагничивания для броневых маг-
240
нитоироводов из сталей Э-42, Э-320 и Э-44. На рис 6-7
приведены кривые для магнитопроводов из двух ленточ-
ных стержневых сердечников, изготовляемых из стали
ХВП Все перечисленные выше кривые сняты при по-
следовательном соединении обмоток д. н. Кривые
рис. 6-4 и 6-5 сняты при частоте 50 гц> а кривые рис. 6-6
и 6-7 при частоте 400 гц. Рабочими участками кривых
16—2589 241
Рис. 6-7. Кривые одновременного намагничивания для магнитоиро*
вода из двух ленточных стержневых сердечников из стали ХВП.
(Д=0,08 лл) яри /=400 гц.
одновременного намагничивания являются участки
с наибольшей крутизной. Границы этих участков пока-
заны па каждом из графиков двумя наклонными ли-
ниями.
Рабочие точки, соответствующие предельным режи-
мам работы д. н., следует выбирать так, чтобы они ле-
жали внутри области, ограниченной указанными выше
наклонными линиями.
На рис. 6-8 приведено примерное расположение ра-
бочих точек для д. и., работающих в режимах стабилпза-
а)
Рис. 6-8. К выбору рабочих точек д. н., работающих в режимах ста-
билизации напряжения н регулирования тока.
цпи напряжения и регулирования тока. На рис. 6-8,а ра-
бочая точка / соответствует максимальному, а точка//—•
минимальному напряжению на зажимах д. н. На
рис. 6-8,6 рабочая точка / соответствует минимальному
напряжению на зажимах д. и., при этом ток через д. н.
достигает максимального своего значения, Точка II со-
ответствует максимальному напряжению и минимально-
му току. В обоих режимах точки / соответствуют макси-
мальной мощности д. н.
Как видно из выражения (6-30), при заданной мощ-
ности д. и. объем стали тем меньше, чем больше произ-
ведение 4&£Kldh.c dw~. Однако с увеличением dw^ рас-
16*
243
туг также и подмагничивающие ампер-витки aw^. В ре-
зультате этого с увеличенном увеличивается объем
меди не только рабочих, но и управляющих обмоток.
Таким образом объемы стали н меди связаны между со-
бой вполне определенной зависимостью. При правиль-
ном выборе ампер-витков и aw= суммарный объем
активных материалов будет минимальным.
Выразим удельные ампер-витки и aw= через
геометрические размеры магнитолровода и плотности
тока в обмотках. Для этого воспользуемся выражением
(6-4) н (6-14), подставив в них вместо S0K лишь ту его
часть, которая занята соответствующей обмоткой.
Тогда получим:
О.р^ы^сг
aw~ =------у--------; (6-
СТ^
T__SO.yfcM Sc т
aw== =--------------, (6-
1 ст—
где и VCT= — объемы стали для переменного и по-
стоянного магнитного потока.
Определяя величины 50,р и <Soy из (6-32), получим
выражения для общей площади окна магнитопровода в
виде:
50К
1/ст-
6S с г
VCT_ aw=
^—kni Sc г
(6-34)
Выражая S0K, 5CTJ VcT_ и VcT= из (3-21) н подставляя их
значения в (6-34), найдем;
А5 /
(6-35)
где а—-базовый линейный размер магннтопровода;
5= — плотности тока в рабочих и управляющих об-
мотках;
Я—отношение объемов стали для переменного и по-
стоянного магнитных потоков.
Коэффициент Я равен единице для д. н. с двумя
стержневыми, двумя броневыми н двумя тороидальными
244
сердечниками; для дросселей с одним броневым сердеч-
. ^ст-
ПИКОМ л = -----.
ст—
Выражение (6-35) можно выразить в виде:
a -% c2aw_, (6-36)
где и ez — коэффициенты, зависящие от типа магнн-
топровода д. н., его схемы и плотностей
тока в обмотках.
Величины плотностей тока в рабочей н управляющей
обмотках, обеспечивающих получение температуры нх
перегрева равной 50° С, значения коэффициентов С] п
е2, а также рекомендуемые значения ампер-витков
в зависимости от мощности дросселя приведены
в табл. 6-4. При указанных в таблице значениях aw^,
н 6= обеспечивается близкое к оптимальному ис-
пользование стали и меди.
Пользуясь кривыми рнс. 6-4—6-7 и данными, приве-
денными в табл. 6-4, можно производить расчеты д. н.
с точностью порядка 10%.
Для расчета д н должны быть заданы' режим рабо-
ты д. н. (стабилизация, регулирование), мощность д. н.
Рлр, на, максимальное и минимальное напряжение на за-
жимах рабочей обмотки д. и. (Ломакс и (7ДГмип, в, ма-
ксимальное значение тока в управляющей обмотке дрос-
селя /уMdIlC, максимальный и минимальный ток рабочей
обмотки д. н. /рмакс и /рмин, л, частота сети f, гц, напря-
жение сети С7(.етц}
Ниже приведен порядок расчета д. и., работающего
в схеме стабилизации напряжения. Особенности расче-
та д н_, работающих щ схемах регулирования тока, ука-
заны то ходу расчета дополнительно.
Расчет д. н. следует вести в следующем порядке:
1 В зависимости от заданной частоты выбираем ма-
териал для магннтопровода.
2 В соответствии с приведенными в § 3-6 рекоменда-
циями выбираем тип магнитол ров ода и его конфигура-
цию.
3. Пользуясь данными табл. 6-4. по заданному зна-
чению РДр находим предварительно величины и
с2 для выбранного материала магннтопровода.
245
Тигг магнито- провода 1 Материал магппгопро- пода Толщина ма- териала, Л14/ ......—1 Час гота се i и, Щ Расчетные ' коэффици- енты 1 Оптимальные значение
Мощность
до 20 L_ 15—25 6,0—5.5 2,5—2,4 0,021—0,022 0,075—0,07 20-Ж
1 _ 0.35 50 Д с3 25—32 5,5—4,0 2,4—2.0 0,022—0,023 0,07—0,061
вроневои с
денником ; стол боне. 6-4. 6-5\
Броне ной с одним сер- дечником (рис. 6-6) Э44 0,2 400 з_. д с» 10—12 6,6—6,1 3,3-3,0 0,023—0,024 0,074—0,071 12—16 6,1-5,5 3,0—2,7 0,024-0,026 0,071—0,06
Стержневой с двумя сер- дечниками (рис. 6-7) i ХВП 0,08 400 дссщ £'а 04 04 in гм со Tt С' ~ ill'1 ОС О'! IQ СД Tf 5= ю со 04 - - о О; 1 1 1 1 1 | 2 °- С |. S О
Примечание. Для д. п., работающих в режиме регулирова-
ния тока, найденное в табл. 6-2 значение соответствует
максимальному значению тока в рабочей обмотке.
4. По кривым рис. 6-4 —6-7 (в зависимости от вы-
бранного материала магннтопровода и заданной часто-
ты) определяем максимальное значение ампер-витков
подмагничивания (Ш0=.мако). соответствующее нижней
границе рабочего участка выбранной выше кривой
(ом. также рис. 6-8, а и б).
5. По формуле (6-36) определяем линейный размер
мапиитопровода а.
6. Находим максимальное значение (4 йВЛгакс)мп<с,
соответствующее верхней границе рабочего участка вы-
бранной кривой (рис. 6-8,а).
Примечание. Для д. н., работающих в режиме регулиро-
вания тока, искомая величина 4/гВмакс зависит от кратности цз-
менештя тока рабочей обмотки т —/Р.макс//р.мин- При т>3 рас-
четная величина 4 АВмакс соответствует нижней границе рабо-
246
Таблица 6-4
расчетных коэффициентов
дросселя Р 1рт urn
И—101 гоа— 2оч 21)0—400 400—1 МО 1 00'1-2 500
32—36 36-41 41—45 45—46 ,
4,0- 3,0 3,0 -2,7 2,7—2,6 2,6—2,4 - -
2,0— 1 ,7 1,7—1 ,4 1,4—1,3 1 — 1,3 —
0,024—0,026 0,026—0,027 0,027—0,028 0,028—0,03
0,061—0,062 0,062—0,07 0,07—0,074 0,074—0,077 —
16-19 19—24 22—25 25—30 30—35
5,5— 4,9 4,9—4,4 4,0—3,9 3,9—3,2 3,2—2,6
2,7—2,5 2,5—2,2 2,2—2,(1 2,0—1,7 1 7— 1 ,6
0,026—0,027 0,027- -0,028 0.028—0,03 0,03—0,032 0,032—0,033
0,06 0,00—0,068 0,068—0,074 0,074-0,077 0,074—0,077
12—14 14—16 16 20 20—25 25—32
7,0—6,0 6,0— 5,0 5,0-4,0 4,0—3,5 3,5—3,0
3,8—3,3 3,3—2,8 2,8—2,2 2,2—1,9 1,9—1,7
0,025—0,026 0,26—0,28 0,28—0,3 0,30—0.32 0,32—0,35
0,53—0,55 0,5л— 0,56 0.56—0,58 0,58—0,59 0,59-0,6
чего участка, т. е, минимальному значению (4А.!Вмаис)>:иНг а при
ш<2—его верхней границе, гг е. максимальному значению
(4АВмакс)макс (рИС. 6J8,6).
