/
Автор: Голунов А.М. Сещенко Н.С.
Теги: электротехника электроэнергетика трансформаторы электротехнические устройства
Год: 1976
Текст
А.М. ГОЛУНОВ
ПОСЕЩЕН KO
ОХЛАЖДАЮЩИЕ
УСТРОЙСТВА
МАСЛЯНЫХ
ТРАНСФОРМАТОРОВ
F 'ІГл :
Т'і
ТРАНСФОРМАТОРЫ
Выпуск 30
А. М. ГОЛУНОВ,
Н. С. СЕЩЕНКО
ОХЛАЖДАЮЩИЕ
УСТРОЙСТВА
МАСЛЯНЫХ
ТРАНСФОРМАТОРОВ
Издание второе, переработанное
и дополненное
«ЭНЕРГИЯ»
МОСКВА 1976
6П2.1.02
Г 62
УДК 621.314.212.017.72
РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ:
Г. В. Алексенко, В. В. Бритчук, |Е. В. Веремей\ , Б. Б. Гельперин,
С. Д. Лизунов, А. И. Майорец, И. Ю. Мелешко, Г. Н. Петров,
С. И. Рабинович, С. П. Розанов, А. В. Сапожников, Л. Н. Шифрин.
Годунов А. М. и Сещенко Н. С.
Г 62 Охлаждающие устройства масляных трансфор¬
маторов. Изд. 2-е, перераб. и доп. М., «Энергия»,
1976.
216 с. с ил. (Трансформаторы, вып. 30).
В книге рассматриваются различные способы охлаждения сило¬
вых масляных трансформаторов; приведены примеры расчета. Даны
описания аппаратов систем охлаждения и охладителей, рекомендации
по их эксплуатации, а также основные направления дальнейшего усо¬
вершенствования систем охлаждения.
Первое издание книги вышло в 1964 г.
Книга рассчитана на инженерно-технических работников, занятых
.проектированием, -испытанием, производством, монтажом, ремонтом и
эксплуатацией масляных трансформаторов. Она будет также полезна
студентам специальных учебных заведений.
30307-506
051(01)-76 77'76
6П2.1.02
© Издательство «Энергия», 1976 р.
ПРЕДИСЛОВИЕ
Настоящая книга является вторым изданием книги
«Охлаждающие устройства масляных трансформато¬
ров» — практически полностью переработанным и до¬
полненным. Необходимость ее написания обусловлена
большим техническим прогрессом в трансформаторо-
строении за последние десять лет.
Первое издание книги вышло в 1964 г.
Книга знакомит читателей с охлаждающими устрой¬
ствами масляных трансформаторов. В книге рассмотре¬
ны различные системы охлаждения трансформаторов,
применяемые как в Советском Союзе, так и за рубе¬
жом, и показано, как усложняются проблемы охлажде¬
ния с ростом мощности трансформаторов.
Авторы поставили задачу последовательно рассмо¬
треть охлаждение трансформаторов малых мощностей
с гладкими баками; трансформаторов с трубчатыми ба¬
ками, радиаторными баками с естественной и принуди¬
тельной циркуляцией воздуха, охлаждение мощных
трансформаторов — масляно-воздушное с принудитель¬
ной циркуляцией масла и воздуха и масляно-водяное
с принудительной циркуляцией масла.
В книге описаны конструкции охладителей, а также
насосов и вентиляторов, их технические характеристики,
правила эксплуатации и проведение работ по устране¬
нию неисправностей, даны указания по соблюдению безо¬
пасности при работе с ними.
Большое место отведено расчетам отечественных
охлаждающих устройств. Приведены основные направ¬
3
ления развития видов охлаждения и входящих в них
изделий.
При написании книги были использованы материалы
отечественных трансформаторных заводов и научно-
исследовательских институтов, проводящих работу в об¬
ласти конструирования и исследования трансформато¬
ров, а также материалы зарубежных фирм.
Авторы считают своим приятным долгом принести
искреннюю благодарность канд. техн, наук А. Г. Край-
зу, инж. Г. Е. Тарле за ценные указания, а также инж.
А. Ф. Горбунцову и всем товарищам по работе за их
советы и помощь при работе над рукописью.
Все замечания и пожелания по данной книге авторы
просят направлять по адресу: 113114, Москва, М-114,
Шлюзовая наб., 10, изд-во «Энергия».
Авторы
Глава первая
ПОТЕРИ ЭНЕРГИИ В ТРАНСФОРМАТОРЕ
И НЕОБХОДИМОСТЬ ИХ ОТВОДА. НАГРЕВ
И ТЕПЛОПЕРЕДАЧА В ТРАНСФОРМАТОРЕ
1-1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Во время работы трансформатора в его активной
части — в обмотке и магнитопроводе, а также в метал¬
лических элементах конструкции, возникают потери энер¬
гии, связанные с прохождением тока по обмоткам и за¬
мыканием магнитного потока по магнитопроводу.
Выделяющаяся при этом теплота нагревает обмотки
и магнитопровод, постепенно повышая их температуру,
и одновременно рассеивается в окружающую среду
вследствие возникновения теплоотдачи за счет темпера¬
турного перепада между обмоткой или магнитопроводом
и трансформаторным маслом и далее между внешней
охлаждающей поверхностью бака и окружающим возду¬
хом. Если бы эта теплота не рассеивалась, то темпера¬
тура трансформатора повышалась беспредельно и транс¬
форматор вскоре вышел бы из строя из-за разрушения
прежде всего электроизоляционных материалов: бумаги,
электрокартона, трансформаторного масла и т. п., кото¬
рые не выдерживают длительного воздействия темпера¬
туры, превышающей допустимую для данного класса
изоляции.
Если трансформатор длительно не работал, то до
включения его температура равна температуре окружаю¬
щего воздуха. С момента включения трансформатора он
начинает нагреваться. Температура его частей начинает
повышаться, а часть теплоты с этого момента начинает
передаваться окружающему воздуху. Таким образом
трансформатор становится источником теплоты и переда¬
ет се окружающему воздуху.
5
Как только трансформатор начинает отдавать тепло¬
ту окружающему воздуху, повышение температуры его
частей замедляется, наконец, становится бесконечно
малым, и наступает установившийся тепловой режим.
В этом состоянии количество выделяющейся в транс¬
форматоре теплоты равно отведенной от него теплоте и
превышение температуры трансформатора над темпера¬
турой окружающего воздуха становится неизменным.
Такой установившийся режим наступает через 7—18 ч
после включения силовых трансформаторов на нагрузку.
При разработке трансформаторов тепловой расчет
производится для установившегося теплового режима
при номинальной нагрузке. Расчетные значения превы¬
шения температуры над температурой окружающей сре¬
ды не должны превосходить предельных значений, уста¬
новленных ГОСТ 11677-75 для того, чтобы не произошло
разрушения изоляции трансформатора.
правильный выбор плотности тока в обмотке, рацио¬
нальная разбивка ее на отдельные катушки, правильное
расположение и выбор в ней осевых и радиальных
охлаждающих каналов обеспечивают получение макси¬
мальной температуры, не превышающей допустимую.
Значение установившегося при данной нагрузке пре¬
вышения температуры над температурой окружающей
среды зависит от размера теплоотдающей поверхности
трансформатора и интенсивности теплоотдачи. Пусть
k — количество теплоты, отводимой с каждого квадрат¬
ного метра поверхности при превышении ее температуры
над температурой окружающей среды на 1°С. Величину
k, Вт/(м2*°С), называют коэффициентом теплоотдачи.
Если 3 — теплоотдающая поверхность в квадратных мет¬
рах, то при повышении ее температуры на 1°С с нее от¬
водится kS, Вт. Когда температура поверхности подни¬
мется на т, °C, отвод тепла будет составлять kSx, Вт.
В каждую единицу времени при установившемся тепло¬
вом режиме с поверхности тела 3 отводится все тепло,
получаемое данным телом, которое в этом случае равно
потерям Р в трансформаторе. При этом устанавливается
определенное превышение температуры, равное туСт.
Поэтому
Р
откуда
Туст — P/kS.
(1-1)
6
Таким образом, установившееся превышение темпе¬
ратуры прямо пропорционально потерям трансформато¬
ра и обратно пропорционально коэффициенту теплоотда¬
чи и теплоотдающей поверхности. Но превышение темпе¬
ратуры Туг.т не должно быть выше установленного норма¬
ми предельно допустимого значения. Поэтому трансфор¬
матор проектируется так, чтобы при нагрузке, равной его
номинальной мощности и потерям, соответствующим этой
мощности, значение туст было не выше допустимого.
В формуле (1-1) принято, что k не зависит от P/S,
т. е. от удельной тепловой нагрузки. Фактически это не
совсем так, но для облегчения рассмотрения процесса
теплоотдачи это допущение может быть принято.
1-2. НОРМЫ НАГРЕВА
В соответствии с ГОСТ 11677-75 трансформатор дол¬
жен быть рассчитан так, чтобы превышения температу¬
ры его обмоток, магнитопровода и масла над окружаю¬
щей средой при номинальной нагрузке, непрерывной
работе в условиях окружающей среды, указанных ниже,
не превосходили значений, установленных стандартом.
Такими условиями окружающей среды являются:
естественно изменяющаяся температура охлаждаю¬
щего воздуха не более +40°С и не менее—45°Спри мас¬
ляно-воздушном охлаждении трансформатора;
температура охлаждающей воды не более +25°С
у входа в охладитель при масляно-водяном охлаждении
трансформатора;
среднесуточная температура воздуха не более +30°С;
среднегодовая температура воздуха не более +20°С.
Наибольшие превышения температуры отдельных
частей трансформатора над температурой охлаждающей
среды не должны превосходить:
Обмотки 65*С
Магнитопровод и конструктивные элементы (на
поверхности) ' 75*С
Масло в верхних слоях:
для герметизированного трансформатора или
с устройством, полностью защищающим
масло от соприкосновения с окружающим
воздухом ' 60®С
р остальных случаях 55°С
7
Указанные условия установлены стандартом с таким
расчетом, чтобы предельная средняя температура обмот¬
ки в наиболее жаркое время года не превосходила
105°С при ее среднегодовой температуре около 75°С.
При соблюдении этих условий изоляция трансформато¬
ров не подвергается ускоренному старению и может на¬
дежно работать в течение примерно 25 лет.
Для измерения температуры частей трансформатора
установлены следующие методы.
1. Измерение температуры обмоток по изменению
сопротивления постоянному току. В связи с тем что непо¬
средственно измерить температуру обмотки трудно, так
как обмотка недоступна и находится под напряжением,
то для измерения ее температуры пользуются физиче¬
ским свойством металлических проводников изменять
электрическое сопротивление с изменением температуры.
Зависимость между сопротивлением медной обмотки и
температурой выражается формулой
J?2/fli='(235+fl2)/(235+fM,
где Ri и R2 — сопротивления обмотки, Ом, измеренные
при температурах f)i и соответственно.
2. Измерение температуры масла в верхних слоях по
термометру или термопаре.
1-3. ИСТОЧНИКИ ТЕПЛОТЫ И ПОТЕРИ ТРАНСФОРМАТОРА
Основными источниками теплоты в трансформаторе
являются обмотки и магнитопровод, где при работе
трансформатора возникают основные потери энергии,
выделяющиеся в виде теплоты. Потери в трансформато¬
ре складываются из потерь короткого замыкания и по¬
терь холостого хода.
В потери короткого замыкания входят: 1) электриче¬
ские потери в обмотках, вызванных рабочим током в них;
2) добавочные потери в обмотках, вызванные потоком
рассеяния, пронизывающим обмотки и создающим не¬
равномерное распределение тока по сечению проводни¬
ков; 3) электрические потери в отводах между обмотка¬
ми и вводами; 4) добавочные потери в отводах, вызван¬
ные потоками рассеяния; 5) потери в стенках бака и
других металлических узлах трансформатора, вызван¬
ные потоком рассеяния обмоток и отводов. Эти потери
8
принимаются пропорциональными квадрату тока нагруз¬
ки: РК.3=Р.
При расчете потерь масляных трансформаторов они
приводятся к расчетной (условной) температуре +75°С.
Потери холостого хода являются в основном потеря¬
ми в стали магнитопровода. Потери в стали состоят из
потерь от гистерезиса и вихревых токов. Эти потери
практически постоянны при любом режиме нагрузки
трансформатора. Сумма потерь короткого замыкания и
холостого хода называется суммарными потерями транс¬
форматора.
Расчет тех или других потерь не рассматриваем, по¬
этому в дальнейшем при тепловых расчетах охлаждаю¬
щих устройств потери трансформатора будем считать
заданными.
1-4. ПРОЦЕСС ТЕПЛОПЕРЕДАЧИ В ТРАНСФОРМАТОРЕ
Тепловой поток, возникающий в обмотках и магнито¬
проводе трансформатора, отводится в окружающую сре¬
ду, проходя при этом сложный путь, состоящий из несколь¬
ких участков. На каждом из них возникает температур¬
ный перепад, т. е. разность температур — тем большая,
чем больше тепловой поток. На участках, имеющих
протяженность, например в обмотке, перепад опреде¬
ляется разностью температур между наиболее нагретой
внутренней точкой обмотки и ее наружной поверхностью.
На границах участков, например обмотка — масло, тем¬
пературный перепад определяется разностью температур
наружной поверхности обмотки и масла.
Рассмотрим участки прохождения теплового потока.
1. Участок от внутренних точек обмотки или магни¬
топровода до их наружных поверхностей, омываемых
маслом. На этом участке теплопередача происходит пу¬
тем теплопроводности. Для теплового расчета принима¬
ют, что в обмотке распределение температуры подчиняет¬
ся закону квадратичной параболы (рис. 1-1).
При расчете обычно приходится определять не темпе¬
ратуру наиболее нагретой точки обмотки, а среднюю
температуру всей обмотки. Для квадратичной параболы
среднее значение ординаты примерно равно 2/3 ее мак¬
симального.
Для определения внутреннего перепада температуры
в обмотке принимают следующие условия: 1) обмотка
представляет собой однородное тело плоской формы
9
с одинаковой теплопроводностью во всех точках попереч¬
ного сечения; 2) в вертикальном направлении размер
обмотки значительно больше, чем в горизонтальном; 3)
масло омывает обмотку с двух сторон, причем имеет од¬
ну и ту же температуру; 4) потери в единице объема
обмотки — постоянны.
В реальной обмотке эти условия, как правило, пол¬
ностью не соблюдаются. Обычно наиболее нагретая зона
Рис. 1-1. Распределение
температуры по сечению об-
сдвигается от середины сече¬
ния обмотки к ее внутренней
поверхности, т. е. в сторону
узкого масляного канала, если
обмотка имеет • охлаждающий
канал с внутренней стороны.
Она находится от внутренней
поверхности обмотки на рас¬
стоянии примерно 0,2—0,3 ра¬
диального размера обмотки.
Это происходит потому, что
условия охлаждения внутрен¬
них частей обмотки значитель¬
но тяжелее, чем наружных.
В осевом направлении распре¬
деление температуры в обмот¬
ке также неравномерно, так
как температура масла, охла¬
ждающего обмотку, вверху
выше, чем внизу. Охлаждение
торцовых поверхностей обмот¬
ки также несколько сказывает-
мотки. ся на распределении темпера¬
туры по обмотке.
Усиленная изоляция катушек, которая обычно приме¬
няется на входных катушках мощных трансформаторов,
существенно влияет на нагрев этих катушек. Поэтому,
чтобы они не перегревались, для них выбираются про¬
вода большего сечения, чтобы плотность тока в них была
меньше плотности тока в основной части обмотки. Та¬
ким образом компенсируется большой перепад темпера¬
туры по толщине изоляции. Наиболее нагретая точка
обмотки обычно находится в верхней зоне, и температу¬
ра этой точки примерно на 13°С больше средней темпе¬
ратуры обмотки, измеренной по изменению сопротивле¬
ния.
10
В силу изложенного при расчете температур следует
пользоваться опытными данными для каждого типа об¬
мотки и соответственно им вести расчет. Для расчета
охлаждения обмотки необходимо определить поверх¬
ность ее охлаждения. Например, для цилиндрической
обмотки поверхностями охлаждения считаются только
внешние цилиндрические поверхности по высоте меди
обмотки. Торцовые поверхности обычно закрыты опор¬
ными кольцами и в расчет не принимаются. Внутренняя
поверхность обмотки, непосредственно прилегающая
Рис. 1-2. Движение масла в каналах обмотки.
к изоляционному цилиндру, не считается теплоотдающей
и также не входит в расчет. Если на наружную поверх¬
ность накладываются вертикальные рейки, чтобы создать
необходимое расстояние между двумя обмотками, то из
этой поверхности обмотки вычитают поверхность, закры¬
тую рейками.
2. Переход теплоты от обмоток к маслу происходит
при наличии разности температур обмоток и масла. Раз¬
ность температур поверхности обмотки и омывающего
ее масла зависит от теплового потока, выделившегося
с поверхности обмотки, расположения охлаждаемых
маслом поверхностей обмотки, размеров масляных кана¬
лов и вязкости масла.
Опыт показал, что слой масла у поверхности обмотки,
в котором происходит основной переход теплоты от об¬
мотки к маслу, имеет небольшую толщину (около
1,5 мм) и движется со сравнительно большой скоростью.
Разность температур поверхности обмотки и масла опре¬
деляется по экспериментальным формулам.
3. Переход теплоты на участке от обмотки до стенки
бака. Масло, омывая обмотки трансформатора, уносит
с поверхности обмотки выделяющуюся в ней теплоту.
В этом случае передача теплоты происходит путем кон¬
векции, т. е. путем перемещения масла, которое возни¬
кает вследствие разности плотностей нагретых и холод¬
ных частиц масла. Движение масла вокруг самой обмот¬
ки бывает различным в зависимости от типа обмотки и
расположения охлаждающих каналов (рис. 1-2).
Нагретое у поверхности обмотки масло поднимается
в верхнюю часть бака трансформатора, соприкасается
со стенками бака и отдает им часть теплоты, а затем
Рис. 1-3. Распределение превышений температуры над температурой
воздуха и направление конвекционных токов масла в трансформато¬
ре с трубчатым баком.
1 — обмотка; 2 — масло в баке; 3 — стенка трубы.
вновь возвращается к обмоткам. Если на стенках бака
имеются охлаждающие трубы или радиаторы, нагретое
масло входит в трубы или верхний патрубок радиатора
и, охлаждаясь в трубах, омываемых наружным воздухом,
опускается по ним вниз, охлажденное входит в нижнюю
часть бака трансформатора и направляется к обмоткам.
Затем снова нагревается, поглощая теплоту, выделяю¬
щуюся в обмотках и магнитопроводе, и поднимается
вверх. Конвекционный ток масла в баке является замкну¬
тым (рис. 1-3). Таким образом, в работающем транс¬
форматоре происходит непрерывно циркуляция масла.
12
4. Переход теплоты от масла к стенке бака транс¬
форматора происходит при наличии разности температур
масла и стенки. Эта разность определяется теми же за¬
конами, что и разность температур обмотки и масла.
5. Переход теплоты через толщину стенки бака. Раз¬
ность температур внутренней и наружной поверхностей
стенки бака составляет меньше 1°С и ею обычно прене¬
брегают.
6. Отвод теплоты от стенки бака. С наружной поверх¬
ности стенки бака теплота отводится в окружающий
Рис. 1-4. Определение эквивалентной излучающей
поверхности для гладкого, трубчатого и радиаторно¬
го баков.
воздух двумя путями: конвекционным потоком воздуха
и путем излучения.
Теплоотдача излучением зависит от температуры из¬
лучающего тела и температуры воздуха, а также от кон¬
фигурации стенки бака и состояния ее поверхности. Теп¬
лоотдача путем излучения с поверхности гладких баков
достигает около 50% общей теплоотдачи бака. У труб¬
чатых баков или у баков с радиаторами она снижается
до 15% общей теплоотдачи вследствие прямолинейного
распространения лучистой энергии. С части поверхности
бака, закрытой трубами, излучение не происходит, по¬
этому теплоотдача определяется не всей поверхностью,
а только ее внешним периметром (рис. 1-4).
Б отличие от теплоотдачи излучением теплоотдача
конвекцией происходит со всей поверхности бака, а так¬
же с поверхности труб, радиаторов и охладителей. Теп¬
лоотдача конвекцией зависит от разности температур
стенки бака и воздуха, высоты бака, конфигурации его
поверхности и барометрического давления воздуха. Теп¬
лоотдача возрастает при увеличении поверхности бака,
13
температуры стенки и при увеличении свободного досту¬
па охлаждающего воздуха к стенке бака. Конвекцион¬
ный поток воздуха около стенки бака является незам¬
кнутым.
Тепловой расчет трансформатора сводится к опреде¬
лению среднего превышения температуры обмотки и пре¬
вышения температуры верхних слоев масла над темпера¬
турой охлаждающей среды.
Тепловой расчет трансформатора по среднему превы¬
шению температуры обмотки и превышению температу¬
ры верхних слоев масла над температурой охлаждающей
среды возможен потому, что нагрев и охлаждение обмо¬
ток по отношению к маслу и нагрев и охлаждение
масла по отношению к воздуху являются независимыми
процессами; поэтому они легко могут быть проверены
экспериментально: средняя температура обмотки может
быть измерена по изменению ее электрического сопро¬
тивления, а температура верхних слоев масла — термо¬
метром или термопарой.
Теплоотдача путем излучения и конвекции с единицы
поверхности бака трансформатора зависит от разности
температур стенки бака и окружающего воздуха, т. е. от
превышения температуры стенки над температурой воз¬
духа. В ГОСТ 11677-75 содержатся предельные превы¬
шения температуры обмоток и масла над температурой
воздуха независимо от мощности трансформаторов.
Поэтому превышение температуры стенки над темпера¬
турой воздуха для трансформаторов разных мощностей
должно быть одинаковым.
Потери в трансформаторе пропорциональны массе
активных материалов — меди и стали, а следовательно,
и их объему или третьей степени линейных размеров.
Охлаждающая поверхность трансформаторов растет
пропорционально второй степени линейных размеров.
Поэтому с ростом мощности трансформатора охлаждаю¬
щая поверхность возрастает значительно медленнее, чем
потери в активных материалах и удельная тепловая на¬
грузка поверхности. Следовательно, для того чтобы с ро¬
стом мощности трансформатора превышение температу¬
ры стенки бака над температурой воздуха оставалось
одинаковым, необходимо увеличивать поверхность бака
трансформатора путем приварки охлаждающих труб или
присоединения к баку радиаторов или применять другие
пути увеличения отвода тепла.
14
Удельная тепловая нагрузка поверхности охлаждения
зависит от вида охлаждения. Она постоянна для транс¬
форматоров разных мощностей, но имеющих один и тот
же вид охлаждения, например: для трансформаторов
разных мощностей, имеющих гладкие баки, удельная теп¬
ловая нагрузка будет одинакова; для всех трансформато¬
ров с трубчатыми баками она будет также одинаковаго ее
значение будет отличаться от значения удельной тепло¬
вой нагрузки трансформаторов с гладкими баками.
1-5. СПОСОБЫ ИНТЕНСИФИКАЦИИ ОТВОДА ТЕПЛОТЫ
С ростом номинальной мощности трансформаторов
возникает необходимость увеличения поверхности охлаж¬
дения бака (см. § 1-4). Только трансформаторы неболь¬
ших мощностей (до 25 кВ-А) с естественным масляным
охлаждением изготовляются с гладкими баками и не
требуют дополнительной охлаждающей поверхности.
Пути увеличения охлаждающей поверхности баков
трансформаторов различны {Л. 1-2, 1-3]; основным спосо¬
бом является применение трубчатых баков. Такие баки
имеют один, два или три ряда труб в зависимости от
мощности трансформатора.
Широкое применение находят трансформаторы со
штампованными радиаторами. Для трансформаторов
мощностью более 1600 кВ-А применяются гладкие баки
с навешенными на них трубчатыми радиаторами,
одинарными или сдвоенными. Одинарные радиаторы со¬
стоят из двух рядов труб, сдвоенные — из четырех. Баки
с трубчатыми радиаторами обладают значительно боль¬
шими теплоотдающими поверхностями, чем трубчатые
баки. Применяются и другие конструкции радиаторов.
Для охлаждения трансформаторов мощностью
10 000 кВ-А и более увеличение поверхности только за
счет увеличения числа радиаторов оказывается недоста¬
точным. Периметры баков этих трансформаторов не да¬
ют возможности разместить на них необходимое число
радиаторов для отвода суммарных потерь, т. е. становит¬
ся невозможным создание необходимой теплоотдающей
поверхности. В этом случае применяют форсированный
обдув радиаторов воздухом —так называемое дутье.
Эффективность теплоотдачи увеличивается. Это дости¬
гается установкой в пространстве между трубами радиа¬
тора небольших вентиляторов.
15
Для охлаждения трансформаторов большой мощнос¬
ти применение радиаторов с дутьем становится недоста¬
точным. У таких трансформаторов охлаждающая поверх¬
ность должна быть сильно развита, т. е. должно быть
применено такое число радиаторов, которое невозможно
разместить на баке. Приходится делать выносные бата¬
реи радиаторов. Но при этом они занимают большие
площади на подстанциях. В этих случаях применяют
другие способы увеличения отвода теплоты от трансфор¬
матора. Одним из них является одновременное увеличе¬
ние скоростей движения масла и воздуха. Для этого при¬
меняются специальные трубчатые охладители, в трубках
которых при помощи насоса с большой скоростью дви¬
жется масло, а в промежутках между трубками венти¬
лятор прогоняет воздух.
Другим способом увеличения отвода теплоты от
трансформатора является применение масляно-водяных
охладителей. Это также трубчатый охладитель, но в
трубках движется вода, а в пространстве между ними
навстречу воде под действием насоса движется масло.
1-6. ГЕОМЕТРИЧЕСКАЯ И ЭФФЕКТИВНАЯ ТЕПЛООТДАЮЩИЕ
ПОВЕРХНОСТИ
Охлаждение трансформатора зависит, в частности, от
размера его теплоотдающей поверхности. При тепловых
расчетах трансформаторов пользуются понятиями: гео¬
метрическая и эффективная теплоотдающая поверх¬
ность. Для того чтобы определить среднее превышение
температуры масла над температурой окружающего воз¬
духа при заданной системе охлаждения (гладкий, труб¬
чатый, радиаторный баки и т. п.), необходимо знать эф¬
фективную поверхность бака, радиаторов и пр.
При тепловых расчетах трансформаторов эффектив¬
ная теплоотдающая поверхность, м2, определяется по
формуле
Sa<b=knS, (1-2)
где S — действительная геометрическая поверхность, м2;
ka — коэффициент поверхности.
Исходя из (1-2), эффективные теплоотдающие поверх¬
ности для разных способов охлаждения трансформато¬
ров определяем:
16
1) для гладких бакой!
•$эф — ^п.б*3б “h ^п.к*$к»
(1-âa)
где S6 — геометрическая поверхность бака; /гп.б=1,0—
коэффициент поверхности гладкой стенки; SK— геометри¬
ческая поверхность крышки; &п.к='0,75 — коэффициент
поверхности крышки, учитывающий закрытие части по¬
верхности вводами и другой арматурой.
Для трансформаторов без расширителей поверхность
крышки не учитывается, так как в баках таких транс¬
форматоров под крышкой всегда имеется свободное про¬
странство, не заполненное маслом, и, следовательно, на¬
гретое масло не соприкасается с крышкой. Поэтому
крышка практически не передает окружающему воздуху
теплоту, выделившуюся в трансформаторе;
2) для трубчатых баков полная эффективная тепло¬
отдающая поверхность слагается из эффективных по¬
верхностей бака, труб и крышки.
Эффективная поверхность бака и труб равна сумме
их геометрических поверхностей, умноженной на коэф¬
фициент поверхности £п.б.т, который зависит от числа ря¬
дов труб и учитывает соотношение между теплоотдачей
путем излучения и конвекции:
5Эф = ^п.б.т (>$б + St) + &п.к$к, ( 1 -26)
где ^п.б.т — коэффициент поверхности стенки трубчатого
бака; ST — геометрическая поверхность труб.
Для охлаждающих труб с наружным диаметром
(2=51 мм и расстоянием между осями труб /=70 мм
экспериментальные значения &п.б.т в зависимости от чис¬
ла рядов труб п составляют:
п 1 2 з
^п.б.т 0,883 0,754 0,698
АД
3) для радиаторных баков полная эффективная теп¬
лоотдающая поверхность слагается из эффективных по¬
верхностей гладкого бака, крышки и радиаторов:
^эф ^п.б*$б “h ^п.іДк “h ^эф.рад»
(1-2в)
где £эф.рад — эффективная теплоотдающая поверхность
радиаторов.
Для радиаторов с наружным диаметром труб d=
= 51 мм и расстоянием между осями труб 1=70 мм эф¬
фективная поверхность трубчатых радиаторов равна:
2—675 17
при естественном охлаждении
5дф.рад — 0,7545рад,
(1-2г)
где 0,754 — коэффициент поверхности, полученный для
двух рядов труб;
при дутье
•^эф.рад — 0,7545рад1,05.
(1-2Д)
Глава вторая
ЕСТЕСТВЕННОЕ МАСЛЯНОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ
2-1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Естественным масляным называют охлаждение
с естественной циркуляцией воздуха и масла (условное
обозначение М).
Поверхность баков масляных трансформаторов отво¬
дит теплоту в окружающий воздух. Баки представляют
собой резервуар прямоугольной или овальной формы и
имеют три основные части: стенку, дно и крышку. Стен¬
ка изготавливается из стальных листов, соединяемых
-между собой электродуговой сваркой, и приваривается
ко дну бака. К верхней части стенки приваривается ра¬
ма. Рама изготавливается из стальной полосы и имеет
отверстия, расположенные на одинаковом расстоянии
друг от друга. К раме болтами крепится крышка. Между
рамой и крышкой помещается прокладка — полоса из
маслостойкой резины, служащая уплотнением этого сты¬
ка. Бак с установленной в него частью трансформатора
заполняется трансформаторным маслом.
Трансформаторы IV габарита с массой активной
части более 25 т выпускают с баками колокольного типа,
имеющими разъем в нижней части. Такой бак состоит
из двух частей: верхней и нижней (поддона). Его крыш¬
ка не снимается— она приварена к стенкам бака. К обе¬
им частям бака привариваются рамы, служащие для
соединения частей бака; рамы соединяют болтами. Меж¬
ду рамами помещается прокладка из маслостойкой ре¬
зины. Активная часть устанавливается в нижнюю часть
бака и накрывается верхней. Радиаторы размещаются
на верхней съемной части бака.
18
г—pzon
Преимущества такого бака заключаются в следую¬
щем:
1. Для ремонта активной части ее можно не выни¬
мать из бака, а только снять его верхнюю часть. Поэто¬
му на месте установки трансформатора не нужен подъ¬
емный кран большой грузоподъемности.
2. Применение бака колокольного типа облегчает
вписывание трансформатора в железнодорожный габарит,
так как приваренная крышка такого бака имеет мень¬
шую ширину, чем съемная крышка бака старой конструк¬
ции.
Поскольку стенка бака отводит теплоту, выделяю¬
щуюся при работе трансформатора, то его размеры опре¬
деляются требованиями как изоляции, так и теплоотдачи.
Минимальные размеры по длине и ширине бака зависят
от изоляционных расстояний между токоведущими дета¬
лями и стенкой бака. Высота бака зависит от конструк¬
ции отводов и вводов и от системы охлаждения. Высоту
бака иногда делают большей, чем это необходимо по
изоляционным расстояниям, чтобы увеличить длину
охлаждающих труб, а следовательно, и их поверхность
охлаждения.
Таким образом, конструкция бака разрабатывается
после окончания теплового расчета трансформатора, ко¬
торый определяет поверхность охлаждения, необходимую
для отвода теплоты, выде¬
ляющейся при работе транс¬
форматора.
2-2. ГЛАДКИЕ БАКИ
Для трансформаторов
мощностью до 40 кВ - А при¬
меняют гладкие баки. Это
баки весьма простой конст¬
рукции; обычно они имеют
овальную форму (рис. 2-1).
Толщина стенки бака, дна
и крышки не превышает
3—4 мм.
Так как трансформаторы
указанных мощностей, как
правило, выполняются без
2* 19
4.
Рис, 3-1. Трансформатор мощ¬
ностью 20 кВ-А на напряже¬
ние 6 кВ с гладким баком.
расширителей, то масло в баках не доливается до уров¬
ня крышки. Поверхность охлаждения баков достаточна
для отвода теплоты, поэтому не нужны охлаждающие
трубы.
2-3. ТРУБЧАТЫЕ БАКИ
Поверхности бака и крышки трансформаторов мощ¬
ностью 40 кВ-А и более не могут отвести то количество
теплоты, которое выделяется при работе такого транс¬
форматора. Поэтому приходится искусственно увеличи¬
вать их охлаждающую поверхность путем применения
охлаждающих труб. Так, трансформаторы мощностью
Рис. 2-2. Трубчатый бак трансформатора мощностью
250 кВ-А.
1 — верхняя рама; 2 — крюк для .подъема; 3 — охлаждающие
трубы; 4 — кран для спуска масла; 5 — тележка для пере¬
движения трансформатора; 6 — пробка для взятия пробы
масла; 7 — пластина для крепления заводской таблички.
40—1600 кВ-А имеют преимущественно трубчатые баки
со стальными электросварными трубами с наружным
диаметром 51 мм и толщиной стенки 1,6—1,75 мм. В за¬
висимости от требуемой поверхности охлаждения трубы
устанавливаются на баке в один, два или три ряда.
Например, трансформатор мощностью 160 кВ-А имеет
20
один ряд труб, мощностью 250 кВ • А — два ряда труб
(рис. 2-2), а мощностью 1600 кВ-A —три ряда.
При увеличении числа рядов труб эффективность
охлаждения падает за счет ухудшения теплоотдачи внут¬
реннего ряда труб. Так, при трех рядах труб эффектив¬
ность теплоотдачи составляет 83%, а при шести рядах —
только 50% эффективности теплоотдачи одного ряда
труб [Л. 1-1].
Трубы располагаются на стенке в определенном по¬
рядке (рис. 2-3): расстояние между центрами труб (шаг)
в одном ряду составляет 70 мм, между центрами труб
Рис. 2-3. Трубчатый бак. Размещение труб
0 51X1,75 мм на стенке.
/ — крышка; 2 — уплотнение; 3 —верхняя рама;
4— стенка; 5— трубы: 6 — дно.
21
соседних рядов 75 мм. Эти расстояния являются опти¬
мальными. Сближение труб затруднит их приварку
к стенке, а также осложнит естественную циркуляцию
наружного воздуха, вследствие чего уменьшится тепло¬
отдача. Отдаление труб друг от друга приведет к умень¬
шению числа труб, расположенных на баке, а следова¬
тельно, к уменьшению теплоотдающей поверхности.
Рис. 2-4. Трансформатор мощностью 100 кВ-А
на напряжение 6 кВ с овальными охлаждаю¬
щими трубами.
Трубы, предварительно согнутые на специальном
трубогибочном станке, приваривают к стенке изнутри
бака. Такие трубчатые баки обладают большой механи¬
ческой прочностью и просты в изготовлении.
В ряде конструкций трансформаторов вместо круглых
труб применяются трубы овального сечения. На гранс-
22
форматорах (рис. 2-4), выпускаемых производственным
объединением «Армэлектромаш», применены трубы раз¬
мерами по главным осям 75x20 и 45X15 мм и с толщи¬
ной стенки 1,5 мм (рис. 2-5). На других заводах приме¬
няют трубы с размерами по главным осям 72x20 и
52x20 мм. Овальные трубы обладают следующими до¬
стоинствами: а) овальная труба имеет тот же периметр,
что и круглая наружным диаметром 51 мм, а площадь,
ограниченная овалом, составляет примерно 50% площади
круглой трубы. Поэтому масса масла в овальных трубах
Рис. 2-5. Сечение овальной трубы и отверстие в стенке бака
для трубы.
примерно в 2 раза меньше, чем в круглых, а поверхнос¬
ти охлаждения круглых и овальных труб одинаковы;
б) масса овальной трубы меньше массы круглой (0 51Х
Х1.75 мм) примерно на 14%. в связи с тем, что оваль¬
ная труба имеет меньшую толщину стенки, равную
1,5 мм вместо 1,75 мм у круглой трубы; в) шаг овальных
труб по периметру бака принят равным 50 вместо 70 мм
для круглых труб. Это дает возможность благодаря
большему числу труб в ряду уменьшить число рядов.
Однако теплоотдающая поверхность трубчатых баков
и радиаторов, выполненных из овальных труб, по тепло¬
техническим характеристикам уступает теплоотдающей
поверхности из круглых труб. Уменьшение шага оваль¬
ных труб меньше 50 мм недопустимо, так как снижается
эффективность теплоотдачи вследствие затруднения цир¬
куляции воздуха между трубами.