7Г Определяем объем стали магннтопровода д. и. по
формуле (6-30), подставляя в нее расчетные значения
и 4%5макс.
При м г.чан и е, Объем, найденный из (6-30), прсдставиясг
; обой объем стали для переменного магнитного потока.
8. По найденным выше значениям а и Уст.аКт из со-
ответствующих таблиц приложения находим типоразмер
магнитопровода, наиболее близкий к расчетному.
9. Если объем стали, найденный по табл, ПЗ-1, отли-
чается от расчетного более чем на 10%, то следует соот-
ветственно изменить величину и 'проверить после
этого величину 4&ВМЯ1;С по формуле (6-30).
10. Из таблиц приложения ПЗ-1 для выбранного ти-
поразмера магнитопровода находим длину средней маг-
нитной линии Zcr.
247
Примечание. Для магпитопроводов с одним пластинчатым
броневым сердечником длины средней магнитной линии для по-
стоянного (1СТ=) и переменного (/fiT—) потоков различны. По-
этому для этих .магнитопроводов находим в табл, 113-1 два зна-
чения длины средней магнитной линии (/ст_ и /ст-)-
11. Определяем общее число витков рабочих обмоток
по формуле
т
(6-37)
Примечания. 1. При использовании броневого магнитопро-
вода с одним сердечником в формуле (6-37) подставляется дли-
на средней линии для переменного магнитного потока.
2. При последовательном соединении рабочих обмоток число
витков одной обмотки равно половине найденного по формуле
(6-37) числа витков.
12. Определяем число витков управляющей обмотки
по формуле
Шу
аогС=миьс ^ст
7у,м ан с
(6-38)
Примечание. При использовании броневого магнитопровода
с одним сердечником в формулу (6-38) подставляется длина
средней липин для постоянного магнитного потока.
13. Пользуясь данными табл. 6-4, по заданному зна-
чению РДр находим величину рекомендуемых плотностей
тока в рабочих и управляющей обмотках и д=).
14. Производим конструктивный расчет рабочей и
управляющей обмоток д. н. на основании указаний, при-
веденных в § 4-4. При этом для определения изоляцион-
ных расстояний н испытательного напряжения исполь-
зуется заданная величина напряжения сети СЛ-ети.
15. Определяем омическое сопротивление обмоток
д. н. (гр и гу) в нагретом состоянии по формуле (4-42);
при этом температуру перегрева обмоток принимаем
равной 50° С. Специальной .проверки для определения
фактической температуры перегрева обмоток дросселя
насыщения обычно не производят, так как приведенные
в табл. 6-4 плотности тока обеспечивают получение за-
данного перегрева.
Пример, Необходимо рассчитать д. ц. для работы в схеме ста-
билизации напряжения по следующим данным; мощность д. н.
7’др=65 ва, напряжения на д. н. б'лр.манс —106 а; (7др.мип = 53 в,
248
ток в рабочей обмотке д. н. /р = 0,61 о, наибольший ток в управляю-
щей обмотке Д.макс = 0,3 и, частота сети / = 50 гц.
Порядок расчета.
1. Выбираем сталь магнитопровода марки Э12 толщиной пла-
стины 0,35 мм.
2. Выбираем магпитопровод броневой конструкции.
3. Из табл. 6-4 находим предварительно йД =32 а/см\ ci = 0,24;
сг=0,61.
4. По кривым рис. 6-4 для найденной величины определяем
предварительно «да=Макс = 25 а/см.
5. По формуле (6-36) находим линейный размер магнитопро-
вода
а = 0,24-32 4- 0,61-25 =-- 22,9 мм.
Принимаем ширину окна а = 25 мм и выбираем пластину Ш25.
6. По кривым рис. 6-4 находим:
(4&Вма[1С)маКе = 70 I03 гс (для дщ~ = 32 а/с.и).
7. Определяем объем стали магннтопровода д. н. по формуле
(6-30);
65-108
^ст.акт = 70-Юэ-32-50-0,91 58 С'1Л
8. Из табл. ПЗ-| выбираем магпитопровод Ш25Х16 с объемом
Усг =57,1 СЛ13; /ст — 21,4 см\ 15,7 елг, SCT = 3,64 см2.
9. Проверяем .максимальное значение величины (4й5ма[(С)манс по
формуле (6-30):
65-10s
(4ft 5 и а к с)м ai; с — . 57 | 50 — 71'10 ’С.
10. Проверяем минимальное значение (4й5ыакс)11ин по формуле
(6-31):
' 53
(4£ВМЙ1; Jmhh = '71 • 103 -= 35,5-10s гс.
Из рис. 64 видно, что оба крайних значения 4&Вма1.с находятся
в пределах рабочего участка кривой «шл,=32 а)см.
11. Определяем число витков одной рабочей обмотки (при после
Лователыгом соединении обмоток) ио формуле (6-37):
32-15,7
~ ~л <-1 ' ==: 820 витков.
F О, и 1
12. Проверяем величину максимального напряжения д. н. по
формуле (6-29)-.
Идр.маис ~ 71 • 10s-50-3,64 820• 10~ s = 106 в.
249
13. Уточняем величину я^гиакс но найденному значению
(4AjZ3^яке)мив 35,5• 10й гс (рис, 6-4)
аа?=макс = 22 а{см.
14. Определяем число витков управляющей обмотки по фор-
муле (6-38)1
22.21,4
Wv = ---fttj-- = 157 витков.
0, о
15. Из табл. 6-4 находим о~ = 4 ajMM2, 8= =2,0 а/лш2,
16. Производим конструктивный расчет рабочих и управляющей
обмоток д. н.
17. В результате расчета по п. 16 определим активные сопро-
тивления обмоток:
гр = [ 3 ом; гг = 37 ом.
ПРИЛОЖЕНИЯ
Основные свойства трансформаторных электротехни
Маркл Толщина ГОСТ,
cihjfh стали, мм ТУ
Удельный вес, 'С.И3 Удельное электросо* противление, 051 ммй/м Содержание кремния, %
Горячскага
ГОСТ
Э31 0,50 802-58 7,65 0.5 2,8—3,8
Э31 0 35 802-58 7,65 0,5 2,8-3,8
Э32 0,50 802-58 7,65 0,5 2 8—3,8
Э32 0,35 802-58 7,65 0,5 2 8—3,8
341 0,50 802-58 7,55 0,6 3,8—4,8
341 0,35 802-58 7,55 0,6 3,8--4 8
Э42 0,50 802 58 7,55 0,6 3,8—4,8
342 0,35 802-58 7,55 0,6 3,8—4,8
343 0 50 802-58 7,55 0,6 3,8—4,8
343 0,35 802-58 7,55 0.6 3,8—4,8
34 ЗА 0,50 802 58 7,55 0,6 3,8—4,8
Э43А 0,35 802-58 7,55 0,6 3.8—4,8
Холоднокатаные малотсксту
1 ГОСТ
33100 0,5 1 802 58 7,бо 0,5 2,8—3,5
33200 0,5 | 802-58 7.65 0,5 | 2,8—3,5
Холоднокатаные тексту
ГОСТ
3310 0,50 802-58 7,65 0.5 2,9—3,5
3310 0 35 802-58 7,65 0.5 2,9— 1,5
3320 0,50 802-58 7,65 0,5 2,9—3,5
Э320 0,35 802-58 7,65 0,5 2,9—3,5
3330 0,50 802-58 7,65 0,5 2,9—3,5
3330 0,35 802-58 7,65 0,5 2,9-3,5
ЭЗЗОА 0,35 802-58 7,65 0,5 2,9- 3,5
ХВП МТУ
гр. 1 '50 0,20 146-58
ХВП МТУ
гр. 2/50 0,20 146-58
П р и м е и а и и е. Удельный намагничивающий
ток должен быть при
252
ПРИЛОЖЕНИЕ ГЦ
Таблица П1-1
ческих сталей, применяемых при частоте 50 гц,
Магнитная индукция, гс, при напряженноеi и .магнитного ноля, al см Удельные потери (вт ьг], при магнит- ной индукции, г с
10 | S5 | 50 ] 100 | 300 10 000 | 13 000 | 17 000
не менее 4 | ре более
ные стали
14 600 15 700 17 200 19 400 2,00 4,40 —
— 14 600 15 700 17 100 1 9 200 1,60 3,60 —
.— 14 600 15 700 17 100 19 200 1,80 3,90 -—
— 14 600 15 700 17 100 19 200 1,40 3,20 —
13 000 14 600 15 700 17 000 19 000 1,55 3,50 -—
13 000 14 600 15 700 17 000 19 000 1,35 3,00 —
12 900 14 500 15 600 16 900 18 900 1,40 3 10 —'
12 900 14 500 15 600 16 900 18 900 1,20 2,80 —
12 900 14 400 15 500 16 900 18 900 1,25 2,90 —
12 900 14 400 15 500 16 900 18 900 1,05 2,50 —
12 900 14 400 15 500 16 900 18 900 1,15 2 70 —
12 900 14 400 15 500 16 900 18 900 0,90 2>0 - -
рованные стали
— 15 000 16 000 17 300 19 600 1,70 3,70
— 14 800 15 800 17 200 19 500 1,50 3,40 —
рованиые стали
16 000 16 000 17 500 17 500 18 300 18 300 19 100 19 100 19 800 19 800 1.25 0,80 2.45 1,75 3,20 2,50
16 500 18 000 18 700 1 9 200 20 000 0,95 2,10 2,80
16 500 18 000 18 700 19 200 20 000 0,70 1,50 2,20
17 000 18 500 19 000 19 500 20 000 0,80 1 75 2.50
17 000 18 500 19 000 19 500 20 000 0,60 1,30 ] ,90
17 000 18 500 Смо' 19 000 гри приме 19,500 1ание 20 000 0,50 1,Ю 1,2 1,4 1.60 1,8 2,0
В=15 0')0 гс не более 2,5 а/см. и при /3—17 009 гс не более 6 а!см.
253
Таблица П1-2
Основные свойства трансформаторных электротехнических сталей, применяемых
при частоте 400 гц
Марка Толщин t[ ГОСТ Удельный У целыгпе элсь грг)- Co держа- Магни i пая индукция, напряженное i *[ ьмг;ш i а1 см {?£), При ICC‘) [HJJK. Удельные потери, (tt/n/tr), при магнитной индукции, гс
ета,.|Н е I али, мм | ТУ ’ ,ier’ i e,c.MJ conpoiHU- jeiiHe, пне крем- ния, % 9 1 п 1 и- 7 гм | fil 00Э | 15 00Э
1 не пес не более
Э44 Э44 Э44 0,35 0,20 0,10 ГОСТ 802-58 802-58 802-58 7,55 7,55 7,55 Tops 0,57 0,57 0,57 пекан яца1 3.8—4 8 3.8—4,8 3,8—4,8 ст а ,’| ь 12 100 12 100 11 900 13 000 I 12 900 I 12 800 | 1 19 0 12,5 10,5 —
14 400 !4 200 14 000 10,7 7,2 6,0
Э340 0,20 ГОСТ 802-58 Х< 7,65 >л одно ката 0,47 цая текст 2,8—3,5 урованна я 15 000 ci а л ь 15 000 17 000 7,0 12,0
ХВП гр. 0/400 0,08 МТУ 146-58 _—, 7,5 18,0
ХВП гр. 1/400 0,15 МТУ 146-58 Смот ри примечание — 8,5 20,0
ХВП гр. 2/400 0,20 МТУ 146-58 10,0 23,0
Примеча кие. Удельный намагничивающий ток для стали ХВП при В —lOOQi! гс должен быть не бялее 0,5 а см для гр\п
пы 0/400; 0,6 а!см для групп 1/400, 2/400 и при й=15 0J0 гс не более 1,5 а;см. для группы 0,109; 2,8 а; см для групп 1/100, 2,400,
ПРИЛОЖЕНИЕ П2
Таблица П'2-l
Номинальные данные обмоточных проводов круглого сечення
1 [омпналь- ный диа- метр про- колоти по меди, жл Расчетное сечение, mjE Вес I м медной провело- КН, г Максима л t,;i ып наружный диаметр, мм 1 1 НСД 1 пэтксд
ПЭЛ ПЭВ-1 ПЭВ-2 пэлшо, ПЭЛ1ЛКО ПЭТВ-1 пэтв I II ЭЛ В') 1 1 ПБД
0 113 0,04 0,000706 0,00126 0,0115 (1,0144 0,04 0,05 - — ~— 1 г 1 — I г -
0,05 0,06 0,00196 0,00283 0,0175 0,025( 0,065 0,(175 0,085 0,(19 0,12 0,13 0,|Ю 1 — -
0,07 0,00385 0,0342 0,085 0,095 П, 10 о.ц О'. 10 - 1
0,08 0,00503 0,0447 0,095 0,100 0,1| 0,15 (1,11 _ 1
0,09 п.00636 <1,0565 0,105 0,115 (], 12 0,16 О.Р 1 1
0,10 0,11 0,12 0,00785 0,00950 0,01131 0,0698 0,0815 0,10! 0,12 0,13 (1,14 0,125 0,135 0,14-5 0,13 0.14 0,13 0,18 (1,10 0,2(1 0,13 0,1 1 0Д5 — 1 1 1 -
0,13 0,01327 0,1 ’8 0,15 0,155 0,16 0,21 0.IG 1 1 -
0,14 0,01539 0,137 11,16 0,165 0,17 0,22 0,17 I i
0.15 0,01767 0,157 (1,17 0,18 0J9 0,23 0,19 1
0,16 0,02011 0,179 11,18 ОДО 0,20 11,24 0.20 1 -
0.17 0,02270 0,202 0,19 0,20 0,21 0,23 0,2]
0,18 0,(12545 0,226 0,20 0,21 0,22 0,26 0,22
0.19 0,(12835 . 0,232 0,21 0,22 (1,23 0,27 0,23 I 1
0,2(1 0,2| (), 03142 0,034fi4 0.279 (1,308 0,223 0,235 0,23 0,21 0,2-! 0,23 0,29 6,30 0,24 0,25 I - i 1
0,23 '"04155 0,369 0,255 0,27 0,28 0,32 0.28 I
0,25 0,04999 (1,436 0.275 0,29 0,30 0,34 0,30
0,27 0,05725 0, Г>(Й 0,31 0.31 0,32 0,37 0,32
,0,29 0,06605 0,587 0,33 0,33 * 0.34 0,39 0,34
0,31 0,33 0.07548 0,1)8553 0,671 0,760 0,350 0,370 0,35 f 0.37 0,36 0,38 0,42 0,44 (1,36 0 38 J — 1 - -
0.35 № СП 0,09621 0,855 0,390 0,39 0,41 0,16 (i,'41 •> —
I
Продолжение 112-1
Нпминаль-1 НЫЙ ,1Иг|- метр про- волоки по меди, мм 1 Расчетное сечение, мм1 Все 1 м медной провело кп, г Максимальный наружный диаметр, мм
ПЭЛ ПЭВ-1 ПЭВ-2 пэлщо, ПЭЛШКО ПЭТВ-1 ПЭТВ ПЭ л во ПБД 1 псд ПЭТКС<)
0,38 0,41 0,44 0,47 0,49 0,1134 0,1320 0,1521 0,1735 0,1886 1,01 1,11 1,35 1,54 1.68 0,420 0,450 0,49 0,52 0,54 0,42 0,45 0,48 0,51 0,53 0,44 0.47 0 50 0,53 0,55 0.49 0,5j 0,55 0,58 0,60 0,44 0,47 0.50 0,53 0,55 0,56 0,59 0,62 0,65 0,67 0,61 0,64 0,67 0,70 0,72 0,65 0,68 0,71 0,73 0,70 0,73 (1,71- (1,79 0,81