Трансформаторы новой серии мощностью до
1000 кВ-А, разработанные Всесоюзным институтом
трансформаторостроения (ВИТ), выпускаемые Запорож-
23
Рис. 2-6. Трансформатор типа ТМ-630/10 в баке с труб¬
чатыми секциями.
Рис. 2-7. Волнистый бак трансформатора мощ¬
ностью 1000 кВ-А.
24
ским трансформаторным заводом (ЗТЗ), имеют трубча¬
тые баки, теплоотдающая поверхность которых образо¬
вана трубчатыми секциями (рис. 2-6). Секции представ¬
ляют собой ряд труб диаметром 30 мм с толщиной стен¬
ки 1,2 мм, вваренных в коллекторы каплевидной формы.
Коллекторы в свою очередь непосредственно введены
в стенку бака [Л. 2-1].
В старых конструкциях трансформаторов I—III габа¬
ритов применялись волнистые баки (рис. 2-7). Такие
баки имели ряд существенных недостатков: малая меха¬
ническая прочность, не допускающая транспортирование
трансформаторов с маслом при мощности начиная
с 1000 кВ-А; были случаи разрывов баков; небольшое
допустимое значение внешнего давления, не более
2,7-ІО4 Па; большая трудоемкость изготовления, связан¬
ная со сваркой тонкой листовой гофрированной стали.
Теперь в Советском Союзе волнистые баки не изготав¬
ливаются.
2-4. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ ГЛАДКОГО И ТРУБЧАТОГО БАКОВ
Тепловой расчет бака сводится к определению его эф¬
фективной теплоотдающей поверхности. Размер тепло¬
отдающей поверхности должен быть таким, чтобы она
была в состоянии отвести в окружающий воздух опре¬
деленное количество теплоты, образующейся при работе
трансформатора при заданном превышении температуры
масла, обмоток и других частей. Среднее превышение
температуры масла определяется предельными допусти¬
мыми значениями превышений температур обмоток, маг¬
нитопровода и верхних слоев масла над воздухом. Эти
значения для силовых трансформаторов установлены
ГОСТ 11677-75 и обязательны только для режима дли¬
тельно установившейся нагрузки (§ 1-2).
Прежде чем приступить к расчету бака, выбирают
тип бака в зависимости от мощности трансформатора
(гладкий, трубчатый бак и т. п.). Затем определяют его
минимальные внутренние размеры: в плане они опреде¬
ляются заданными внешними габаритами активной час¬
ти (обмоток и остова) и минимально необходимыми изо¬
ляционными расстояниями от обмоток и отводов до сте¬
нок бака согласно рис. 2-8. Изоляционные расстояния
между элементами активной части трансформатора и
стенкой бака определяются в соответствии с классом на¬
пряжения обмотки ВН: 6; 10; 35 кВ и т. д. [Л. 2-2].
На рис. 2-8 даны буквенные обозначения размеров
для определения длины, ширины и высоты бака по
(2-1) — (2-3). Минимальная длина бака, см,
t4=2C-|-£)//2+2S5, (2-1)
где С — расстояние между осями обмоток.
Рис. 2-8. К определению основных разме¬
ров бака.
Минимальная ширина, см,
В = + (2-2)
Высота бака определяется высотой активной части и
минимальным расстоянием от верхнего ярма магнитопро¬
вода до крышки бака, обеспечивающим размещение
нижних частей проходных изоляторов, отводов и пере¬
ключателей, а также классом напряжения обмотки ВН.
Таким образом высота бака, см,
В = //ц + Ля.к, (2"3)
где H3=lc + 2hn+n,
Минимальные расстояния от ярма до крышки бака
в зависимости от классов напряжения составляют:
Класс напряжения обмотки ВН, кВ 6 10 20 35 110
Минимальные расстояния от ярма
до крышки Ня,к, см 27 30 30 47 50
Расстояние от ярма до крышки, выбранное по классу
напряжения, может быть увеличено, если по условиям
охлаждения необходимо увеличить высоту бака.
Затем определяют среднее превышение температуры
масла в баке над температурой воздуха по формуле
6м.ср = 6о—То, °C, (2-4)
где Ѳо — предельное превышение температуры обмотки
над температурой воздуха, равное 65°С по
ГОСТ 11677-75; т0 — расчетное превышение температуры
обмотки над температурой масла, т. е. Ѳм.ср=65—т0; т0
берется большее из двух значений, подсчитанных для об¬
моток ВН и НН.
По определяемому согласно (2-4) среднему превыше¬
нию температуры масла над температурой воздуха нахо¬
дят допустимую удельную тепловую нагрузку бака ço-
Для естественного охлаждения она определяется по
кривой, представленной на рис. 2-9. Уравнение этой кри¬
вой выражается следующим образом:
Ѳм.ср = 0,262^’8 (2-5)
В зависимости от удельной тепловой нагрузки бака
определяют необходимую минимальную эффективную
теплоотдающую поверхность бака. Удельная тепловая
нагрузка представляет собой потери, приходящиеся на
1 м2 эффективной теплоотдающей поверхности; поэтому
она может быть представлена выражением
9б = /3/5зф, (2-6)
где Р — суммарные потери трансформатора, Вт; 50ф —
эффективная теплоотдающая поверхность бака, м2.
Отсюда
S^=P/q6. (2-7)
После этого выбирают окончательную конструкцию
бака и затем подсчитывают его фактическую эффектив¬
ную теплоотдающую поверхность: для гладкого бака по
(1-2а), для трубчатого по (1-26).
27
Затем уточняют среднее превышение температуры
масла по фактической теплоотдающей поверхности бака;
Ѳм.ср подсчитывают следующим образом: в (2-6) вместо
предварительно выбранной ио (2-7) эффективной теплоот¬
дающей поверхности 5Эф подставляют фактическую эф¬
фективную теплоотдающую поверхность бака, подсчитан¬
ную по (1-2а) и (1-26), и определяют действительную
удельную тепловую нагрузку, а затем по кривой рис. 2-9
Рис. 2-9. Кривая зависимости среднего превышения температуры
масла над температурой воздуха от удельной тепловой нагрузки
бака при естественном охлаждении.
определяют окончательное среднее превышение темпера¬
туры масла Ѳм.ср.
Далее рассчитывают превышение температуры, °C,
масла в верхних слоях по следующим формулам:
для гладкого бака Ѳм.в.с= 1,2ѲМ.СР; (2-8)
для трубчатого бака Ѳм.в.с = 1,2Ѳм.Ср+Ѳ', (2-9)
где Ѳ' — поправка на относительное смещение по высоте
центра потерь и центра охлаждения трансформатора,
которую находят по кривой на рис. 2-10.
Приблизительно можно считать, что центр потерь
находится на половине высоты активной части, а центр
охлаждения — на половине длины охлаждающих труб
на баке трансформатора. Так как бак имеет большую
высоту, чем активная часть, то центры потерь и охлаж¬
дения смещены по высоте относительно друг друга. По-
28
прйвку ііа это смещение и дает кривая на рис. 2-1Ô, по¬
лученная экспериментальным путем.
Коэффициент 1,2 в формуле (2-9), также полученный
экспериментальным путем, показывает, что превышение
температуры масла в верхних слоях на 20% выше сред¬
него превышения температуры.
Полученное превышение температуры масла в верх¬
них слоях над температурой воздуха Ѳм.п.с не должно
Рис. 2-10. К определению поправки на относительное смещение по
высоте центра потерь и центра охлаждения трансформатора.
превосходить 55°С согласно ГОСТ 11677-75. Если Ѳм.в.с
превосходит 55°С, то необходимо увеличить поверхность
бака, причем предпочтительно это делать путем увели¬
чения его высоты, а не размеров в плане. При этом
поверхность бака будет возрастать прямо пропорцио¬
29
нально увеличению линейных размеров. Для трубчатых
баков в первую очередь нужно увеличить число труб.
Определение Ѳм.ср, Ѳм.в.с и Ѳ' рекомендуется произво¬
дить с точностью до 0,5°С.
2-5. ПРИМЕРЫ ТЕПЛОВЫХ РАСЧЕТОВ БАКОВ
Пример 1. Тепловой расчет бака трансформатора мощностью
25 кВ-А с обмоткой ВН на 10 кВ.
Исходные данные для теплового расчета бака, полученные в ре¬
зультате расчета потерь и теплового расчета обмоток:
Р=ПЧ Вт — суммарные потери в трансформаторе; товн =
=20,5°С— превышение температуры обмотки ВН над средней темпе¬
ратурой масла; т0 нн —19,5°С— превышение температуры обмотки
НН над средней температурой масла.
В соответствии с мощностью трансформатора выбираем гладкий
бак, а его минимальные внутренние размеры определяем в соответ¬
ствии с размерами активной части трансформатора (рис. 2-8): диа¬
метр обмотки ВН jD"2=21,8 см; высота обмотки /с=25,4 см; высота
ярма /гя=8,0 см; высота подкладки п=4,5 см; расстояние между
осями обмоток разных фаз С=23,5 см; расстояние от обмотки до
отвода ВН Si=0,3 см (это расстояние измерено по оси обмотки; оно
мало потому, что отводы ВН сдвинуты в сторону промежутков
между обмотками); диаметр отвода ВН <Д=0,669 см; расстояние от
обмотки до отвода НН 53=0,3 см (отводы фаз a, b и с расположены
над обмотками; нулевой провод сдвинут в сторону промежутка меж¬
ду обмотками); диаметр отвода НН <і2=0,73 см.
Принимаем расстояние от отвода ВН до стенки бака S2=4,5 см
и расстояние от отвода НН до стенки бака также S4=4,5 см. Эти
изоляционные расстояния должны отвечать соответствующему клас¬
су напряжения, и, кроме того, в промежутках, имеющих эти расстоя¬
ния, должны свободно разместиться деревянные планки, закреп¬
ляющие отводы.
Таким образом, ширина (така определяется по (2-2):
5=21,8 + 0,3 +4,5 + 0,669 + 0,3 + 4,5 + 0,73=
=32,8 см; принимаем £=33 см.
Затем производим эскизную проверку наиболее удачного вписы¬
вания активной части трансформатора в бак. В результате этой про¬
верки выбираем расстояние 53, которое в данном случае принимаем
равным 7,1 см.
Длина бака по (2-1) равна:
4=2-23,5+21,8+2-7,1=83 см.
Принимаем расстояние от ярма до крышки бака равным Нп,к—
=34,5 см. Это расстояние выбрано для класса напряжения 10 кВ
с добавлением размера, необходимого для размещения переключате¬
ля, нижних частей вводов и гибких соединений между отводами и
вводами.
Высота бака по (2-3) равна:
//=(25,4+2-8+4,5)+34,5=80 см.
зр
Определим минимально допустимую эффективную теплоотдаю¬
щую поверхность трансформатора. Для этого сначала определим
среднее превышение температуры масла над температурой воздуха
по (2-4) для наиболее нагретой обмотки ВН:
Ѳм.Ср=65—20,5=44,5°С.
Затем определим удельную тепловую нагрузку по кривой на
рис. 2-9: <7б=600 Вт/м2. Тогда минимально допустимая эффективная
теплоотдающая поверхность бака по (2-7) равна:
SB[I,=770/600=1,3 м2.
Отсюда следует, что эффективная теплоотдающая поверхность
бака не должна быть меньше 1,3 м2.
Проверим, чему равна фактическая эффективная теплоотдающая
поверхность спроектированного бака. Радиус круглой части бака
(рис. 2-8) равен:
5=5/2=33/2=16,5 см.
Длина прямой части бака
/=4—25=83-2-16,5=50 см.
Периметр бака
/7=2зг5+2/=2л16,5+2-50=203,62 см.
Поверхность бака
5в=ПД=203,62-80= 16289,6 см2 «1,629 м2.
Поверхность крышки
5к=л(25)2/4+/5=л332/4 + 50-33 = 2504,2 см2 «0,2504 м*.
Эффективную поверхность бака определяем по (1-2а):
5Эф = 1-1,629+ 0,75-0,2504= 1,82 м2.
Таким образом, фактическая эффективная теплоотдающая по¬
верхность бака больше, чем минимально допустимая.
На основании расчета эффективной теплоотдающей поверхно¬
сти, определим действительное превышение температуры масла
в верхних слоях над температурой воздуха. По (2-6) найдем факти¬
ческую удельную тепловую нагрузку бака:
<76=770/1,82=423 Вт/м2.
По кривой на рис. 2-9 определяем Ѳм.ср=33°С, и тогда:
0м.в.с = 1,2-33«39,5°С.
Превышение температуры верхних слоев масла Ѳм.в.с<55°С.
Превышение температуры обмоток над температурой воздуха
по (2-4):
Ѳо вн=20,5+33=53,5°С<0о = 65°С;
Ѳо нн = 19,5+33=52,5°С<0о=б5°С.
Превышение температуры масла в верхних слоях составляет
39,5°С, а превышение температуры обмотки ВН над температурой
воздуха 53,5°С. Это показывает, что полученная эффективная тепло¬
отдающая поверхность бака больше, чем минимально допустимая.
Однако уменьшить размеры бака нельзя, так как они являются ми¬
нимальными для размещения в баке активной части, переключателя,
вводов и отводов. Таким образом в тепловом отношении поверх¬
ность этого бака недоиспользована.
П р и м е Р 2- Тепловой расчет бака трансформатора мощностью
630 кВ-А с обмоткой ВН на 10 кВ.
Исходные данные для расчета бака:
„.^Г9870 Вт —суммарные потери в трансформаторе; т0 вн =
—21 С — превышение температуры обмотки ВН над температурой
масла; т0 н н — превышение температуры обмотки НН над темпера¬
турой масла.
„ В соответствии с мощностью трансформатора выбираем трубча¬
тый бак. Размеры элементов активной части трансформатора
(рис. 2-8) следующие: диаметр обмотки ВН £>"2=36,3 см; высота
обмотки с ярмовой изоляцией /с=65,5 см; высота ярма /гя=12 см;
высота подкладки п=3,5 см; расстояние между осями обмоток раз¬
ных фаз С=38 см; расстояние от обмотки до отвода ВН $]=4,35 см;
диаметр отвода ВН d\=0,835 см; расстояние от обмотки до отво¬
да НН Se=3,85 см; толщина отвода НН rf2=0,44 см (прямоугольная
Принимаем расстояние от отвода ВН до стенки бака $2=6,7 см
и расстояние от отвода НН до стенки бака $4=7,5 см. Эти расстоя¬
ния приняты по тому же принципу, как и в предыдущем примере.
Определяем ширину бака по (2-2) :
В=36,3+4,35+6,7+0,835+3,85+7,5+0,44 « 60 см.
Делаем эскиз расположения активной части в баке и выбираем
расстояние $5=13,5 см. Длина бака по (2-1) равна:
/1=2-38+36,3+2-13,5«140 см.
Принимаем расстояние от ярма до крышки в зависимости от
класса напряжения обмотки ВН, а также размеров переключателя,
нижних частей вводов и гибких соединений между отводами и вво
дами равным Дя.к=41 см.
Высота бака по формуле (2-3) :
Д= (65,5 + 2-12 + 3,5)+41 = 134 см.
Определяем размер гладкой поверхности спроектированного
бака.
Радиус круглой части бака
Д=60/2=30 см.
Длина прямой части бака
/=140—60=80 см.
Тогда периметр бака
/7=2л30+2-80=348,4 см.
Поверхность бака
$6=348,4-134=46685,6 см2 «4,669 м2.
Поверхность крышки
$к=л602/4 + 80-60 = 7 626 см2 « 0,763 м2.
Для того чтобы примерно определить необходимый размер теп¬
лоотдающей поверхности трансформатора, вычислим среднее превы¬
шение температуры масла над температурой воздуха по (2-4) для
наиболее нагретой обмотки ВН:
Ѳм.ср=65—21=44°С.
Удельная тепловая нагрузка по кривей на рис. 2-9 будет çe”
=590 Вт/м2.
Тогда необходимая эффективная теплоотдающая поверхность
по (2-7):
5эф=9870/590«17 м2.
Следовательно, вычисленная нами поверхность гладкого бака
5=56+5к=5э432 м2 явно мала и для выполнения принятого нами
условия ее следует увеличить путем применения охлаждающих
труб. Предварительно принимаем один ряд труб. Трубы распола¬
гаем по всему периметру бака, но таким образом, чтобы они не ме¬
шали арматуре, установленной на стенке бака: подъемным крюкам,
Рис. 2-11. К определению поверхности
охлаждения трубчатых баков.
а — для одного ряда труб; б — для двух рядов
труб.
вентилям для спуска масла и т. п. Принимаем число труб рав¬
ным 43. Размеры труб показаны на рис. 2-11.
Длина трубы
Z.=75+n-15,05 + 2-14=150,3 см.
Поверхность трубы
sT=nd7.=л5,1 • 150,3= 2407 см2~ 0,241 м2.
Поверхность всех труб
5т=0,241 -43= 10,4 м2.
По (1-26) определяем эффективную теплоотдающую поверхность
трубчатого бака
£э 4=0,883 (4,669+10,4) +0,75-0,763« 14 м2.
Как видно из приведенного расчета, применение одного ряда
труб недостаточно, так как минимальная эффективная теплоотдаю-
3—675 33
щая поверхность трубчатого бака должна быть 17 м2. Принимаем
два ряда труб, по 43 трубы в каждом. Размеры труб показаны на
рис. 2-11,6.
Длина трубы внутреннего ряда
£ = 60+л15,05+2-14 = 135,3 см.
Длина трубы внешнего ряда
7/=75+л15,05+2-21,5= 165,3 см.
Поверхность трубы внутреннего ряда
sT=nrf£=n5,l ■ 135,3=2167 см2.- -0,217 м2.
Поверхность всех труб внутреннего ряда
ST=0,217-43=9,3 м2.
Поверхность одной трубы внешнего ряда
s'T=nrf£'=n5,l-165,3=2646 см2 «0,265 м2.
Поверхность всех труб внешнего ряда
S'T=0,265-43=11,4 м2.
Общая поверхность труб
S"T=ST+SzT=9,3+ll,4=20,7 м2.
По формуле (1-26) определяем эффективную теплоотдающую
поверхность трубчатого бака
S3 ф=0,754 (4,669 + 20,7) + 0,75 • 0,763 « 19,8 м2.
По (3-6) находим действительную удельную тепловую нагруз¬
ку бака
96=9870/19,8=500 Вт/м2.
По кривой на рис. 2-9 определяем среднее превышение темпера¬
туры масла над температурой воздуха
Ѳм.ср=38 С.
Находим поправку 0' на относительное смещение центра потерь
и центра охлаждения. Примем, что центр потерь находится на поло¬
вине высоты активной части:
(/с+2/гя+п)/2=(65,5+2-12+3,5)/2=4б,5 см,
а центр охлаждения — на половине высоты охлаждающих труб, счи¬
тая от дна бака, т. е. 67,5 см (здесь расстояние от дна бака до гори¬
зонтальной оси наружного ряда труб принято 15 см). Отношение
этих высот
Дй=46,5 : 67,5=0,69.
По кривой на рис. 2-10 при отношении 0,69 и 1,2 0И гр= 1,2-38=
=45,6°С получим Ѳ'=3,5°С. Тогда превышение температуры масла
в верхних слоях над температурой -воздуха по (2-9) будет:
Ѳм.в.с=1,-2-38+3,5=49,1°С,
т. е. меньше 55°С.
Превышение температуры обмоток над температурой воздуха
по (2-4) будет:
Ѳо віі=21+38=59°С<Ѳо=65°С;
Ѳо нп=20,5+ 38= 58,5°С<ѲО=65°С.
34
2-6. РАДИАТОРНЫЕ БАКИ
Трансформаторы мощностью 1600 кВ-А и IV габари¬
та снабжаются трубчатыми радиаторами. Радиаторы
позволяют получить значительно большие поверхности
охлаждения, чем трубчатые баки.
В отечественной промышленности распространение
получили радиаторы, изготовленные из стальных элек¬
тросварных круглых труб наружным диаметром 51 мм
и толщиной стенки 1,75 мм *, т. е. из тех же труб, кото¬
рые применяются для трубчатых баков. Трубчатые ра¬
диаторы выполняют двух типов: одинарный (рис. 2-12)
Рис. 2-12. Одинарный трубчатый радиатор с числом труб 2аі6=32.
и сдвоенный (рис. 2-13). Одинарный радиатор имеет
16 труб в ряду и 2 ряда труб; следовательно, полное
число труб равно 32. Сдвоенные радиаторы имеют 16,
18, 20 и 22 трубы в ряду и 4 ряда труб, а полное число
труб соответственно составляет 64, 72, 80 и 88. Трубы
вварены в боковые стенки прямоугольных коллекторов —
верхнего и нижнего. У одинарных радиаторов трубы
вварены с одной стороны коллектора, а с другой сторо¬
ны вварен патрубок для присоединения радиатора к транс¬
форматору. У сдвоенных радиаторов трубы вварены
с обеих сторон коллектора, а патрубок для присоедине¬
ния радиатора к трансформатору приварен с одного из
торцов коллектора. Прежде чем приварить трубы, их
концы загибают на трубогибочном станке. Внутренний
радиус загиба трубы принят 125 мм.
* На ЗТЗ применяют трубы с толщиной стенки 1,6 мм. Прово¬
дятся работы по замене на трубы с толщиной стенки 1,4 мм.
3* 35
36
Расстояние между осями труб (шаг) в одном ряду
равно 70 мм, расстояние между осями труб соседних
рядов равно 75 мм. Брать меньшие расстояния между
трубами в ряду нецелесообразно, так как это затрудня¬
ет циркуляцию воздуха и, следовательно, уменьшает
эффективность теплоотдачи радиатора. Увеличение рас¬
стояния между трубами приводит к уменьшению числа
труб, а следовательно, теплоотдающей поверхности ра¬
диатора.
Размеры радиаторов нормализованы. Высота радиато¬
ров имеет И значений и выбирается в зависимости от
высоты бака трансформатора. Ширина сдвоенного ра¬
диатора составляет 710 мм. Длина радиатора имеет
4 значения в зависимости от числа труб в одном ряду.
В табл. 2-1 указаны поверхности и масса радиаторов и
масла в них.
К коллекторам радиаторов привариваются патрубки,
состоящие из водогазопроводной усиленной трубы внут¬
ренним диаметром 80 мм и приваренного к ней квадрат¬
ного или круглого фланца с четырьмя отверстиями диа¬
метром 22 мм для болтов М20, крепящих радиатор к па¬
трубку бака трансформатора. Оба коллектора снабжены
пробками. Пробка верхнего коллектора служит для вы¬
хода воздуха из радиатора при заливке его трансформа¬
торным маслом. Во время заливки масла она должна
быть открыта до тех пор, пока в отверстии штуцера проб¬
ки не покажется масло. Нижняя пробка служит для слива
остатков масла из радиатора. На коллекторах радиато¬
ров имеются скобы для подъема и угольники для скреп¬
ления радиаторов между собой вверху и внизу сталь¬
ными полосами, что делается при монтаже после уста¬
новки радиаторов на баке трансформатора.
Для придания радиатору необходимой жесткости
трубы двух соседних рядов скрепляются при помощи
угольников размером 30X30X4 мм, дистанцирующей
трубки (или прутка) и болтов. Радиаторы с расстоянием
между осями патрубков 3000 мм и более имеют двойное
крепление труб по высоте.
Таким образом, радиатор представляет собой само*
стоятельный узел, который при помощи двух своих па¬
трубков присоединяется к патрубкам бака трансформа¬
тора (рис. 2-14). Патрубки 2 бака трансформатора так
же, как и патрубки радиатора, выполнены из водогазо¬
проводной усиленной трубы с внутренним диаметром
37
Сдвоенные радиаторы
1 22x4=88 труб
s
С
ЕЕ
О'
401
443
470
С
с
С — СО со СО оо
С ■’ГТ Ь- Tf —<
T LQ Ю СО СО t-
е.
е
5
534
591
697
999
740
786
ЙЯП
С
О'
<0
976
Со1
V
l‘S£
38,6
41 .3
44,3
48,5
52,0
59,0
69 0
66,3
20X4=80 труб
сГ
e'¬
er
С
<£
о*
400
425
451
489
521
584
612
«en
с”
с
G
сс
540
573
609
674
716
801
837
888
со1
О'
С\
СО — Ь-
—< ІП Ь*
со со сс
40,3
44,1
47,2
53,7
56.4
60,2
18X4=72 трубы I
S
е
с
СС
о
360
382
С£
с
440
469
596
с
J LT
іг
585
ОС
441
487
515
548
607
643
722
755
799
ІС
с\
ІГ
о
<х
о
Г- О
—« ОС
со со
СО
ОС
□О Г- Tj
о СМ ОС
ОС
іо
С
ІГ
! ’ I
54,3
і
16x4=64 трубы I
§
<г
с\
291
321
341
о
СС
393
418
460
с
ст
521
ос
О'
с
О'
; 1
: 434 j
460
С
о
540
573
649
с
<г
711
се
ос
С\
СМ СО
см —
LQ ОО С
СМ СМ ОС
ОС
см
ОС
35,4
37,92
45 П
ОС
ю
’ 1
48,25
Одинарный радиатор
16x2=32 трубы
s
со
оГ
с
168
183
193
с
о
231
956
1
1 СО
см
201
с\
231
244
ОС
ІГ
о
иьь
966
1 СС
О'
12,5
13.96
14,8
15,8
16,91
19,65
99.2
- 1
О'
ОС
G
Размеры, мм
(рис. 2-13)
CQ
2115
LC
сс
С\
с\
2565
2755
If
СС
сг
о
LQ LQ Ю LC
X) ' с\
М LQ О С\
"О ос 'Ф Tt
ІГ
О
ІГ
1880
с
с
о.
2285
2485
ІГ
ОС
сс
о
3000
3250
3750
о
о
s
о
Примечание. S „ —геометрическая поверхность радиатора, м2: Ор-масса радиатора без масла, кг; масса масла в радиаторе,
38
Рис. 2-14. Присоединение
радиатора к баку.
f — стенка бака: 2 — патру¬
бок; 3 — косынка; 4 — фла¬
нец; 5 — резиновое уплотне¬
ние: 6 — плоский кран; 7 —
резиновое уплотнение; 8 —
фланец патрубка радиа¬
тора.
80 мм и приварен¬
ных к ней квадрат¬
ных или круглых
фланцев 4 и 8. При
расстоянии между осями патрубков радиаторов 3000 мм
и более, а также при «дутье» вентиляторами, установ¬
ленными на радиаторах, при всех размерах радиаторов
патрубки усиливают приваркой двух косынок 3, распо¬
ложенных под углом 45° к горизонтальной оси патрубка.
Работающие вентиляторы являются одним .из источни¬
ков вибрации радиаторов, а поэтому такое усиление па¬
трубков необходимо.
В новых конструкциях трансформаторов все патруб¬
ки усиливают косынками. Патрубок имеет вылет равный
70 мм. Применяются также удлиненные патрубки, вылет
которых равен 120 мм. Они применяются в том случае,
когда балки жесткости, приваренные к стенке бака
трансформатора, мешают нормальному положению ра¬
диатора, поэтому приходится отодвигать радиатор от
стенки.
Расположение патрубков по высоте бака трансформа¬
тора зависит от двух условий: а) удобства наложения
сварочного шва в месте присоединения патрубка к стен¬
ке и б) размеров плоского крана, установленного на
верхнем патрубке. Плоский кран не должен выступать
вверх за раму бака. Исходя из этого, минимальное рас¬
стояние от верхней плоскости рамы до оси патрубка
принято 170 мм. Расстояние от дна до оси нижнего
патрубка должно быть не менее 175 мм. Это расстояние
только в исключительных случаях уменьшают до 125 мм.
Расстояние между верхним и нижним патрубками бака
должно быть равно расстоянию между патрубками ра¬
диатора, применяемого для данного трансформатора.
Когда бак настолько выше выбранных для данного
трансформатора радиаторов, что по высоте стенки
остается свободное место, а теплоотдача выбранных
39
радиаторов достаточна и не требует увеличения их высо¬
ты, радиаторы устанавливают на стенке бака возможно
выше. При этом минимальное расстояние от рамы бака
до оси патрубка сохраняется 170 мм. Такое положение
радиатора улучшает его теплоотдачу.
Трансформаторы обычно транспортируют без радиа¬
торов. Для присоединения радиаторов к баку существу¬
ют краны специальной конструкции, так называемые
плоские (рис. 2-15). Специальная конструкция крана по¬
зволяет уменьшить вылет радиатора. Краны устанавли¬
Рис. 2-15. Плоский кран для радиаторов.
ваются на патрубках бака трансформатора. При транс¬
портировании трансформатора эти краны закрыты и
дополнительно заглушены стальной заглушкой на рези¬
новой прокладке во избежание просачивания масла меж¬
ду заглушкой самого крана и его корпусом. Перед уста¬
новкой радиаторов дополнительную заглушку снимают,
а радиаторы присоединяют к закрытым кранам. Затем
краны поворотом рукоятки на угол 90° открывают и за¬
полняют радиаторы маслом из бака, предварительно
открыв верхние пробки радиаторов. В бак доливают
необходимое количество масла. Кранами пользуются
также в том случае, когда радиаторы снимают с запол¬
ненного маслом трансформатора для ремонта. В этом слу¬
чае крапы закрывают, затем снимают радиаторы и после
этого на краны ставят дополнительные стальные заглуш-
'40
ки. Габаритные и присоединительные размеры крана,
показанного на рис. 2-15, приведены в табл. 2-2.
Размещение радиаторов на баке трансформатора мо¬
жет быть касательным (относительно стенки) при при¬
менении одинарных и радиальным при применении сдво¬
енных радиаторов (рис. 2-16). Иногда применяется как
первое, так и второе расположение радиаторов на одном
и том же трансформаторе. На трансформаторах IV га¬
барита устанавливают только сдвоенные радиаторы.
Применение того или иного типа радиатора и их число
Таблица 2-2
Размеры, мм
Масса, кг
D
а
d2 I
1
п 1
L
1
50
НО
145
14
4
172
90
37
5,26
80
150
195
18
220
100
42
7,06
97
170
215
242
10,00
125
210
255
8
285
120
13,66
140
240
290
23
332
143
92
19,40
197
295
335
372
20,00
220
325
365
410
24,80
диктуются необходимостью получения нужной теплоот¬
дающей поверхности.
В производственном объединении «Уралэлектротяж-
маш» наряду с радиаторами из круглых труб применяют
также радиаторы из овальных труб, а на ЗТЗ — также
радиаторы из гнутых труб диаметром 30 мм.
Описанные конструкции трубчатых радиаторов име¬
ют достаточную механическую прочность. При изготов¬
лении их испытывают избыточным давлением, равным
98 066 Па, для выявления прочности и маслоплотности
сварных швов. Однако применяемые конструкции радиа¬
торов из круглых и овальных прямых и гнутых труб
диаметром 51 и 30 мм громоздки, имеют большие габа¬
риты и массу, большое число типоисполнений. Радиа¬
торы трудоемки в изготовлении, так как вварка
41
труб в стенку бака или коллектор радиатора
выполняются вручную. Конструкции радиаторов не по¬
зволяют осуществлять полную механизацию и автомати¬
зацию сборки, сварки, испытаний. Гибка труб увеличи¬
вает трудоемкость изготовления из-за возможных тре¬
щин при гибке, не позволяет применить трубы с толщи¬
ной стенки около 1,4 мм.
Вместе с тем диаметр охлаждающих труб (51 мм)
сравнительно велик, в результате чего неоправданно рас¬
ходуется большое количество трансформаторного масла
Рис. 2-16. Минимальные расстояния между трубчатыми радиато¬
рами.
а — радиальное расположение сдвоенных радиаторов; б — касательное распо¬
ложение одинарных радиаторов; / — трубы; 2 — угольник снаружи труб;
3 — коллектор.
на их заполнение. При этом почти на каждом трансфор¬
маторном заводе одновременно используют две-три кон¬
струкции радиаторов [Л. 2-3]. Предполагается внедрение
конструкции штампованных из листовой стали радиато¬
ров для трансформаторов I и II габаритов. Большое раз¬
нообразие применяемых конструкций радиаторов приво¬
дит к трудностям как технологического порядка (обору¬
дование, оснастка), так и в отношении унификации и
нормализации их узлов, деталей и материалов. Среди
множества конструкций радиаторов, применяемых заво¬
дами, только те из них будут экономически выгодными,
у которых показатели стоимости материалов, трудоем¬
кости изготовления, стоимости монтажа и ухода в экс¬
плуатации окажутся наименьшими.
Однако определение наилучшей конструкции радиа¬
торов не может быть произведено сопоставлением только
стоимости, необходимо также учитывать и такие показа¬
тели, как, например, массу; габариты; степень нормали-
42
зации и унификации; возможность применения единой
геометрии теплообменной поверхности; размер теплового
потока с единицы поверхности; энергетические затраты;
возможность производства с применением передовой тех¬
нологии, т. е. осуществления полной механизации и авто¬
матизации сварки, сборки, испытаний; надежность, дол¬
говечность, а также эстетичность. Только после оценки
всех этих показателей и проведения полного технико¬
экономического расчета может быть принято решение
о создании единой унифицированной конструкции радиа¬
торов для трансформаторов II и III габаритов и выше.
Рис. 2-17. Прямотрубный радиатор.
Проведенный анализ результатов испытаний промыш¬
ленных образцов радиаторов, имеющих разную форму и
размеры труб, разное конструктивное решение, а также
анализ материалов зарубежных фирм по этому вопросу
и технико-экономический- расчет подтвердили, что новая
прямотрубная конструкция радиаторов, разработанная
ВИТ для трансформаторов новых серий (рнс. 2-17), яв¬
ляется более совершенной и наиболее полно удовлетво¬
ряющей предъявляемым требованиям. В радиаторе при¬
менены прямые гладкие трубы диаметром 30 мм с тол¬
щиной стенки 1,2 мм. Трубы ввариваются с двух сторон
в коллекторы, имеющие каплевидную, хорошо обтекае¬
мую воздухом форму, и образуют трубные секции. Сек¬
43
ции с числом труб до шести обычно приваривают
к стенкам баков трансформаторов мощностью до
1000 кВ-А (рис. 2-6). Секции с числом труб 6—16 идут
на изготовление радиаторов. Каждый радиатор состоит
из 10 секций. Шаг по трубам в секции и между секция¬
ми равен 65 мм.
На ЗТЗ выпускаются 60 и 160-трубные радиаторы.
Радиатор 60-трубный имеет присоединительный патрубок
диаметром 75 мм, 160-трубпый 100 мм. В табл. 2-3 при¬
ведены данные прямотрубных радиаторов.
Таблица 2-3
Площадь поверхности и м.асса
Размеры,
мм
60-трубного
радиатора
160-трубного
радиатора
ручцого изготовления
60-трубного
радиатора
160-трубного
радиатора
машинного изготовления
1200
1400
1600
1800
2000
2200
2400
2600
2800
3000
1409
1609
1809
2114
2314
2514
2714
2914
3114
3314
117,5
127,6
138
66,5
72,7
79,2
33,5
36,6
39,6
42,6
45,7
48,6
51,6
373
401
429
455
483
510
537
228
245
262
278
295
312
328
33,86
36,56
39,86
42,86
45,86
48,66
52,06
359
387
415
441
469
496
523
230
247
264
280
297
314
330
Примечание. Sp— геометрическая поверхность радиатора, м2; Gp—масса
радиатора без маслр, кг; GM—масса масла в радиаторе, кг. Ширина радиатора при
ручномЧвготовлении 685 мм, машинном 700 мм.
В прямотрубных радиаторах приняты увеличенные
размеры сечений коллекторов (секций и радиатора) для
прохода масла, что привело к уменьшению гидравличе¬
ских потерь и увеличению скорости естественного дви¬
жения масла и, следовательно, повышению коэффициен¬
та теплоотдачи от масла к стенке трубы. Обтекаемая
форма коллекторов секций радиаторов с наружной сто¬
роны не препятствует прямолинейному движению возду¬
ха снизу вверх, а с увеличением скорости воздуха возрас¬
тает коэффициент теплоотдачи со стороны воздуха.
Одновременная многопозиционная приварка труб
к коллекторам, осуществляемая на контактной свароч¬
ной машине К-329 (конструкция ИЭС им. Е. О. Пато¬
на), позволяет значительно повысить производительность
труда и качество изготовления.
44
Рис. 2-18. Прямотрубный однорядный радиатор с оваль¬
ными трубами.
Рис. 2-19. Прямотрубный двухрядный радиатор с овальными
трубами.