0,51 0,53 0,55 0,57 0,59 0,2043 0,2206 0,2376 0,2552 0,2734 1,82 1,96 2,11 2,27 2,43 0,56 0,58 0,60 0,62 0,64 0,66 0,58 0,60 0,62 0,64 0,58 0,60 0,62 0,64 0,66 0,63 0,65 0,67 0,71 0,58 0,60 0,62 0,64 0,66 0.69 0,71 0,73 0,75 0,77 0,74 0,76 0,78 0,80 0,82 0,75 (1,79 0,81 0,83 0,85 0,83 0 85 0,87 0,89 0,91
0 63 0,64 0,67 0,69 0,72 0,3019 0,3217 г- 0,3526 0,3739 0,4072 2,68 2,86 3,13 3,32 3,60 0,67 0,69 0,72 0,7! 0,78 0,67 0,69- 0,72 0,74 0,77 0,69 0,72 0,75 0,7? 0,8 0,74 0,76 0,79 0,81 0,83 0,69 0,72 0,75 0,77 0,80 0,80 0,82 0.85 0 87 0 92 0,85 0.87 0,9!) 0 92 0,96 0,88 0.9) 0,93 0,95 0,99 0,94 0,96 0,99 0,01 1,08
0,74 0,77 0,80 0,83 0,86 0,4301 0,4657 0,5027 0,5411 0,5809 3,82 4,14 4,47 4,81 3,10 0,80 0,83 0,86 0,89 0,92 0,80 0,83 0,86 0,89 0,92 0,83 0.86 0,89 0,92 0,95 0,87 0.90 0 93 0.96 0,99 0,83 0,86 0,89 0,92 0,95 0,91 0,97 1,00 1,03 1,06 0,98 1,01 1,04 1.07 1,10 1,01 1,01 1,07 1,Ю 1,13 1,10 1,13 1,16 1,10 1,22
0,90 0.93 0,96 1,00 1,04 0,6362 0,6793 0,7238 0,7854 0,8495 5,66 6,04 6,44 6,98 7,55 0,96 0,99 1,02 1.07 1,12 0,96 0,99 1 ,(12 1,08 1,12 0,99 1,02 1,05 1,11 1,15 1.03 1,06 1.09 1,14 1,13 0,99 1,02 1,05 1.11 1,15 1.10 1,13 1,16 1,23 1,27 ( 1.14 1,17 1,20 1,29 1,33 1 17 као 1.23 1 29 1 ,3’4 1,26 1,29 1 .32 1,40
1,08 1,12 0,9161 0,9852 8,14 8,76 1,16 1,20 1,16 1,20 1,19 1,23 1,21 1,26 1.19 1,23 1,31 1,35 1.37 1,4| 1,37 1,41 1,48
17—2589
Продолжение П2-1
Номиналь- ный диа- метр про- волоки по меди, мм Расчетное сечение, мм3 Вес 1 м медной проволо* кп, г Максимальный наружный диаметр, мм
ПЭЛ ПЭВ-1 ПЭВ-2 ПЭЛШО, ПЭЛШКО ПЭТВ-1 ПЭТВ пэл во ПБД ПСД пэтксо
1,16 1.0568 9,40 1,24 1,24 1,27 1 ,30 1,27 1,39 1 ,45 1 45
1,20 1.1319 10,10 1,28 1,28 1 ,3| 1 ,34 1,31 1 ,13 1 49
1,25 1,2272 10,90 1,33 1,33 1 ,36 1.39 1,36 1,48 Г 54 К54 I 65
1,30 1,35 1,327 1,4314 11,80 12,70 1,38 1,43, 1,38 1,43 1,41 1 ,46 1,44 1,49 1 Д1 1.46 1,53 1,58 1,59 1,64 1.59 1,64 1,75
1,40 1,5394 13,70 1,48 1,48 1,51 1,54 1,51 1,63 1,69 1 ,74 1 79 1 69
1,45 1 ,5(1_ 1,6513 У, 7672 14,70 15.70 1,53 1,58 1,53 1,58 1 .56 1,61 1,59 1,66 1.56 1 ,61 1,68 1,73 1,74 1 79 1,85
1,56 1,62 1,9113 2,0612 17,И 18,30 1 ,64 1.71 1,64 1,70 1.67 1,73 1,72 1,67 1.73 1.79 1.85 1Д5 1,9! 1,85 1,91 1,96.
1,68 1.74 1 .81 1,88 1,95 2.217 2 378 2,776 2,987 19,7 21,10 22,9 24,7 26,5 1,77 1,83 1,99 1,97 2,04 1,76 1,82 1 ,9 1,97 2,04 1.79 1,85 1,93 2,00 2,07 I 1 i 1 1 1,79 1 ,85 1 ,93 2,00 2,07 1,92 1,98 2,® 2,12 2,1-9- 1,98 2,01' -2.il 2,18 1,98 2,04 2,11 2,18 2,25 —
2,02 2,10 2,26 3,2® 3,464 4,012 28,5 30,80 35,7 2,(2 2,20 2,36 2.11 2,20 2,36 2,14 2,23 2,39 1 1 1 2,14 2,23 2 39 2,26 2,34 2,32 2,40 2 62 2,32 2,40 —
2.44 2,63 4,676 5,433 41.6 2,54 2,5'1 2,57 2.57 — 2 80 4 2,80 —
— — —— 2,99 2,99 .
2,83 6,290 3,19
3,05 7,306 — — 3,|9 —
3,28 3,53 8,450 9,787 — — — — — 3.42 3,65 3,42 3, Вз *—
3,80 11.34 — — — — — — .3,90 4,17 3,90 4,17
4,10 4,50 4,80 13,20 15,90 18,10 — — — — - — 4.47 4,88 4,47 4,88
5,20 21,24 — — — — — — 5,18 5,53 5,18 —
Таблица типовых броневых
Спра
Активная пло- щадь сечения среднего стержня, см'2 Средняя дли- на магнитной силовой ли* НИИ, см -
Обозначение магпитопро- водя Размера, мм 0,2 мм 0,35 мм Трапе- форма- тор и сгла- жиидю- щнй дрос- сель Дрос- сель ЦДСЫ“ щслия (*С т = то же что и для сглаж ДР-)
а h С С Н Ь s 1 ст ант ^ст ‘с:-"
Ш 09X09 12 9 22,5 9 36 31,6 9 12 0,69 0,92 0.74 0,98 7,72 5,64
Ш 12X10 12 16 20 '25 32 12 30 12 48 42 10 12 16 20 25 32 0,92 1,23 1,63 2,04 2,55 3,26 0,98 1,31 "1,75 2,18 2,73 3,49 10,03 7,31
Щ 16X10 12 16 20 16 40 16 64 56 (0 12 16 20 1,22 1,63 2.18 2,72 1,31 1,75 2,33 2,9) 13,7 10,04
258
ПРИЛОЖЕНИЕ Пз
Таблица ПЗ-Е
пластинчатых магнитопроводов
вочные величины
Сече* ние сталих Xсече- ние окна, с.и1 Активный объем магнито- провода, смъ Вес магни- топровода, г Количество плдетин, Н[Т + Ориентировоч- ная мощность трансформа- тора
Сглажива- ющий дроссель Дроссель нлсысйения 0,2 мм 0,35 мм 0,2 мм 0,35 ММ f=50 гц f=400 гц
0,2 лии^0.35л*-и 0,2 мм 0,35 мм
т‘%к V ст акт V ст 4ак т G СТ К Р,
1,62 5,32 5,71 3,89 4,17 40 45 38 23 2,0 16
2,16 7,1 7,56 5,18 5,52 45 60 51 31 2,5 20
4,3 9,22 9,82 6,86 7,38 78 90 42 26 5,0 35
5,2 12,34 13,14 9,26 9,86 100 110 51 31 5 5 45
6,8 16,35 17,55 12,3 13,2 130 140 68 42 7,0 55
8,6 20,46 21,86 15,4 15,4 170 180 8.5 52 8,5 65
10,8 25,58 27,38 19,2 20,6 210 230 106 65 10,0 80
13,7 32,7(1 35,0 24,6 26,3 270 280 136 83 12,0 95
10,2 16,7 17,95 12,25 13,15 145 156 42 26 10 9'0
12,1 22,3 24,0 16,35 17,55 189 199 51 31 11 103
16 6 29,9 32,0 21,9 2,3,4 240 260 68 42 20 130
20,5 37,3 39,8 27,3 29,2 300 320 85 52 26 150
259
Сира
Активная пло- щадь сечения среднего стержня, ел*2 Средняя дли- на магнитной силовой ли-
НИР j см
Обозначение магпитопро- вода Размеры, мм 0,2 .ян 0,35 мм Транс- форма- тор и сгла- жива- ющий дрос- сель Дрос- сель насы- щения (^с т = то же что и ДЛЯ еглаж. ДР)
а h с н h ^ст.а |Г т ^ст /с
25 25 3,40 3,64
32 — —- ——. 32 4,35 4,66 — —
40 — — - • — V- 40 5,44 5,82 *— —
III 20X12 12 2,04 2,18
16 —- — .— — — 16 2,72 2 91 —
20 —_ — .— . — 20 3,40 3,64 — —
25 2') 50 20 70 25 4,25 4,55 17,11 12,56
32 — .— - — 32 5,44 5,82 — —
40 — — .— .— — 40 6,80 7,28 — —
50 — — — 50 8,50 9,10 — —
III 25X16 16 3,40 3,64
20 — — — — — 20 4,23 4 56 —
25 — — 25 5,31 5,68 — - —
32 9.г1 62,5 |00 87,5 32 6,80 7 28 21,4 15.7
40 - — — — .—- 40 8,5(1 9, Ю -• - .—
50 - — 50 10,6 11,4 -- - —
64 — — — — 64 13,6 _ 14,5 — —
ПТ 32x20 20 5,44 5,32
2,5 — — — 4- - 25 6,80 7,28 — —-
32 — — — 32 8,70 9,32 . —
40 32 80 32 128 112 40 10,88 11,6,5 27,4 21,1
50 — — — — 50 13,6 14,56 , —
64 -— — — 64 17,4! 18,63 — —
80 11— — — — — 80 21,76 23,29 — —
Ш 40x25 26 8,5 9 10
32 .— — - 32 10,88 11.65 —•
40 — — - — - —. — 40 13,6 14,56 — —’
50 40 । т 40 160 140 60 17,0 18,2 34,3 25,4
64 4— * г — — — 64 21.76 23,29 —
80 — .— * г —. 80 27,20 29,12 * —,
100 — — — —' 100 34,0 36,40 — —
Примечания; 1. Мощность трансформатора рассчитана для пластин
ной 0,2 мм (при частоте сети 400 гн); температуры перегрева 50° С.
2, Вее и активная площадь сечения магннтопровода рассчитаны при коэффи
ной 0,35 мм
260
Продолжение табл. ПЗ-1
ночные величины
Сече- ние с та лих Хсече- ние окна, см1 Активный объем магпи- топровода, смъ Вес: магип- товровида, г Количество пластин, шт- Ориеитираиоч- ная мощное гь трансформа- тора
Сглажива- ющий дроссель Дроссель насыщения 0,2 мм 0,35 мм 0,2 мм 0,35 мм /-59 гц 400
0,2 мм 0,35 мм 0,2 мм 0,35 мм
° СТ°ОК VCT .а к т V *с т акт С С Т
25,6 46,6 49,8 34,1 36,5 370 409 106 65 30 170
33 6 59,6 63,8 43,7 46,8 470 510 136 83 34 200
41 74,5 79,6 54,5 58,5 591 630 170 104 40 239
24 35,0 37,4 25,6 п~,1 280 300 51 ,31 25 170
32 46,7 50 34,2 36,6 380 400 68 42 ,32 200
40 58.3 62,4 42,7 45,7 470 500 85 52 40 230
50 72,9 78,1 53,4 57,1 593 620 106 65 48 250
04 93,2 99,8 68,3 73,1 750 890 136 83 60 303
89 116,2 125 85.4 91,5 940 990 170 104 70 400
100 143,7 156,2 106,5 114,1 1 150 1 240 212 130 85 450
62 5 72,7 77,9 53.4 57,1 580 620 68 42 60 ,390
78 90.9 97,4 66.7 71,5 720 770 85 52 70 400
97,6 11,3,8 121,8 83,5 88,2 900 970 106 65 85 ,г,4()
125 145,5 156,0 107,0 114,2 1 160 1 230 136 83 105 690
156 182,0 195.0 133,5 143,0 1 440 I 5 360 170 104 1.30 700
195 227 244 166,5 179,0 I 8)0 1 930 212 130 160 8(10
259 291 310 2|4,0 228,0 2 $10 2 470 272 166 190 850
164 |49 159,5 109,0 117,0 1 180 1 270 85 52 130 600
205 186,2 199,3 136,5 146,0 1 480 I из 65 160 74()
261 238,5 255-5 174,5 187,0 1 890 2 020 1,36 83 200 900
328 298 319,0 220,0 234,0 2 370 2 530 |70 104 240 1 000
410 373 399,0 273,0 292,0 2 95(1 3 170 212 1,30 300 1 200
522 477 510,0 350,0 374,0 3 790 4 040 272 16'6 390 1 400
656 596 610,0 436,0 468,0 4 73() 5 070 340 208 450 1 690
400 291,5 312 216,0 231 ,0 2 310 2 470 106 6з 300 1 250
512 372,6 400 277,0 296,0 2 960 3 160 136 83 400 1 400
640 466 500 346,0 370,0 3 700 3 960 170 104 430 1 650
800 58,3 625 4,32,0 462,0 4610 4 950 212 130 БоО 2 01)0
1 025 746 800 552,0 592,0 5 ЭЮ 6 320 272 166 680 2 400
1 280 932 998 690 0 740,0 7 390 7 920 340 208 850 2 500
I 600 1 166 1 250 864,0 925,0 9 240 9 860 425 260 950 3 000
из стали Э42 толщиной 0,35 мм (при частоте
сети 50 гц) и
иа стали Э44 толщи-
циентау заполнения 0,85 для стали толщиещй 0.2 мм и 0,91 дли стали толщи*
26b
Таблица ПЗ-2
Таблица типовых броневых ленточных магнитопроводов
Обозначение ^яагнитопро вода Размеры, мм Справочные величины
Лктияная площадь сечения магнито- проволд, Средняя длина магнитной силовой липни, см Сечение сталпхна сечение окна, см1, Активный объем магнито- Прово да, см3 Вес магии* топро- водя, г Ориентировочная мощ- ность трансформа- тора, еа
/=50 гц 7=400 гц
а 1 ‘ 1 с 1 с 1 « 1 ‘ с с т.аи т 'ст $ С T-Soi; Уст.акт «ст SPS
ШЛ ЮхЮ 10 0,87 2,50 7,4 57 37
12,5 10 25 10 40 35 12,5 1,09 8,5 3,12 9,26 71 fV 47
16 — — .— н* — 16 1,39 — 4,0 11,8 91 — 56
20 — — — 20 1,74 — 5,0 14,8 ИЗ — 67
ШЛ 12X12,5 12,5 1,31 5,4 13,36 100 9 80
16 12 30 12 48 42 16 1,68 10,2 6,9 17,1 130 10 94
20 — — 20 2,10 -—. 8,7 21,4 165 13 112
25 W- — — — —* 25 2,63 — 10,8 26,8 205 16 135
-ШЛ 16X16 — 1G 2,24 — 16,6 30,46 235 20 158
' 20 16 40 16 64 56 20 2,80 — 20,5 38,1 295 26 195
25 — — —. 25 3,50 13,6 25,6 47,6 370 33 250
32 — - — — — 32 4,50 — 32,6 61,2 470 43 300
ШЛ 20X20 ,—. 20 3,50 .— 40,0 59,9 460 54 330
25 20 50 20 80 70 25 17,1 ад. Ш5.2 575 68 380
32 — 32 5,60 — 64,0 95,8 735 86 450
40 — - — — - - 40 7,10 — 80,0 121,4 920 110 510
ШЛ 25X25 . — 25 5,50 — 98 117 900 135 610
32 25 62,5 25 100 87,5 32 7,10 21,3 125 151,2 1 150 170 730
40 - , — • н* 40 8,80 — 156 187,4 1 440 210 810
50 — — - — — 50 11,0 — 195 234 1 800 260 990
ШЛ 32X32 - — —. 32 9 ДО — 261. 284,4 1 900 310 1 200
40 32 80 32 128 112 40 НГЗО 27,3 328 308,5 2 370 390 1 400
50 ,— .— 50 14,20 — 410 388 2 970 490 1 650
64 — — - — — 64 18,10 — 523 494 3 800 680 1 940
’ШЛ 40Х4<3 — — 40 14.20 — 640 486 3 720 690 2 200
50 40 100 40 160 140 50 17,70 34,2 800 605 4 650 850 2 500
64 — — — -— 64 22,70 -— 1 025 776 5 960 1 000 3 000
80 — — — -— — 80 28 40 — 1 280 971 7 430 1 200 3 500
Примечания: 1. Мощность трансформатора рассчитана для лепты из стали ХВП, температуры перегрева 50“ С, коэф-
фициента заполнения окна магнитопровода медью от 0,2 до 0,35 в зависимости от типоразмера.