45
Некоторые трансформаторные заводы, в частности
Московский электрозавод, для охлаждения ?Л трансфор¬
маторов I—III габаритов применяют радиаторы, выпол¬
ненные из овальных труб с размерами овала 70x20 мм
и толщиной стенки трубы 1,5 мм. Исходной заготовкой
для овальных труб служит круглая труба диаметром
51 мм. Радиаторы выполняются с одним рядом труб,
содержащим семь труб (рис. 2-18) и с двумя рядами
труб, содержащими 20 труб (рис. 2-19), в каждом ряду
по 10 труб. Параметры этих радиаторов приведены
в табл. 2-4.
Таблица 2-4
МО, мм
SP
5эф.р
GP
Ом
710*
0,896
0,8
12,9
8,5
900*
1,108
0,9
15,35
10,9
710
2,465
1,77
34,14
13,28
900
3,073
2,21
41,14
17,08
1150
3,873
2,79
50,14
22,08
1400
4,673
3,36
59,34
27,08
МО, мм
5р
5Эф.р
GP
оы
1615
5,361
3,86
67,14
31,38
1800
5,953
4,29
73,94
35,08
2000
6,593
4,74
81,98
39,08
2200
7,233
5,2
89,18
43,08
2400
7,673
5,67
96,58
47,08
* Однорядные радиаторы. Sp—геометрическая поверхность радиатора, м2; 5эф р—
эффективная теплоотдающая поверхность, м2; Gp — rçacca радиатора, кг; —масса
масла в радиаторе, кг.
Тепловой расчет аналогичен тепловому расчету ра¬
диаторного бака с радиаторами из круглых труб (§ 2-7).
2-7. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ РАДИАТОРНОГО БАКА
Тепловой расчет радиаторного бака аналогичен расче¬
ту гладкого или трубчатого баков. Допустимая удель¬
ная тепловая нагрузка радиаторного бака с системой
охлаждения A4 (естественная циркуляция воздуха и
масла) определяется так же, как и для трубчатого или
гладкого баков по кривой на рис. 2-9. Подсчет действи¬
тельной теплоотдающей поверхности производится по
(1-2в) и (1-2г).
Превышение температуры масла в верхних слоях над
температурой воздуха Ѳм.в.с рассчитывается так же, как
и для трубчатого бака, т. е. по (2-9). Полученное значе¬
ние Ѳм.в.с не должно превосходить 55°С (для герметизи¬
рованных трансформаторов 60°С) согласно ГОСТ
• 46
11677-75. В противном случае необходимо увеличить
охлаждающую поверхность трансформатора, увеличивая
высоту бака или число радиаторов пли выполняя то и
другое условия. Если и в этом случае Ѳм.в.с превосходит
указанные значения, то необходимо применить систему
охлаждения Д (принудительная циркуляция воздуха и
естественная циркуляция масла).
Пример расчета. Тепловой расчет бака герметизированно¬
го трансформатора мощностью 6300 кВ-А с обмоткой ВН на 35 кВ.
Исходные данные для теплового расчета бака:
/’=59 200 Вт — суммарные потери в трансформаторе; то вн =
=21°С — превышение температуры обмотки ВН над температурой
масла; топн=19”С — превышение температуры обмотки НН иад
температурой масла.
В соответствии с мощностью трансформатора выбираем радиа¬
торный бак. В зависимости от размеров активной части и изоляцион¬
ных расстояний от обмоток до стенки и крышки для класса напря¬
жения 35 кВ приняты (условно) следующие размеры бака: ширина
В = 102 см, длина А =232 см, радиус круглой части А=51 см, длина
прямой части /=130 см, высота 77=262 см.
Определяем размеры гладкой поверхности бака:
периметр бака
Л=2пД+2/=2п51+2-130=580 см;
поверхность бака
So=580-262= 152 000 см2=15,2 м2;
поверхность крышки
SH=nlO22/4+130-102=21 410 см2~2,1 м2.
Тогда эффективная гладкая поверхность бака по (1-2а):
5эф.в = 1-15,2+0,75-2,1 = 16,8 м2.
Для определения необходимого числа радиаторов рассчитаем
среднее превышение температуры масла над температурой воздуха
по (2-4) для наиболее нагретой обмотки ВН:
Ѳм.ср=65—21=44°С.
Превышение температуры масла в верхних слоях над темпера¬
турой воздуха определяем по (2-9). Для этого предварительно нахо¬
дим поправку на относительное смещение центра потерь и центра
охлаждения. Расстояние до центра потерь равно 81 см, а до центра
охлаждения 132 см, если принять расстояние между осями патруб¬
ков радиатора равным 2285 мм. Отношение этих высот:
Д/г=81 : 132=0,615.
По кривой на рис. 2-10 при отношении высот 0,615 и 1,2Ѳм.ср=
= 1,2-44=52,8°С получаем Ѳ/=3,5°С. Тогда превышение темпера¬
туры масла в верхних слоях над температурой воздуха будет:
Ѳм.в.с=52,8+3,5=56,3°С<603С.
47
Для определения минимально допустимой теплоотдающей по¬
верхности по кривой на рис. 2-9 находим удельную тепловую нагруз¬
ку при Ѳм.ср = 44°С: Çb = 600 Вт/м2.
Эффективная теплоотдающая поверхность по (2-7):
«эф=59 200/600=98,7 м2.
Выше было вычислено, что эффективная гладкая поверхность
бака равна 16,8 м2; следовательно, эффективная поверхность радиа¬
торов должна быть не менее
«»Ф.Рад=»98,7—16,8=81,9 м2.
По табл. 2-1 выбираем сдвоенный радиатор с 72 трубами и гео¬
метрической поверхностью Sp=31,7 м2.
Эффективная теплоотдающая поверхность одного радиатора
S'aФ.рад=0,754 • Sp=0,754 • 31,7=23,9 м2.
Следовательно, исходя из принятых условий, необходимо приме¬
нить не менее четырех радиаторов, и в этом случае:
5Эф.рад=23,9-4 = 95,6 м2.
Полная эффективная теплоотдающая поверхность радиаторного
бака по (1-2в):
«эф = 16,8+95,6= 112,4 м2.
Действительная удельная тепловая нагрузка радиаторного бака
ç6=59 200/112,4=525 Вт/м2.
Среднее превышение температуры масла над температурой воз¬
духа по кривой на рис. 2-9
Ѳн.ср=40°С.
Находим поправку 0' на относительное смещение центра потерь
и центра охлаждения по кривой на рис. 2-10 при отношении этих
высот, равном 0,615 и 1,2Ѳм.сР=1,2-40=48°С:
Ѳ'«3°С.
Тогда превышение температуры масла в верхних слоях над тем¬
пературой воздуха:
Ѳм.в.с= 1,2-40+3=51°С<60=С.
Превышение температуры обмоток над температурой окружаю¬
щего воздуха по (2-4) :
Ѳо вн=21+40=61°С<Ѳо=65°С;
Ѳо нн= 19+40=59°С<Ѳо=65°С.
48
Для решения вопроса о наиболее удобном расположе¬
нии радиаторов на баке трансформатора обычно дела¬
ют эскиз бака (вид сверху) и на нем вычерчивают ра¬
диаторы, размещая их по периметру бака так, чтобы
они не мешали установленным на баке кранам, задвиж¬
кам и другим выступающим узлам трансформатора.
2-8. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ БАКА С СЕКЦИЯМИ
ИЗ ПРЯМЫХ ТРУБ И С ПРЯМОТРУБНЫМИ
РАДИАТОРАМИ
Тепловой расчет позволяет по формуле (1-2а) опре¬
делить число секций, создающих совместно с поверх¬
ностью бака необходимую эффективную теплоотдаю-
Таблица 2-5
CJ
хо
15,0
2
4
6
8
16,0
2
4
6
8
17,0
2
4
6
8
18,0
2
4
6
8
19,0
2
4
6
8
157,5
160,1
162,8
165,4
168,1
170,7
173,4
176,0
178,7
181,4
184,1
186,8
180,5
192,5
195,4
197,8
200,5
203,2
206,1
2.8,8
211,6
214,4
217,2
220,1
222,8
20,0
2
4
6
8
21,0
2
4
6
8
22,0
2
4
6
8
23,0
2
4
6
8
24,0
2
4
6
8
225,6
228,5
231,3
234,2
237,0
239,8
242,7
245,6
248,4
251,3
254,2
257,1
259,9
262,8
265,8
268,6
271,6
274,6
277,4
280,5
283,4
286,4
289,4
292,2
295,2
25,0
2
4
6
8
26,0
2
4
6
8
27,0
2
4
6
8
28,0
2
4
6
8
29,0
2
4
6
8
288,2
301,1
304,2
310,1
313,2
316,2
319,3
322,2
325,3
328,4
331,3
334,4
337,5
340,5
343,7
346,6
349,7
352,9
355,9
359,0
362,1
365,2
368,3
371,5
30,0
2
4
6
8
31,0
2
4
6
8
32,0
2
4
6
8
33,0
2
4
6
8
34,0
2
4
6
8
374,5
377,7
380,8
383,9
387,2
390,2
393,4
396,5
399,6
402,8
406,0
409,3
412,3
415,6
418,8
421,9
425,1
428,3
431,5
434,7
438,0
441,2
444,5 j
447,7
450,9 I
35,0
2
4
6
8
33,0
2
4
6
8
37,0
2
4
6
8
38,0
2
4
6
8
39,0
2
4
6
8
454,1
457,3
460,7
463,8
467,2
470,4
473,7
476,9
480,3
483,4
486,8
490,0
493,4
496,7
500,0
503,4
506,6
509,9
513,4
516,5
520,0
523,2
526,6
529,0
532,2
40,0
5
41,0
5
42,0
5
43,0
5
44,0
5
45,0
5
46,0
5
47,0
5
48,0
5
49,0
5
50,0
536,7
545,1
553,5
561,8
570,3
578,9
587,5
596,0
604,6
613,2
621,8
630,4
639,2
647,9
656,4
665,3
673,9
682,6
691,6
700,4
709,4
ю
щую поверхность. Удельную тепловую нагрузку ç6,
Вт/м2, находят по табл. 2-5 или рис. 2-20 в зависимости
от среднего превышения температуры масла над темпе¬
ратурой воздуха Ѳм.ср. Затем определяем тепловой поток
бака, Вт,
Фб—^б5Эф,б.
4—675
(2-Ю)
49
Табл. 2-5 составлена по (2-5).
Тепловой поток секции определяем по формуле
Фс=Р—Фб,
(2-11)
где Р— суммарные потери в трансформаторе.
Превышение температуры масла в верхних слоях над
температурой воздуха находим по графику рис. 2-21
в зависимости от среднего превышения температуры
масла над температурой воздуха, а удельную тепловую
нагрузку секции qc для соответствующего превышения
температуры масла в верхних слоях — по графику
рис. 2-22.
Поверхность секции определяется как сумма поверх¬
ностей двух коллекторов и труб:
•Sc — 2-5КОл+‘$'
Число секций
n~4>c/Scqc.
(2-12)
(2-13)
Пример расчета. Исходные данные для теплового расчета:
Р=9350 Вт — суммарные потери в трансформаторе; Ѳм.ср=24,5°С —
среднее превышение температуры масла над температурой воздуха.
Рис. 2-20. График для опреде¬
ления удельной тепловой на¬
грузки поверхности бака.
50
Рнс. 2-21. График для опреде¬
ления превышения температу¬
ры масла в верхних слоях иад
температурой воздуха.
Размеры бака в зависимости от размеров активной части и изо¬
ляционных расстояний между стенкой бака и токоведущими частями
были приняты следующие: периметр бака /7=3,769 м, высота Н=
= 1,572 м, поверхность крышки Зк=0,88 м2.
Принимаем длину труб секции 1,144 м. Секция изготовляется из
труб диаметром 30 мм; шаг по трубам в секции и между секциями
по плоской стенке бака 65 мм. Каждая секция состоит из пяти труб.
Поверхность двух коллекторов секции 0,188 м2.
Рис. 2-22. График для расчета числа секций из прямых труб.
Отношение расстояния от дна бака до центра потерь трансфор¬
матора к расстоянию от диа бака до середины высоты секции равно
0,8 м. Эффективная теплоотдающая поверхность бака по (1-2а) :
Ss ф. о=0,9 • 3,769 ■ 1,572+0,75 • 0,88=6 м2;
здесь 0,9 — коэффициент поверхности бака Лп.б-
Тепловой поток бака по (2-10):
Ф6=290,8-6= 1745 Вт,
где Ç6=290,8 Вт/м2 по табл. 2-5 или рис. 2-20.
Тепловой поток секции по (2-11):
Фс=9350—1745=7605 Вт.
Превышение температуры масла в верхних слоях над темпера¬
турой воздуха Ѳм.вс = 33,2°С по кривой на рис. 2-21 для Ѳм ср=24,5°С
и при отношении расстояния до центра потерь к расстоянию’ до
центра охлаждения 0,8.
Удельная тепловая нагрузка секции <у, =201 Вт/м2 по рис. 2-22
при Ѳмвс = 33,2°С и при отношении расстояния до центра потерь
к расстоянию до центра охлаждения 0,8
Поверхность секции по (2-12):
Sc=0,188+0,471-1,444 = 0,73 м2,
где 0,471 м2 — поверхность пяти труб секции длиной 1 м.
Число секций по (2-13):
«=7605/0,73-201=51,8.
Принимаем 52 секции.
Тепловой расчет радиаторного бака с прямотрубными радиато¬
рами позволяет определить число радиаторов, создающих совместно
Рис. 2-23. График для расчета числа радиаторов с расстоянием меж¬
ду осями патрубков 1200, 1400 и 1600 мм.
Рис. 2-24. График для расчета числа радиаторов с расстоянием меж¬
ду осями патрубков 1800, 2000, 2200, 2400, 2600, 2800 и 3000 мм.
52
с поверхностью бака необходимую эффективную теплоотдающую по¬
верхность.
Радиаторы с расстоянием между осями патрубков (МО) 1200,
1400 и 1600 мм имеют по 60 труб и предназначены только для охлаж¬
дения М, а с МО, равным 1800, 2000, 2200, 2400, 2600 и 3000 мм
имеют по 160 труб и предназначены как для системы охлаждения М,
так и Д.
Тепловой расчет аналогичен расчету, приведенному в § 3-4 для
радиаторного бака с прямотрубными радиаторами для системы
охлаждения Д. Однако удельная тепловая нагрузка радиатора çn
для соответствующего превышения температуры масла в верхних
слоях над температурой воздуха определяется не по рис. 3-8 и 3-9,
а по рис. 2-23 и 2-24.
2-9. ТРУБЧАТЫЕ БАКИ И РАДИАТОРЫ ЗАРУБЕЖНОГО
ПРОИЗВОДСТВА
Некоторые зарубежные фирмы изготавливают транс¬
форматоры с трубчатыми секциями, вваренными в стен¬
ку бака; при этом вертикальные прямые трубы наби¬
раются и ввариваются в С-образную гнутую трубу
(арфообразное расположение труб) или в две прямые
трубы.
По данным [Л. 2-4] при расстоянии между секциями
75 мм и наружном диаметре труб 50 мм, например
у охладителей с арфообразным расположением труб
длиной 2 м, получаются следующие значения удельной
тепловой нагрузки поверхности труб при среднем пре¬
вышении температуры масла над температурой воздуха,
равном 50°С: при числе рядов труб в направлении, пер¬
пендикулярном стенке бака, 5; 6; 7 удельная тепловая
нагрузка 395; 375; 360 Вт/м2 соответственно.
Трубчатые баки такой конструкции выпускаются за¬
водами НРБ, ЧССР, ГДР, фирмами США, ФРГ, Ита¬
лии (рис. 2-25—2-27).
Некоторые зарубежные фирмы для трубчатых баков
применяют охлаждающие трубы различных конфигура¬
ций сечений (рис. 2-28). Предпочтение отдается таким
сечениям, применение которых позволяет снизить рас¬
ход масла.
В зарубежном трансформаторостроении до сих пор
изготовляются волнистые баки. Их конструкция усовер¬
шенствована по сравнению с применявшимися ранее.
Для изготовления волн внедрена роликовая сварка.
Масляный канал волны находится в пределах 4—7 мм,
шаг волны составляет 45 мм. Малая ширина масляного
63
Рис. 2-25. Трансформатор завода ТуР (ГДР)
в баке с трубчатыми секциями.
Рис. 2-26. Трансформатор мощностью 30 МВ • А фирмы АЕГ
(ФРГ) с арфообразными трубчатыми секциями.
канала увеличивает теплоотдачу и уменьшает коли¬
чество масла, а небольшой шаг волн повышает теплоот¬
дающую поверхность трансформатора. Например, стен¬
ка бака трансформатора мощностью 250 кВ-А и напря¬
жением 10 кВ завода «Васил Коларов» (НРБ) выпол¬
нена из волн высотой 165 мм и длиной 815 мм с шагом
Рис. 2-27. Трансформатор мощностью 400 кВ-А
на напряжение 13 кВ фирмы «Индустри электриш
де Легнан» (Италия).
на прямом участке бака 40 мм. Ширина масляного ка¬
нала равна примерно 8 мм. Вверху волнистая стенка
приваривается к уголковой раме, внизу — к стенке бака
на расстоянии 100 мм от дна. Дно приварено заподлицо
со стенкой бака. Такая конструкция волнистого бака
способствует нормальной циркуляции воздуха.
55
Рис. 2-28. Различные виды сечений охлаждающих труб.
Рис. 2-29. Некоторые виды сечений труб в радиаторах.
с — круглое с оребренной поверхностью: б, в — круглое; г — овальное; д —
плоскоовальное; е — трапецеидальное.
56
Рис. 2-30. Однорядный радиатор с оваль¬
ными трубами.
А-А
Рис. 2-31. Двухрядный
радиатор с овальными
трубами.
57
Зарубежные фирмы применяют навесные радиаторы,
выполненные из круглых и овальных труб или из штам¬
пованных секций. Некоторые сечения труб, используе¬
мых в радиаторах как зарубежных трансформаторов,
так и отечественных, показаны на рис. 2-29.
Швейцарские электротехнические фирмы применяют
радиаторы с овальными трубами (рис. 2-30) и прямо¬
угольным коллектором, к которому присоединяются тру¬
бы, имеющие в местах присоединения форму воронок.
Английская фирма применяет двухрядные радиато¬
ры с овальными трубами (рис. 2-31). Для обеспечения
775
Рис. 2-32. Трубчатый арфообраз¬
ный радиатор (СРР).
более свободного обтека¬
ния воздухом поверхно¬
сти труб и, следователь¬
но, увеличения эффектив¬
ности радиаторов коллек¬
торы выполнены относи¬
тельно узкими, так что
значительная часть каж¬
дой трубы выступает за
.пределы коллектора. По¬
этому концы труб к кол¬
лекторам привариваются
лишь частью периметра
трубы, а на выступаю¬
щую ее часть приварива¬
ется заглушка.
В зарубежном транс-
форматоростроении ши¬
рокое распространение
получили трубчатые ар¬
фообразные радиаторы из круглых или овальных труб
(ЧССР, СРР, СФРЮ, НРБ, Италия, США). Они выпол¬
няются с различным числом труб в секции и секций
в коллекторе (рис. 2-32). Применяются также шатровые
радиаторы (НРБ, Великобритания).
Радиатор шатрового типа конструкции НРБ
(рис. 2-33) состоит из двух пучков прямых труб диаме¬
тром 32 мм и толщиной стенки 1 мм, соединенных
в верхнем конце общим коллектором, а в нижнем —
двумя отдельными коллекторами. Наклон пучков труб
радиатора способствует улучшению движения охлаж¬
дающего воздуха. Радиатор навесной, соединенный
с баком трансформатора при помощи фланцев с плоски¬
58
ми кранами. Английская фирма «Кромптон паркинсон»
также выпускает шатровые радиаторы, сходные по
конструкции с болгарскими. Радиаторы шатрового типа
имеют большие габаритные размеры, поэтому они вы¬
полнены выносными и устанавливаются на отдельной
колонне вблизи трансформатора.
Конструкция трубчатых радиаторов одной из амери¬
канских фирм представляет собой набор овальных труб,
Рис. 2-33. Шатровый радиатор (НРБ).
соединенных в коллекторе с тремя рядами труб и
шахматным расположением. Коллектор штампованный,
сварен из двух половин. Фирма «Дженерал электрик»
(США и Канада) изготовляет радиаторы из круглых
прямых труб диаметром 30 мм. Расположение труб
четырехрядное, коридорное или шахматное. Концы
59
труб оттянуты на конус, что позволяет вести наружную
обварку. Трубы, по 20—30 в ряду, ввариваются в кол¬
лекторы треугольного сечения. Радиаторы имеют длину,
равную высоте бака трансформатора. Конструкция
радиаторов японской фирмы «Такокас продикт» анало¬
гична американской (рис. 2-29,6). Труб в ряду 16—18,
в радиаторе 46—52. Трубы ввариваются в коллектор
Рис. 2-34. Трансформатор завода «Ганс» мощ¬
ностью 100 кВ-А на 20 кВ со штампованными
радиаторами.
с наружной и внутренней стороны, чтобы избежать
течи.
Наибольшее распространение в зарубежном транс-
форматоростроении получили штампованные радиато¬
ры. Их изготовляют в ФРГ, ПНР (фабрика «Фамаль»).
ВНР, Австрии, Великобритании, США, Финляндии,
60
СФРЮ. На рис. 2-34 показан трансформатор завода
«Ганс» ВНР со штампованными радиаторами, а на
рис. 2-35 — трансформатор фирмы АЕГ. В радиаторе
на рис. 2-36 сечение каналов для прохода масла оваль¬
ное (рис. 2-29,а) или трапецеидальное (рис. 2-29,е).
Радиаторы состоят из разного числа секций (5—25
в радиаторах ГДР). Расстояние между осями патруб¬
ков 1000, 1200, 1400, 1600, 1800, 200Ô, 2200, 2400 и
и 2600 мм. Каждая секция изготавливается из двух сим¬
метричных половин, выштампованных из листовой
Рис. 2-35. Трансформатор мощностью 4 МВ-А со штампован¬
ными радиаторами.
стали толщиной 1—1,2—1,5 мм, которые соединяют сна¬
ружи роликовой сваркой, а для придания жесткости
сваривают и внутри в продольном направлении точеч¬
ной сваркой. В результате в секции создается несколь¬
ко параллельных каналов (2—7) для циркуляции мас¬
ла. Секции устанавливают на определенном расстоянии
другу от друга с тем, чтобы обеспечить циркуляцию воз¬
духа между ними. На время сварки внутреннюю по¬
верхность радиатора заполняют инертным газом для
предотвращения образования окалины. Радиаторы
укрепляют на баке трансформатора при помощи флан¬
цев или вваривают коллекторные трубы в стенку
бака.
61
На основании ряда опытов и. теоретических исследо¬
ваний фирмой АЕГ разработаны новые типы радиато¬
ров, в которых применена трапецеидальная форма
сечения каналов для прохода масла вместо ранее при¬
менявшейся эллиптической. Благодаря этому удалось
секциями радиатора до
50 мм и, тем са¬
мым, увеличить по¬
верхность охлаждения
в единице объема
примерно на 17%
[Л. 2-5].
Усовершенствовани¬
ем конструкции штам¬
пованных радиаторов
занимались многие
фирмы. Их поиски бы¬
ли направлены на оп¬
ределение оптималь¬
ных параметров мас¬
ляного и воздушного
■каналов с целью полу¬
уменьшить расстояние между
Рис. 2-36. Штампованный радиатор
из листовой стали (ГДР). ,
чения максимального
теплового потока с
единицы поверхности.
Сечение масляного ка¬
нала принято всеми фирмами, выпускающими эту кон¬
струкцию радиаторов, примерно одинаковым, причем
вместо эллиптической формы сечения принята трапеце¬
идальная (рис.
2-29,е).
По данным|[Л. 2-4,
2-6] слой масла, пе¬
ремещающийся в
т р а нсформаторном
баке вдоль стенок
вследствие конвек-
Рис. 2-37. Тепловой по¬
ток штампованных ра¬
диаторов при различных
превышениях температу¬
ры масла Ѳм.св в зависи¬
мости от их высоты Н
при охлаждении М.
62
ции, имеет толщину примерно 3-4 мм. Поэтому про¬
ходное сечение для масла в радиаторах целесообраз¬
но выполнять не более удвоенного сечения масляного
потока.
Английская фирма «Вашингтон энжиниринг» для
штампованных радиаторов дает график зависимости
удельного теплового потока <р радиаторов от расстоя¬
ния между осями патрубков при различных превыше¬
ниях температуры масла над температурой воздуха
(рис. 2-37).
Глава третья
МАСЛЯНОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ С ДУТЬЕМ
И ЕСТЕСТВЕННОЙ ЦИРКУЛЯЦИЕЙ МАСЛА
3-1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Радиаторный бак при охлаждении вида М может
обеспечить нормальный отвод теплоты для трансформа¬
торов мощностью до 10 000 кВ-А. У трансформаторов
IV габарита мощностью 10 000 кВ-А и более периметр
гладкого бака оказывается недостаточным для разме¬
щения необходимого числа радиаторов для получения
нужной поверхности охлаждения. В этом случае прихо¬
дится прибегать к принудительному дутьевому охлаж¬
дению с принудительной циркуляцией воздуха и естест¬
венной циркуляцией масла (условное обозначение Д).
При этом способе охлаждения можно увеличить тепло¬
вой поток радиаторов почти в 2 раза по сравнению
с естественным охлаждением.
Система охлаждения Д не исключает работу радиа¬
торов без дутья, т. е. при естественной циркуляции воз¬
духа. Но это возможно только при неполной нагрузке
трансформатора. Трансформатор способен длительно
работать с отключенным устройством принудительного
воздушного дутья при нагрузке, равной 0,67—0,5 номи¬
нальной.
Для системы охлаждения Д применяются те же
радиаторы, что и для системы М. Вентиляторы устанав¬
ливаются (по два) на кронштейнах (рис. 3-1), укреп¬
ленных на стенке бака в межтрубном пространстве
радиатора таким образом, что они обдувают верхнюю,
63
наиболее нагретую часть радиатора (у радиаторов из
гнутых труб), или кронштейне (рис. 3-2), закрепленном
на нижней части бака под радиаторами (прямотрубная
конструкция).
Такие радиаторы размещаются на верхней части
бака, занимая примерно 3/4 его высоты. Для отвода
Рис. 3-1. Установка вентиляторов на баке с радиаторами.
/ — стенка бака: 2 —растяжка 0 12 мм; 3 — бобышка; 4 —двигатель с вен¬
тилятором; 5 — кронштейн; бскоба (болты М16); 7 — трехжильный кабель
в резиновом шлаиге (АВРГ 3x4 мм2), помещенный в гибкий рукав из сталь¬
ной оцинкованной ленты; 8 — крепление кабеля; 9 — распределительная ко¬
робка.
теплоты радиатором важное значение имеет его распо-
ложение относительно обмоток трансформатора. Распо¬
ложение радиаторов со смещением центра охлаждения
относительно центра потерь способствует интенсифика¬
ции теплообмена, т. е. чем выше по отношению к обмот-
64
Рис. 3-2. Установка вентиляторов в нижней части бака.
1 — вентилятор; 2 — кронштейн; 3 — распределительная коробка.
Рис. 3-3. Расположение центра потерь (активной части) и центра
охлаждения (радиатора) и примерное распределение температуры
масла по высоте трансформатора при системах охлаждения М и Д.
5—675
65
кам расположены радиаторы, тем выше их тепловой
поток. Для радиаторов прямотрубной конструкции из
труб диаметром 30 мм с расстоянием между осями
патрубков 2285 мм при изменении отношения центра
потерь к центру охлаждения в пределах 0,6—1,1 и при
превышении температуры верхних слоев масла над
температурой воздуха 55°С удельный тепловой поток
радиаторов изменяется: а) для радиаторов с естествен¬
ной циркуляцией масла и воздуха от 490 до 365 Вт/м2.
т. е. на 25,5%; б) для радиаторов с естественной цир-
Рис. 3-4. Схема питания
электродвигателей систе¬
мы охлаждения Д.
1 — провода от источника
питания; 2 — магистральная
коробка; 3 — распредели¬
тельная коробка; 4 — пре¬
дохранитель типа ПД-1;
б — провода к электродви¬
гателям; 6 — кабель, соед и
няющий распределительные
коробки.
куляцией масла и принудительной циркуляцией воздуха
от 970 до 675 Вт/м2, т. е. на 30,5% (рис. 3-3). При этом
забор масла необходимо производить с верхней части
бака на расстоянии 100—150 мм от крышки, а его ввод
в нижнюю часть бака—на расстоянии 200 мм и более от
дна, так как проведенные исследования этих радиато¬
ров па трансформаторе с вводом масла в нижнюю часть
бака (220 мм от дна бака) и в среднюю часть бака
(1685 мм от дна бака, выше половины высоты активной
части на 200 мм) показали, что при вводе масла в ниж¬
нюю часть бака по сравнению с вводом масла в сред¬
нюю часть бака тепловой поток радиаторов увеличи¬
вается при охлаждении М на 10%, а при Д на 14%•
Питание электродвигателей вентиляторов от элек¬
трической сети осуществляется со щита управления
через «магистральную коробку», установленную на
стенке бака трансформатора. От этой коробки кабель
идет к «распределительным коробкам», которые монти¬
руются на кронштейне, служащем одновременно и для
установки двигателей. Таким образом питающая ма¬
гистраль (рис. 3-4) образуется путем соединения всех
распределительных коробок 3 и магистральной короб-
66
ки 2 в кольцевую цепь с помощью отрезков гибкого
трехжильного кабеля 6 мирок ВРГ и АВРГ сечением
жилы 2,5; 4 и 6 мм2, проложенных в металлическом
рукаве марки РЗ-ЦХ-20 по стенке бака трансформато¬
ра. Распределительная коробка служит для присоеди¬
нения электродвигателей к питающей магистрали 1,
В распределительной коробке установлены шесть предо¬
хранителей 4 типа ПД-1 с плавкими вставками на но¬
минальный ток 2 А для напряжения 380 В и 4 А для
напряжения 220 В. Этим предусмотрена защита двига¬
телей от токов короткого замыкания. В силу этого вы¬
ход из строя одного-двух двигателей не влечет за собой
выхода из строя всей системы.
3-2. АВТОМАТИЧЕСКОЕ УПРАВЛЕНИЕ
Трансформаторы с охлаждением Д снабжаются
устройством для автоматического управления дутьем,
т. е. автоматическим пуском и остановкой электродви¬
гателей вентиляторов. Для этой цели служит так назы¬
ваемый шкаф ШД-2. Применяются два способа включе-
Рис. 3-5. Термометрический сигнализатор ТС-100.
ния дутья: 1) когда нагрузка трансформатора достигает
номинального значения и 2) когда температура верхних
слоев масла достигает 55°С. При снижении температуры
верхних слоев масла до 50°С и если нагрузка при этом
меньше номинальной, дутье отключается. Температур-
5* 67
ііым датчиком системы автоматического управления
дутьем служит термометрический сигнализатор типа
ТС-100 (рис. 3-5), устанавливаемый на баке трансфор¬
матора.
Включение электродвигателей вентиляторов при
повышении температуры верхних слоев масла
в трансформаторе (способ 2) осуществляется при помо¬
рие. 3-6. Схема автоматического управления дутьем (в упрощенном
виде).
А, В, С — сторона питания; А', В', С' — к электродвигателям; ТС — термомет¬
рический сигнализатор; ТС К—контакт красной стрелки; ТСЖ — контакт жел¬
той стрелки; УП — универсальный пускатель; ПМ — магнитный пускатель (ка¬
тушка и главные замыкающие контакты); 1РТ°, 2РТ° — тепловые реле (нагре¬
вательные элементы и главные замыкающие контакты с защелкой и ручным
возвратом); PB — реле времени (катушка н замыкающие контакты); РТ — то¬
ковое реле.
щи контактов термометрического сигнализатора,
красная стрелка которого установлена на отметке 55°С
шкалы прибора. Отключение электродвигателей проис¬
ходит после снижения температуры верхних слоев мас¬
ла до 50°С. На этой отметке шкалы установлена желтая
стрелка прибора. При совпадении основной стрелки
с концом желтой стрелки, т. е. при достижении темпе¬
ратуры масла 50°С (и если при этом нагрузка не дости-
68
гаст номинальной), замыкается контакт ТСЖ (рис.3-6).
Включения дутья еще не происходит потому, что ра¬
зомкнуты контакты красной стрелки ТСІ\, а следова¬
тельно, через обмотку реле времени PB не проходит
ток и контакты PB 15—16 разомкнуты. Это означает,
что обмотка магнитного пускателя ПМ не получает
питания и контакты ПМ разомкнуты.
При совпадении основной стрелки прибора с концом
красной стрелки, т. е. при достижении температуры
55°С, замыкается контакт сигнализатора ТС К.. Обмотка
реле времени PB получает питание, и замыкаются кон¬
такты реле 15—16 и 7—8. Обмотка пускателя ПМ так¬
же оказывается под током, контакты пускателя замы¬
каются, и дутье включается.
При снижении температуры до значения, меньшего
55°С, но больше 50°С, размыкается контакт термосиг¬
нализатора ТСК, но дутье еще не отключается, так как
благодаря замкнутым контактам термосигнализатора
ТСЖ реле времени PB продолжает получать питание.
Контакты этого реле 7—8 также замкнуты, а поэтому
обмотка магнитного пускателя ПМ находится под током
и, следовательно, контакты пускателя замкнуты. При
снижении температуры масла ниже 50°С размыкается
контакт термосигнализатора ТСЖ, обмотка реле PB
теряет питание, контакты 15—16 и 7—8 размыкаются,
цепь питания обмотки магнитного пускателя ПМ разры¬
вается, контакты ПМ размыкаются и дутье отклю¬
чается.
Схема управления дутьем по току (способ 1) рабо¬
тает следующим образом. При нагрузке трансформато¬
ра, меньше номинальной, контакты 17—18 реле тока
разомкнуты и дутье отключено, если не произошло его
включения вследствие повышения температуры верхних
слоев масла в трансформаторе. При нагрузке трансфор¬
матора, равной номинальной, реле тока срабатывает,
замыкаются контакты 17—18 реле тока и обмотка реле
времени PB получает питание. Если по истечении вы¬
держки времени ток не снизится, контакты 15—16 и
7—8 этого реле замкнутся и обмотка магнитного пуска¬
теля ПМ получит питание. Контакты пускателя замк¬
нутся и включат дутье.
При снижении нагрузки трансформатора до значе¬
ния, меньше номинального, контакты реле тока разомк¬
нутся и произойдет отключение дутья.
69
Обмотка реле тока питается нагрузочным током
трансформатора через трансформатор тока. Уставка
этого реле равна номинальной нагрузке трансформа¬
тора.
Обычно в схеме предусматривается как автоматиче¬
ское включение дутья, так и неавтоматическое. Автома¬
тическое включение осуществляется при установке
универсального переключателя У/7 в положение «авто¬
матическое». При этом замкнуты контакты 9 и 10. Не¬
автоматическое включение дутья производится дистан¬
ционно со щита управления при помощи универсального
переключателя УП или универсальным переключателем
УII, расположенным в шкафу управления. Для этого
нужно замкнуть контакты 5 и 6 (контакты 9 и 10 ра¬
зомкнутся) .
Защита двигателей, аппаратов и проводки от токов
короткого замыкания осуществляется предохранителя¬
ми ПР2, а защита двигателей от длительных перегру¬
зок— тепловыми реле 1РТ° и 2РР’, встроенными в маг¬
нитный пускатель. Тепловые реле РТ имеют токопрово¬
дящую пластину, выполненную из металла с высоким
удельным электрическим сопротивлением. Эта пластина
плотно соприкасается с биметаллической пластиной,
которая в свою очередь связана с защелкой, удержи¬
вающей контакт реле в закрытом состоянии (размыкаю¬
щий контакт). При прохождении по первой пластине
повышенного тока она нагревается и одновременно на¬
гревает биметаллическую пластину. Последняя изги¬
бается и при этом освобождает защелку контакта реле.
Контакт размыкается и тем самым разрывает цепь
питания обмотки магнитного пускателя, и дутье отклю¬
чается.
Питание шкафа автоматического управления дутьем
осуществляется от сети переменного тока 220 В. Шкаф
автоматического управления дутьем ШД-2 устанавли¬
вается отдельно от трансформатора.
Термометрический сигнализатор типа ТС-100
(рис. 3-5) представляет собой паровой манометрический
дистанционный термометр. Основными частями прибора
являются термобаллон, капилляр — гибкая трубка, за¬
щищенная металлической оплеткой, и корпус. В корпусе
прибора находятся манометрическая пружина, контакт¬
ная система, шкала и стрелка. Термобаллон, капилляр
и манометрическая пружина образуют замкнутую систе¬
70
му, которая содержит насыщенные пары хлорметила.