5? 2. Вес и активная площадь сечения магнитопровода рассчитаны при коэффициенте заполнения 0,9.
Таблица ПЗ-З
Таблица типовых стержневых ленточных магнитопроводов
Обозначение маГ1[Итопровода Размеры, мм Справочные величины
Активная площадь сечения магннто- провода, смг Средняя длина маг- нитной силовой лицин, см Сечение сталнхсе- чение ок* па, см1 Активный объем стали, см* Вес Магнито- провода, г Ориентировочная мощность транс- форматора, еа
f=50 f=400 гц
а Ь с С я * 1ст Т 0 1, V с т .акт ®ст
ПЛ 10X12,5 20 40 20 ,—, 9 6 3.1 10,56 81 7,5 46,5
25 10 12,5 12,5 32,5 45 25 1,1 10,6 3,9 11,65 89 8,8 52
32 — — — .—. 52 32 —- 11,6 5,0 12,76 98 10,6 60
40 — —~ — 60 40 — 13,6 6,3 14,95 114 12,5 73
ПЛ 12,5X16 25 — — —1> — 50 25 — 12,0 8,0 21,2 163 13,5 91
32 12,5 16 16 41 55 32 1,77 13,4 10,2 23,7 182 16 ПО
40 —- —- —- — 65 40 — 15,0 12,8 26,6 203 19 130
50 — — — — 75 50 — 17,0 16,0 30,1 230 22 156
ПЛ 12,5X25 30 55 30 13,8 18,7 38,1 292 28 200
40 12,5 25 20 45 65 40 2,76 15,8 25 43,6 334 35 248
50 .—. — .—- 75 50 — 17,8 31 49,1 376 44 300
60 — — — — 85 60 — 19,8 37,6 54,6 418 55 340
'ПЛ 16X32 40 — — —. — 72 40 — 18,0 51 81,7 620 70 430
50 16 32 25 57 82 50 4,54 20,0 64 90,8 690 90 510
65 — — ,—, — 97 65 —• 23,0 83 Ю4,4 795 115 620
80 — — — — 112 80 — 26,0 102 118 900 145 730
ПЛ 20X40 50 — — — — 90 50 .—. 22,7 128 161,2 1 230 180 860
60 20 40 32 72 100 60 7,1 24,7 154 175,4 1 350 220 980
80 — — — 120 80 — 28,7 205 204,0 1 550 280 1 220
юо — — — — 140 100 — 32,7 256 232,0 1 770 350 1 450
ПЛ 25X50 65 — — 115 65 — 28,8 325 320,0 2 440 420 1 840
80 25 50 40 90 130 80 11,1 31,8 400 353,0 2 700 500 2 150
100 —- .—. — — 150 100 -— 35,8 500 397,0 3 040 620 2 600
120 — — — — 170 120 — 39,8 600 442,0 3 380 740 2 800
ПЛ 32X64 80 -—, — ,—. 144 80- 36,0 820 655,4 5 000 1 000 3 500
100 32 64 50 114 164 IQ0 18,2 40,0 Ю?5 _722,0 5^00 1 200 4 000
130 — * — — 194 130 '— 46,0 ' 1 ЗЛО 837,0 6 480 1 400 4 800
160 — — — — 224 160 — 52,0 1 640 946,0 7 250 1 750 5 600
ПЛ 40X80 100 — —. — 180 100 — 45,3 2 050 1296,0 9 900 2 400 6 450
120 — — — — 200 120 — 49,0 2 460 1400,0 10 700 2 800 7 700
160 40 80 64 144 240 160 28,6 57,3 3 260 1670 12 500 3 500 9 000
200 — — — — 280 200 — 65,3 4 Ю0 1870,0 14 300 4 200 10 000
Примечания: I. Мощность трансформатора рассчитана для ленты из стали ХВП, температуры перегрева 50° С, коэф-
tc фнцнента заполнения окна магннтопровода медью от 0,2 до 0,35 и зависимости от типоразмера.
р 2, Вес и активная площадь печения магннтопровода рассчитаны при коэффициенте заполнения о,9
Таблица ПЗ-4
Таблица типовых тороидальных ленточных магиитоироводов
Обозначение магнитопровода Размеры, мм Справочные величины Ориентировочная мощность трансфор- матора, ва
Активная площадь сечения магнито- провода, см2 Средняя длина магнитной силовой линии, см Сечение сталихсе- чение окна, с.и* Активный объем маг- нитол ро- , пода, см5 Вес магнито- провода,
f=50 гц f=400 гц
d а ь ° ст.акт 'ст С I 0 И V г СТ-ЙКТ т SP2
ОЛ 16/26 6,5 6,5 0,28 — 0.66 1,82 14,2 0,48 7.0
8 16 5 8 26 0,35 6,5 0.80 2,28 17,6 0,6 8,8
10 — — 10 — 0,43 — 1 ,00 2,8 21,6 0,73 10,1
12,5 — — 12,5 - 0,54 —► 1,36 3,51 27,1 0,92 13,6
ОЛ 20/32 8 .—. 8 — 0,42 — 1,50 3,4 25,0 1,2 16,9
10 20 6 10 32 0,52 8,1 1,86 4,21 32,2 1,4 20,8
12,.5 .— 12,5 .— 0,65 —• 2,32 5,26 40,3 1,8 26,0
16 — -— 16 — 0,84 3,00 6,8 52,0 2,3 33,7
О Л 25/40 10 — 10 0,66 3,67 6,73 51,2 2,9 38
12,5 25 7,5 12,5 40 0,82 10.2 4,60 8.36 64 3,7 47
16 — -— 16 — 1.05 —- 5,90 10.7 82 4,7 60
20 —- — 20 -— 1,30 —. 7,35 13,26 102 5,8 75
25 — — 25 — 1,64 — 9,18 16,73 128 7,3 94
ОЛ 32/50 16 — — 16 — 1,2? - 11,5 16,25 125 9,3 120
20 32 9,0 20 50 1 ,58 12,8 14,4 20,2 156 11,6 149
25 — — 25 — 1 ,98 .—. 18 0 25,3 194 14,6 187
32 — — 32 — 2,54 — 23,0 32,5 249 18.7 240
ЮЛ 40/64 20 — — 20 — 2,12 30 34 G 264 24,0 278
25 40 12 25 64 2,64 16,3 38 43 329 30 1340
32 — — 32 —- 3,38 — 48 55 1 421 39 444
40 — — 40 — 4,23 — 60 68.9 527 49,5 515
ОЛ 50/80 25 — — 25 — 3,32 75 67 7 518 58,5 550
32 50 15 32 80 4,25 20,4 94 86.’6 663 75 660
40 —- 40 — 5.31 - — 118 108,0 829 93,5 825
50 — 50 — 6.64 — 148 135 1 035 117 1 030
ОЛ 64/100 32 — 32 — 5,10 — 187 131,5 1 010 148 1 300
40 64 18 40 100 6,40 25.8 232 165,0 1 265 186 1 630
50 -—’ — 50 — 8,00 .—. 290 206,0 1 580 233 2 040
64 — — 64 — 10,20 — 370 264 2 020 293 2 300
О Л 80/128 40 — — 40 — 8,5 482 277 2 120 340 2 500
50 — — 50 — 10,7 603 350 2 670 428 2 650
64 80 24 64 L28 13,7 .—. 775 446 3 420 548 3 340
80 — — 80 — 17,1 32,6 965 ооб 4 250 685 4 170
П р и м е ч а н и я: 1. Мощность трансформатора рассчитана для ленты из стали ХВП, температура перегрева 50° С, коэф-
™ фициент заполнения окна магнитопровода медью от 0.2 до 0.35 в заносимости от типоразмера.
'Ы 2, Вес и активная площадь сечения магнигопровода рассчитаны при коэффициенте заполнения 0,9.
ПРИЛОЖЕНИЕ П-4
ДАННЫЕ НЕКОТОРЫХ ЭЛЕКТРОИЗОЛЯЦИОННЫХ
МАТЕРИАЛОВ
1. Бумаги и картоны
Телефонная бумага (ГОСТ 3553-47) выпускается четы-
рех марок; наиболее ча|сто применяется марка КТН. Толщина бума-
ги 0,05 лш, ширина леи ты -н рулоне 500 мм. Оптовая цепа 27 кол.
за 1 кг.
Кабельная б ум а г а .(ГОСТ 645-41) выпускается трех ма-
рок: К-08, KJI2, К-И7. Первые две марки применяются 'чаще. Толщи-
на бумаги соответственно 0,08; 0,12 и 0,17 мм. Ширина ленты в ру-
лоне 500 и 750 мм. Оптовая цена бумаги К-08 24 ko.ii., К-12 20 коп.,
К-17 19 коп. за I кг.
Конденсаторная бумага (ГОСТ 1908-57) выпускается
двух марок; КОН-1 и КОН-11. Толщина бумаги 5; 6; 7; 8; 10; 12; 15;
22; 30 -ИА* (марка КОН-1 от 7 до 30 мк). Конденсаторная бумага вы-
пускается в бобинах шириной от 12 до 750 мм.
Пробивное напряжение ца переменном токе при частоте 50 aq
в зависим ости от толщины бумаги для марки КОН I от 275 до
475 г? и для КОН-1 [ от 250 до 560 в.
Оптовая цена .конденсаторной бумапи марки КОП-Г толщиной
от 7 до 22 мк 5 р. 25 к.— I р. 47 к. в зависимости от толщины мар-
ки; КОН-П толщиной от 7 до 22 мк 5 руб.— I р, 42 к. за 1 кг.
Изоляционная пропиточная бумага (ГОСТ 3441-55)
выпускается трех марок: И'П-50, ИП-63, ИП-75, Наиболее часто
применяются первые две марки. Толщина бумапи ИН-50 0,09 лл,
ИП 63 0,11 мм. Ширила рулона I 000 и I 500 мм.
Электрическая прочность бумаги при частоте 50 гц не менее
5 квэфф/щщ.
Оптовая цена пропиточной бумаги |в зависимости от марки
24 коп—27 коп. ва Ц кг.
М и к а л е.н тн а я бумага (ГОСТ 6500-эЗ) выпускается в ру-
лонах шириной 450 или 900 мм, средняя толщина бумаги 2()±3 мк.
Электроизоляционный картон (прессшпан) выпу-
скается марок ЭВТ; ЭВС; ЭВ (ГОСТ 2824-5G). Толщина картона
0,1; 0,15; 0,20; 0,30; 0,40; 0,50; 4,0; 11,5; 2,0; 2,5; 3,0 мм. Картон тол-
щинами 0,10—0,8 мм выпускается в ролевом виде и толщинами
1,0—3,0 мм и листовом виде,
Электрическая прочность картона ЭВ после сушки II кв/мм
рулонного и 8—10 кв/мм листового.
Предельная рабочая температура для непропитанлых картонов
4-90° С, для пропитанных лаками + 105° С,
Оптовая цена картона ЭВ ролевого в зависимости от толщины
44 коп. — 35 коп. за 1 кг, листового независимо от толщины 35 коп.
за I кг.
2. Органический текстиль
Ленты изоляционные хлопчатобумажные (ГОСТ
4514-48) выпускаются следующих видов: киперная, тафтяная, мит-
калевая и батистовая.
268
Химерная лента 'изготавливается толщиной 0,45 мм, шириной
12; 45; 20; 25; 30, 1,35; 40 мм. Миткалевая лепта — толщиной 0,22 мм,
шприпой 1,2; Ц6; 20; 25; 30; 35 мм. Батистовая.— толщиной 0,12 ,н
0,16 мм, шириной 12; 1|6; 20 мм.
Оптовая цена каперной ленты от 65 коп. до I р. 90 к. (в зави-
симости от ширины ленты); миткалевой ленты от 65 коп. до 1 р. 40 к.;
батистовой от 90 коп. до 1 р. 24 к. за 100 м.
3. Пропитанные волокнистые материалы
Электроизоляционные лакоткапи выпускаются бо-
лее 25 марок, из них наибольшее применение нашли следующие
лакоткапи:
1. Светлая шелковая (ГОСТ 2214-46) ЛШ1 (0,10; 0,15 ли:);
ЛШ2 (0,08; 0,10; 0,12; 0,15 мм), ЛШС1 (0,12 мм). Ширина лако-
TKairti от 700 до 1 000 мм.
Электрическая прочность лакоткани в исходном состоянии (сред-
нее значение) марки ЛШ] 50 кв^мм, ЛШ2 36 кв)мм-, ЛШС1
64 яа/льи.
Рабочая температура до +105° С.
Оптовая цена лакоткани ЛШ|1 I р. 30 ,к.—2 р. 40 к. за 1 м
в зависимости от толщины; ЛП.12 2 р. 33 к.— 2 р. 38 к.; ЛШС1
2 р. 40 к. за 1 м.
2. Светлая капроновая (ВТУИК 70-57) ЛК-4 (0,Г5лш),
ЛК“й (0;12; 0,115 мм). Электрическая прочность капроновой лакотка-
пи соответствует электрической прочности шелковой лакоткани мар-
ки ЛШ-il и ЛШ-2.
3. Светлая стек л олакоткань марки ЛС-2 (0,08 мм)
(ВТУ ИК 71-57), СЛТ-3 (0,12; 0,15; 0,17; 0,20; 0,24 лили) (ТУОИИ
503.063-55).
Электрическая прочность стекиолакоткани ЛС-2 |соотвегствует
электрической прочности лакоткани ЛШ-2; СЛТ-3 соответствует ЛХ2
(22 кв/мм в исходном состоянии).
Рабочая температура до -4-1105° С.
4, К о е м н и и о р г а и п ч е с к и е стекло л а к о т к а и и
ЛСК-1, ЛСК-2 (0,12; 0 15; 0 20 лея) (ВТУ МЭП ОАА.503.014-53);
ЛСК-7 (0,04; 0,06; 0,11; 0,15 .и.и) (ВТУ МЭП ОАА 503.022-53).
Электрическая прочность стеклолакотканн в исходном состоянии
в зависимости от толщины для марки ЛСК.-4 20—22 кв)мм; для
марки ЛСК-2 21—30 ке/льи; для марки ЛСК-7 23—33 кв/мм.
Рабочая температура до -р180°С.
Оптовая цена стеклолакотканн марки ЛСК-7 4 руб. — 6 р. 20 к.
за 1 At (в зависимости от толщины лакоткапи).
Электроизоляционные лакированные трубки
(лакированные чулки) разделяются па два вида: хлопчатобумаж-
ные, лнноксиповые трубки (ВТУ МЭП ООА 503.020-53, ВТУ Рос-
промсовета № 7, 1951 г,) и лакированный стеклочулок (ВТУ ОАА
503.024-53).
Лакированные трубки выпускаются отрезками от 250 до
I 000 мм. Внутренний диаметр линомсиновых трубок 1,0; 1,5; 2,0;
2,5; 3,0; 3,5 мм ( толщина стенки 0,7 лм:); 4,0 мм (толщина стенки
0,8 мм)-, 4,5; 5,0; 6,0 мм (толщина стенки 0,9 ил:); 7,0; 8,0; 9,0; 10,0;
12,0 мм (толщина стенки 1,0 л:.и). Внутренний диаметр стеклочулка
1,0; 2,0; 3,5, 5,0; 6,0; 8,0 лы: (толщина стенки 0,25 лм:).
269
Среднее пробивное напряжение в исходном состоянии для лй-'-
ноксиновых трубок 5 кв (не менее), для стеклочулка 4 кв (не ме-
нее) .
Рабочая температура для л ин оксиновых трубок до у-105° С, для
стеклочулка до 180° С,
Оптовая цена линоксиновых трубок в зависимости от внутрен-
него диаметра от 40 руб. до 170 руб. за 1 000 м.
4. Слоистые пластики
Г е т ии а к с электротехнический листовой (ГОСТ
2718-54) выпускается И марок, из ник наиболее применяемые мар-
ки Б, В и Г (при использовании для нормальной частоты),
Гети'вакс изготовляется листами размером не мецее 450X600мм.