Температура трансформаторного масла передается тер¬
мобаллону, ввинченному в гильзу на крышке трансфор¬
матора. При повышении температуры термобаллона
увеличивается давление паров хлорметила и передается
по капилляру манометрической пружине. Упругая
деформация пружины вызывает отклонение стрелки по
шкале прибора.
Контактная система прибора состоит из контактной
щеточки, жестко связанной с осью стрелки, и двух сек¬
торов с контактами. Секторы связаны с двумя пере¬
движными стрелками-указателями, желтой и красной.
Контактная щеточка при перемещении основной стрелки
прибора скользит по секторам. При установке стрелок-
указателей на определенную температуру на шкале
прибора (например, 50°С — желтая стрелка и 55°С —
красная) контакт замыкается при совпадении конца
основной стрелки с концом желтой стрелки, и при даль¬
нейшем повышении температуры до 55°С замыкается
второй контакт (конец основной стрелки совпал с кон¬
цом красной стрелки), причем первый контакт остается
замкнутым.
Погрешность прибора находится в пределах: при
температуре от 0 до 40°С — от +4 до —8°С, при темпе¬
ратуре от 40 до 100°С Р4°С. Контакты прибора рас¬
считаны на замыкание и размыкание тока 0,2 А при на¬
пряжении 220 В.
3-3. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ РАДИАТОРНОГО БАКА
Тепловой расчет радиаторного бака с дутьем анало¬
гичен тепловому расчету гладкого и трубчатого баков
или радиаторного бака без дутья. Допустимая удель¬
ная тепловая нагрузка радиаторного бака с дутьевым
охлаждением, осуществляемым крыльчаткой серии МЦ
№ 4, определяется по опытной кривой на рис. 3-7. Под¬
счет действительной теплоотдающей поверхности произ¬
водится по формулам (1-2д). Превышение температуры
верхних слоев масла над температурой воздуха рассчи¬
тывается так же, как и для трубчатого бака, т. е. по
(2-9).
Пример. Тепловой расчет трансформатора мощностью
16 000 кВ-А с напряжением обмотки ВН 35 кВ.
Исходные данные для теплового расчета бака: Р= 115 300 Вт —
суммарные потери в трансформаторе; товн = 18,5°С — превышение
71
температуры обмотки ВН над температурой масла; тонн = 19°С—
превышение температуры обмотки НН над температурой масла.
В соответствии с мощностью трансформатора выбираем радиа¬
торный бак. Расчет поверхности бака аналогичен расчету, приведен¬
ному в § 2-8. Поэтому приводим его конечный результат, т. е. раз¬
мер эффективной теплоотдающей поверхности бака (условно):
^п.б5б+Ьп.і;5к= 18,37 м2.
Исходя из размеров бака, определяем, что число радиаторов, ко¬
торые могут свободно разместиться но его периметру, равно шести.
По данным табл. 2-1 выбираем сдвоенный радиатор, имеющий
Рис. 3-7. Кривая зависимости среднего превышения температуры
масла от удельной тепловой нагрузки при обдуве крыльчаткой серии
МЦ № 4 радиаторов с гнутыми трубами 0 51 мм.
64 трубы с геометрической поверхностью Sp=28,2 м2 и расстоянием
между патрубками 2285 мм.
Эффективная теплоотдающая поверхность радиаторов по (1-2г):
5Эф.рад=0,754-28,2-6= 128 м2.
Полная эффективная теплоотдающая поверхность радиаторного
бака по ( 1-2в) :
ЗзФ = 18,37+128= 146,37 м2.
В этом случае удельная тепловая нагрузка радиаторного бака
равна:
<7б = 115 300/146,37=790 Вт/м2.
Среднее превышение температуры масла над температурой воз¬
духа по кривой на рис. 2-9:
0м.СР = 05 С.
Превышение температуры масла в верхних слоях над температу¬
рой воздуха даже без учета поправки на относительное смещение
центра потерь и центра охлаждения будет:
Ѳм.в.с=1,2-55=66оС>60°С,
т. е. явно недопустимо, и, следовательно, необходимо применить ра¬
диаторы с дутьем. Тогда по (1-2д) эффективная теплоотдающая по¬
верхность радиаторов будет:
Зэ ф. р а д=0,754 • 28,2 ■ 6 ■ 1,05 = 135 м2.
72
Полная эффективная Теплоотдающая поверхность радиаторного
бака
Хэф = 18,37+135= 153,37 м2.
Действительная удельная тепловая нагрузка
<76 = 115 300/153,37=750 Вт/м2
и среднее превышение температуры масла над температурой воздуха
по кривой па рис. 3-7:
Ѳм.ср=30°С.
Находим поправку на относительное смещение центра потерь и
центра охлаждения. Предположим, что расстояние до центра по¬
терь равно 98 см, а до центра охлаждения — 132 см. Отношение этих
высот равно:
Д/г=98: 132-0,74.
По кривой на рис. 2-10 при отношении .высот, равном 0,74 и
1,20м ср=1,2-30= 36°С:
Ѳ'=4°С.
Превышение температуры масла в верхних слоях над темпера¬
турой воздуха станет равным:
0м.в.с = 36+4=40оС<60°С.
Превышение температуры обмоток над температурой воздуха
Ѳо вн= 18,5+30=48,5°С<Ѳо = 65°С;
Ѳо нн —19+30=49оС<Ѳо=65°С.
3-4. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ РАДИАТОРНОГО БАКА
С ПРЯМОТРУБНЫМИ РАДИАТОРАМИ
Радиаторы изготовляются из труб диаметром 30 мм.
Радиаторы с МО, равным 1800; 2000; 2200; 2400, 2600;
2800 и 3000 мм, имеют по 160 труб и предназначены как
для системы охлаждения М, так и Д. Размеры поверх¬
ности охлаждения радиаторов приведены в табл. 2-3.
Дутье осуществляется вентиляторами серии МЦ № 4
(без обечаек), установленными под радиатором.
Тепловой расчет позволяет определить число радиа¬
торов, необходимое для отвода теплоты от трансформа¬
тора. Эффективная тсплоотдающая поверхность бака
определяется по (1-2а).
Размер удельной тепловой нагрузки qe, Вт/м2, нахо¬
дится по табл. 2-5 или рис. 2-20 в зависимости от сред¬
него превышения температуры масла над температурой
воздуха 0м.ср- Тепловой поток бака Фд определяется по
(2-10), а тепловой поток радиаторов
фр=Д—фб, (3-1)
73
где P — суммарные потери в трансформаторе, Вт.
Превышение температуры масла в верхних слоях
над температурой воздуха находится по графику на
рис. 2-21 в зависимости от среднего превышения темпе¬
ратуры масла над температурой воздуха, а удельная
тепловая нагрузка радиатора çp для соответствующего
превышения температуры масла в верхних слоях — по
графикам рис. 3-8 и 3-9.
Число радиаторов определяется по формуле
п—Фр/SpÇp.
Рис. 3-8. График для расчета числа прямотрубных радиато¬
ров.
Рис. 3-9. График для расчета числа прямотрубных радиаторов.
74
Пример расчета. Исходные данные для теплового расчета:
Р=205 000Вт—суммарные потери в трансформаторе; Ѳм.ср=39,2°С—
среднее превышение температуры масла над температурой воздуха.
Размеры бака в зависимости от размеров активной части и изо¬
ляционных расстояний между стенкой бака и токоведущими частями
были приняты следующие: периметр бака /7=10,58 м; высота //=
=4,16 м; поверхность крышки S„=7,44 м2.
Расстояние между осями патрубков радиаторов принимаем рав¬
ным 2200 мм. Отношение расстояния от дна бака до центра потерь
трансформатора к расстоянию от дна бака до середины высоты ра¬
диатора равно 0,6. Эффективная теплоотдающая поверхность бака
по (1-2а) :
5эф=4,16-10,58+ 0,75 • 7,44=49,6 м2;
здесь коэффициент поверхности бака &п.с = 1.
Тепловой поток бака по (2-10):
Ф6=523,2-49,6=25 950 Вт,
где ^6=523,2 Вт/м2 по табл. 2-5 или рис. 2-20. Тепловой поток радиа¬
тора по (3-1):
Фр=205 000—25 950= 179 050 Вт.
Превышение температуры масла в верхних слоях над темпера¬
турой воздуха Ѳн.в.с=50,3°С по графику рис. 2-21 для Ѳм.Ср=39,2°С
и отношении расстояния до центра потерь к расстоянию до центра
охлаждения равном 0,6.
Удельная тепловая нагрузка поверхности радиаторов qv—
= 735 Вт/м2 по графику на рис. 3-9. Число радиаторов по (3-2):
«=179 050/40-735=6,1,
где Sd=40 м2 по табл. 2-2.
Принимаем шесть радиаторов.
3-5. РАДИАТОРЫ ЗАРУБЕЖНОГО ПРОИЗВОДСТВА
Зарубежные фирмы, как и заводы отечественного
трансформаторостроения, для системы охлаждения Д
применяют те же конструкции радиаторов, что и для
охлаждения М.
Вентиляторы устанавливаются преимущественно вни¬
зу, под радиатором, и иногда сбоку радиатора. Обдув
индивидуальный или групповой. Нижнее расположение
вентиляторов под радиатором (рис. 3-10) применяется
в трансформаторах ВНР, НРБ, СРР, ПНР, Финляндии,
Бельгии, Италии, Австрии, а также ФРГ и ГДР (до
1960 г. для конструкции штампованных радиаторов
с масляными каналами эллиптического сечения)
[Л. 2-1].
75
Боковое расположение вентиляторов (рис. 3-11 и
3-12) применяется в трансформаторах Канады, США,
ГДР, Италии, а также ГДР и ФРГ (после 1960 г. для
конструкции штампованных радиаторов с трапецеидаль¬
ным сечением масляных каналов) [Л. 2-1]. Вентилято¬
ры фирмы «Дженерал электрик» (США) легкой конст¬
рукции крепятся непосредственно на трубках сбоку
радиатора при помощи кронштейна. Фирма «Морелли»
(Италия) устанавливает двухлопастные вентиляторы
сбоку в верхней части радиатора; при нагрузке до
Рис. 3-10. Трансформатор фирмы «Элин» (Австрия) с нижним рас¬
положением вентиляторов дутья.
70% номинальной трансформатор работает с естествен¬
ным охлаждением, свыше 70%-—с дутьевым. Эта же
фирма изготавливает радиаторы из плоскоовальных
труб, аналогичные тем, которые применяет американс¬
кая фирма «Дженерал электрик», японская «Такокас
продикт».
Двухрядный трубчатый радиатор итальянской фир¬
мы «Солиглиано» сходен с радиатором американской
фирмы «Дженерал электрик»; только трубы вварива¬
ются в коллектор, имеющий форму усеченной прямо¬
угольной пирамиды. Расположение радиаторов на баке
76
Рис. 3-11. Трансформатор фирмы «Дженерал электрику
(США) с боковым расположением вентиляторов дутья.
Рис. 3-12. Трансформатор с боковым расположением вентиля¬
торов дутья.
77
трансформатора наклонное, и компонуются они так, что
два рядом висящих радиатора образуют шатер (по
типу болгарских радиаторов). У основания шатра уста¬
навливается один вентилятор мощностью 0,75 кВт.
Конструкция радиаторов бельгийской фирмы пред¬
ставляет собой сдвоенную арфу из труб диаметром
50 мм, вваренных в С-образную трубу диаметром
70 мм. Сборный коллектор выполнен из трубы диаме¬
тром 100 мм. Радиаторы съемные. Радиаторы занимают
примерно 2/3 высоты верхней части бака трансфор¬
матора, а охлажденное масло по переходному колену
движется вниз бака. Вентиляторы дутья устанавлива¬
ются под радиатором.
В штампованных радиаторах с масляными каналами
эллиптического сечения вентиляторы устанавливаются
внизу под радиатором так, чтобы поток воздуха был на¬
правлен снизу вверх, вдоль радиатора. Однако иссле¬
дования показали, что-при таком расположении венти¬
ляторов создается значительное аэродинамическое со¬
противление для прохода воздуха и вследствие этого
расход мощности на обдув возрастает.
Новые типы радиаторов трапецеидальной формы се¬
чения масляных каналов позволяют рационально
использовать горизонтальный обдув. Стенки соседних
элементов образуют в горизонтальном направлении
параллельные каналы с малым сопротивлением, поэто¬
му обеспечивают лучшее, чем при вертикальном обдуве,
использование охлаждающего воздуха. Наибольшая
эффективность обдува достигается, если вентиляторы
расположены таким образом, что поток воздуха направ¬
ляется на наиболее нагретую часть радиатора, в то
время как при вертикальном обдуве основная масса
холодного воздуха подается в нижнюю, наименее на¬
гретую часть радиатора.
При горизонтальном обдуве радиаторов с трапецеи¬
дальной формой масляных каналов значительно умень¬
шается аэродинамическое сопротивление для прохода
воздуха и растет тепловой поток. Расходы электроэнер¬
гии на обдув и необходимое число вентиляторов умень¬
шаются примерно в 2 раза [Л. 2-5]. Кроме того, по
данным фирмы АЕГ, шум от вентиляторов меньше, так
как они располагаются между радиаторами, поэтому
уменьшается их звукоизлучение. Шум может быть
уменьшен, если закрыть места их установки. Шум на-
78
Прайленный по оси — максимальный, а под углом 906
к оси вентилятора — минимальный (примерно в 2 раза
меньше осевого).
Характеристики некоторых трансформаторов с дутье¬
вым охлаждением приведены в табл. 3-1. Из сравнения
данных таблицы видно, что расход мощности (Вт/кВт)
характеризует эффективность работы системы охлажде-
Таблица 3-1
Страна-изготовитель и тип
трансформатора
Суммар¬
ные поте¬
ри, кВт
Расход мощ¬
ности на ох¬
лаждение
Температура,
°C
кВт
Вт/кВт
обмо¬
ток
масла
Финляндия, „Штромберг"
(ТДТН-15000/110)
109
2,5
22,9
60
50
Бельгия, „Шарлеруа"
(ТДТН-15000/110)
129
1,1
8,5
70
60
СССР, ЗТЗ (ТДГ-15000/ПО)
183
4
21,8
60
50
Япония, „Такокас продикт “
(ТДГ-15000/110)
170
7
41
70
60
Япония, „Такокас продикт"
(ТДГ-20000/110)
207
8,5
41
70
60
ВНР, „Ганс" (ТДГ-24000/120)
203
6
29,5
.—
—
ГДР (ТДН-20000/110)
215
4,5
20,9
—
—
Бельгия (ТДТН-20000/110)
163,5
1,1
6,8
70
60
СССР, МЭЗ (ТДТНГ-31500/110)
380
5
18,4
—
СССР, ЗТЗ (ТДТН-32000/110)
272,5
4,5
16,5
62
47
ФРГ, АЕГ (ТДТ-31500/110)
220,4
3
13,6
70
60
Италия, „Солпглиано"
(ТДТН-31500/110)
188,8
7,5
40
—
—•
Финляндия, „Штромберг"
(ТДТН-31500/110)
206
4
19,4
60
50
ГДР (ТДН-31500/110)
338
6,5
19,2
70
60
Примечания: 1. Для зарубежных фирм в скобках указаны типы отечест¬
венных трансформаторов, соответствующие тем, для которых приведены данные.
2. Для СССР приведены данные, соответствующие указанным типам трансфор¬
маторов.
ния при условии, что радиаторы в режиме естественного
охлаждения обеспечивают один и тот же процент но¬
минальной нагрузки трансформатора. В большинстве
случаев эта величина соответствует 60% номинальной
мощности. Однако энергетические показатели без уче¬
та масс и объемов не дают возможности сделать вывод
о техническом уровне конструкций радиаторов.
79
С теплотехнической точки зрения лучшей конструк¬
цией считаются трубчатые радиаторы, однако большин¬
ство разновидностей их, за исключением прямотрубных,
нетехнологичны, так как не позволяют изготовлять их
на поточно-механизированных линиях с использованием
прогрессивных технологических операций. Для них
в основном применяются ручная сварка и сложная тех¬
нология. Так, наиболее эффективные в теплотехниче¬
ском отношении трубчатые радиаторы шатрового типа
(НРБ) имеют сложную конструкцию, ручную сварку и
сборку. Положительным в этой конструкции радиаторов
является применение труб уменьшенного диаметра по
сравнению с трубами, применяемыми другими зарубеж¬
ными фирмами, что способствует увеличению эффектив¬
ности охлаждения.
Изготовление арфообразных радиаторов связано
с С-образной гибкой собирательных труб-коллекторов
и сверлением или фрезерованием в них отверстий, а так¬
же ручной сваркой и сборкой. Технология изготовления
трубчатых радиаторов (США, Япония, Италия), преду¬
сматривает применение не менее 70% ручной сварки и
немеханизированную сборку и испытания.
Более технологичны штампованные радиаторы, по¬
зволяющие механизировать отдельные операции изго¬
товления (штамповку, сварку). В США изготовление
штампованных радиаторов ведется на специальной авто¬
матической линии. Благодаря высокой степени автома¬
тизации производства трудоемкость изготовления радиа¬
торов снижена примерно на 50% [Л. 3-1].
Французская фирма выпускает штампованные ра¬
диаторы из листовой стали толщиной 1 мм, производ¬
ство которых ведется на поточно-механизированной ли¬
нии. Масляный канал трапецеидального сечения имеет
размеры 12X54 мм. Ширина секции составляет 341 мм.
Шаг между секциями равен 45 мм, число секций 1—26
(максимально). Радиаторы изготавливаются с расстоя¬
нием между осями патрубков 500—3000 мм с шагом че¬
рез 100 мм. Диаметр присоединительных патрубков
107 мм.
Аналогичной конструкции штампованные радиато¬
ры выпускает фирма «Машиненфабрик Висбаден»
(ФРГ) с шириной секции 220 и 510 мм и масляного
канала трапецеидальной формы 12 и 14 мм соответст¬
венно. Диаметр присоединительных патрубков 80 мм.
80
Радиаторы имеют стандартизованные расстояния между
осями патрубков 800—3200 мм через каждые 100 мм,
число секций 4—20, расстояние между секциями
50 мм. Секции выполнены из стального листа толщи¬
ной 1,25 мм. В качестве антикоррозионного покрытия
наружных поверхностей радиатора применяется по¬
краска или горячее цинкование. Радиатор рассчитан
на номинальное давление 98 100 Па. Испытание радиа¬
тора на плотность производится давлением воздуха
196 200 Па.
Штампованные радиаторы по сравнению с трубча¬
тыми имеют пониженные теплотехнические характери¬
стики (при естественном и дутьевом охлаждении при¬
мерно на 35%, при условии, что радиаторы в режиме
естественного охлаждения обеспечивают не менее 50%
номинальной мощности) и повышенные массовые харак¬
теристики металла. Это объясняется тем, что в штампо¬
ванных радиаторах параллельные поверхности секций
не участвуют в теплоотдаче излучением, в то время как
при естественном охлаждении в круглых трубах тепло¬
отдача излучением составляет около 15% всей теплоот¬
дачи, т. е. конвекцией и излучением.
Сравнение отечественных и зарубежных конструк¬
ций радиаторов показывает, что прямотрубные радиа¬
торы из гладких труб диаметром 30 мм имеют лучшие
удельные технические и стоимостные характеристики.
Основным преимуществом конструкции прямотрубных
радиаторов является возможность полной механизации
и автоматизации их изготовления на поточно-механизи¬
рованной линии, в связи с чем резко снижается трудо¬
емкость изготовления. Этот фактор имеет решающее
значение при массовом производстве радиаторов.
6—675
Глава четвертей
ДАЛЬНЕЙШЕЕ РАЗВИТИЕ СИСТЕМ ОХЛАЖДЕНИЯ
С ЕСТЕСТВЕННОЙ ЦИРКУЛЯЦИЕЙ МАСЛА
И СРАВНЕНИЕ РАЗЛИЧНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
РАДИАТОРОВ
4-1. ОСНОВНЫЕ НАПРАВЛЕНИЯ ПО ИНТЕНСИФИКАЦИИ
ОХЛАЖДЕНИЯ ТРАНСФОРМАТОРОВ
В существующих конструкциях трубчатых радиато¬
ров коэффициент теплопередачи от масла к стенке тру¬
бы kK примерно в 2,5 раза меньше, чем от стенки трубы
к воздуху /гв, при охлаждении М. и примерно равен при
охлаждении Д. Так, при испытании трансформатора
типа ТДТНГ-10000/110 с 16-рядным радиатором из гну¬
тых труб диаметром 51 мм с расстоянием между осями
патрубков 3250 мм, проведенных ВИТ, получены kw=
=26,6 Вт/(м2-°С) и Ав=Ю,1 Вт/(м2-°С) при охлажде¬
нии М. и &м=34,3 Вт/(м2-°С), &в=35,2 Вт/(м2-°С) при
охлаждении Д (обдув двумя вентиляторами серии М.Ц
№ 4).
Сопоставление kM и kB показывает, что для интенси¬
фикации охлаждения М. необходимо в первую очередь
увеличить kB, а при охлаждении Д необходимо увели¬
чить как kB, так и ÆM.
Интенсификация теплопередачи со стороны воздуха
может быть достигнута как путем увеличения поверхно¬
сти охлаждения, т. е. применения оребренных труб, так
и путем применения более интенсивного обдува, т. е.
более мощных вентиляторов или установки большего их
числа на радиатор.
При достижении равенства коэффициентов теплопе¬
редачи со стороны масла и воздуха (&М=.ЛВ) дальней¬
шая интенсификация охлаждения может идти по пути
одновременного применения оребренных труб и более
интенсивного их обдува, а также применения принуди¬
тельной циркуляции масла. Проведенные расчеты пока¬
зывают, что применение оребренных труб дает возмож¬
ность увеличить коэффициент теплопередачи и тепловой
поток радиатора при охлаждении М и Д примерно
в 2 раза. Принудительная циркуляция масла для глад¬
ких труб дает увеличение коэффициента теплопередачи
82
для радиаторов охлаждения М примерно на 30% и при¬
мерно на 60% для радиаторов охлаждения Д; она
весьма перспективна для радиаторов из оребренных
труб охлаждения М, а особенно Д.
Учитывая высокую стоимость оребренных труб при
современной технологии их изготовления, экономически
наиболее целесообразным способом увеличения теплового
потока радиаторов из гладких труб является примене¬
ние принудительной циркуляции масла и интенсивного
обдува вентиляторами.
Вертикальный обдув прямотрубных радиаторов, при
котором поток холодного воздуха направлен на наибо¬
лее охлажденную нижнюю часть радиатора, не обеспечи¬
вает максимального теплоотвода, так как при этом уже
подогретый воздух и с меньшей скоростью поступает на
наиболее горячую верхнюю часть радиатора, поскольку
часть воздушного потока рассеивается по пути движе¬
ния его снизу вверх. Поэтому целесообразно применять
горизонтальный обдув радиатора, при котором удобно
разместить большее число вентиляторов и расположить
их в верхней, наиболее нагретой части радиатора, или
вентиляторы с большим диаметром крыльчатки.
Горизонтальный обдув радиаторов позволит разме¬
стить радиаторы по всей высоте бака (охлаждение Д),
т. е. применить радиаторы с большей поверхностью
охлаждения взамен применяемых укороченных, зани¬
мающих 3/4 высоты бака, и, следовательно, сократить
число радиаторов, патрубков, кранов, а также снизить
трудоемкость изготовления трансформатора.
4-2. СРАВНЕНИЕ РАЗЛИЧНЫХ КОНСТРУКЦИЙ РАДИАТОРОВ
Сравнение радиаторов из гладких и оребренных
труб
На серийном трансформаторе проведены тепловые
испытания радиаторов трех типов: гладкотрубных из
гнутых труб диаметром 51 мм, прямотрубных с про¬
дольным оребрением из труб диаметром 51 и 30 мм (см.
рис. 2-29) при охлаждении М и Д. Расстояния между
осями патрубков 2285 мм; применялись вентиляторы
серии МЦ № 4. Испытания показали, что технические
характеристики радиаторов из оребренных труб диаме¬
тром 30 мм значительно выше, чем у радиаторов из
гладких труб и оребренных диаметром 51 мм [Л. 2-1].
6* 83
Эти характеристики могут быть улучшены при отра¬
ботке оптимальных параметров оребрения труб и выбо¬
ре оптимального трубного пучка радиатора.
Радиаторы из оребренных труб наиболее перспектив¬
ны с технической точки зрения. Однако они имеют вы¬
сокую стоимость и их применение экономически не-
оправдано.
Сравнение радиаторов из гладких труб 0 51 мм и
прямотрубных из труб 0 30 мм
При сравнении результатов испытаний гладкотруб¬
ных радиаторов из гнутых труб диаметром 51 мм и пря-
мотрубиых радиаторов из труб диаметром 30 мм с рас¬
стоянием между осями патрубков 2285 мм, проведенных
в идентичных условиях (на одном и том же трансфор¬
маторе), оказалось, что последние (при превышении
температуры масла над температурой воздуха 55°С)
имеют более высокие удельные технические характери¬
стики при системах охлаждения М и Д. Так, удельный
тепловой поток с единицы, Вт/м2, поверхности увеличил¬
ся на 20%, удельный расход металла, кг/Вт, уменьшил¬
ся на 33%, а масла на 55%. Уменьшены габариты ра¬
диатора (объем на единицу отводимого тепла снижен
на 40%) [Л. 2-1].
Сравнение радиаторов из круглых и плоскоовальных
труб
Результаты испытаний двух идентичных по габари¬
там и массе конструкций прямотрубных радиаторов
с расстояниями между осями патрубков 2285 мм
с круглыми трубами диаметром 30 мм и плоскооваль¬
ными размером 15X40 мм (исходная заготовка — труба
0 30X1,25 мм), у которых концы длиной 40 мм сохра¬
нили круглый профиль для удобства приварки их к кол¬
лекторам, показали, что тепловой поток радиатора из
плоскоовальных труб при охлаждении М на 15—23%
ниже, чем у радиатора из круглых труб. При охлажде¬
нии Д тепловой поток радиатора из плоскоовальных
труб ниже, чем у радиатора из круглых труб, при пре¬
вышении температуры масла над температурой воздуха
до 33°С и несколько выше при превышении температу¬
ры масла над температурой воздуха более 33°С.
Применение плоскоовальных труб хотя и способст¬
вует уменьшению на 35% расхода масла для заполне-
84
ния радиатора по сравнению е круглыми, однако стои¬
мость их на 15% выше и трудоемкость изготовления ра¬
диатора также выше [Л. 2-1].
В зарубежных данных [Л. 4-1] приводятся тепловые
характеристики систем охлаждения М и Д из круглых,
плоскоовальных и ребристых труб, которые показаны
в табл.4-1.
Из данных табл. 4-1 видно, что коэффициент тепло¬
передачи радиаторов из плоскоовальных труб ниже, чем
Таблица 4-1
Вид охлаждения
Сечение трубы
Коэффициент теплопере¬
дачи, Вт/(м2-°С)
м
Круглое
Плоскоовальное
Ребристое
10—14
6—8
9—12
д
Плоскоовальное
9—12
из круглых труб, т. е. подтверждаются результаты отече¬
ственных исследований, которые были получены при
испытаниях прямотрубных радиаторов из плоскооваль¬
ных (15X40 мм) и круглых труб.
Сравнение трубчатых и штампованных радиаторов
Данные сравнительных испытаний при системах
охлаждения М и Д прямотрубных радиаторов (СССР)
с расстоянием между патрубками 2285 мм из труб диа¬
метром 30 мм (рис. 2-29 и 2-17), с геометрической по¬
верхностью радиатора 40,9 м2 и штампованных сварных
из листовой стали пяти радиаторов (ГДР) (по 10 сек¬
ций в каждом, ширина секции 220 мм с четырьмя имею¬
щими трапецеидальную форму каналами сечением
9X43 мм) тоже с расстояниями между патрубками
2285 мм и геометрической поверхностью 51 м2
(рис. 2-29,е и 2-37) свидетельствуют о том, что при
обоих видах охлаждения (при идентичных условиях
испытаний) трубчатые радиаторы более эффективны и
более экономичны, чем штампованные.
Сравнительные технико-экономические характери¬
стики трубчатых (СССР) и штампованных (ГДР) ра-
85
86
диаторов при разности температуры масла на входе
в радиатор и окружающего воздуха, равной 55°С, при¬
ведены в табл. 4-2. Из анализа данных следует, что
у прямотрубных радиаторов при охлаждении М. удель¬
ный тепловой поток выше на 35%, удельная масса
металла, кг/кВт, ниже на 35%; снижен также на 10%
удельный объем, м3/кВт, на единицу теплового потока.
При обдуве штампованных радиаторов двумя вен¬
тиляторами серии МД № 4 технические характеристики
их оказываются значительно хуже, чем прямотрубных.
Штампованный радиатор имел четыре присоединитель¬
ных патрубка диаметром 100 мм, прямотрубный — два
такого же диаметра. Увеличение числа патрубков
[Л. 4-2] должно повысить тепловой поток радиатора.
Следовательно, в табл. 4-2 в связи с меньшим числом
патрубков у прямотрубного радиатора его преимущест¬
ва несколько занижены.
Выполненный по специально разработанной методи¬
ке сравнительный технико-экономический расчет изго¬
товления на поточно-механизированных линиях трубча¬
тых и штампованных радиаторов, в котором были учте¬
ны: стоимости расходуемых материалов (металла,
масла), трудозатраты на изготовление, стоимости обо¬
рудования и производственных площадей, электроэнер¬
гии на сварку, амортизационных отчислений и др., под¬
твердил, что экономический эффект от применения
прямотрубных радиаторов из труб диаметром 30 мм
значительно выше, чем штампованных.
Прямотрубные радиаторы имеют меньшее число при¬
соединений к баку (патрубков, кранов), меньшую пло¬
щадь покраски, которая периодически (через 4—5 лет)
должна обновляться в эксплуатации, т. е. они экономич¬
нее в эксплуатации. При низких температурах масла
трубчатые радиаторы работают лучше, чем штампован¬
ные со щелевым масляным каналом, так как последние
имеют более высокое гидравлическое сопротивление.
Эти дополнительные факторы повышают степень
эксплуатационной надежности прямотрубных радиато¬
ров.
Кроме того, резкое увеличение теплового потока
штампованных радиаторов (ГДР) при обдуве по срав¬
нению с естественной циркуляцией воздуха (примерно
в 3,7 раза) ведет к нарушению принятых нормативных
данных, по которым трансформаторы при отключенном
87
дутье должны обеспечить не Менее 50% номинальной
нагрузки. Трансформаторы со штампованными ра¬
диаторами (ГДР) при таком конструктивном решении
вентиляторного обдува могут обеспечить только 27%
номинальной нагрузки при отключенном дутье.
Фирма «Машиненфабрик Висбаден» (ФРГ) приме¬
няет для своих трансформаторов практически аналогич¬
ные штампованные радиаторы, которые по норматив¬
ным данным [Л. 4-3] обеспечивают 50% номинальной
нагрузки при отключенном дутье. При этом их удельные
тепловые характеристики, Вт/м2, при системах охлажде¬
ния М и Д несколько ниже, чем испытанных штампо¬
ванных радиаторов ГДР.
Сравнение радиаторов с эллиптическими трубами и
штампованных
По зарубежным данным сравнительных испытаний
трубчатых радиаторов с эллиптическими трубами и
штампованных сварных из листовой стали теплопереда¬
ча с эллиптическими трубами выше на 18—20%, чем
штампованных. В [Л. 4-4] утверждается, что четыре
трубчатых радиатора обеспечивают такую же эффек¬
тивность рассеивания тепла, как пять штампованных
радиаторов.
Проведенные сравнения показывают, что трубчатая
(прямотрубная) конструкция радиаторов из труб диа¬
метром 30 мм по всем показателям является наиболее
перспективной. Она позволяет применить наиболее про¬
грессивную технологию изготовления всех узлов радиа¬
торов на поточно-механизированной линии с примене¬
нием высокопроизводительных методов сварки, что весь¬
ма важно при массовом производстве радиаторов, и
избавиться от многообразия конструкций радиаторов и
труб, применяемых заводами отрасли, а также резко
сократить трудоемкость изготовления.
При изготовлении прямотрубных радиаторов самым
трудоемким процессом сварочных работ является при¬
варка труб в количестве до 20 к двум коллекторам. На
ЗТЗ этот процесс автоматизирован и ведется на кон¬
тактной сварочной машине К-329, обеспечивая высокое
качество сварных соединений | Л. 2-1, 4-5—4-9]. Преду¬
сматривается внедрение поточно-механизированной ли¬
нии по производству прямотрубных радиаторов.
88
Глава пятая
МАСЛЯНОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ С ДУТЬЕМ
И ПРИНУДИТЕЛЬНОЙ ЦИРКУЛЯЦИЕЙ МАСЛА
5-1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Для трансформаторов мощностью 10 000 кВ-А и бо¬
лее преимущественно применяется охлаждение с прину¬
дительной циркуляцией масла и воздуха (условное обо¬
значение ДЦ).
Воздушные охладители широко используются в раз¬
личных отраслях промышленности благодаря своей эко¬
номичности и удобству в эксплуатации. Особенно они
незаменимы в местностях с недостатком пригодной для
эксплуатации воды, где не может быть применено мас¬
ляно-водяное охлаждение (условное обозначение Ц).
Однако охлаждение ДЦ целесообразно только для
трансформаторов наружной установки, в то время как
охлаждение Ц применяется для трансформаторов как
внутренней, так и наружной установки. Масляно-воз¬
душные охлаждающие устройства достаточно компакт¬
ны и обладают большой эффективностью.
Охлаждение ДЦ предусматривает интенсификацию
процесса теплообмена за счет применения принудитель¬
ной циркуляции масла по трубам в сочетании с прину¬
дительным обдувом наружной поверхности ребристых
труб охладителя.
По сравнению с системами охлаждения М и Д
охлаждение ДЦ позволяет значительно уменьшить га¬
бариты, массу и стоимость трансформатора. Однако оно
имеет более высокий расход мощности на 1 кВт отводи¬
мых потерь по сравнению с охлаждением вида Д. Кро¬
ме того, надежная безаварийная эксплуатация транс¬
форматоров с системой охлаждения ДЦ может быть
обеспечена только при бесперебойной работе вентилято¬
ров дутья, насосов циркуляции масла и защитной аппа¬
ратуры управления системой охлаждения.
5-2. СХЕМА ОХЛАЖДЕНИЯ
Нагретое при работе трансформатора масло заби¬
рается насосом из верхней части бака трансформатора,
проходит через трубы охладителя и охлаждается в нем,
а затем возвращается в нижнюю часть бака. При этом
вентиляторы, установленные на охладителе, направляют
89
холодный поток воздуха на трубный пучок охладителя
и воздух омывает наружные поверхности ребристых
труб. Насос принудительной циркуляции масла обычно
размещают перед охладителем для исключения подсоса
воздуха через неплотности соединений в случае возмож¬
ного образования вакуума в охладителе.
При такой схеме охлаждения с «ненаправленным»
потоком масла отвод тепла от обмоток и магнитопро¬
вода обеспечивается благодаря термосифонному потоку
масла внутри обмоток, т. е. масло движется естествен¬
ным путем. Для увеличения теплового потока охлади¬
теля за счет увеличения превышения температуры мас¬
ла над воздухом, а также повышения тепловой нагрузки
на обмотки за счет выравнивания температуры в обмот¬
ках необходимо создать
принудительную цирку¬
ляцию масла не только
между наружной обмот¬
кой и стенкой бака, но
также через обмотки и
магнитопровод. Эффек¬
тивность охладителей с
принудительной цирку¬
ляцией масла резко по¬
вышается при установке
в баке перегородок для
обеспечения «направлен¬
ной» циркуляции масла
в каналах обмоток и маг¬
нитопровода (рис. 5-1),
а также улучшается ох¬
лаждение обмоток и маг¬
нитопровода.
Большое значение си¬
стема охлаждения дц
имеет для передвижных
Рис. 5-1. Эскиз конструк¬
ции крупного трансформатора
с принудительной направлен¬
ной циркуляцией масла.
1 — магнитопровод: 2 — насос: 3 —
обмотка BH: 4 — обмотка СН;
5 — регулировочная часть обмот¬
ки; 6 — охладитель; 7 — обмот¬
ка НН-
90
трансформаторов, которые можно транспортироНать
в полностью собранном виде, заполненных маслом,
с установленными вводами, расширителем и системой
охлаждения. При этом они не выходят за железнодорож¬
ный габарит.
Число рабочих охладителей зависит от суммарных
потерь трансформатора и теплового потока охладителя.
Последний определяется в зависимости от превышения
температуры масла в верхних слоях над температурой
воздуха. На трансформаторе, кроме рабочих охладите¬
Рис. 5-2. Навесные охладители
на баке трансформатора.
1 — адсорбер; 2 — электронасос:
3 — охладитель с вентиляторами
серии МЦ № 8.
лей, устанавливают один
резервный, который вклю¬
чается автоматически при
выходе из строя любого из
рабочих. При наличии боль-
Рис. 5-3. Выносные охладители на
стойке.
1 — адсорбер; 2 — охладитель с вен¬
тиляторами серии МЦ № 8; S — элек¬
тронасос; 4 — стойка.
итого числа охладителей, установленных на трансфор¬
маторе, при остановке одного-двух из них еще допусти¬
ма работа трансформатора с неполной нагрузкой. При
аварийном отключении насосов циркуляции масла и
вентиляторов дутья допустима только кратковременная
91
ляторами горячего воздуха
Рис. 5-4. Расположение навесных
охладителей на баке трансформа¬
тора.
работа трансформатора. Продолжительность работы
трансформатора в этих случаях определяется по ГОСТ
11677-75.
В зависимости от эксплуатационных условий и мощ¬
ности трансформатора охладители системы охлаждения
ДЦ могут быть выполнены навесными (рис. 5-2) (на
баке трансформатора) или выносными (рис. 5-3) (ох¬
ладители установлены отдельно от бака трансформато¬
ра на стойках). Испытаниями установлено, что при
монтаже охладителей по периметру бака при малом
расстоянии между ними (около 1 м) и встречном на¬
правлении потока воздуха тепловой поток охладителя
снижается примерно на 10% вследствие подсоса венти-
от соседнего охладителя и
бака трансформатора.
При числе охладителей 4
и менее их компоновка
на баке выполняется так,
что исключается подсос
горячего воздуха (рис.
5-4) |[Л. 2-1].
Для крупных транс¬
форматоров при числе
охладителей 5—8 и при
обеспечении технической
возможности их разме¬
щения по периметру бака,
исключающего подсос
горячего воздуха, компо¬
новка охладителей приве¬
дена на рис. 5-5 [Л. 2-3].
При этом масло из верх¬
них слоев бака целесообразно забирать при помощи бу¬
мажно-бакелитовых труб, расположенных-внутри бака,
а .патрубки всасывания и нагнетания — располагать
■в нижней части бака.
Навесная система охлаждения имеет меньшие габа¬
риты и массу, и ее применение экономически целесооб¬
разно. Выносная система ведет к увеличению площади
для ее размещения и длины подводящих и отводящих
маслопроводов. Во всех случаях при компоновке охла¬
дителей выносной системы охлаждения предусматрива¬
ется возможность выкатывания трансформатора широ¬
кой стороной, т. е. охладители (в зависимости от их чис-
92
тИмин
Рис. 5-5. Типовая схема компоновки охладителей навесной системы
охлаждения вида ДЦ.
ла) располагаются примерно на расстоянии двух
метров от бака с одной, двух или трех сторон трансфор¬
матора, оставляя свободной одну из длинных его сторон.
При этом поток воздуха от охладителей может быть на¬
правлен на бак или от бака.
Для исключения возможного «теплового перекоса»
при нагреве активной части трансформатора охладители
необходимо включать и отключать, соблюдая симмет¬
ричность их подсоединения по периметру бака.
5-3. КОНСТРУКЦИЯ УЗЛОВ И АППАРАТОВ
Охлаждающее устройство в целом состоит из охла¬
дителя с вентиляторами, электронасоса, соединительных
маслопроводов, струйного реле, сильфонного компенса¬
тора, масляного фильтра (сетчатого, пластинчатого),
задвижек, устанавливаемых до и после охлаждающего
устройства (обычно на баке), и адсорбционного филь¬
тра.
Охладители
Существует несколько наиболее распространенных
конструкций охладителей, отличающихся друг от друга
в основном только типом теплообменной поверхности.
Для изготовления охладителей применяют трубы пре¬
93
имущественно круглого сечения с поперечным оребре¬
нием.
Оребрение, как средство интенсификации теплообме¬
на, находит все более широкое применение в различных
областях техники при создании теплообменных аппара¬
тов, предназначенных для теплоносителей с различными
теплофизическими свойствами, в том числе и масло —
воздух. Существует несколько видов оребрения труб, из¬
готовление которых ведется в промышленных масшта¬
бах. Некоторые из них показаны на рис. 5-6—5-8
[Л. 1-1]:
1) на стальные гладкие трубы насажены тонкие
стальные пластины с шагом примерно 2,5 мм;
2) спирально-навивное оребрение — навивка на
стальные или латунные гладкие трубы спирали из сталь¬
ной или медной проволоки диаметром 0,5 мм;
3) спирально-ленточное навивное оребрение — навив¬
ка на стальные гладкие трубы стальной ленты толщи¬
ной 0,4 мм, шириной 10 мм, которая припаивается или
приваривается к трубе;
94
Рис. 5-7. Трубка со спирально-навивным оребрением, выполненным
металлической лентой.
а)
6J
Рис. 5-8. Виды оребрения трубок.
а — спирально-цельнокатаное оребрение; б — спирально-навивное оребрение
выполненное стальной проволокой; / — проволочная спираль; 2 — проволока-
обвязка (прикрепляет проволочную спираль к трубке с последующим оцин¬
кованием); 3 — трубка.
4) спирально-цельнокатаное оребрение — получаемое
методом накатки из толстостенной алюминиевой трубы
ребра высотой примерно 10 мм.
Охладитель (рис. 5-9) состоит из нескольких рядов
труб, вваренных или развальцованных в трубные доски.
Вверху и внизу имеются масляные камеры с патрубка¬
ми. К патрубку верхней камеры присоединяется насос,
а к патрубку нижней камеры — сильфонный компенса¬
тор, струйное реле и фильтр. На кронштейнах, укреп¬
ленных на охладителе, устанавливаются осевые венти¬
ляторы. Обычно охладитель снабжается двумя-тремя
вентиляторами с направляющими воздушный поток диф¬
фузорами.
Масло в охладителе циркулирует по трубам. Внут¬
ренний диаметр труб не превышает 20 мм; толщина
стенки труб равна 1,5—2 мм. Применение труб малого
диаметра оказалось возможным благодаря принудитель¬
ной циркуляции масла в них. Интенсивный обдув охла¬
дителя позволяет применить небольшой шаг ребер 2,5—
5 мм. Сумма наружных поверхностей оребренных труб
представляет полную поверхность охлаждения.
Масляно-воздушную систему охлаждения мощных
трансформаторов в 1958—1962 гг. ЗТЗ комплектовал
охлаждающими устройствами на тепловой поток 160;
240 и 270 кВт при превышении температуры масла над
температурой воздуха 40°С. В состав охлаждающего
устройства входили четыре калорифера типа КФБО-11,
центробежный сальниковый насос типа 6К-12аМ (саль¬
ники насоса модернизированы для работы в масле) и
вентиляторы серии МЦ № 8. Эти охлаждающие устрой¬
ства имели два исполнения: навесное и выносное, при¬
чем оба имели сравнительно большие габариты, массу
и мощность па 1 кВт отводных потерь. Многие из них
в эксплуатации были реконструированы, в первую оче¬
редь охлаждающие устройства на тепловой поток
160 кВт.
В качестве теплообменной поверхности калорифера
КФБО-11 применяются стальные трубы диаметром 22 мм
со спирально-ленточным навивным оребрением, гофри¬
рованным у основания несущей трубы (см. рис. 5-7).
Контакт труб с ребрами является самым ненадежным
местом в отношении теплопередачи, так как он осуще¬
ствляется за счет касания оребрения и труб в несколь¬
ких точках.
96
Рис. 5-9. Эскиз конструкции охладителя.
1 — электронасос; 2 — охладитель; 3 — вентилятор.
7—675
97
Защита поверхности от коррозии и улучшение кон¬
такта стального спирально-ленточного навивного ореб¬
рения толщиной 0,4 мм с несущей трубой достигается
горячим цинкованием наружной поверхности трубного
пучка калорифера. Высокое аэродинамическое сопро¬
тивление калориферов, вызванное гофрировкой оребре¬
ния, требует повышенного расхода энергии, снижает
расход воздуха через калорифер, что ведет к снижению
его теплового потока. Оцинкованные трубы не всегда
имеют стабильный контакт между трубой и оребрением.
В процессе эксплуатации он становится еще меньше за
счет отслаивания точек контакта вследствие вибрации
при работе, окисления мест контакта, попадания пыли
и грязи в зазоры, что также ведет к снижению теплово¬
го потока.
Основной задачей при проектировании охлаждающих
устройств было создание экономичной и надежной кон¬
струкции с повышенным удельным тепловым потоком,
улучшенными весовыми, объемными и энергетическими
характеристиками на единицу отводимой теплоты и
с одновременным облегчением условий монтажа и экс¬
плуатации. При этом не менее важно, чтобы охлаждаю¬
щие устройства были простыми по конструкции, техно¬
логичными в изготовлении, экономичными в эксплуата¬
ции и имели небольшую стоимость. Экономичность в экс¬
плуатации охлаждающего устройства определяется его
надежностью в работе, длительным сроком службы, не¬
значительной засоряемостью теплообменной поверхно¬
сти, минимальными затратами средств и времени на ре¬
визию и чистку.
В результате поисков новых высокоэффективных те¬
плообменных поверхностей была принята поверхность,
состоящая из алюминиевых цельнокатаных ребристых
труб, которая лишена указанных выше недостатков.
В 1960 и в 1961 гг. была разработана и внедрена на ЗТЗ
конструкция охладителей из алюминиевых труб с цель¬
нокатаным оребрением, в которых впервые были при¬
менены бессальниковые герметические электронасосы
типа Т (ЭЦТ). Это позволило улучшить компоновку,
условия монтажа и эксплуатации системы охлаждения.
Применение алюминиевых ребристых труб улучшает
аэродинамические, тепловые и эксплуатационные харак¬
теристики охладителей, т. е. позволяет интенсифициро¬
вать охлаждение благодаря уменьшению аэродинамиче-
98
ского сопротивления пучка труб из-за отсутствия гоф¬
рировки ребер, снижению термического сопротивления
вследствие монолитности ребра с трубой, а также бла¬
годаря более высокому коэффициенту теплопроводности
алюминия. В этой конструкции имеется возможность
эффективно использовать высокие ребра и, следователь¬
но, получить более высокий коэффициент теплоотдачи
на воздушной стороне. Применение алюминиевых реб¬
ристых труб уменьшает массу и габариты охлажлаю-
Рис. 5-10. Соединение трубы с трубной решеткой.
а — без глушения конца трубы; б — с глушением конца трубы
щего устройства, а также затраты электроэнергии на
охлаждение (с 88 до 40,5 Вт/кВт).
Охлаждающие устройства с охладителями из алю¬
миниевых ребристых труб имеют тепловой поток 203 кВт
при превышении температуры масла над температурой
воздуха 40°С и состоят из самого охладителя, двух вен¬
тиляторов серии МЦ № 8 и одного электронасоса типа
5Т-100/8 (ЭЦТ 100-8). Охладитель по глубине имеет
восемь рядов труб (см. рис. 5-9), расположенных в шах¬
матном порядке. Число труб в ряду — 20.
При проектировании новых охладителей возникают
трудности в выборе наиболее эффективных размеров
оребрения и рациональной компоновки труб. Располо¬
жение труб по глубине и ширине охладителя, а также
шаг между трубами выбраны по конструктивным сооб¬
ражениям и на основании сравнительных исследований
теплоотдачи и аэродинамического сопротивления пучка
труб воздушному потоку.
Исходной заготовкой для производства ребристых
труб являются трубы из алюминиевого сплава марки
7* 99
АД1-М. Так как этот сплав обладает высокой коррози¬
онной стойкостью, трубы не требуют защитных покры¬
тий. Это подтверждено длительным опытом эксплуата¬
ции охладителей, на которых отсутствуют следы корро¬
зионного разрушения. Соединение алюминиевой
ребристой трубы с алюминиевой трубной решеткой, из¬
готовляемой из алюминиевого листа с отбортованными
отверстиями под трубы, выполняется аргонодуговой
сваркой (рис. 5-10,а). Такое соединение позволяет по¬
лучить глубокое проплавление шва и обеспечивает до¬
статочную механическую прочность соединения и масло¬
плотность шва, а также позволяет при необходимости
вести ремонт сварного соединения путем торцовки и по¬
вторной сварки.
Если при испытаниях охладителя или в эксплуата¬
ции обнаружена течь масла через трубу в зоне ее ореб¬
рения (за пределами вварки трубы в трубную решетку),
то такая труба должна глушиться с двух концов. Кон¬
струкция охладителя из алюминиевых ребристых труб
предусматривает компенсацию температурных удлине¬
ний трубного пучка за счет свободного перемещения
плавающей головки (верхней коробки) охладителя от¬
носительно его жесткой рамы. Поэтому глушение конца
трубы со стороны плавающей головки должно выпол¬
няться таким образом, чтобы сохранить возможность
свободного перемещения всех труб. Для этого необходи¬
мо трубу проторцевать на глубину до 5 мм и к трубной
решетке приварить заглушку (рис. 5-10,6). Высокое
качество аргонодуговой сварки достигнуто благодаря
тщательному обезжириванию труб и трубных решеток
перед сваркой.
Производственное объединение «Уралэлектротяж-
маш» выпускает охлаждающие устройства на тепловой
поток 175 кВт при превышении температуры масла над
температурой воздуха 40°С. Поверхность охлаждения
выполнена из алюминиевых ребристых труб. Охладитель
снабжен двумя вентиляторами серии ЦЗ-04 № 8 и од¬
ним электронасосом 4Т-63/10 (ЭЦТ 63-10).
Московский электрозавод применял охлаждающие
устройства на тепловой поток 145 кВт при превышении
температуры масла над температурой воздуха 40°С. По¬
верхность охлаждения выполнена из стальных труб со
спирально-навивным проволочным оребрением на базе
калориферов ТЭМЗ (Троицкий электромеханический за¬
100
вод). В качестве защитного покрытия применялось
цинкование. Охладитель снабжен двумя вентиляторами
серии 06-320 № 7 и электронасосом 4Т-63/10 (ЭЦТ
63-10). Охладители со стальным спирально-навивным
проволочным оребрением стальных труб, применявшие¬
ся МЭЗ в системе охлаждения ДЦ, по своим техниче¬
ским характеристикам приближаются к охладителям из
алюминиевых ребристых труб. Охладители с проволоч¬
ным оребрением применялись в турбо- и гидрогенерато¬
рах [Л. 5-1] для работы на чистом воздухе или водоро¬
де. Впоследствии МЭЗ заменил их на охладители из
биметаллических труб с цельнокатаным спиральным
алюминиевым оребрением.
В целях повышения эксплуатационной надежности
давления с 1971 г. ЗТЗ выпускает охладители из биме¬
таллических (латунь — алюминий) труб, развальцован¬
ных в трубные доски. В них применены малошумные
вентиляторы типа НАП-7,4 со сниженной частотой вра¬
щения (710 об/мин). Охлаждающие устройства, выпол¬
ненные на базе этих охладителей, имеют два исполне¬
ния: навесное и выносное в виде так называемых груп¬
повых охлаждающих устройств типа ГОУ-3 (группа из
трех охлаждающих устройств) и ГОУ-4 (группа из че¬
тырех устройств).
Во вновь проектируемых трансформаторах применя¬
ют преимущественно навесную систему охлаждения,
у которой расстояние между стенкой (препятствие на
пути воздушного потока) и трубами охладителя, а так¬
же между стенкой и вентиляторной частью должно быть
не менее 2000 и 500 мм соответственно. На рис. 5-5 при¬
ведена схема компоновки системы охлаждения транс-
101
форматора из восьми навесных охлаждающих
устройств [Л. 2-3]. Тепловой поток четырехходового
охлаждающего устройства в зависимости от превыше¬
ния температуры масла над температурой воздуха при¬
веден на рис. 5-11.
Охлаждающие устройства типа ГОУ-3 и ГОУ-4 при¬
меняются для трансформаторов, у которых число
устройств более восьми, когда охладители невозможно
разместить по периметру бака. Групповые охлаждаю¬
щие устройства типа ГОУ-3 и ГОУ-4 (рис. 5-12) монти-
Рис. 5-12. Групповое охлаждающее устройство типа
ГОУ-3.
руются на общей раме, имеющей каретки для продоль¬
ного и поперечного перемещения. Они перевозятся на
платформе по железной дороге в собранном виде.
На МЭЗ с 1972—1973 гг. применяют навесные охлаж¬
дающие устройства, охладители которых выполнены из
латунных труб с проволочным оребрением и в которых
применены вентиляторы типа НАП-7,4. В охлаждающих
устройствах ЗТЗ и МЭЗ практически устранены основ¬
ные недостатки, присущие ранее выпускаемым охлади¬
телям из алюминиевых накатных труб и из стальных
труб с проволочным оребрением.
Насосы
Для обеспечения принудительной циркуляции масла
в системе охлаждения ДЦ мощных трансформаторов
102
применяют электронасосы. Типы, параметры, конструк¬
ции насосов и их технические характеристики приведе¬
ны в гл. 8.
Шкафы автоматического управления
Шкафы типа ШАОТ-ДЦ или ШАОТ-ДЦН предназна¬
чены для автоматического управления вентиляторами и
насосами. В обозначении типа буквы означают:
ШАОТ — шкаф автоматического управления охлаж¬
дением трансформатора;
ДЦ—масляное охлаждение с дутьем и принуди¬
тельной ненаправленной циркуляцией ма¬
сла;
ДЦН — то же, но с направленной циркуляцией ма¬
сла.
Цифры 4, 6, 8 и т. д., например ШАОТ-ДЦ-4, обозна¬
чают число охлаждающих устройств, управляемых шка¬
фом или группой шкафов.
Автоматическое управление охлаждением трансфор¬
маторов может осуществляться одним или несколькими
шкафами в зависимости от мощности и потерь транс¬
форматора, т. е. в зависимости от числа охлаждающих
устройств системы охлаждения трансформатора. Шка¬
фы рассчитаны для работы на открытом воздухе при
температуре от +40 до минус 45°С (для умеренного
климата). Напряжение питания силовых цепей насосов
и электродвигателей вентиляторов 380 В трехфазного
тока частоты 50 Гц, а напряжение питания цепей управ¬
ления равно 220 В переменного тока частоты 50 Гц и
220 В постоянного тока. Выходные цепи сигнализации
допускают работу от сети 220 В постоянного тока.
По конструкции шкафы типов ШАОТ-ДЦ и
ШАОТ-ДЦН аналогичны шкафам типов ШАОТ-ЦТ или
ШАОТ-ЦТЭ, приведенным в гл. 6, и отличаются только
принципами работы (в ШАОТ-ДЦ добавлены аппараты
для управления вентиляторами). Габаритные и устано¬
вочные размеры шкафа ШАОТ приведены на рис. 6-17.
Описание и работа схем шкафов типа ШАОТ-ДЦ и
ШАОТ-ДЦН приведены в инструкции по эксплуатации
завода-поставщика. Приведем основные рекомендации
по эксплуатации шкафов автоматического управления
типа ШАОТ. Перед включением трансформатора необ¬
ходимо произвести следующие операции: 1) установить
в положение «Включено» автоматические выключатели
103
в силовых цепях, предназначенных для электропитания
шкафа; 2) установить в положение «Включено» автома¬
тические выключатели в силовых цепях насосов и элек¬
тродвигателей вентиляторов; 3) установить в положение
«Автоматическое» рукоятки универсальных переключа¬
телей в цепях всех охлаждающих устройств и в цепях,
предназначенных для электропитания шкафа; 4) кон¬
такты термосигнализатора, размещенные в электриче¬
ской схеме шкафа, установить в положение, соответст¬
вующее предельной температуре масла в верхних слоях,
оговоренной в технической документации трансфор¬
матора; 5) в шкафах с ручным управлением обогрева
необходимо включить нагреватели при понижении тем¬
пературы окружающего воздуха до минус 15°С;
6) осмотр автоматических выключателей необходимо
производить после каждого отключения тока короткого
замыкания; 7) при каждом аварийном отключении элек¬
тродвигателей вентиляторов и насосов необходимо про¬
изводить осмотр контактных поверхностей магнитных
пускателей и автоматических выключателей; 8) сопро¬
тивление изоляции проверять в сроки, предусмотренные
инструкцией по эксплуатации. Сопротивление изоляции
схемы управления шкафа должно быть не ниже 1 МОм.
Указания по безопасности обслуживания шкафов
типа ШАОТ
Основную опасность при обслуживании шкафа пред¬
ставляет наличие напряжения на токоведущих частях
аппаратов и сборных узлов, не имеющих защитного ко¬
жуха (магнитные пускатели, клеммные сборки). При
ремонтных работах, а также при ручном управлении во
избежание поражения током необходимо: 1) убедиться
в наличии заземления корпуса шкафа, затем приступить
к осмотру, ремонту, ручному управлению; 2) проверить
наличие напряжения в цепях схемы индикатором напря¬
жения или специальной безопасной контрольной лампой;
3) ручное управление выполнять с применением специ¬
ального инвентаря, оговоренного общими' правилами тех¬
ники безопасности по обслуживанию электрооборудо¬
вания.
5-4. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ
Расчет системы охлаждения ДЦ состоит в том, что¬
бы по заданному значению суммарных потерь транс¬
форматора Р и расчетному превышению температуры
104
обмотки над температурой масла т0 определить тепло¬
вой поток охладителя Ф и число охладителей, необхо¬
димых для отвода суммарных потерь трансформатора.
Расчет основан на применении для системы охлаждения
нормализованных серийно выпускаемых промышленно¬
стью охладителей с известными параметрами, прове¬
ренными экспериментальным путем. т0 берется большее
Рис. 5-13. Зависимость теплового потока от превышения температу¬
ры масла в верхних слоях над температурой воздуха у входа
в охладитель.
1 — р=1,601,142 (работает один вентилятор); 2 — р=1,62501.26 (насос ЭЦТ 63-10)-
3 — Р-2,35701,186 (насос ЭЦТ 100-8); 4 — р=1,89801,288 (насос ЭЦТ 100-8, 60 Гц);
5 —насос ЭЦТ 63-10 и ЭЦТ 100-8; 6 — насос ЭЦТ 100-80, 60 Гц; 7 — работают
один вентилятор и насос ЭЦТ 63-10.
из значений, подсчитанных для всех обмоток трансфор¬
матора.
Сначала по (2-4) определяют среднее превышение
температуры масла над температурой воздуха Ѳм.Ср.
Затем предварительно выбирают значение теплового
потока охладителя и дл^ него по соответствующим гра¬
фикам (рис. 5-13) определяют разность температуры
масла у входа в охладитель и у выхода из него Д'&м.
Далее определяют превышение температуры масла
105
в верхних слоях по формуле
0m.b.c = 0m.cp+Aûm/2, °C, (5-1)
и по кривой для выбранного охладителя на рис. 5-13
находят действительный тепловой поток охладителя Ф.
Указанные кривые зависимости теплового потока от
превышения температуры масла в верхних слоях над
температурой воздуха строятся в зависимости от рас¬
ходов масла, обеспечиваемых соответствующими насо¬
сами, и расхода воздуха, создаваемого вентилятором.
Затем находят число охладителей, необходимых для
отвода суммарных потерь трансформатора:
п=Р/Ф. (5-2)
Округляют п. в большую сторону до целого числа и
принимают действительное количество охладителей.
Пример расчета. Исходные данные для теплового расчета:
/>=600 кВт — суммарные потери трансформатора; то=27°С— превы¬
шение температуры обмотки над температурой масла.
Определяем среднее превышение температуры масла над темпе¬
ратурой воздуха по (2-4) :
Ѳм.ср=65—27—38°С.
Предварительно принимаем тепловой поток охладителя равным
180 кВт и для него по кривой рис. 5-13 определяем разность темпе¬
ратуры масла у входа в охладитель и у выхода из него △■0м=5°С.
На рис. 5-13 приведены кривые зависимости теплового потока охла¬
дителя типа ДЦ-160/1946 от превышения температуры масла
в верхних слоях над температурой воздуха у входа в охладитель
Ф=/Ѳм в с при двух расходах масла, которые обеспечивают насосы
4Т-63/10(ЭЦТ 63-10) и 5Т-100/8(ЭЦТ 100-8). Охладитель изготовлен
из латунных труб с медным проволочным оребрением. Он укомплек¬
тован вентиляторами типа НАП-7,4. Определяем превышение темпе¬
ратуры масла в верхних слоях над температурой воздуха по (5-1):
Ѳм.в.с=38+ 5/2=40,5°С
и по кривой 1 находим действительный тепловой поток охладителя
Ф = 170 кВт, предварительно приняв, что охладитель укомплектован
насосом 4Т-63/10 (ЭЦТ 63-10). По (5-2) определяем число охладите¬
лей, необходимое для отвода суммарных потерь трансформатора:
п=600/170«3,5.
Принимаем четыре охладителя.
Определяем необходимые мощности на 1 кВт теплового потока:
мощность насоса типа 4Т-63/10(ЭЦТ 63-10)—2,5 кВт; мощность
двух вентиляторов типа НАП-7,4 — 1,8X2=3,6 кВт. Тогда:
(2,5+3,6)/170=0,036=36 Вт/кВт.
106
5-5. РЕКОМЕНДАЦИИ ПО ЭКСПЛУАТАЦИИ
ggooi
Для обеспечения надежной работы системы охлаж¬
дения необходимо своевременно устранять неисправно¬
сти, замеченные при осмотре охлаждающих устройств, и
строго соблюдать сроки ревизии, предусмотренные ин¬
струкциями по монтажу и эксплуатации вентиляторов,
насосов, шкафов автоматического управления и других
аппаратов системы охлаждения трансформаторов.
Ревизия предусматривает:
1) тщательный осмотр вентиляторов для определения
износа лопаток крыльчатки, контроль уровня их вибра¬
ции, состояние затяжки болтового крепления электро¬
двигателя и крыльчатки, контроль зазора между обе¬
чайкой и крыльчаткой вентилятора;
2) контроль сопротивления изоляции электродвига¬
телей и соединительной электропроводки; сопротивления
изоляции всех электрических цепей, включая статорные
обмотки электродвигателей и насосов, которое должно
быть не ниже 0,5 МОм. При падении сопротивления
изоляции обмотки статора ниже 0,5 МОм электродви¬
гатели и насосы необходимо сушить;
3) очистку вентиляторов и охладителей от пыли и
загрязнений;
4) проверку состояния подшипников и смазки (под¬
шипников электродвигателя вентилятора) и при необ¬
ходимости их замену;
5) проверку состояния окраски электродвигателей
вентиляторов, насосов, металлических рукавов, соедини¬
тельных кабелей и шкафов управления системой охлаж¬
дения и при необходимости ее обновления:
6) проверку состояния крепления и уплотнения
фланцевых соединений маслопроводов и устранение об¬
наруженных течей;
7) открывать и закрывать плоские краны необходи¬
мо медленным поворотом ручки во избежание гидрав¬
лического удара.
Указания по технике безопасности при эксплуатации
вентиляторов и насосов приведены в гл. 7 и 8.
5-6. ОХЛАЖДАЮЩИЕ УСТРОЙСТВА ЗАРУБЕЖНОГО
ПРОИЗВОДСТВА
В зарубежном трансформаторостроении существует
много видов охлаждающих устройств, охладители ко¬
торых отличаются друг от друга в основном только
107
типом теплообменной поверхности, размерами и значе¬
ниями теплового потока. Применяются также различ¬
ные компоновки охлаждающих устройств, из которых
предпочтение отдается навесной. Имеются различные
конструктивные решения по их установке — вертикаль¬
ное, горизонтальное, наклонное.
Наиболее распространенными теплообменными по¬
верхностями являются алюминиевые и медные оребрен¬
ные трубы круглого сечения со спиральным цельноката¬
ным оребрением или латунные и стальные трубы с на¬
вивным или приварным спирально-ленточным оребре¬
нием. Применяются также компактные пластинчатые
поверхности, данные по которым приведены в (Л. 5-2—
5-4].
Французские фирмы применяют охладители с мед¬
ными спирально-ленточными навивными трубами без
гофр с двумя или тремя вентиляторами. Охладители
оборудованы бессальниковыми герметическими насоса¬
ми. Так, охладитель, рассчитанный на тепловой поток
105 кВт при превышении температуры масла над тем¬
пературой воздуха 50сС, оборудован насосом с расхо¬
дом 35 м3/ч масла и тремя вентиляторами с расходом
воздуха по 10 000 м3/ч каждый. Частота вращения вен¬
тиляторов 1000 об/мин. Охладитель, рассчитанный на
отвод 134 кВт, фирмы «Сольвент» при Ѳ = 40°С обору¬
дован насосом с расходом 47 м3/ч (потребляемая мощ¬
ность 2,5 кВт) и тремя вентиляторами с расходом по
9000 м3/ч, мощностью 1 кВт (потребляемая мощность
0,6 кВт), с частотой вращения 750 об/мин. Для получе¬
ния равномерного распределения воздуха по всему се¬
чению охладителя вентиляторы работают на всасыва¬
ние [Л. 2-4].
Английская фирма «Бритиш Томсон Хустон» разра¬
ботала конструкцию охладителя, у которого охлаждаю¬
щие элементы выполнены из цветного металла, поэтому
они не подвержены коррозии. Три вентилятора дутья
при работе создают незначительный шум. Каждый из
двигателей вентиляторов снабжен аппаратурой защиты,
так что при выходе из строя одного вентилятора два
других продолжают работать.
Охладитель рассчитан на тепловой поток 70 и
100 кВт при Ѳ = 40°С. Две ступени отводимых потерь
получаются благодаря применению двухскоростных дви¬
гателей мощностью соответственно 3 и 5 кВт. Гермети¬
108
ческий насос расположен над охладителем. В дальней¬
шем предполагается применить двухскоростной двига¬
тель также и для насоса.
В ЧССР примёняют охладители, рассчитанные на
тепловой поток 150 кВт, в которых применены насосы
с расходом по 108 м3/ч и мощностью по 5 кВт и два вен¬
тилятора мощностью по 2,8 кВт. Масса охладителя без
масла 1270, с маслом 1570 кг, габаритные размеры
3000X1184X330 мм.
Охладители с бессальниковыми насосами, рассчитан¬
ные на тепловой поток 100 кВт и более, изготовляются
некоторыми американскими фирмами. Охладители ФРГ
имеют стандартизованную конструкцию и рассчитаны
на тепловой поток 100; 125; 160; 200; 250; 315 и 400 кВт
[Л. 5-12]. Они монтируются на баке трансформатора или
в виде отдельных батарей. Для охладителей применя¬
ют стальные трубы со спирально-ленточным навивным
оребрением без гофр, с горячим цинковым покрытием.
Таблица 5-1
Изготовитель
Характеристики
Тепловой по¬
ток охлаж¬
дающего уст¬
ройства, кВт
Общая мощ¬
ность вентиля¬
торов и иасо-
со?., кВт
Мощность на
1 кВт потерь,
Вт
Превышение
температуры
масла над тем¬
пературой воз¬
духа, °C
СССР
180
7,9
45,3
35
Франция
■105
3,3
31,4
50
Франция
134
4,3
32
40
Италия
184,5
10
54,5
—
120
5
41,5
—
США
150
3,44
22,9
30
Англия
100
5
50
40
70
3
43
40
ЧССР
150
10,6
71
40
Фирма «Аллис Чалмерс» (США) применяет охлади¬
тели разных размеров, наибольший из которых рассчи¬
тан на тепловой поток 150 кВт при Ѳ = 30°С. В охлади¬
телях установлен насос мощностью 2 кВт и 12 вентиля¬
торов мощностью по 120 Вт каждый. В охладителях
фирмы «Дженерал электрик» (США) применены алю¬
миниевые трубы с внешними и внутренними ребрами,
что существенно увеличивает тепловой поток охлади¬
теля.
109
В табл. 5-1 приведены мощности на охлаждение
у трансформаторов отечественного и зарубежного про¬
изводства.
5-7. ОСНОВНЫЕ НАПРАВЛЕНИЯ РАЗВИТИЯ
Необходимо создание единой серии охлаждающих
устройств ДЦ с высоким уровнем унификации и нор¬
мализации на тепловые потоки 40; 63; 100; 160; 250 и
400 кВт при Ѳ = 35°С навесного исполнения, конструкция
которых позволит размещать необходимое число их
на баке трансформатора любой мощности.
Эта серия охлаждающих устройств позволит ком¬
плектовать систему охлаждения трансформаторов раз¬
личных мощностей двумя—шестью охлаждающими
устройствами с добавлением одного резервного. Систе¬
му охлаждения ДЦ в соответствии с требованиям стан¬
дартов на трансформаторы предусматривается ком¬
плектовать охлаждающими устройствами навесного
исполнения и только в отдельных, технически обоснован¬
ных случаях — выносного. Предполагается улучшить
удельные теплотехнические (Вт/м2), массовые (кг/кВт),
объемные (м3/кВт) и энергетические (Вт/кВт) показа¬
тели охлаждающих устройств по сравнению с выпускае¬
мыми отечественными и зарубежными образцами. Они
должны обладать высокой эксплуатационной надежно¬
стью.
В ранее выпускавшихся охладителях из алюминие¬
вых ребристых труб и в охладителях из биметалличе¬
ских труб, выпускаемых в настоящее время, все еще
имеется несоответствие между коэффициентами тепло¬
отдачи от масла к стенке и от стенки к воздуху при
существующих коэффициентах оребрения. Опытный
коэффициент теплоотдачи, отнесенный к внутренней по¬
верхности охлаждения биметаллического охладителя,
равен 431 Вт/(м2-°С) при Ѳ = 35°С.
Теплоотдача от стенки к воздуху при современном
исполнении охладителей примерно в 2—3 раза меньше,
чем от масла к стенке трубы. Вполне естественно, что
для выравнивания коэффициентов теплоотдачи и kM
и, следовательно, создания более рациональной конст¬
рукции охлаждающего устройства необходимо интенси¬
фицировать теплоотдачу прежде всего со стороны воз¬
духа. Это может быть достигнуто как путем увеличения
110
поверхности охлаждения, т. е. применения развитых
поверхностей охлаждения с увеличенным коэффициен¬
том оребрения (получение ребристой трубы с увеличен¬
ной высотой ребра), так и благодаря интенсивному об¬
дуву, т. е. применению более совершенной конструкции
вентиляторов.
С увеличением высоты ребра растет теплоотдача.
Однако ребра высотой 15 и 20 мм также не дают боль¬
шого эффекта. Учитывая, что с увеличением высоты
ребра растет также и сопротивление воздушному пото¬
ку, следует выбирать оптимальную высоту ребер. По
данным [Л. 5-8, 5-9] оптимальная высота ребер может
быть получена из соотношения:
£>/d=l,8,
где D — диаметр оребрения; d— диаметр несущей
трубы.
Высота ребер 10 мм при толщине 1 мм и шаге 2 —
2,5 мм дает возможность создать наименьшие габариты
охладителей (Л. 5-5]. Толщина ребер существенно влия¬
ет на эффективность охлаждения, поэтому при выборе
формы ребра и его толщины следует помнить это усло¬
вие.
В (Л. 5-2—5-12, 2-4] приведены данные по теплоот¬
даче и гидравлическому сопротивлению охладителей из
оребренных труб при поперечном обтекании воздухом и
получены критериальные уравнения для расчета тепло¬
отдачи и сопротивления. Данные о высокой интенсивно¬
сти теплоотдачи в начале трубы приводят к выводу
о целесообразности выполнения оребрения в виде пре¬
рывистой поверхности.
Одним из наиболее реальных методов интенсифика¬
ции теплообмена оребренных поверхностей (со сторо¬
ны воздуха) является деформация и разрезка ребер на
отдельные элементы, т. е. применение труб со спираль¬
но-накатным разрезным оребрением. Разрезка ребер
исключает образование пограничного слоя воздуха, так
как при этом создаются условия получения вихревого
движения потока воздуха в межреберных полостях, ко¬
торые способствуют разрушению пограничного слоя.
Однако при этом не следует забывать, что сопротивле¬
ние пучков труб с разрезными ребрами выше по срав¬
нению с неразрезными ребрами и целесообразность та¬
кого метода должна быть определена технико-экономи¬
111
ческим расчетом и испытаниями промышленных образ¬
цов охладителей.
Дальнейшее увеличение теплового потока охлаждаю¬
щих устройств при достижении условий равенства Лв и
kM может быть получено путем интенсификации тепло¬
обмена со стороны масла применением труб с внутренней
шероховатостью или продольным оребрением или при¬
менением всевозможных турбулизирующих вставок. Не¬
обходимо иметь в виду, что размещение в трубах турбу¬
лизирующих вставок почти вдвое сократит число охла¬
дителей, а следовательно, сократит расход металла и
снизит трудоемкость их изготовления [Л. 5-7, 5-10].