Рекомендуемые толщины листов: 0,2; 0,3; 0,5; 0,8- 1,0; 12- 15;
2,0; 2,5; 3,0; 3,5; 4,0; 5,0; 6,0; 8,0; 10; 12; 14; 15; 20; 25; 30 мм (для
марки В), Гсти.накс .марки Г выпускается толщиной от '5,0 мм и
далее, как гетинакс В,
Эффективное значение испытательного напряжения при воздей-
ствии в течение 5 мин после предварительной подсушки при +70а С
н течение 4 ч и выдержки при +20° С в течение 6 ч составляет
16 —.17 кв.
Рабочая температура от —60 до +405° С.
Оптовая цена гетинакса марки Б—1 р. 08 к,; марки В—от
80 коп. до 59 коп, в зависимости от толщины листа; марки Г —
63 коп, за 1 кг.
Текстолит листовой электротехнический (ГОСТ
2910-54) выпускается 5 марок, из них наиболее применяемые мар-
ки А, 'Б и ВЧ.
Текстолит изготавливается листами размером не менее
450X600 мм.
Рекомендуемые толщины листов: 0,5; 0,8; 1,0; 1,5; 2,0; 2,5; 3;
4, 5; 6; 8; КГ 12; 15, 18, 20, 25, 30, 35, 40 п 50 мм.
Средняя электрическая прочность при +90° С после предвари-
тельной подсушки при +70г’С в течение 4 ч и выдержки при +20° С
в течение 6 ч составляет 5—8 квЭфф/лш.
Рабочая температура от —60 до +105° С,
Оптовая цена текстолита в зависимости от толщины листа;
марки А 'от 3 р. 50 к, до 2 р, 95 к,; марки Б от 4 р. 70 к. до
3 р, 20 к,; марки ВЧ от 9 р. 10 к. до 8 р. 75 к. за 1 кг.
5. Материалы прессовочные
Материалы прессовочные (фенопласты) (ГОСТ 5689-51) -разде-
ляются на три типа, к каждому типу относится несколько марок.
Наиболее применяемые марки, К-18-2; КАЮ-2; Kl21-22.
Удельный вес не более 1,4 а/с.-и3.
Теплостойкость по Мартенсу не менее 110° С для марок К-18-2
и К-20-2 и не менее 100° С для марки К-21-22.
Удельное поверхностное. электрическое сопротивление не менее
1 * 10э о,и для марок К-18-2. К-20-2 и не менее 1 - 10'а для марки
К-21-22,
Удельное объемное электрическое сопротивление не менее
1 109 ом для марок К-18-2; К-20-2 и нс менее 5-Ю12 для марки
К-21-22.
270
Средняя электрическая прочность при частоте 50 гц ine MtMtce
10 кв/мм для марок К-18-2; К-20-2 и не менее 13 кв/мм для мар-
ки К-2К22.
Оптовая цена марок К-18-2 1 р. 25 к. за 10 кг; К-21-22—
4 р. 65 к, за 10 кг; К-20-2—3 р, 75 к. за 10 кг.
Материал прессовочный ф е и о л ь н о а и и л и но-
формальдегидный (ТУ МХП 1385-47) марки К-211-3 имеет
удельный вес не более 1,9 г/см3.
Теплостойкость по Мартенсу не менее 160° С.
Удельное поверхностное электрическое сопротивление не ме-
нее 1—10й ом.
Удельное объемное электрическое сопротивление не менее
1 - 1014 ом • см.
Средняя электрическая прочность при частоте 50 гц ие мепее
12 кв/мм.
Материал прессовочный (ТУ МХП 3462-52) марки К-115-35 при-
меняется двух типов: типа А и типа Б.
Удельный вес прессовочного материала 1,75—1,9 г/см3.
Теплостойкость по Мартенсу не менее 118° С для типа А и не
менее ]гЦ5° С Для типа Б
Удельное поверхностное элек[рическо? сопротивление не менее
1 1014 ом для типа A in не мецее 5- Ю[3 для типа Б.
Удельное объемное электрическое сопротивление нс мепее
1 10й ом • см для марки А ц нс. сменен 5 • 10[3 ом см для .марки Б.
Электрическая прочность при частоте 50 гц не менее 17 кв/мм
для марки А и ио менее 16 кв/мм для марки Б.
6. Э лектроизо ляци он ная пленка ,и з фторопла-
ста-4 (Вр ТУ МХП М-461-55) выпускается в виде лент шириной
от 12 до 90 мм; толщина ленты от 20 до 200 мк.
Применяемые марки — ориентированная и неориентированная.
Электрическая прочность .при испытании постоянным током:
ориентированной пленки не менее 100 кв/мм, неориентированной
,пленки пс менее 40 кв/мм (испытания на электрическую прочность
производятся па пленке, сложенной в два слоя).
Рабочая температура от —60 до +250° С.
Оптовая цена пленки 48 руб. за 1 кг,
7. Пленка электроизоляционная триацетатная
(ТУ Ае ;1676) разделяется на непластпфицированпые и слабопласти-
фицировинпые толщиной 0,04 и 0,07 чьи. Нормальная ширина пленки
для руланОв 500 мм.
Электрическая прочность пленки в нормальном состоянии и пос-
ле 7 с.угок выдержки в термостате при ИО^С не менее 3,5 кв для
пленок толщиной 0,04 мм п не менее 5,5 кв для пленок толщиной
0,07 мм.
Мика лент а (ГОСТ 4268-48) изготавливается 8 марок, из них
наиболее применяемые. Л,MCI (0,08; 0,10; 0,13 чьи)- ЛФ£1 (0,13 лм<);
ЛМС11 (0,10 мм); ЛФС1 (0,17 мм).
Микалента выпускается в роликах диаметром .не более 120 ц.и,
шириной 12; 15; 20; 23; 25; 30; 35 мм. Микалента может выпускаться
в рулонах [пириной 400 мм.
Средняя электрическая прочность при частоте 50 гц составляет
20 кв^ф/мм для марки ЛМС1; ,18 квэфф/мм для марки ЛФС1;
1G кв}фф/мм для марки ЛИСП; 14 кв?фф/мм для марки ЛФСН.
Рабочая температура до +130° С,
ЛИТЕРАТУРА
1, Терентьев Б. П , Электропитание радиоустройств, Связь-
издат, 1948.
2, Белопольский И. И., Электропитание радиоустройств,
Госэнергоиздат, 1957.
3. Ермолин Н. И. и Ваганов А. П., Расчет маломощных
трансформаторов, Госэнергоиздат, 1957.
4. Буль Б. К.., Метод расчета катушки со сталью па перемен-
ном токе, «Электричество», 1945, № 8.
5. Роз ел блат М. А., Магнитные усилители, издательстве
«Советское радио», 1956.
6. Сталь электротехническая тонколистовая, ГОСТ 802-58.
7. Справочник по электротехническим материалам, электроизо-
ляционные материалы, т. 1, ч. 1 (Свойства материалов), иод общ.
ред, Ю. В. Корицкого и Б. М. Тареева, Госэпергоиздат, 1958.
8. Справочник по электротехническим материалам, электроизо-
ляционные материалы, т. I, ч. 2 (Методы испытания и применения
материалов), иод общ. ред. Ю, В. Корицкого и Б. М. Тареева, Гос-
энергоиздат, 1959.
9. Федосеев Д. ]!., Технология изготовления силовых транс-
форматоров и дросселей, применяемых в радиотехнике, Госэнергоиз-
дат, 1959.
10. Цы к и я Г. С,, Трансформаторы низкой частоты, Связьиз-
дат, 1950.
И. Баль ян Р, X., О проектировании силовых трансформато-
ров малой мощности нормальной частоты, «Вестник электропромыш-
ленности», 1958, № 10.
12. Бальян Р. X. и Бардинск.ий С. И., К выбору опти-
мальной геометрии и конструкции трансформаторов малой мощно-
сти, «Электричество», 1959, № 2.
13, Васильева Н. П,, Седых О. А. и Б о я р ч е н к о в М. А ,
Проектирование магнитных усилителей, Госэнергоиздат, 1959.
14. Г и х о м и р о в П. М., Расчет трансформаторов, Госэнерго-
издат, 1953.
15. Мазель К. Б., Теория и расчет выпрямителя, работающе-
го на емкость с учетом индуктивности рассеяния трансформатора,
Госэнергоиздат, 1957.
16. Бальян Р. X., Трансформаторы малой мощности, Суд-
промгиз, 1961.
17. Сенченко в А, Ф,, Степанов П. В., Конструкция я
технология изготовления разрезных ленточных сердечников для
трансформаторов, Передовой опыт производства, 1958, Серия «Ра-
диоприборостроение», вын. 4.