Перспективной поверхностью охлаждения являются
также овальные алюминиевые оребренные трубы. Для
более эффективного использования теплообменной по¬
верхности охладителя необходимо стремиться к сниже¬
нию аэродинамического сопротивления поверхности со
стороны воздуха. Это позволяет улучшить аэродинами¬
ку охлаждения. Одной из таких мер и является приме¬
нение алюминиевых удобообтекаемых овальных труб,
изготовляемых путем сплющивания до требуемых раз¬
меров круглой оребренной трубы, что позволяет достичь
большей компактности охладителя и получить охлади¬
тель с меньшим числом ходов по маслу.
Для выбора оптимального конструктивного и техно¬
логического решения необходимо произвести ряд иссле¬
дований, направленных на интенсификацию теплообме¬
на как с воздушной, так и с масляной стороны охлади¬
теля. По данным исследований І[Л. 5-6] применение труб
с продольным разрезным оребрением по сравнению со
сплошным спирально-накатным дает возможность уве¬
личить тепловой поток в 1,5 раза, сократить габариты
в 1,5—1,6 раза и массу в 1,55 раза.
Глава шестая
МАСЛЯНО-ВОДЯНОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ
С ПРИНУДИТЕЛЬНОЙ ЦИРКУЛЯЦИЕЙ МАСЛА
И ВОДЫ
6-1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Для мощных силовых трансформаторов, устанавли¬
ваемых на гидравлических и тепловых электростанциях,
расположенных в местностях с достаточным количест¬
вом воды, забираемой из естественных водоемов (рек,
112
озер) и пригодной для эксплуатации, а также для
трансформаторов внутренней установки, например
трансформаторов, питающих электропечи, целесообраз¬
но применение масляно-водяной системы охлаждения
(условное обозначение Ц). Она обладает высокой теп¬
ловой эффективностью, надежностью, небольшими га¬
баритами и массой. Это объясняется тем, что интенсив¬
ность теплообмена от масла к воде гораздо выше, чем
от масла к воздуху при масляно-воздушном охлаждении
(М, Д и ДЦ), и, следовательно, выше коэффициент
теплопередачи и тепловой поток охладителя.
В системе охлаждения Ц примерно в 5 раз меньше
насосов циркуляции масла, чем в системе ДЦ, которая
имеет еще и большое число вентиляторов, и с этой точ¬
ки зрения она обладает большей надежностью. Этот вид
охлаждения признан самым дешевым после естественно¬
го охлаждения, он является более экономичным и об¬
ладает лучшими эксплуатационными качествами, чем
охлаждение ДЦ (Л. 2-1, 6-16].
Масляно-водяное охлаждение широко применяется
в отечественном и зарубежном трансформаторостроении
для трансформаторов мощностью 30 МВ-А и более,
устанавливаемых на гидравлических и тепловых стан¬
циях и подстанциях.
Для трансформаторов наружной установки охлади¬
тели размещаются, как правило, в здании с положи¬
тельной температурой воздуха. Наружная установка
охладителей на баке трансформатора или около него
вполне возможна для южных районов нашей страны,
где среднегодовая температура воздуха не ниже 10 —
15°С {Л. 6-1]. Для безаварийной эксплуатации транс¬
форматоров должны быть предусмотрены меры по
предотвращению замерзания воды. Для этого зимой
(в случае отключения трансформатора на длительное
время) вода из охладителя и магистрали водопроводов
сливается. Кроме того, заполнение охладителя водой и
ее циркуляция по трубам охладителя возможна при
температуре масла на входе охладителя не ниже 10°С
(Л. 6-2].
Охлаждение масла при работе трансформатора про¬
изводится с помощью охладителей. В качестве охлаж¬
дающей среды применяется вода пресная или морская
с температурой не более 25°С у входа в охладитель,
8—675
113
а для работы в особых условиях (ГРЭС) — до 33°С со¬
гласно ГОСТ 11677-75.
Система охлаждения в зависимости от суммарных
потерь трансформатора и теплового потока охладителя
комплектуется одним, двумя или более рабочими и од¬
ним резервным охладителями. На рис. 6-1 приведена
схема охлаждения с двумя рабочими и одним резерв¬
ным охладителями. Циркуляция масла по маслопрово¬
дам и через охладители осуществляется с помощью гер-
'асло
Рис. 6-1. Принципиальная схема масляно-водяного охлаждения.
1 — трансформатор; 2 — рабочий насос; 3 — обратный клапан (открыт); 4 — ре¬
зервный насос; 5 — пусковой насос; 6—обратный клапан (закрыт); 7 — за¬
движка (открыта); 8 — дифманометр; 9 — адсорбер; 10— пробковый кран;
И — сетчатый фильтр; 12 — задвижка (закрыта); 13 — охладитель; 14 — за¬
движка _с электроприводом; 15 — дроссельный клапан.
метических насосов типа Т (ЭЦТ) или ТЭ (ЭЦТЭ) по
ГОСТ 17221-71.
Насосы типа ТЭ (ЭЦТЭ) применяются при направ¬
ленной циркуляции масла через обмотки трансформато¬
ра. Масло из верхней части бака трансформатора пере¬
качивается насосом через охладитель, охлаждается
в нем и поступает в нижнюю часть бака. Входной и вы¬
ходной патрубки маслопровода располагаются «по
диагонали» вдоль длинной оси трансформатора для
того, чтобы вовлечь в циркуляцию большой объем мас¬
ла, обеспечить более равномерную температуру по все-
114
му объему бака. Для того чтобы перекачать масло че¬
рез охладитель и, следовательно, преодолеть его сопро¬
тивление и сопротивление всей системы, в том числе и
обмоток при направленной цуркуляции масла через них,
насос устанавливается перед охладителем, т. е. напор¬
ный патрубок насоса обращен к охладителю. Это по¬
зволяет исключить подсос воздуха в случае возможного
создания вакуума в охладителе.
Для обеспечения нормальной работы системы охлаж¬
дения и исключения попадания воды в масло в случае
нарушения герметичности труб охладителя необходимо
создать превышение гидростатического давления масла
над давлением воды на 19 600—29 400 Па (масло на
входном патрубке, вода на выходном патрубке). Дли¬
тельным опытом эксплуатации трансформаторов с мас¬
ляно-водяной системой охлаждения подтверждено, что
поддержание постоянного превышения давления масла
над водой 9800—14 700 Па вполне достаточно для обес¬
печения надежной работы системы охлаждения.
На большинстве ГЭС охладители обычно устанавли¬
ваются на отметке ниже уровня установки трансфор¬
матора примерно на 5 м и более, что, естественно, созда¬
ет необходимое превышение давления масла над дав¬
лением воды как при вертикальной, так и при горизон¬
тальной установке охладителя. На тепловых электро¬
станциях и подстанциях необходимое превышение гид¬
ростатического давления масла над давлением воды
может быть достигнуто путем заглубления охладителей
на 2—3 м ниже уровня установки трансформатора
[Л. 6-16] или путем горизонтального расположения охла¬
дителя. При этом целесообразно при проектировании
обеспечить минимальное, по условиям эксплуатации,
гидравлическое сопротивление по воде охладителей
(не более 9800—14 700 Па).
Циркуляция воды через охладители осуществляется
с помощью водяных центробежных насосов, а также са¬
мотечных систем. На гидростанциях при расположении
охладителей выше уровня нижнего бьефа, как правило,
используются самотечные системы циркуляции, т. е.
вода поступает самотеком под давлением верхнего
бьефа. Необходимое превышение давления масла над
давлением воды может быть достигнуто при установке
трансформаторов на отметке, обеспечивающей необхо¬
димое превышение расширителя трансформатора над
уровнем верхнего бьефа. При этом отметка расположе¬
ния охладителей не имеет существенного значения. При
установке трансформаторов ниже уровня верхнего бье¬
фа необходимо снижать, ограничивать водяное давле¬
ние на входе в охладитель путем применения дроссели¬
рования с помощью дроссельных клапанов.
На случай отказа дроссельного клапана на общих
сливных трубопроводах охладителей обычно делают из¬
гибы типа «утка» высотой, заданной расчетом (в зависимо¬
сти от места установки охладителя относительно нижней
отметки расширителя обеспечивается необходимое превы¬
шение давления масла над давлением воды). При пода¬
че воды из водопроводной сети с избыточным давлени¬
ем более 39 200 Па специальных насосов не требуется.
При этом необходимо на линии подачи воды предусмо¬
треть установку дроссельных клапанов, ограничиваю¬
щих давление воды до требуемых норм. Вода, подавае¬
мая в охладители, должна пройти очистку и не иметь
механических примесей.
Наличие резервного охладителя позволяет периоди¬
чески производить очистку рабочих охладителей от за¬
грязнений и при необходимости ремонтировать их. Кро¬
ме того, в аварийных случаях, например при выходе из
строя одного из трансформаторов, появляется необходи¬
мость форсировать охлаждение на параллельно рабо¬
тающих трансформаторах. Путем включения резервных
охладителей, а также увеличения расхода воды до до¬
пустимых по условиям эксплуатации значений увеличи¬
вают нагрузку трансформаторов сверх номинальной при
сохранении температуры масла и обмоток в пределах
норм.
В системе охлаждения Ц имеются приборы для кон¬
троля температуры, расхода и давления масла и воды,
для очистки масла и воды, а также аппаратура управ¬
ления системой охлаждения. В настоящее время в экс¬
плуатации находятся трансформаторы, имеющие раз¬
ные гидравлические схемы охлаждения, отличающиеся
методом подключения насосов и охладителей, — коллек¬
торная с параллельным соединением насосов и охлади¬
телей (рис. 6-1) и блочная — с последовательным соеди¬
нением насосов и охладителей, из которых первая более
предпочтительна и более надежна, так как она позво¬
ляет ’ постоянно поддерживать тепловой режим транс¬
форматора на уровне норм ГОСТ 11677-75: при выходе
116
из строя рабочего насоса схемой управления предусма¬
тривается автоматический пуск резервного насоса, т. е.
при коллекторной схеме могут быть использованы все
насосы.
Обратные клапаны, используемые в гидравлической
схеме насосов (рис. 6-1), исключают циркуляцию масла
обходным путем через неработающий резервный насос.
При этом вода из общей магистрали подается через
дроссельный клапан и задвижку с моторным приводом
в общий коллектор и охладители, которые вводятся
в действие ручными задвижками при включении транс¬
форматора под напряжение. Кроме того, при коллек¬
торной схеме сокращается количество арматуры, аппа¬
ратуры управления циркуляцией воды, упрощается схе¬
ма автоматического управления системой охлаждения.
Постоянный пропуск воды через резервный охладитель
не предусматривается во избежание излишних потерь
воды.
При блочной схеме прекращение работы рабочего
насоса означает выход из строя охладителя, что связано
со снижением теплового эффекта ,и, следовательно, с не¬
обходимостью снижения нагрузки трансформатора, если
в этот период один из охладителей находится в ремонте.
При блочной схеме необходимо также иметь задвижки
с моторным приводом для подачи воды в каждый охла¬
дитель и дополнительную аппаратуру автоматического
управления каждой задвижкой, что усложняет схему
управления и снижает ее надежность. При блочной схе¬
ме необходимость в обратных клапанах не исключается.
Одновременно с включением трансформатора на хо¬
лостой ход автоматически включается пусковой обход¬
ный насос, предназначенный для перемешивания масла
и выравнивания его температуры во всех зонах бака
трансформатора. Пусковой насос создает циркуляцию
масла вне контура охладителей, исключает попадание
масла с отрицательной температурой в охладители во
избежание замерзания воды в них. В эксплуатации име¬
ются трансформаторы, у которых пусковой насос сов¬
мещен с резервным. Для нормального запуска пускового
насоса, учитывая высокую кинематическую вязкость
масла при отрицательных температурах, циркуляция
его должна осуществляться по кратчайшему пути масло¬
провода, минуя охладители. При достижении температу¬
ры масла 15°С насос отключается и выводится в резерв,
117
и автоматически включаются рабочие насосы, работаю¬
щие при всех режимах работы трансформатора. При
кратковременном отключении трансформатора в зимнее
время, при отрицательной температуре воздуха обход¬
ной насос должен работать.
6-2. КОНСТРУКЦИЯ УЗЛОЬ И АППАРАТОВ
Узлы и аппараты должны быть прочны, долговечны
и экономичны в эксплуатации; их обслуживание должно
быть безопасным. К ним должен быть обеспечен свобод¬
ный доступ на случай ревизии и ремонта.
Охладители
Охладители отечественных и зарубежных конструк¬
ций являются преимущественно гладкотрубными. Вода
движется по трубам, а масло поступает в межтрубное
пространство, разделенное поперечными перегородками
вида диск — кольцо. Этим достигается зигзагообразное
направление движения масла с поперечным обтеканием
труб.
В табл. 6-1 приведены технические характеристики
охладителей, изготовляемых заводами СССР, а также
фирмами «Сименс» (ФРГ) и АЭИ (Англия).
Для комплектации масляно-водяной системы охлаж¬
дения отечественных трансформаторов применяются
■охладители МП-21, МП-37, МП-65 вертикальной уста¬
новки, МО-53-4 горизонтальной установки, Ц-63, Ц-100,
Ц-160.
Охладителями МП-65, МП-37 и МП-21 укомплекто¬
вывалась система охлаждения трансформаторов, изго¬
товлявшихся до 1966 г. В этих охладителях для работы
на пресной воде применяются трубки из латуни Л-68;
на морской воде — из латуни ЛО-70-1 и в отдельных,
технически обоснованных случаях из мельхиора
МН-70-30. Трубные решетки охладителей для работы на
морской воде изготовляются из латуни ЛО-59-1, а для
пресной — из стали СтЗ. Кожух, водяные камеры, пере¬
городки и другие детали изготовляются из стали СтЗ.
Основной недостаток этих охладителей — большие
протечки масла, движущегося мимо трубных пучков и
почти не участвующего в теплообмене, так как у них
корпус сварной, без механической обработки, поэтому
конструкцией предусмотрен зазор 8 мм между корпусом
и перегородками пучка труб. Наличие протечек умень-
118
Таблица 6-1
Тип насоса
для масла
ЗК-9а*
ЭЦТ63-10
4К-12а*
ЭЦТ63-10
6К-12аМ*
ЭЦТ100-8
і
Ю OJ
О ТО ТО CD LD cô
р CT) CD p C4 <o
□' л
СПСПСПСП СП СП
793-4
491-4
1
‘ыгэх
•iiïteuxo вээвэд
799
1070
1522
1547
214
227
325
1 1
і
aï/oa ou
& WOX CIfOHh
*— — 04
Длина''ширинах
X высота охлади¬
теля, мм
560X820X2315
688 X 960 X2265
662X1000X3331
2575X905X1145
609X1290X380
609X1498X380
394 X 580 X 2019
279X420X1479
1
‘ЕИНс ЮТХй
чхзоь xdaaojj
« b- to
04 CO CD
9’62
1
1
Материал
трубок
Л —•
S со ■
о
Мельхиор
МНЖ-5-1
Нержавеющая
сталь
Медь, латунь,
бронза, нержа¬
веющая сталь
Расход
воды,
; м8/ч
і
205
< «34,1
: 72 Д:
сч о ю іл
b. — —' С4
£
S'I£
87,3—
174,54
Расход
масла,
м8/ ч
36
60
100
100
16
25
60
100
25,2
54,54—
109,08
J.QH
-OU ЦО11ОІШЭ1
150
250
500
980
74
123
335
300
570-
940
Тип
ь, ю
es со со
Ê С Ê
£ <
3 СО
. СО о CD
СО CD V— —
ІЛ « ■ ■
о над
CWK-300
OWK-75
1
Изготовитель
Заводы СССР
1
ФРГ, фирма
«Сименс*
Англия,
фирма АЭИ
119
'V 9 В J и н а >и ІГ О V С
JM ‘ЕЯО1
-ou ojoaoiriiaj,
лдя J вн игах
-иѴеігхо еэоеіѵ
о
4,28
3,05
1,68
2,9
1,83
0,955
1
1
приведены
®И ‘ВЯЭІОЦ О JOU
-ОІГНЭХ JLflM [
Erl ІЯГОал-іи
-ElfXO ИѲЧ.9О
ю
с
9 0‘0
0,0г27
0,00154
0.01.23
S
1 о
ts
О/
ЕИ ‘ЕЯ
-О1ОП OJOaOLfLI
-Ѳі хдя I eh
ічѵоа tfcxoEj
0,137
0,136
0,144
0,071
0,135
0,122
0,074
O
о
0,13—
0,85
кие харак'
«И ‘ЕЯ
-О1ОИ OJOHOITIJ
-ѳі хдя I ей
ВІГЭВИ tfOXOBJ
0,152
1 0,24
1
1
<м
0,1
0,216
0,2)3
0,179
1-—
0,333
0,333
0,096-
0,116
(техничес
С.
хая ‘zVi [ о
iva 4.001111 ад.
7,15
6,76
18,6
1
І
ІПб-ІЭ
та ЭЦТ
воды 40°'
XQ ‘BHOlOd
ojoaoirnaj,
Х0Я I EH
ЯХООНІИОр/
1 20,fi
9,3
34,8
11,2
12,4
р
6,53
10,8
9,0
8,35
c5 s
ь sa
- Ч
1 і В
ё g.
О 0J
1
Потери
напора
по воде,
Па
1,96.103
.....
eût-96‘I
со
с?
sOI’8‘Z
sOI'I‘S
sOI-96*1
sOI-8‘6
9,8-103
1
ктуютсч н
іа над темі
5.R -
bg-^,3
Ê°«U
cga
еОІ-9'61
SOI'SS
sOI-СЧй
80,5-103
3,4-103
9,8-103
76,5-103
1
ё й
1 «
Ю Г*.
Б &
Напор
насоса,
Па
I 216-103
soi-oie
SOI-86
98-103
175-Юз
83,5-Юз
147-103
147-Юз
196-103
98-103
98-Юз
98-103
137-103
73,5-103
-
21, МП-37, Л
ъшлении темг
-ОЭЕН-
h/sIM ‘ЕО
VOXOEJ
СО
со
СО о
СО СО
3 §
Q O O CO LO CO
о о о м со
100
25
Б S-
1 s с
g &
3 с
хдя ‘ЕООО
-ЕН ЧІЭОН'ІІЮѴѴ
2,8
8,7
2,8
6,2
О
сч
6,4
7,5
10,5
0,8
1,1
2,8
Lô
O—*
К ю
à
1 § ь
о й
о л
Е
S
МП-21
МП-37
МП-65
MO53-4A
Ц-63
Ц-І00
Ц-160
OWK-300
OWK-75
ящее время масл
Й ПОТОК ДЛЯ ЧИСТ
Л
5
0
5
0
S
1«
э
3
S
го
0
ФРГ, фирма
-Сименс •
Англия,
фирма АЭИ I
* В насто
в знаменателе).
** Теплово
120
3206
Рис. 6-2. Габаритные и установочные размеры охладителей.
а — охладители типов МП-21 и МП-37; б — охладитель типа МП-65.
121
шает скорость масла и, следовательно, уменьшается ко¬
эффициент теплоотдачи теплового потока охладителя.
Кроме того, в этих охладителях применялась скорость
воды в трубах 0,14 м/с, соответствующая ламинарному
режиму, вследствие чего теплопередача лимитируется
термическим сопротивлением с водяной стороны. Для
Рис. 6-3. Схема устройства охладителя типа МП-65.
1 — верхняя водяная камера; 2 — верхняя трубная доска; 3 — латунная ком¬
пенсирующая шайба; 4 — выходной патрубок для масла; 5 — корпус охладите¬
ля; 6 кожухи; 7 латунные трубы для воды Ç/j 17/19 мм; 8 — перегородки
для направления масла; 9 — входной патрубок для масла; 10 — нижняя труб¬
ная доска; И — входной патрубок для воды; 12 — выходной патрубок для
воды; /5 — нижняя водяная камера с двумя отсеками. Расположение па¬
трубков 11 и 12 показано условно для наглядности; истинное их расположе¬
ние см. на рнс. 6-2,6.
122
создания эффективного теплообменника важную роль
играет соотношение скорости масла и воды, благодаря
чему может быть обеспечено выравнивание коэффици¬
ентов теплоотдачи масла ам и воды ав и значительное
увеличение теплового потока.
Габаритные и установочные размеры охладителей
МП-21, МП-37 и МП-65 приведены на рис. 6-2 и 6-3 и
в табл. 6-1 и 6-2.
Таблица 6-2
Тип ох¬
ладителя
Размеры (рис. 6-2)
de
МП-21
МП-37
700 640
810 750
562 89 108
680 133 133
160 180
210 210
200
250
220
250
Продолжение тсібл. 6-2
Тип ох¬
ладителя
Размеры (рис. 6-2)
Масса ох пади-
теля, кг
А
hi
he
Д;
1
п
МП-21
2267
1744
410
1184
704
410
4
799
МП-37
2205
1800
225
1160
580
480
8
1107
Охладитель (рис. 6-3) состоит из стального цилин¬
дрического корпуса 5 и двух водяных камер — верхней 1
и нижней 13. Корпус имеет входной 9 (нижний) и вы¬
ходной 4 (верхний) патрубки для присоединения масло¬
провода. Нижняя камера имеет выходной патрубок для
воды, верхняя — входной патрубок (в охладителе МП-65
входной и выходной патрубки водяной системы располо¬
жены на нижней камере). В корпусе помещается труб¬
ный пучок, который состоит из двух стальных круглых
досок 2 и 10 с завальцованными в них трубами. Ниж¬
няя трубная доска или решетка жестко закреплена меж¬
ду фланцами корпуса и нижней водяной камеры. Верх¬
няя доска — «плавающая». Она имеет мембранный
компенсатор в виде латунной шайбы 3, которая закреп¬
лена между фланцами корпуса и верхней водяной ка¬
меры. Компенсирующая шайба дает возможность верх¬
ней трубной доске перемещаться вверх или вниз при
температурных изменениях длины труб. Этим исключа¬
ются механические напряжения, которые могли бы на¬
рушить уплотнение труб.
123
В корпусе расположены также стальные поперечные
перегородки 8, которые ставят не только для улучшения
эффективности теплообмена, но и для придания системе
труб большей устойчивости и сохранения прямолиней¬
ности. В патрубках имеются специальные гильзы, в ко¬
торые вставлены ртутные стеклянные термометры со
шкалой 0—100°С. Термометры служат для контроля
температуры входящих в охладитель и выходящих из
него масла и воды.
Рабочее избыточное давление масла в охладителе
должно быть не более 32 - IО3 Па; охладитель испыты-
Рис. 6-4. Охладитель МО53-4.
1 — входной патрубок для воды; 2 — водяная камера; 3 — крышка: 4 — выход¬
ной штуцер для воды; 5 — кронштейн; 6 — пробка для выпуска воздуха; 7 —
выходной патрубок для масла; 8 — корпус; 9 — входной штуцер для масла;
10 — кронштейн; 11 — крышка; 12 — пробка для спуска масла; 13 — пробка
для спуска воды.
вается избыточным давлением 49-103 Па. Масляная
сторона испытывается горячим трансформаторным мас¬
лом при 50—60°С; водяная сторона испытывается во¬
дой.
В охладителе МО53-4 (рис. 6-4) достигнута значи¬
тельная интенсификация теплообмена благодаря отсут¬
ствию перетечки масла мимо трубного пучка, так как
трубный пучок с перегородками устанавливается в рас¬
точенный корпус с зазором 1 мм, а также благодаря
повышению скоростей масла и воды. Этот охладитель
124
в значительной мере удовлетворяет современному уров¬
ню требований, предъявляемых к теплообменным аппа¬
ратам, т. е. имеет меньшие габариты и массу, снижен¬
ный удельный расход цветных металлов на его изготов¬
ление.
В охладителях применяются трубы из мельхиора
марки МНЖ МцЗО-1-1 по ГОСТ 10092-62, трубные до¬
ски из латуни марки Л-68, а корпус, отражательные
перегородки и водяные камеры охладителей изготовля¬
ются из стали СтЗ по ГОСТ 380-71. Охладители имеют
вмонтированные подъемные приспособления для снятия
крышек водяных камер на
верхностей трубного пуч¬
ка и водяных камер от
загрязнений.
Охладитель МО 53-4,
так же как и охладители
типов МП-21, МП-37 и
МП-65, обычно изготов¬
ляется с подвижной труб¬
ной решеткой или, как
ее называют, с «плаваю¬
щей» головкой. Темпера¬
турная компенсация пре¬
дусматривается главным
образом в тех случаях,
когда разность темпера¬
тур между стенками кор¬
пуса и теплообменными
трубами превышает 40°С
[Л. 6-14]. В охладителях
типа МО53-4 предусмот¬
рены сальниковые ком¬
пенсаторы. Трубы в трі
время чистки внутренних по-
Рис. 6-5. Кривые зависимости
теплового потока охладителя типа
МО53-4 от превышения темпера¬
туры масла над температурой
воды при расходе масла 100 м3/ч
и расходах воды 35; 50 и 72 м3/ч
и температуре воды у входа
в охладитель 25°С.
^бных решетках развальцова¬
ны. Трубный пучок в охладителях с «плавающей»
головкой можно легко вынуть и при износе заменить
новым. Трубы с наружной стороны становятся доступ¬
ными для чистки, когда пучок вынут из корпуса.
Охладители типа МО53-4 имеют штуцера с пробка¬
ми для выпуска воздуха и спуска масла и воды; они
также оборудованы поворотными кронштейнами для
демонтажа крышек. Охладители поставляются ком¬
плектно с термометрами и манометрами, устанавливае¬
мыми на подрубках.
125
На рис. 6-5 приведена кривая зависимости теплового
потока охладителя МО53-4 от превышения температуры
масла над температурой воды.
В гладкотрубных охладителях коэффициент теплоот¬
дачи со стороны масла значительно меньше, чем со сто¬
роны воды, поэтому для интенсификации теплообмена
целесообразно увеличить поверхности охлаждения со
1298/l‘iSB
Рис. 6-6. Охладители Ц-63 и Ц-100.
/ — входной патрубок для воды; 2 — водяная
камера; 3 — крышка; 4 — выходной патрубок
для воды; 5 — пробка для выпуска воздуха;
6 — пробка для спуска воды; 7 — выходной
патрубок для масла; 8 — корпус; 9— входной
патрубок для масла; 10 — крышка. Размеры,
изображенные дробью, означают: размер
в числителе — для Ц-63; в знаменателе — для
Ц-100.
стороны масла путем ее оребрения. С этой целью в охла¬
дителях типов Ц-63, Ц-100 и Ц-160 применены ла¬
тунные луженые трубы с проволочным медным оребре¬
нием и с продольным обтеканием их маслом. Для
увеличения эффективности теплообмена межтрубное
пространство имеет продольные перегородки, создающие
четыре хода масла. При продольном обтекании труб все
126
продольное оребрение омывается маслом поперечно
(проволочки установлены с углом атаки 90°), что более
выгодно с теплогидродинамической точки зрения, чем
■поперечное, где проволочки, расположенные с тыльной
части трубы, находятся в застойной зоне, а проволочки,
расположенные в лобовой части потока, омываются про¬
дольно, поэтому работают менее эффективно [Л. 6-5,
6-13].
Для создания наиболее компактного пучка труб их
оребрению придается шестиугольное очертание путем
протяжки труб через
шестигранную фильеру,
что исключает приме¬
нение дополнительных
деревянных реек (бук,
береза), необходимых
для заполнения зазо¬
ров между оребрением
соседних труб при
круглом очертании оре¬
брения.
Габаритные и уста¬
новочные размеры ох¬
ладителей Ц-63, Ц-100
и Ц-160 приведены на
рис. 6-6 и в табл. 6-1,
а их тепловые характе¬
ристики— на рис. 6-7 и
Рис. 6-7. Кривые зависимости
теплового потока охладителей
Ц-63/900 и Ц-100/1100 от пре¬
вышения температуры масла
над температурой воды при
температуре воды у входа
в охладитель 25°С.
6-8.
Охладители, пред¬
назначенные для рабо¬
ты на морской воде, обычно имеют соответствующую
протекторную защиту от коррозионного воздействия
воды |[Л. 6-9]. Существует мнение, что охладители,
предназначенные для работы на пресной воде, должны
также иметь противокоррозионную защиту для предот¬
вращения разрушения латунных трубок, стальных труб¬
ных досок и водяных камер (Л. 6-6, 6-7].
Английская фирма АЭИ изготовляет восемь стан¬
дартных типов охладителей, которые в зависимости от
расхода масла и воды обеспечивают отвод теплоты
в диапазоне 70—1950 кВт при превышении температу¬
ры масла над температурой воды, равном 22—27°С.
Охладители пригодны для наружной и для внутренней
127
установки. Они могут работать как горизонтально, так
и вертикально. Кожух охладителя изготавливается из
низкоуглеродистой стали, отражательные перегород¬
ки — из углеродистой стали, меди или латуни, а водя¬
ные коробки — из низкоуглеродистой стали или чугуна.
Для изготовления трубных досок применяют цвет¬
ные металлы (латунь, алюминиевый сплав, мельхиор)
или нержавеющую сталь, а цельнотянутые трубы в за¬
висимости от химическо¬
Рис. 6-8. Кривые зависимости
теплового потока охладителя
Ц-160/1250 от превышения темпе¬
ратуры масла над температурой
воды при расходе масла 60 м3/ч,
расходах воды 20; 26 и 36 м3/ч и
температуре воды у входа в охла¬
дитель 25°С.
го состава воды могут
быть изготовлены из ме¬
ди, латуни, мельхиора,
бронзы, алюминиевого
сплава и нержавеющей
стали. Каждая труба на
основании действующих
стандартов подвергается
испытанию давлением
686-ІО4 Па.
На рис. 6-9 представ¬
лен охладитель фирмы
«Серк» (Англия). Для
изготовления деталей и
узлов охладителей ком¬
пания применяет пример¬
но те же материалы, что
и фирма АЭИ. Эти охла¬
дители удобны для ос¬
мотра и ремонта, надеж¬
ны в эксплуатации и име¬
ют большой срок службы.
Перед сборкой трубы
подвергаются обработке
для снятия напряжений,
а для обеспечения абсо¬
лютной чистоты—опуска¬
ются в хромпик. Трубы в
трубных досках развальцовываются. Развальцовка при¬
дает воронкообразные очертания концам труб с целью
уменьшения гидравлического сопротивления. В расточен¬
ный кожух могут устанавливаться сменные наборы обра¬
ботанных на токарном станке трубных пучков с трубными
досками. Плавающая трубная доска имеет предохрани¬
тельное кольцо с двойным синтетическим уплотнением.
128
исключающим попадание одной жидкости в другую при
нарушении уплотнения. Для защиты охладителей от
коррозионного воздействия воды применяют антикорро¬
зионные стержни (протекторы). Каждая труба перед
сборкой испытывается отдельно давлением 686-ІО4 Па,
кроме того, масляная и водяная полости испытываются
давлением 686-ІО3 Па.
По новым нормам [Л. 6-8] ФРГ («Сименс») увеличе¬
но число типов охладителей (с четырех до пяти), обес-
Рис. 6-9. Охладитель английской фирмы «Серк».
1 — съемная крышка; 2 — кожух; 3 — трубы; 4 — перегородки; 5 — предохра¬
нительное кольцо; 6 — смотровой глазок; 7 — узел соединения; I и II— уплот¬
нения (концы труб развальцованы).
печивающих отвод теплоты в диапазоне 50—350 кВт.
Охладители выполняются двух видов: навесные и для
установки на фундаменте (рис. 6-10), причем оба эти
вида в зависимости от положения входных и выходных
патрубков масла и воды имеют четыре типоисполнения.
Внутренняя часть охладителей обоих видов одинакова.
Эти охладители по тепловому потоку имеют запас 25%
на случай загрязнения,
9—675 129
Рис. 6-10. Охладитель фирмы «Сименс» (ФРГ).
а — охладитель, ^.’тановленный на фундаменте; б — навесной охладитель;
/ — гильза для термометра; 2 —входной патрубок для масла; 3 — направляю¬
щие пластины для циркуляции масла; 4 — выходной патрубок для масла;
5 — входной патрубок для воды; 6— пробка для выпуска воздуха; 7 — крон¬
штейн; 8 — выходной патрубок для воды; 9 — отверстие для выхода масла.
Адсорбционные фильтры (адсорберы)
Адсорберы предназначаются для химической очи¬
стки и восстановления трансформаторного масла, так
называемой регенерации, которая увеличивает срок
службы масла. Сущность регенерации заключается
в постоянной циркуляции небольших количеств масла
через адсорбер, заполненный поглощающим вещест¬
вом— сорбентом. Сорбент, омываемый маслом, отбира¬
ет из масла влагу, шлам, кислоты и перекисные соеди¬
нения, ускоряющие процесс старения масла и твердой
изоляции обмоток трансформаторов.
Адсорбер рассчитан на применение в качестве сор¬
бента силикагеля .марки КСК (кусковой или гранули¬
рованный крупнопористый) по ГОСТ 3956-54. Могут быть
использованы и другие подходящие сорбенты. Размеры
зерен силикагеля должна быть в пределах 2—7 мм. Рас¬
четное количество силикагеля и объем адсорбера опре¬
деляются исходя из следующих норм: для трансформато¬
ров с количеством масла до 30 т 0,8—1% и более 30 т
0,6% массы масла в трансформаторе при насыпной мас-
130
се силикагеля, равной 0,5 кг/дм3. Силикагель, засыпае¬
мый в адсорбер, должен быть предварительно просушен
при 140°С в течение 8 ч или при 300°С в течение 2 ч.
Адсорбер включается в охлаждающую систему па¬
раллельно охладителю (рис. 6-1). Часть масла, пода¬
ваемого насосом к охладителю во время работы охла¬
дительной установки, по ответвлению от основного ма¬
слопровода направляется в адсорбер. Эта часть масла
не попадает в охладитель ,и, следовательно, не охлаж¬
дается, но подвергается в адсорбере химической очи¬
стке. Таким образом, постоянно очищается часть масла
из общего его количества, циркулирующего по системе.
Количество протекающего через адсорбер масла уста¬
навливается в размере 0,6—0,8 л/ч на 1 кг силикагеля,
засыпанного в адсорбер. Это достигается регулирова¬
нием потока масла вентилем, установленным на нижнем
патрубке адсорбера, и вспомогательным бачком, объем
которого необходимо градуировать через 1 дм3. Наибо¬
лее ходовыми являются адсорберы двух типоразмеров
емкостью 155 и 325 кг силикагеля.
Адсорбер (рис. 6-11) представляет собой стальной
цилиндр 5, в нижней части которого установлено рас¬
пределяющее устройство, состоящее из рамы 13 с от¬
верстиями, стального диска-заглушки 12, стальной ре¬
шетки 11 и лежащей на ней стальной сетки 10. Решетка
и сетка являются внутренним дном, на котором лежит
масса засыпанного в цилиндр силикагеля 9. В верхней
части адсорбера устанавливается фильтрующее устрой-
Таблица 6-3
Масса
сорбента,
кг
Размеры, мм
Л2 b
Масса адсор¬
бера, кг
155
325
740 608
880 728
1840
2295
1000 750
1260 880
950 860 1060 200
1080 980 1180 280
364
544
ство, состоящее из стальной решетки 4, стальной сетки 6
и войлочного фильтра 7. Фильтрующее устройство пред¬
отвращает унос из адсорбера мелких частиц силика¬
геля в бак трансформатора.
К дну и крышке корпуса приварены патрубки; к па¬
трубкам присоединены вентили с условным проходом
0^=25. Масло поступает в нижний патрубок и выходит
через верхний. На боковой поверхности адсорбера име-
9* 131
Рис. 6-11. Адсорбер.
а —эскиз общего вида адсорбера; б — фильтрующее устройство; s — распределяющее устройство: / — крышка; 2 — резиновая1
прокладка; 3 —рама; 4 — решетка (сгаль); 5 — корпус адсорбера; 6 — сетка (сталь); 7 — войлочный фильтр; в — нажимное"
кольцо; 9— силикагель; 10— сетка (сталь); 11 — решетка (сталь); 19 — заглушка; 13— paftîa с отверстиями для прохода мас¬
ла; 14— дно.
132
ются две полуоси, посредством которых он подвешивает¬
ся на раме. Благодаря наличию этих осей он может на¬
клоняться при смене силикагеля. На крышке адсорбера
приварены два подъемных кольца.
Размеры адсорберов даны в табл. 6-3.
Фильтр масляный (сетчатый)
Масляный фильтр, представленный на рис. 6-12,
предназначен для очистки масла от волокон и других
твердых частиц, находящихся в масле. Он устанавли¬
вается вблизи входа охлажденного масла в бак транс¬
форматора и выбирается в зависимости от диаметра
трубопровода. В основном выпускают три типоразмера
фильтров, габаритные и присоединительные размеры ко¬
торых даны в табл. 6-4.
Корпус сетчатого фильтра 2 представляет собой
стальной цилиндр с двумя патрубками / и 5, располо¬
женными относительно друг друга под углом 90°. Вну-
Рис. G-12. Фильтр сетчатый.
/ — патрубок для выхода масла; 2 — корпус фильтра; 3 — пробка для выпу¬
ска воздуха; 4— крышка; 5—патрубок для входа масла; 6 — сетка; / — вну¬
тренний цилиндр.
три корпуса расположен второй цилиндр 7 с круглыми
отверстиями, обернутый стальной сеткой 6. Масло по¬
ступает в фильтр через нижний патрубок, фильтруется,
проходит через сетку и отверстия внутреннего цилиндра
и выходит к трансформатору через горизонтально рас¬
положенный патрубок. Торцовая часть цилиндра закры-
133
Таблица 6-4
Размеры, мм
Масса, кг
di
СІл
а.
Z,
Ц
h
100
180
220
18
375
185
І70
26
125
210
250
18
400
232
175
29
144
240
285
22
400
232
175
34
та крышкой 4, которая снимается при очистке фильтра.
Вверху, на корпусе фильтра, имеется пробка 3 для вы¬
пуска воздуха.
В последнее время проводятся конструкторские раз¬
работки и исследования по замене сетчатых фильтров
пластинчатыми, как более надежными, которые будут
иметь те же присоединительные и габаритные раз¬
меры.
Дифманометр
Дифференциальный манометр, изображенный на
рис. 6-13, представляет собой измерительный прибор,
дающий возможность контролировать работу насоса.
Он показывает расход масла, а также сигнализирует
о прекращении его циркуляции. В системе охлаждения
трансформаторов применяется показывающий поплав¬
ковый дифманометр типа ДП-278 с дополнительными
устройствами для сигнализации. Ниже указаны шкалы
расхода дифманометра, обычно применяемые для охла¬
дителей:
Тип охладителя Шкала расхода,
м8/ч
МП-21
0—40
МП-37
0—63
МП-65
0—100
МО53-4
0—100
Прибор состоит из двух частей: измерительной систе¬
мы (поплавковое устройство) и ^механизма, передающе¬
го перемещение поплавка на стрелку. Дифманометр
является прибором жидкостного типа и работает по спо¬
собу сообщающихся сосудов.
Для определения расхода масла в маслопроводе
монтируется сужающая дисковая диафрагма 2
(рис. 6-14), изготовленная из нержавеющей стали. Диа¬
метр отверстия в диафрагме зависит от диаметра мас-
134
лопровода и расхода масла. Он определяется расчет¬
ным путем. По обе стороны диафрагмы к маслопроводу
присоединяются трубки, которые являются концами
П-образного манометра (рис. 6-15). Манометр состоит
из двух сообщающихся сосудов А и Б, в которые налита
ртуть. В сосуде А помещается поплавок, связанный спе-
Рис. 6-13. Общий вид и габаритные размеры
дифманометра.
циальным механизмом со стрелкой прибора. Благодаря
диафрагме в местах присоединения трубок в маслопро¬
воде создаются разные давления рі и р2 (рі>рг). Уро¬
вень ртути в сосуде А понизится на значение Яі, а в со¬
суде Б повысится на значение /і2 до установления рав¬
новесия. Из условия равновесия следует:
или
рі—Рг= (Ні + Н2) (у—уі)
△р = (Ні + Н2) (у—уі),
(6-1)
135
где у — масса единицы объем і ртути; уч— масса еди¬
ницы объема трансформаторного масла, находящегося
над ртутью.
Обозначив сумму уровней ртути через Н, получим:
Н=Hz', (6-2)
Др=Я(у-у1). (6-3)
Так как сосуды Л и Б имеют цилиндрическую фор¬
му, то
FiHi = F2H2,
откуда
#і/#2=Б2/Л; HiIH2=Dz2ID\, (6-4)
где Fi — площадь сечения сосуда A; Di—диаметр со¬
суда A; F2— площадь сечения сосуда Б; D2— диаметр
сосуда Б.
Рис. 6-14. Монтаж сужающей
диафрагмы.
1 — фланцы; 2 — диафрагма; 3 —
маслопровод.
Рис. 6-15. Принцип дей¬
ствия дифманометра.
Определяя из (6-4) Н2 и подставляя полученное зна¬
чение в формулу (6-2), получаем:
Н=Н, (1+ZW). (6-5)
Подставим Н из (6-5) в (6-3) :
Ар=Я1(1+П2да)(у- Yi)- (6-6)
Так как для определенного дифманометра значения
Di и D2 постоянны, то отношения Di/D2, Dz\/D\ и выра¬
жение 1+Dzt/D22 также являются постоянными величи-
136
нами; 1 +£>2іД)22 обозначим через k\. С другой стороны
при измерении одного определенного вещества, в дан¬
ном случае — трансформаторного масла, выражение
(у—уі) также является постоянной величиной; обозна¬
чим ее через k2. Подставив Лі и k2 в (6-6), получим:
Др=ЯіЛі^2,
т. е. разность давлений, подаваемых в оба сосуда, из¬
меряется величиной снижения уровня ртути в сосуде А.
Стальной поплавок перемещается вверх и вниз, следуя
за изменением уровня ртути. Таким образом, переме¬
щение поплавка является мерой перепада; это переме¬
щение передается на стрелку прибора, которая движет¬
ся по шкале, проградуированной в единицах расхода,
т. е. м3/ч.
Контактное устройство в приборе используется для
сигнализации об изменении определенного режима с по¬
мощью звуковых или световых сигналов. Контактное
устройство является трехпозиционным и может контро¬
лировать три состояния измеряемой величины, напри¬
мер минимальный и максимальный расход и прекраще¬
ние циркуляции. Переключение контактов осущест¬
вляется ртутно-контактным переключателем. Контактное
устройство питается от сети переменного тока напря¬
жением 220 В.
Водомер предназначен для контроля расхода воды
в трубопроводе системы. Тип водомера может быть вы¬
бран любой, соответствующий расходу воды, заданному
тепловым расчетом трансформатора, и ее напору в за¬
висимости от водопроводной сети, которой располагает
эксплуатирующая организация.
Манометры предназначаются для контроля за пере¬
падом давления воды и масла в охладителе и за пре¬
вышением давления масла над давлением воды. Они
устанавливаются на патрубках охладителя — на входах
и выходах воды и масла. Применяются технические
пружинные манометры по ГОСТ 8625-69 (тип 1), диа¬
метр кожуха 100 мм, шкала 0—6 кгс/см2, класс точности
1,5 (1 кгс/см2 = ІО5 Па).
Струйное реле
Контроль за циркуляцией масла в маслоохладителе
может осуществляться с помощью струйного реле, одна
из конструкций которого показана на рис. 6-16, а также
по показаниям манометров.
137
Струйное реле представляет собой прибор показы¬
вающий и сигнальный. Прибор помещается в отрезке
трубы 5, имеющей фланцы для присоединения к масло¬
проводу. Основным элементом реле является заслон¬
ка 1, которая устанавливается перпендикулярно оси
трубы, если масло в маслопроводе не циркулирует.
Заслонка связана с постоянным магнитом 6. Когда на¬
чинается циркуляция масла, заслонка поворачивается
и устанавливается параллельно оси трубы (по току мас-
Рис. 6-16. Струйное реле.
1 — заслонка; 2 — пружина; 3 — колпак; 4 — ось; 5 — корпус; 6 — постоянные
магниты; 7 — ртутные контакты; 8 — указатель движения масла; 9 — стекло;
10 — консоль; 11 — коробка выводов сигнальной системы.
ла). Магнит, связанный с заслонкой, также поворачи¬
вается и увлекает магнит, связанный со стрелкой при¬
бора 8, которая показывает направление потока масла.
Со стрелкой связан замыкающий ртутный контакт 7,
который при внезапном прекращении циркуляции мас¬
ла поворачивается и замыкается. Персонал станции по¬
лучает сигнал о ненормальной работе или о прекраще¬
нии работы системы охлаждения.
138
Маслопроводы и водопроводы
Диаметры маслопроводов обусловливаются главным
образом диаметрами патрубков охладителей. Рекомен¬
дуются следующие диаметры маслопроводов при исполь¬
зовании охладителей разных типов:
Тип охладителя Диаметр маслопровода,
дюймы
МП-21 4
МП-37 5
МП-65 6
МО53-4 6
Ц-63/900; Ц-100/1100; Ц-160/1250 5
Площади сечений маслопроводов до и после охла¬
дителей должны быть одинаковыми. Диаметры масло¬
проводов сборного коллектора также выбираются исхо¬
дя из равенства суммарных площадей сечений присоеди¬
нительных маслопроводов. Диаметры водопроводов
выбираются в зависимости от диаметров патрубков
охладителей и должны быть одинакового сечения до и
после охладителей. Не рекомендуется увеличивать диа¬
метры сливных водопроводов, так как это, кроме удо¬
рожания системы охлаждения, ведет к созданию ва¬
куума в ней и, как следствие этого, к снижению расхо¬
да воды и ненормальной работе всей системы (Л. 6-4].
Аппараты системы масляно-водяного охлаждения
присоединяются к масло- и водопроводам с помощью
задвижек и кранов. Задвижки имеют преимущество по
сравнению с другими затворами вследствие малого ко¬
эффициента местного сопротивления. Условные проходы
задвижек и кранов должны соответствовать диаметрам
масло- и водопроводов. Выбор материала труб для мас¬
лопроводов определяется исходя из коррозионной стой¬
кости, сварки и т. п.
Маслопроводы изготавливаются из нержавеющей
стали марки ХІ8Н9Т по ГОСТ 5632-72. Маслопроводы
стремятся делать возможно короче без резких углов и
местных подъемов, в которых мог бы скапливаться
воздух. Если все же такие места имеются, в них уста¬
навливаются пробки для выпуска воздуха, позволяю¬
щие устранить «воздушные мешки». Несмотря на то,
что заполнение системы охлаждения и трансформаторов
осуществляется под вакуумом ç остаточным давлением
20-ІО2 Па, установка пробок для контроля и обеспече¬
ния полного удаления воздуха не исключается. Для
уменьшения гидравлического сопротивления число за-
139
движек, кранов и фланцевых соединений должно быть
минимальным: предпочтительным с точки зрения сни¬
жения гидравлических сопротивлений, повышения на¬
дежности (сокращения количества сварных соедине¬
ний), улучшения эстетического вида являются масло- и
водопроводы с гнутыми коленами по сравнению со свар¬
ными многозвеньевыми. Коэффициенты местных сопро¬
тивлений сварных колен и отводов при прочих равных
условиях получаются большими, чем для гнутых, так
как сварные швы на внутренних поверхностях увеличи¬
вают местную шероховатость. По условиям монтажа и
эксплуатации каждый маслопровод должен иметь не бо¬
лее одного колена для возможности контроля качества
внутренних поверхностей перед их вводом в эксплуата¬
цию и после ремонта.
Маслопроводы соединяются между собой с помощью
круглых фланцев. Каждое фланцевое соединение долж¬
но быть прочным, жестким, герметичным и доступным
для осмотра, сборки и разборки. Для облегчения веде¬
ния сборки при монтаже один фланец сопрягаемых мас¬
лопроводов должен быть свободным, «плавающим» на
приварном кольце, выполненным по ГОСТ 1268-67, дру¬
гой — с. канавкой под уплотнение (резиновую про¬
кладку).
Шкафы автоматического управления системой
охлаждения
Шкафы ШАОТ-ЦТ и ШАОТ-ЦТЭ (рис. 6-17) предна¬
значены для автоматического и ручного управления на¬
сосами Т (ЭЦТ) и ТЭ (ЭЦТЭ) соответственно. Индекс
ЦТ обозначает исполнение шкафа, предназначенного
для системы охлаждения без направленной циркуляции
масла через обмотки, а индекс ЦТЭ — для системы
охлаждения с направленной циркуляцией масла. Шка¬
фы рассчитаны для работы на открытом воздухе при
естественно изменяющейся его температуре от +40 до
—45°С. Аппараты, обеспечивающие функционирование
шкафа (управление, защиту и сигнализацию), разме¬
щены на задней и боковых стенках шкафа сварной кон¬
струкции пыле- и брызгонепроницаемого исполнения.
Конструкция шкафа позволяет его устанавливать на
отдельном фундаменте или на стенке бака трансформа¬
тора. Шкафы обычно устанавливаются в помещении
с положительной температурой воздуха. Электрическое
140
1850
Рис. 6-17. Общий вид и размеры шкафа ШАОТ.
Рис. 6-18. Принципиальная электрическая схема Шкафа ШАОТ.
141
соединение шкафа со щитом управления выполняется
при монтаже на месте его установки.
Схема шкафа (рис. 6-18) обеспечивает включение
насосов циркуляции масла, а затем включение электро¬
привода задвижек для подачи воды, а при необходимо¬
сти прекращения циркуляции — отключение задвижки
подачи воды и затем отключение насосов циркуляции
масла. Автоматическое и ручное управление работой
насосов циркуляции масла осуществляется с помощью
аппаратуры, размещенной в шкафу. Аппаратура в цепи
силового питания насосов защищена автоматическими
выключателями, динамически устойчивыми к действию
токов сквозного короткого замыкания с ударным током
не менее 16 кА. Каждый насос имеет индивидуальный
ключ выбора режима с тремя положениями: «отключе¬
но», «ручное управление», «автоматическое управление».
Схема шкафа обеспечивает: а) автоматическое включе¬
ние рабочих насосов при подаче напряжения на транс¬
форматор, если температура верхних слоев масла в баке
равна или превышает 15°С; б) автоматическое включе¬
ние пускового насоса при подаче напряжения на транс¬
форматор, если температура верхних слоев масла в баке
ниже 15°С; в) автоматическое включение электропри¬
вода задвижки подачи воды; г) автоматическое включе¬
ние нагревателей при температуре окружающей среды
минус 20°С; д) автоматическое включение резервного
наноса взамен рабочего, вышедшего из строя; е) авто¬
матическое отключение пускового насоса при снятии
напряжения с трансформатора или при включении ра¬
бочих насосов, когда температура верхних слоев масла
в баке достигнет 15°С и выше. При кратковременном
отключении трансформатора в зимнее время и сниже¬
нии температуры масла в верхних слоях ниже 15°С
пусковой насос должен работать. Его работу обеспечи¬
вают с помощью ручного управления; ж) автоматиче¬
ское отключение всех рабочих насосов при снятии на¬
пряжения с трансформатора или снижении температуры
масла в верхних слоях в баке трансформатора ниже
15°С, но только после закрытия задвижек подачи воды;
з) автоматическое включение резервного источника пи¬
тания при недопустимом снижении или исчезновении
напряжения в основной цепи, а также обратное пере¬
ключение на основную цепь при восстановлении в ней
номинального напряжения; и) ручное управление каж-
142
дым насосом; к) автоматическую защиту насосов от
перегрузок и коротких замыканий и от работы на двух
фазах; л) сигнализацию при наличии напряжения на
трансформаторе: о включении и отключении пускового
насоса, о включении и отключении каждого рабочего
насоса, о прекращении работы всех насосов, о включе¬
нии резервного источника питания; м) выдачу сигналов
для обеспечения функционирования автоматики управ¬
ления водяной частью системы охлаждения в соответ¬
ствии со следующими требованиями: 1) циркуляция
воды через охладители автоматиче ки включается при
достижении температуры масла в в рхних слоях транс¬
форматора 15°С и отключается при снижении темпера¬
туры масла ниже 15°С или при снятии возбуждения;
2) автоматическое включение электропривода задви¬
жек циркуляции воды должно осуществляться после
включения масляных насосов; 3) автоматическое от¬
ключение электропривода задвижек циркуляции воды
должно предшествовать отключению насосов циркуля¬
ции масла.
В зарубежной практике [Л. 6-3] иногда применяют
автоматику, реагирующую только на нагрузочный ток,
и предпочитают, чтобы все охладители работали непре¬
рывно, независимо от нагрузки трансформатора. При
этом считают, что потери энергии от «бесполезно» ра¬
ботающих охладителей компенсируются уменьшением
потерь в трансформаторе из-за более низкой темпера¬
туры обмоток.
Указания по мерам безопасности при обслуживании
шкафов ШАОТ даны в гл. 5.
Насосы
Для обеспечения принудительной циркуляции масла
в системе охлаждения Ц, которая должна осущест¬
вляться непрерывно вне зависимости от нагрузки, при¬
меняются насосы, типы и параметры которых приведе¬
ны в табл. 6-1 (применительно к определенным типам
охладителей). Конструкции насосов и технические ха¬
рактеристики приведены в гл. 8.
6-3. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ
Расчет системы масляно-водяного охлаждения про¬
изводится по известным параметрам охладителя — рас¬
ходам масла и воды, поверхности охлаждения, коэффи-
143
циентам теплопередачи, тепловому потоку и пр. Расчет
состоит в том, чтобы по заданным значениям суммар¬
ных потерь трансформатора Р, кВт, и температуры
входящей в охладитель воды, принятой равной 25°С
(или 333С для работы в особых условиях по ГОСТ
11677-75), определить следующие величины:
Омі; 'в’мгі △'в’м и п,
6мі — температура входящего (нагретого) в охладитель
масла, °C; Фм2— температура выходящего (охлажден¬
ного) из охладителя масла, °C; Aûm=Ûmi—Ом2— раз¬
ность температур входящего и выходящего масла (пе¬
репад температуры); п — число охладителей, необходи¬
мых для отвода суммарных потерь трансформатора.
По заданному значению суммарных потерь транс¬
форматора Р и табл. 6-1 выбирается охладитель.
Подбирая различные варианты расходов масла и
воды, задаются значениями QM и QB (л/мин или м3/ч) и
определяют такие температуры входящего и выходяще¬
го масла Ûm! и ■ймг, которые обеспечивали бы тепловой
режим трансформатора, соответствующий нормам
ГОСТ 11677-75. При этом имеют в виду, что средняя тем¬
пература масла определяется допустимой температурой
обмотки 95°С и температурой масла в верхних слоях№1,
которая не должна превышать 70°С.
По выбранным значениям расхода масла и воды QM
и QB для данного охладителя (рис. 6-5, 6-7, 6-8) опреде¬
ляют превышение температуры масла над температурой
воды Ѳ.
По расходу масла и воды и превышению температу¬
ры масла над температурой воды определяют тепловой
поток охладителя и число охладителей п, необходимое
для отвода суммарных потерь трансформатора по
(5-2). Округляют п в большую сторону до целого числа
и снова определяют тепловой поток охладителя с уче¬
том округления значения п:
Ф=Р/п.
По кривым (рис. 6-5, 6-7, 6-8) находят превышение
температуры масла над температурой во’ды у входа
в охладитель 0. Температуру масла у входа в охлади¬
тель опредечяют по (6-8):
'О’мі — А'б'ві + Ѳ.
(6-7)
144
Перепад температур масла в охладителе Определя¬
ют по (6-8) :
△'&м=- (6-8)
где п — число рабочих охладителей; QM — расход мас¬
ла, м3/ч; см—удельная теплоемкость масла, Дж/(кг-°С);
рм — плотность масла, кг/м3.
Температуру масла у выхода из охладителя опреде¬
ляют по формуле
'&м2 = '&м1—Д-&М- (6-9)
Средняя температура масла в охладителе
■&м.ср== ('&М1 + 1&м2)/2. (6-10)
6-4. ГИДРОДИНАМИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ
Целью гидродинамического расчета системы охлаж¬
дения является определение потерь напора как в от¬
дельных ее элементах, так и системы охлаждения в це¬
лом. В результате расчета должна быть построена экс¬
плуатационная характеристика, которая показывает
расход масла и, следовательно, дает возможность опре¬
делить мощность и тип насоса, необходимого для пере¬
мещения масла по контуру циркуляции, определить ра¬
бочую точку насоса и диаметры труб маслопроводов.
Гидродинамическому расчету предшествует разработка
принципиальной схемы системы охлаждения трансфор¬
матора с указанием предварительных диаметров арма¬
туры и труб.
Гидродинамический расчет сводится к определению
потерь напора в контуре циркуляции масла: в трубо¬
проводах, охладителе, обмотках (при наличии направ¬
ленной циркуляции масла в обмотках). Падение давле¬
ния происходит из-за преодоления потоком масла
различных сопротивлений по пути его движения в мас¬
лопроводах и охладителе. Сумма всех сопротивлений
определяет полное гидравлическое сопротивление кон¬
тура системы охлаждения.
Для удобства расчета сопротивления условно под¬
разделяют на сопротивления трения при проходе масла
по контуру циркуляции и местные сопротивления, обу¬
словливающиеся наличием в контуре препятствий, из¬
меняющих направление, скорость или форму потока.
Ю-675 145
В общем виде гидравлическое сопротивление опреде¬
ляется по формуле
//п = іЛ^Тр+А^М.С, (6'11)
где ДНтр — сопротивление трения; A//M.t— местные со¬
противления.
Сопротивление трения Д//Тр, Па, обусловлено, глав¬
ным образом вязкостью жидкости, вследствие чего вну¬
три жидкости и между ней и стенкой трубопровода воз¬
никают силы трения, на преодоление которых необходи¬
мо расходовать соответствующую мощность. В практи¬
ческих расчетах сопротивления трения в трубопроводах
системы охлаждения и трубных пучках охладителя опре¬
деляют по формуле
где L — полная длина пути масла в маслопроводах и
охладителе, м; w — скорость движения масла в масло¬
проводах и охладителе, м/с; у — плотность масла при
расчетной температуре, кг/м3; X — коэффициент сопро¬
тивления трения, зависящий от режима движения
масла.
Скорость движения масла, м/с, в трубе подсчиты¬
вается по формуле
w = Q/F3600, (6-13)
где F — площадь поперечного сечения маслопровода, м2:
F = (6-14)
(dBH — внутренний диаметр трубы, м).
При ламинарном движении (Re 2000) коэффициент
сопротивления трения не зависит от шероховатости сте¬
нок маслопровода и определяется в соответствии с за¬
коном Пуазейля:
X=64/Re. (6-15)
При турбулентном режиме (Re^2200) на коэффици¬
ент сопротивления трения влияет шероховатость стенок
маслопровода, поэтому его определяют по следующей
формуле:
Z = 0,3164/^1/0 , (6'16)
где Re — число Рейнольдса, характеризующее гидроди¬
намический режим вынужденного движения жидкости,
146
который определяется по формуле
Re=wdBH/v, (6-17)
где V — коэффициент кинематической вязкости, м2/с.
Она характеризуется силами внутреннего трения,
противодействующими движению и возникающими меж¬
ду частицами и слоями жидкости, движущейся с различ¬
ными скоростями.
Местные сопротивления ЛНМ.С, Па, являются суммой
отдельных сопротивлений, создающихся при проходе
масла в контуре циркуляции из-за наличия сужений и
расширения потока, поворотов при входе и выходе из
Таблица 6-5
Элемент системы охлаждения
Коэффициент мест¬
ного сопротивле¬
ния £
Выход из бака трансформатора
Вход в бак трансформатора
Вентиль проходной (Dv= 15 -Г- 250)
Задвижка
Плоский кран
Пробковый кран
Сетчатый фильтр
Колено с нишей
Колено сварное трехзвенное (угол 90°)
Колено сварное (угол 135°)
Колено гнутое (угол 90°)
Обратный клапан
Тройники* *
0,5
1,0
4—10
0,1—0,2
0,24
0,8—1,4
5,5
1,44
0,4
0,11
0,17
1,9
* Расчет коэффициентов местных сопротивлений тройников при слиянии или раз¬
делении потока ведется по формулам, таблицам, приведенным в [Л. 6-10], исходя из
соотношения площадей сечений бокового ответвления (Fg) к сборным рукавам тройника
(Fc) и прямого прохода (Fn) и соотношения расходов (Qg/Qc) или скоростей (æg/t»c)
при соотношении Fg 4- Fn = Fc или Fg + F„ > Fc.
патрубков и т. д. Местные сопротивления определяются
как арифметическая сумма всех сопротивлений участков
контура по формуле
ДЯм.с — S^w^y/2,
(6-18)
где g опытный коэффициент местного сопротивления.
Значения коэффициентов местного сопротивления,
чаще всего встречающихся в расчетах систем охлажде¬
ния трансформаторов с принудительной циркуляцией
масла, приведены в табл. 6-5. Они взяты по данным
[Л. 6-4, 6-10, 6-11, 6-19].
10* 147
Для удобства расчета весь контур циркуляции масла
от выхода из бака трансформатора до входа в него раз¬
бивают на участки. В пределах каждого участка должна
быть одна и та же скорость масла. Затем определяют
гидравлическое сопротивление А/7 каждого участка по
(6-12), определяют потери на трение АЯтр на прямых
участках, а по формуле (6-18) потери на местные сопро¬
тивления АЯМ.С. Аналогично по этим же формулам про¬
изводят гидродинамический расчет охладителя. Полное
гидравлическое сопротивление контура циркуляции мас¬
ла системы охлаждения складывается из суммарных
потерь всех участков SA/7y4, потерь в охладителе ДЯ0,
потерь в обмотках ДЯОбм:
//п = S ДНуч + Д До + Д Добм + Д Ддиафр, (6-19)
где 5А/7уч— суммарное гидравлическое сопротивление
всех участков; АЯ0— гидравлическое сопротивление
охладителя, которое рассчитывается по (6-11) и затем
уточняется по данным промышленных испытаний охла¬
дителя; ДДобм — гидравлическое сопротивление обмотки;
ДДдиафр — гидравлическое сопротивление измерительной
диафрагмы.
Расчет гидравлического сопротивления обмоток,
включая и систему маслопроводов, размещенных внутри
бака, обычно ведется по заданному расходу (скорости)
масла, известным размерам сечений каналов в обмот¬
ках и их конфигурации. Для обеспечения заданного
расчетом расхода масла через обмотки на участке ма¬
слопровода подачи масла в бак устанавливают дроссе¬
лирующие шайбы, а на линии подачи масла в обмот¬
ки— измерительные диафрагмы для контроля расхода
масла через обмотку. Тогда для получения полного ги¬
дравлического сопротивления системы охлаждения с на¬
правленной циркуляцией масла в обмотках к суммар¬
ному гидравлическому сопротивлению системы охлаж¬
дения следует добавить гидравлическое сопротивление
обмотки и измерительной диафрагмы. На рис. 6-19 при¬
ведена принципиальная схема системы охлаждения для
трансформаторов с направленным движением масла
в обмотках.
Расчет измерительных диафрагм ведут по Правилам
28-64 [Л. 6-17, 6-18]. Таким образом, полные потери на¬
пора в системе охлаждения Н„, создаваемые гидравли¬
ческим сопротивлением системы охлаждения, определи¬
ма
ют напор насоса, необходимый для преодоления этого
сопротивления. Так как потери напора системы являют¬
ся функцией скорости или расхода Hn=f(wc) =f(Q), то
при проектировании системы охлаждения следует стре¬
миться к тому, чтобы из полного гидравлического со¬
противления системы максимум его расходовался на
сопротивление трения, связанного с переносом тепла
(сопротивление в охладителе, обмотках при направлен¬
ной циркуляции масла через них). Остальная часть ги¬
дравлического сопротивления (сопротивление в трубо¬
проводах, вход, выход, поворот и пр.) приводит лишь
к увеличению мощности на перекачивание масла.
Для проверки правильности выбора насоса сравни¬
ваются полученные по расчету значения гидравлическо¬
го сопротивления сети Нп при работе двух или несколь¬
ких насосов на одну систему с принятым напором Н
насоса. Обычно характеристику насоса берут из ин¬
струкции по эксплуатации завода-изготовителя. Если
Нп системы значительно отличается от Н насоса, сле¬
дует построить характеристику системы QK=f(HII). При
параллельной работе насосов на систему надо построить
их суммарную характеристику путем суммирования рас¬
ходов при одинаковых напорах.
Суммарный расход насосов зависит от характеристи¬
ки системы. Для того чтобы получить двойной расход
насосов, надо систему рассчитать на двойной расход.
При построении характеристики системы пользуются
зависимостью
, (6-20)
где ki —- постоянный коэффициент, определяемый по из¬
вестным величинам QM и Яп'
&i = tfn/Q2M. (6-20а)
Задаваясь различными значениями сопротивления
системы Hi, Hz, Н3 и т. д. и подставляя их в (6-11),опре¬
деляем соответствующие расходы Qi, Q2, <2з и т. д. По
полученным точкам строим кривую QM=f(//n).
Существует и другая, более предпочтительная, мето¬
дика построения характеристики Q — Н системы. По за¬
данным расходам Qi, Qz, Qz, Qi в рабочем диапазоне
насоса производят расчет по указанным выше форму¬
лам и по полученным значениям напора Hi, Hz, Нз, Hi
149
Рис. 6-19. Принципиальная схема системы охлаждения Ц с направ¬
ленным движением масла в обмотках.
О — охладитель; Р — насос резервный; П — насос пусковой; Л — фильтр
адсорбционный; М — фильтр масляный; Ш — шайба дросселирующая; Д — из¬
мерительная диафрагма; Б — место ввода охлажденного масла в бак;
— место ввода охлажденного масла в обмотку; Г — место забора горячего
масла из бака. Стрелками показано направление движения масла.
ПОМ 1ч
150
строят характеристику Q — Н системы. Точка пересече¬
ния характеристики системы с характеристикой насоса
является рабочей точкой насоса. Положение рабочей
точки зависит от характеристики системы. Производи¬
тельность одного и того же насоса при работе в раз¬
личных системах, имею¬
щих разные сопротивле¬
ния, будет различной.
Желательно, чтобы насос
работал при наивысшем
к. п. д. или отличающем¬
ся от него не более чем
на 1—1,5%'. В отдельных
случаях, обоснованных
расчетом, это отклонение
можно увеличить до 10%'
[Л. 6-15]. При неправиль¬
ном выборе высокоэконо¬
мичный насос будет рабо¬
тать с низким к. п. д.
Если расход насоса Q
в рабочей точке значи¬
тельно отличается от рас¬
хода, принятого в тепло¬
вом расчете, следует про¬
извести новый тепловой
Рис. 6-20. Кривые зависимости
Q—Н насосов ЭЦТЭ 100-20 и си¬
стемы охлаждения при двух ра¬
ботающих насосах.
расчет с учетом уста¬
новленного расхода насоса. При этом, возможно,
необходимо будет применить насос с другим расходом.
На рис. 6-20 выполнено построение характеристики
для двух работающих насосов 5ТЭ-100/20 (ЭЦТЭ
100-20) и двух охладителей МО53-4. Там же нанесена
характеристика системы. Рабочая точка насоса соответ¬
ствует напору 202 560 Па и расходу 115 м3/ч.
6-5. ПРИМЕР ТЕПЛОВОГО И ГИДРОДИНАМИЧЕСКОГО
РАСЧЕТОВ
Исходные данные для теплового расчета — суммарные потери
трансформатора с учетом допуска 10%—составляют:
Р= (Рх.х+Рк.з) 1,1 = (300+1350) 1,1 = 1815 кВт.
Температура воды у входа в охладитель ,&В1=33ОС. Для отвода
потерь трансформатора выбираем охладители МО53-4.
Тепловой поток охладителя при расходе воды 72 м3/ч, расходе
масла 100 м3/ч, превышении температуры масла над температурой
151
йоды у Входа в охладитель Зб°С (рис. 6-5) с учетом коэффициента
загрязнения теплоотдающей поверхности со стороны воды т]3=0,8
равен 712 кВт. Число охладителей, необходимых для отвода суммар¬
ных потерь трансформатора по (5-2), равно «=1815/712=2,56. При¬
нимаем три рабочих охладителя и один резервный.
Тепловой поток одного охладителя составит Ф = 1815/3=605 кВт,
что соответствует превышению температуры масла над температурой
воды у входа в охладитель Ѳ=25°С (рис. 6-5).
Температуру масла у входа в охладитель ■Ощ определяем по
формуле (6-7):
О'М1 = 33+25=58°С.
Рис. 6-21. Принципиальная гидравлическая схема системы охлажде¬
ния Ц.
О — охладитель; Р — насос резервный; П — насос пусковой; А — фильтр
адсорбционный; М — фильтр масляный. Римскими цифрами обозначены
отдельные участки маслопривода для расчета гидравлического сопротивления.
152
Перепад температур масла в охладителе Д0м определяется
по (6-8):
ДО м=3,6 • 106 • 1815/3 ■ 100 -1868 - 866,7 = 12,9°С,
где 3,6 - ІО6 Дж=1 кВт; см=1868 Дж/(кг-°С);
рм=866,7 кг/м3 при 50°С.
Температура масла у выхода из охладителя 0м2 ПО (6-9):
Ом2=58— 12,9=45,1°С.
Средняя температура масла в охладителе
Ом.еР=(0м1+0М2)/2=(58 + 45,1)/2 = 51,5°С.
Температура масла у входа в охладитель равна температуре
масла в верхних слоях в баке трансформатора, т. е. 58°С, что не пре¬
восходит допустимой температуры (70°С).
При гидродинамическом расчете необходимо определить полное
гидравлическое сопротивление системы охлаждения по формуле
(6-19) и рабочую точку насоса. Принципиальная гидравлическая схе-
Рис. 6-22. Гидравлическое
сопротивление охладителя
МО53-4 в зависимости от
расхода масла при средней
температуре масла 50°С.
ма системы охлаждения приведена на рис. 6-21. Контур циркуляции
масла от выхода из бака до входа в него разбиваем на 14 участков
таким образом, чтобы в пределах участка сохранялась одна и та же
скорость масла. В табл. 6-6 приведены расчетные формулы и резуль¬
тат расчета гидравлического сопротивления первого участка масло¬
провода.
Гидравлическое сопротивление охладителя в зависимости от рас¬
хода масла приведено на рис. 6-22. В табл. 6-7 приведены исходные
данные и гидравлические сопротивления всех участков и охлади¬
теля.
Общие потери напора в системе охлаждения в зависимости от
расхода масла приведены в табл. 6-8.
Аналогично кривым зависимости Q—Н насосов и системы охлаж¬
дения, приведенным иа рис. 6-20, по рабочей характеристике насоса
строится суммарная характеристика Q—Н трех насоссз типа ЭЦТ
100-15, работающих параллельно, и по результатам расчета — харак¬
теристика Q—Н системы. Точка пересечения характеристики системы
с характеристикой насосов определяет рабочую точку насоса
(рис. 6-23). Опа соответствует расходу Q=107 м3/ч и напору Н=
= 185490 Па, т. е. номинальному режиму работы насоса ЭЦТ 100-15.
153
Таблица 6-6
г бака
Результат
0,4
152X6
67,5; 75; 82,5; 90
0,5
0,24
1,44
0,0154
из бака до входа в коллектор j
■
s
?
1
к
в
D
J
£
Принято
Согласно схеме
Согласно схеме
[Л. 6-10]
[Л. 6-10]
[Л. 6-10]
X
О1 ш
CJ
к
1
От выхода
Обозначение и единица 1
измерения . |
L, м
D. мм
S3*
S
с?
<м <о
«5-СР 4-W JJ-P
см
2
U.
Участок / 1
Определяемая величина |
Длина маслопровода
с
t
С
П
С
с
с
к
с
с
(
5
Г
Расход масла на участке
Коэффициент местного сопротивления:
выход из бака
плоский кран
колено с нишей
Площадь поперечного сечения маслопровода
154
155
Таблица 6-7
Участок 1
От выхода из бака до входа в коллектор у бака
L=0,4 м
D = 152X6 мм
Выход из бака £і = 0,5
Плоский кран Es = 0,24 [Л. 6-10]
Колено с нишей £з = 1,44
Q, м’.'ч
67,5; 75; 82,5; 90
A//j, Па
1946; 2378; 2891; 3471
Участок II
Коллектор у бака между двумя патрубками забора
горячего масла из бака
L = 2 м
D = 219X10 мм
Тройник £ = 3 [Л 6-10]
Q, м3/ч
67,5; 75; 82,5; 90
ЬНп, Па
706; 865; 1047; 1252
Участок III
От коллектора у трансформатора до входа в общий
магистральный маслопрозод
L = 0,5
D = 219X10 мм
Тройник g =2,7 [Л. 6-10]
•
Q, м3/ч
135; 150; 165; 180
ДЯШ , Па
2356; 2913; 3068; 4040
Участок IV
Магистральный маслопровод до всасывающего
коллектора
L= 40 м
D — 273X11 мм
Сварное колено Д135° £і = 0,112 [Л. 6-10]
Сварное колено Д90° |2 = 0,46 [Л. 6-10]
Тройник £з = 1.32 [Л. 6-10]
Задвижка ^4=0,15 [Л. 6-10]
Q, м3/ч
270; 300; 330; 360
A7/jV, Па
10 128; 12 199; 14 578; 17195
156
Продолжение табл. 6-7
Участок У
Коллектор всасывающий от входа магистрального
маслопрозода до первого ответвления к насосу
L = 2 м
D = 219X10 мм
Тройник 5 = 0,55 [Л. 6-10]
Q, м3/ч
180; 200; 220; 240
ДЯѴ, Па
1176; 1426; 1747; 2029
Участок VI
Коллектор всасывающий между ответвлениями
к насосам
L — 2 м
D — 219X10 мм
Колено с нишей 5 = 1,44 [Л. 6-10]
Q, м3/ч
90; 100; НО; 120
Д7/ѴІ, Па
649; 797; 956; 1138
Участок VII
Ветвь насоса до входа во ісасытающий коллектор
охладителя
L = 2 м
D = 152X6 мм
Задвижка = 0,15-2 = 0,3 [Л. 6-10]
Обратный клапан = 1,9 [Л. 6-10]
Тройник g3=l,5 [Л. 6-111
Q, м3/ч
90; 100; 110; 120
ДЛѴІІ> Па
6168; 7670; 9172; 9958
Участок VIII
Коллектор всасывающий между ответвлениями к
насосу и охладителю
1=2 м
D = 219X10 мм
Колено с нишей g = 1,44 [Л. 6-10]
Q, м3/ч
90; 100; 110; 120
д^ѵіп ’ Па
649; 797; 956; 1138
157
Продолжение табл. 6-7
Участок IX
Ответвление к охладителю между двумя
коллекторами
L = 2 м
Колено с нишей £j=l,44 [Л. 6-10]
£) = 152X6 мм
Задвижка = 0,15-2 = 0,3 [Л. 6-10]
Q, м3/ч
90; 100; 110; 120
A//jX, Па
3186; 3949; 4708; 5110
Участок X
Коллектор нагнетательный между ответвлениями
к охладителям
L—2 м
D = 219X10 мм
Тройник £ = 0,75 [Л. 6-Ю]
Q, м3/ч
90; 100; 110; 120
Д/Ух, Па
385; 478; 569; 672
Участок XI
Коллектор нагнетательный до входа в магистральный
маслопровод
L — 2 м
D = 219X10 мм
Тройник 5 = 1,68 [Л. 6-10]
Q, м3/ч
180; 200; 220; 240
ДНХІ, Па
2891; 3539; 4324; 5064
Магистральный маслопровод до ответвления
Участок XII
А, = 40 м
D — 273X11 мм
Сварное колено ^.90° £і— 0,4-6 [Л. 6-10]
Тройник £г= 1,075 [Л. 6-10]
Задвижка £3 = 0,15 [Л. 6-10]
Q, м3/ч
270; 300; 330; 360
ДНХП, Па
9377; 11 437; 13 633; 16 080
158
Продолжение табл. 6-7
Участок А///
Ветвь магистрального маслопровода до входа
трубы 0 152x6 мм
L = 6 м
D = 273ХН м
Сварное колено /90® |, = 0,4-3 [Л. 6-10]
Тройник 5г = 1,075 [Л. 6-10]
Q, м3/ч
135; 150; 165; 180
4WXIII1 Па
956; 1195; 1423; 1986
Участок XIV
Труба 152X6 мм до входа в нагнетательный коллектор
трансформатора
£— 1 м
D= 152X6 мм
Плоский кран Н, 0,24-2 [Л. 6-10]
Сетчатый фильтр Ь> = 5,5 [Л. 6-4]
Вход в бак Н3 = 1 [Л. 6-10]
Q, м’/ч
67,5; 75; 82,5; 90
^^ХІѴ ’ Па
6214; 7591; 9252; 10 993
Охладитель
Q, м3/ч
90; 100; ПО; 120
Д//охл> Па
94 454; 107 655; 129 739; 157 613
Таблица 6-8
Расход масла в систе¬
ме охлаждения, м«/ч
Потери напора, Па
Atf0
^сист
270
47 113
94’454
141 567
300
57 929
107 655
165 579
330
69 646
129 739
199 378
360
81 026
157613
238 639
159
Рис. 6-23. Кривые зависимости Q—Н насосов
ЭЦТ 100-15 и системы охлаждения.
6-6. РЕКОМЕНДАЦИИ ПО ЭКСПЛУАТАЦИИ
При включении трансформатора сначала включают¬
ся масляные насосы, а затем водяные или задвижки
с электроприводом при подаче воды с верхнего бьефа
реки или из водопроводной сети. При отключении транс¬
форматора сначала отключаются водяные насосы, а за¬
тем масляные. Водяные насосы включаются при темпе¬
ратуре масла не ниже 10°С. Эксплуатация трансфор¬
маторов с принудительной циркуляцией масла без сиг¬
нализации о прекращении циркуляции масла и охлаж¬
дающей воды не допускается.
Насос должен быть установлен до охладителя по
ходу масла. Давление масла в охладителе должно пре¬
вышать давление циркулирующей воды в нем на
19 600—29 400 Па.
При эксплуатации трансформаторов в зимнее время
должны быть предусмотрены меры по предотвращению
замораживания охладителей и насосов водяной магист¬
рали. Включению трансформатора под напряжение по¬
сле монтажа или ревизии в зимних условиях должен
предшествовать подогрев масла при работе трансфор¬
матора на холостом ходу.
Эксплуатационный уход за охладителями ограничи¬
вается периодическими чистками труб и водяных камер
от ракушечника (моллюсков) и от ила в период павод¬
ков. Очистку внутренних поверхностей труб охладителя
производят сжатым воздухом с избыточным давлением
160
59-ІО3 Па или ершами из латунной проволоки, водяные
камеры и крышки — стальными щетками. После чистки
окраску стальных поверхностей обновляют. Чистку меж¬
трубного пространства производят продувкой горячим
паром с температурой 100—120°С с последующей про¬
сушкой горячим воздухом с температурой 40—80°С и
относительной влажностью не выше 40 % • Производят
также замену уплотнений.
6-7. ОСНОВНЫЕ НАПРАВЛЕНИЯ РАЗВИТИЯ
Вопросу создания серии надежных конструкций
охладителей придается большое значение, так как ма¬
сляно-водяное охлаждение Ц находит все большее рас¬
пространение.
Для системы охлаждения Ц в зависимости от потерь
трансформатора необходимо иметь серию охладителей
на тепловой поток 63, 100, 160, 250, 400, 630, 1000, 1600
и 2500 кВт. Такая серия позволит компоновать систему
охлаждения трансформаторов разных мощностей вплоть
до предельных одним или двумя рабочими и одним ре¬
зервным охладителями, что упростит систему охлажде¬
ния, повысит ее эксплуатационную надежность и облег¬
чит условия монтажа и эксплуатации трансформаторов.
Унифицированная конструкция охладителей, в зави¬
симости от условий эксплуатации, должна иметь испол¬
нения, позволяющие производить их установку как гори¬
зонтально, так и вертикально. Создание конструкций
охладителей будет происходить в нескольких направле¬
ниях, основными из которых являются: а) применение
новых металлов, сплавов для создания конструкций
охладителей, отвечающих современному уровню требо¬
ваний по надежности, долговечности, уменьшению мас¬
совых и габаритных показателей; б) изыскание и внед¬
рение различных способов интенсификации теплообме¬
на в охладителях; в) применение новейшей технологии
при их изготовлении с применением механизации и авто¬
матизации работ; г) всемерная стандартизация охлади¬
телей, унификация и нормализация их узлов, деталей
и материалов.
Серийное производство охладителей на специализи¬
рованных предприятиях для обеспечения потребности
всего трансформаторостроения позволит резко снизить
11—675 161
трудоемкость и стоимость изготовления, увеличить рен¬
табельность производства благодаря внедрению пере¬
довой технологии, механизации и автоматизации изго¬
товления и даст значительный экономический эффект.
В зависимости от содержания соли в охлаждающей
воде (пресная, морская) выбирается материал труб,
трубных досок, водяных камер и крышек охладителей.
При содержании соли в воде до 300 мг/л рекомендуется
для труб латунь Л-96, свыше 300 до 1500 мг/л — латунь
ЛО-70-1, свыше 1500 до 3000 мг/л —латунь
ЛАМш-77-2-0,06 по ГОСТ 15527-70 или медно-никелевый
сплав МНЖМцЗО-1 —по ГОСТ 10092-62. При содержа¬
нии соли свыше 3000 до 5000 мг/л для трубных досок
рекомендуется применять углеродистую сталь, для
Труб — латунь ЛАМш-77-2-0,06 или сплав
МНЖМц-30-1-1, а свыше 5000 мг/л для трубных досок —
латунь оловянистую, а для труб — мельхиор марки
МНЖ5-1 или МНЖМц-30-1-1. Корпус и его детали не¬
зависимо от содержания соли в охлаждающей воде из¬
готавливаются из углеродистой стали по ГОСТ 380-71,
предназначенной для сварных конструкций [Л. 6-5].
Возросшие требования к надежности (коррозионной
стойкости), долговечности, снижению массовых и габа¬
ритных показателей обусловили необходимость приме¬
нения более стойких материалов. Так, внедрение тита¬
новых сплавов и углеродистой стали, плакированной
тонким листом из коррозионностойкого сплава, дает воз¬
можность создать надежные в эксплуатации охладители
без резкого увеличения их стоимости и при минималь¬
ном расходе дефицитных материалов. Важным эксплуа¬
тационным достоинством охладителей из титановых
сплавов является их стойкость к обрастанию моллюска¬
ми и микроорганизмами, благодаря чему исключается
повышение гидравлического сопротивления и снижение
теплового потока; кроме того, отпадает необходимость
в частых чистках труб для восстановления тепловых и
гидравлических характеристик охладителя.
Интенсификацию теплообмена в охладителях следует
вести со стороны масла, так как коэффициент теплоот¬
дачи со стороны масла ам всегда ниже, чем коэффици¬
ент теплоотдачи со стороны воды ав. При достижении
равенства коэффициентов теплоотдачи ам=ав принима¬
ют меры к увеличению теплоотдачи как со стороны ма¬
сла, так и воды.
162
Интенсификация теплообмена осуществляется путем
увеличения поверхности теплообмена со стороны масла,
т. е. наружной поверхности труб. Для этого применяют¬
ся трубы с низкими спиральными ребрами [Л. 6-12],
получаемыми обычно методом накатки из основного
металла (металла трубы) с ребрами, приваренными или
припаянными к наружной поверхности трубы, с прово¬
лочным навивным оребрением, припаянным и луженым,
Рис. 6-24. Труба
с низким спиральным
накатным оребре-
аием. 1
D ■— наружный диаметр
трубы; с/вн — внутрен¬
ний диаметр трубы; s —
толщина стенки; Ô —
толщина трубной решет¬
ки; t — шаг оребрения:
h — высота оребрения,
k — толщина ребра.
из штампованных пластин < разнообразными гофрами,
усиливающими турбулизацию потока, и др.
Если в том же корпусе охладителя разместить то же
количество труб, отличающихся тем, что вместо труб
с гладкой поверхностью применить трубы с накатанной
ребристой поверхностью, можно значительно увеличить
его тепловой поток. По данным [Л. 6-14] у теплообмен¬
ников, поверхность труб которых выполнена накаткой
в виде поперечных ребер (рис. 6-24), коэффициент уве¬
личения поверхности равен 2—2,5. Такое увеличение по¬
верхности в ряде случаев позволяет повысить эффектив¬
ность теплообмена на 15—30%.
В целях уменьшения удельного расхода металла на
1 м2 теплообменной поверхности или на 1 кВт теплового
потока охладители следует проектировать с увеличенной
длиной труб. Уменьшение длины труб всегда связано
с повышением расхода металла. Так, для охладителей
с трубами длиной 3 м расход металла на 1 м2 поверхно¬
сти возрастает по сравнению с его расходом на охла¬
дители с длиной труб 6 м на 25—50% [Л. 6-14]. Длин¬
ные трубы позволяют получить охладители с меньшим
П* 163
диаметром корпуса. Это создает возможность повысить
скорость движения жидкостей (масла, воды) в охлади¬
телях, сократить их многоходовость, уменьшить вредные
гидравлические сопротивления, повысить их тепловой
поток.
Для снижения объема монтажных работ и ускорения
ввода мощностей в эксплуатацию всегда, когда это воз¬
можно, следует проектировать трансформаторы с наве¬
шенной на бак системой охлаждения (охладителями,
насосами, трубопроводами и т. п.), обеспечивающей воз¬
можность его транспортировки без демонтажа системы
охлаждения. Кроме того, уменьшение длины трубопро¬
водов и, следовательно, снижение гидравлического со¬
противления до минимума также способствуют повыше¬
нию экономической эффективности системы охлаждения
й.трансформатора в целом.
Глава седьмая
ВЕНТИЛЯТОРЫ МАСЛЯНО-ВОЗДУШНЫХ СИСТЕМ
ОХЛАЖДЕНИЯ
7-1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
При естественной и принудительной циркуляции ма¬
сла через охлаждающие устройства (радиаторы, охла¬
дители) коэффициент теплоотдачи со стороны воздуха
всегда в 1,5—2,5 раза меньше, чем со стороны масла.
Поэтому для увеличения коэффициента теплоотдачи,
а следовательно, коэффициента теплопередачи и тепло¬
вого потока охлаждающих устройств применяют обду¬
вание их теплообменной поверхности вентиляторами.
В трансформаторах с системой охлаждения Д при¬
менение вентиляторов для обдува трубчатых радиаторов
увеличивает их тепловой поток в 1,5—2 раза; при ава¬
рийном отключении вентиляторов допустима работа
трансформатора при снижении его номинальной мощно¬
сти на 33—50%. При аварийном отключении насосов
циркуляции масла и вентиляторов обдува в охлаждаю¬
щих устройствах системы ДЦ допустима лишь кратко¬
временная работа трансформатора. В этом случае про¬
должительность работы трансформатора определяется
температурой масла в верхних слоях: 80сС для транс-
104
форматоров мощностью до 250 МВ-А и 75°С для транс¬
форматоров мощностью более 250 МВ-А, но она не
должна составлять более 1 ч после прекращения искус¬
ственного охлаждения (по ГОСТ 14209-69).
Вентиляторы должны обеспечивать максимальное
увеличение коэффициента теплоотдачи без больших за¬
трат мощности и значительного увеличения шума. Оста¬
новленный вентилятор не должен препятствовать есте¬
ственному движению воздуха. Одним из условий, опре¬
деляющих безаварийную работу трансформаторов, явля¬
ется надежная работа охлаждающих устройств системы
охлаждения, составной частью которой являются вен¬
тиляторы дутья.
7-2. ВЕНТИЛЯТОРЫ СИСТЕМЫ ОХЛАЖДЕНИЯ Д
Для обдува радиаторов отечественные трансформа¬
торные заводы применяют осевые вентиляторы ЦАГИ
серии МЦ № 4 (малонапорные с цилиндрическими ло¬
патками) [Л. 7-1] с углом установки лопаток рабочего
колеса 35°, который измеряется на расстоянии 0,8 ра-
Рис. 7-1. Крыльчатка серии МЦ № 4 клепаной кон¬
струкции.
/ — лопатка; 2 — диск; 3 —• колпак; 4—ступица; 5 — заклепка.
12—675 165
диуса от оси рабочего колеса, именуемого в дальней¬
шем крыльчаткой*. Крыльчатка (рис. 7-1 и 7-2) клепа¬
ная (выпускаемая в настоящее время трансформатор¬
ными заводами) и сварная (типовая конструкция ЦАГИ)
состоит из ступицы, втулки (диска), колпака и лопаток.
Крыльчатка ступицей насаживается на свободный конец
вертикально расположенного вала асинхронного элек¬
тродвигателя типа АЗЛ31-4М с короткозамкнутым ро-
Рис. 7-2. Крыльчатка серии МЦ № 4 свар¬
ной конструкции.
1 — лопатка; 2 — диск; 3 — ступица; 4 — колпак.
тором и крепится с помощью шпоночного соединения и
гайки. Защитный колпак и прокладка служат для пре¬
дохранения электродвигателя от попадания в него влаги
по валу.
Для обеспечения максимального к. п. д. при угле
установки лопаток 35° отвлеченный диаметр втулки
* Положение лопаток на крыльчатке определяется углом их
установки и точками А и В, лежащими в плоскости диска (рис. 7-1
166
(диска) принят:
d=d/D=0,3,
где d — диаметр втулки; D— диаметр крыльчатки.
Технические характеристики вентиляторов системы
охлаждения Д приведены в табл. 7-1.
Применение новой крыльчатки серии МЦ № 4 вза¬
мен старой с плоскими лопатками способствует интен¬
сификации охлаждения (позволило снизить температуру
верхних слоев масла на 10—12°С) и, следовательно,
уменьшению числа радиаторов, установленных на транс-
Таблица 7-1
Вентилятор
Характеристика
осекой с плоскими
лопатками (D =
= 368 мм), с элект¬
родвигателем
АЗЛЗІ-4
осевой ЦАГИ серии МЦ
ft 4 {О = 400 мм) с
электродвигателем
АЗЛ31-4М
Напор, Па (статический) . . .
Расход, м3/ч
Число лопаток
Угол установки лопаток, градус
Номинальная мощность, кВт . .
К. п. д. электродвигателя . .
Мощность, кВт
Напряжение, В •
Частота вращения, об/мин . .
К. п. д. вентилятора при d—
= 0,3 • . .
Уровень звукового давления,
дБ
19,6
1600
4
25
0,250
0,70
0,130
220, 380, 500
1450
~-50 (полный 100)
4200
4
35
0,250
0,70
0,243
220, 380, 500
1450
0,64
73
(при работе двух
вентиляторов)
форматоре [Л. 1-1, 2-1]. Кроме того, принятый угол
установки лопаток крыльчатки, равный 35°, позволил
более рационально, чем при угле 20°, использовать мощ¬
ность электродвигателя, т. е. повысить расход воздуха
и, следовательно, интенсифицировать охлаждение. При
угле установки лопаток 20° электродвигатель загружен
примерно на 45% номинальной мощности, дает меньший
расход воздуха и имеет сниженный коэффициент мощ¬
ности, т. е. работает нерентабельно [Л. 7-3]. Тем самым
снижается тепловой поток радиаторов.
Замена устаревших крыльчаток с плоскими лопат¬
ками [Л. 1-1, 7-4], установленных на трансформаторах,
12* 167
находящихся в эксплуатации, на более эффективные по
типу серии МЦ № 4 выполнена ЦКБ Главэнергоремонт
Минэнерго СССР [Л. 7-2]. Такая замена дала возмож¬
ность повысить нагрузку трансформаторов выше номи¬
нальной с сохранением превышений температуры обмо¬
ток и масла в пределах, допускаемых ГОСТ 11677-75.
7-3. ВЕНТИЛЯТОРЫ СИСТЕМЫ ОХЛАЖДЕНИЯ ДЦ
Охлаждающие устройства системы охлаждения ДЦ,
охладители которых выполнены из алюминиевых ребри¬
стых труб, многие годы комплектовались главным об¬
разом вентиляторами серии МЦ № 8 (ЗТЗ) с углом
установки лопаток 20°. Крыльчатки вентиляторов уста-
Нрепление колеса на двигателе
Рис. 7-3. Осевой вентилятор ЦЗ-04 № 8 (без кожуха).
1 — крыльчатка; 2 — электродвигатель АОЛ 42-4; 3 — штифт; 4 — шпилька;
5 — стопорная шайба 0 8,5 мм; 6 — гайка М8; 7 — стопорная шайба 0 11 мм;
3 — шайба; 9 — колпак.
168
навливались на валу электродвигателя типа АО2-32-4.
Московский электрозавод комплектовал охлаждающие
устройства вентиляторами серии МЦ № 7, а производ¬
ственное объединение «Уралэлектротяжмаш» — венти¬
ляторами ЦЗ-04 № 8 с углом установки лопаток 15°.
Крыльчатка ЦЗ-04 (рис. 7-3) является улучшенной кон¬
струкцией крыльчатки серии МЦ [Л. 7-10]. Она выпол¬
нена с цилиндрической обечайкой и обтекателем и имеет
за втулкой небольшой цилиндрический участок длиной
0.15D. Максимальный к. п. д.
крыльчатки повысился до
0,8.
В целях повышения экс¬
плуатационной надежности
и долговечности вентилято¬
ров и охлаждающих уст¬
ройств, а также снижений
уровня звукового давления
вентиляторы серии МЦ и
ЦЗ-04 были заменены осе¬
выми вентиляторами более
надежной конструкции НАП
№ 7,4 с d = 0,656, работаю¬
щими в аэродинамической
схеме НАК, т. е. направля¬
ющий аппарат плюс крыль¬
чатка (рис. 7-4). Вентилятор
НАП № 7,4 более жесткой
конструкции, имеет меньший
Рис. 7-4. Вентилятор НАП-7,4.
t — диффузор: 2 — обечайка; 3 —
крыльчатка; 4 — направляющий
аппарат; 5 — коллектор; 6 — элек¬
тродвигатель АО2-41-8.
уровень звукового давления
и вибрации. Однако он более громоздкий и имеет сравни¬
тельно низкий к. п. д. Вентилятор комплектуется элек¬
тродвигателем АО2-41-8, исполнение Щ2, мощностью
2,2 кВт с частотой вращения 750 об/мнн. Электродвига¬
тель расположен перед направляющим аппаратом и
крыльчаткой (по ходу воздуха) и крепится к плите кор¬
пуса направляющего аппарата. Снижение частоты вра¬
щения позволило повысить надежность подшипниковых
узлов и снизить уровень звукового давления до 80 дБ.
Снижению этого уровня способствовало главным обра¬
зом изменение геометрии лопаток крыльчатки; к. п. д.
вентилятора равен 0,44. Проводятся работы по дальней¬
шей модернизации этого вентилятора с целью улучше¬
ния его технических характеристик.
169
Технические характеристики осевых вентиляторов
серии МЦ, ЦЗ-04 и НАП приведены в табл. 7-2.
Вентиляторы работают на нагнетание, т. е. воздуш¬
ный поток направлен на трубный пучок охладителя
(электродвигатель расположен перед крыльчаткой по
ходу воздуха). Испытаниями вентиляторов МЦ № 8
Таблица 7-2
Характеристики
Вентилятор
МЦ № 8 с электро¬
двигателем
АО2-32-4
МЦ № 7 с
□ Ô
j S
Ч о->
T) Г?
ЦЗ-04 № 8 с
электродвига¬
телем
АОЛ-42-4
НАП № 7,4
с электродви¬
гателем
АО2-41-8
Диаметр крыльчатки, мм
800
700
800
740
Напор, Па
350
255
353
Расход воздуха, м3/ч . .
Число лопаток
Угол установки лопаток
12 500—13 000
4
7800
4
13 100
4
13 400
14
крыльчатки, град .
Угол установки лопаток
направляющего аппа-
20
15
39
рата, град
Номинальная мощность
—
—
118
электродвигателя, кВт
К- п. д. электродвига-
3,0
1,7
2,8
2,2
теля, кВт
Мощность электродвига-
0,835
0,815
0,835
0,81
теля, кВт
2,8
1,7
1,78
2,10
Напряжение, В
Частота вращения,
220/380
220/380
220/380
220/380
об/мин .......
1420
1420
1420
730
К. П. д. вентилятора . .
Уровень звукового дав-
0,45
0,45
—
0,44
ления, дБ А
95
(при работе шес¬
ти вентиляторов)
—
86
установлено, что расход воздуха, м3/ч, проходящего через
охладитель при работе вентиляторов на всасывание и
на нагнетание, независимо от температуры практически
остается постоянным. Работа вентиляторов на нагнета¬
ние наиболее выгодна в отношении к. п. д. и напора,
которые увеличиваются на 5 и 16% соответственно. При
этом тепловой поток охладителя выше на 13%, чем при
их работе на всасывание [Л. 7-4]. Это может быть объ¬
яснено более высоким коэффициентом теплоотдачи, по-
170
лучаемым благодаря более развитой турбулизации по¬
тока на входе в трубный пучок, а также большему ве¬
совому расходу воздуха (при равном объемном расхо¬
де), так как при работе вентилятора на нагнетание он
подает воздух с более низкой температурой. По данным
[Л. 7-13] также получено увеличение теплового потока
охлаждающего устройства при работе вентиляторов на
нагнетание.
При работе вентиляторов на всасывание электродви¬
гатели обдуваются горячим потоком воздуха, в резуль¬
тате чего обмотки статора имеют превышение темпера¬
туры на 7°С выше допустимого для электродвигателей
с изоляцией класса А. Для обеспечения нормального
теплового режима электродвигателя, а также учитывая
увеличение теплового потока охладителя, принята ра¬
бота вентиляторов главным образом на нагнетание.
7-4. ВЕНТИЛЯТОРЫ ЗАРУБЕЖНЫХ ФИРМ
Зарубежные фирмы применяют в системах охлажде¬
ния Д и ДЦ осевые вентиляторы, как правило, с мень¬
шей частотой вращения (750—950 об/мин). Лопатки
крыльчаток выполняют как профилированные литые,
так и тонкие листовые стальные и алюминиевые. Число
лопаток от 2 до 12. Крепление листовых лопаток к дис¬
ку крыльчатки выполняется преимущественно с по¬
мощью заклепок. Вентиляторы отличаются высоким ка¬
чеством изготовления и балансировки. Применяются
вентиляторы без кожуха, с кожухом и со спрямляющим
аппаратом.
Некоторые вентиляторы работают на нагнетание,
а некоторые на всасывание. Например, французская
фирма применяет на охлаждающих устройствах систе¬
мы охлаждения ДЦ вентиляторы, работающие на вса¬
сывание. Для исключения чрезмерного перегрева обмо¬
ток применяют электродвигатели с изоляцией класса Е.
Уровень звукового давления вентиляторов (транс¬
форматор с системой охлаждения ДЦ) французской
фирмы равен 67,5 дБ, итальянской (трансформатор с си¬
стемой охлаждения Д) фирмы примерно 60 дБ, фирмы
ФРГ — 82 дБ (система охлаждения ДЦ), ГДР — 66 дБ
(система охлаждения Д, вентилятор с числом лопа¬
ток 8). Данные по к. п. д. вентиляторов не приводятся.
Французская фирма применяет электродвигатели со спе-
171
циальными закрытыми шарикоподшипниками с двусто¬
ронним резиновым уплотнением и смазкой на весь срок
их службы. Эти подшипники не требуют ухода. Реко¬
мендуется их целиком заменять после 30 000 ч непре¬
рывной работы, т. е. практически через каждые 5 лет
эксплуатации.
7-5. ПРИЧИНЫ ПОВРЕЖДЕНИЯ ВЕНТИЛЯТОРОВ
В ЭКСПЛУАТАЦИИ И ПУТИ ИХ УСТРАНЕНИЯ
Основные положения
В [Л. 7-4, 7-12] проведен анализ причин поврежде¬
ния вентиляторов и указаны пути предотвращения по¬
вреждений.
Уровень эксплуатационной надежности охлаждаю¬
щих устройств систем охлаждения Д и ДЦ в значитель¬
ной мере зависит от состояния балансировки вентилято¬
ров. Основными причинами поломок крыльчаток
вентиляторов, износа подшипников и течей масла из охла¬
дителей и радиаторов являются повышенные против
норм вибрации, возникающие главным образом вследст¬
вие недостаточно высокого качества балансировки вен¬
тиляторов на заводе-изготовителе или их разбалансиров¬
ки в процессе эксплуатации из-за неудовлетворительно¬
го технического ухода, т. е. несвоевременного устранения
мелких дефектов, смены смазки подшипников, затяж¬
ки болтовых креплений и т. п., а также недостаточно
высокого качества ремонта.
Одной из главных причин преждевременного выхода
из строя электродвигателей типа АЗЛ31-4М является их
работа на двух фазах. Потеря одной фазы обычно воз¬
никает вследствие повышенной вибрации, приводящей
к обрыву кабеля питания или нарушению контакта
в предохранителях в одной фазе.
Качество изготовления узлов и деталей вентиляторов
зачастую не соответствует требованиям чертежа в части
допусков на размеры и чистоту обработки поверхности.
Имеются также недостатки конструктивного порядка.
Например, дается необоснованно большой допуск на осе¬
вое биение, на наружный диаметр крыльчатки ±2 мм,
а также допуск на угол установки лопаток ±2°, что
приводит к повышению аэродинамических шумов и по¬
явлению вибрации. В изготовлении некоторые крыль-
172
чатки вентиляторов имеют осевое биение (до 16 мм),
значительно превосходящее заданную норму 2 мм
[Л. 7-12], что является одним из основных источников
появления вибрации. Допуски на диаметр крыльчатки,
угол установки лопаток и осевое биение крыльчатки
следует сделать более жесткими, что будет способство¬
вать снижению аэродинамических шумов и вибрации.
Следует также снизить уровень вибрации с би до
30 мкм, как принято для средних электрических машин
с повышенными требованиями к плавности хода, что
обеспечит плавность хода вентилятора и повысит его
надежность.
Кроме того, ранее применявшиеся сварные конструк¬
ции крыльчаток имели ряд конструктивных и техноло¬
гических недостатков. В сварной конструкции крыль¬
чатки серии МЦ для посадки лопатки на диск в ней
штампуется паз, прямые углы которого являются местом
концентрации механических напряжений. Для исключе¬
ния напряжений его следует делать с закруглением
в вершине. Лопатки привариваются к диску с двух про¬
тивоположных сторон таким образом, что шов закан¬
чивается в углу паза лопатки кратером, который тоже
является местом концентрации тепловых напряжений.
К этому необходимо добавить, что раскрой лопаток из
листа стали обычно производится безотносительно к на¬
правлению его прокатки, т. е. выполняется как вдоль,
так поперек листа. Известно, что механические харак¬
теристики металла поперек листа ниже, чем вдоль него.
Сочетание механических и тепловых концентраций на¬
пряжений, а также штамповка лопаток длинной осью
поперек листа в значительной мере способствуют ослаб¬
лению прочности лопаток, а иногда приводят к появле¬
нию трещин в углах паза лопатки (по контуру диска)
при сварке.
Дефекты технологического процесса сварки — непро¬
вары, шлаковые включения, подрезы, трещины и дру¬
гие— вызывают концентрации напряжений в сварных
конструкциях, работающих при переменных нагрузках,
резко снижают (на 50—6О°/о) прочность и нередко при¬
водят к их разрушению {Л. 7-15]. Если раскрой лопа¬
ток ориентировать длинной осью вдоль листа (прокат¬
ки), а механические концентрации напряжений устра¬
нить закруглением вершины паза лопатки, а также ка¬
чественно выполнить сварку по замкнутому контуру и
173
тщательно отбалансировать крыльчатку, то можно обес¬
печить ее достаточную надежность.
Однако применение сварки при изготовлении крыль¬
чатки вентилятора приводит к ее короблению, требует
более тщательной рихтовки, а также усложняет ее ба¬
лансировку. ЗТЗ заменил сварную конструкцию крыль¬
чатки МЦ № 8 и МЦ № 4 на клепаную. При этом паз
выполнен в диске, что позволяет устранить напряжения
в лопатке, а также снизить напряжения в клепаном со¬
единении. Кроме того, для увеличения механической
прочности крыльчатки отвлеченный диаметр диска изме¬
нен с d = 0,3 на d=0,4. Клепаная конструкция крыль¬
чатки вентиляторов МЦ № 4 и МЦ № 8, по данным
заводов-изготовителей, более технологична, менее тру¬
доемка в изготовлении и, как подтвердил опыт, при рав¬
ном уровне вибрации более надежна в эксплуатации.
Учитывая, что наиболее ответственной частью вся¬
кой вращающейся машины являются подшипники, для
облегчения эксплуатации и повышения надежности элек¬
тродвигателей вентиляторов систем охлаждения транс¬
форматоров целесообразно применять специальные под¬
шипники повышенной надежности со сроком гарантии,
превышающим срок гарантии трансформаторов, т. е. не
менее трех лет со дня пуска в эксплуатацию.
Обычно подшипник выходит из строя из-за усталост¬
ного разрушения поверхности качения в результате мно¬
гократного восприятия им знакопеременных напряжений
под воздействием внешней нагрузки. При повышенной
вибрации наступает износ поверхности качения типй пла¬
стической деформации смятия, возникающей при изме¬
нении нагрузки [Л. 7-14]. Для облегчения условий ра¬
боты подшипникового узла целесообразно изготовлять
детали крыльчатки из листового алюминия и алюминие¬
вого сплава.
Повреждение подшипников может быть вызвано по¬
ломкой обоймы или выпадением шариков из-за отсут¬
ствия смазки или других дефектов. Эксплуатационный
персонал должен регулярно следить за смазкой и рабо¬
той подшипников, принимая во внимание, что срок
службы подшипников равен 10 000 ч работы. По мере
необходимости, но не реже одного раза в год должно
быть проверено состояние подшипников. По инструкци¬
ям заводов-изготовителей вентиляторов смену смазки
в подшипниках следует производить через 3—5 тыс. ч
174
работы в нормальных условиях. Не реже одного раза
в год следует производить осмотр крыльчатки вентиля¬
тора для проверки состояния окраски и определения из¬
носа лопаток, а также прочности соединения крыльчат¬
ки с валом электродвигателя.
Одним из условий, обеспечивающих надежную экс¬
плуатацию вентиляторов, является систематическое на¬
блюдение за их вибрацией. Измерение вибрации венти¬
лятора следует производить: а) после монтажа; б) пе¬
ред текущим или капитальным ремонтом; в) при повы¬
шении вибрации, обнаруженной в эксплуатации. Про¬
верка вибрации перед ремонтом и по его окончании
является обязательной, так как размер вибрации входит
Рис. 7-5. Электродвигатель на стенде для контроля вибрации.
в число показателей, определяющих качество выполнен¬
ного ремонта. Для измерения вибрации вентиляторов
могут применяться любые виброизмерительные прибо¬
ры, обеспечивающие в требуемом частотном диапазоне
измерение эквивалентного значения вибрационных сме¬
щений. В качестве приборов для измерения вибраций
часто применяются вибрографы ВР-1, ВР-3, измеритель
вибрационных параметров ИВП-1 или стрелочный инди¬
катор, закрепленный на платформе стенда. Вибрографы
ВР-1 и ВР-3 позволяют измерять двойную амплитуду и
записывать вибрацию на бумаге. Виброизмерительные
приборы, используемые для контроля вибрации, долж¬
ны приходить периодическую проверку.
Суммарная погрешность измерительной аппаратуры
не должна превышать ±20% во всем амплитудно-ча¬
стотном диапазоне согласно ГОСТ 12379-75. Применяе¬
175
мые вибродатчики должны ко возможности жестко кре¬
питься к испытываемой машине или платформе, на ко¬
торой она установлена. Масса датчика не должна пре¬
вышать 0,1 массы электрической машины.
Для измерения вибрации электродвигатель вместе
с крыльчаткой устанавливают на специальном стенде
(рис. 7-5). Стенд выполнен в виде платформы (плиты)
с упругим закреплением, обеспечивающим свободу ви¬
брационных перемещений одновременно в трех взаимно
перпендикулярных направлениях х, у, г. При отсутствии
Рис. 7-6. Точки измерения
вибрации на электродвига¬
теле.
Рис. 7-7. Допустимая виб¬
рация в зависимости от
рабочей частоты вращения,
^экв — вибрационные смеще¬
ния электромашин; п — часто¬
ты вращения; а — микромаши¬
ны и малые электромашины
ï класса: б — малые электрома¬
шины II класса и средние элек¬
тромашины I класса; в — сред¬
ние электромашины II класса.
специального стенда разрешается использовать упро¬
щенный стенд-платформу с упругим закреплением, обес¬
печивающим свободу вибрационных перемещений в на¬
правлении, перпендикулярном плоскости закрепления
электродвигателя. В качестве упругих элементов для
платформы допускается использование амортизаторов
любого типа. Массу платформы (плиты) стенда Опл
рекомендуется принимать в пределах от одной до удво¬
енной массы электродвигателя с крыльчаткой бд:
бд^ бПл 2 бд.
176
Если датчик укрепляют на платформе, то массу дат¬
чика учитывают как часть массы платформы. Шерохо¬
ватость поверхности, на которую устанавливают датчик
или электрическую машину, должна быть не грубее 4-го
класса чистоты по ГОСТ 2789-73.
Платформа должна быть достаточно жесткой, т. е.
не иметь собственных частот в зоне до трехкратной ма¬
ксимальной скорости вращения электродвигателя. При
упругой установке электрическая машина (вентилятор)
должна жестко крепиться к платформе с упругими эле¬
ментами и должна быть установлена в эксплуатацион¬
ном положении. Вибрацию электродвигателя с крыль¬
чаткой на рабочих скоростях следует измерять в трех
направлениях: вертикальном (над осью вращения), го¬
ризонтальном и осевом в точках /—6 (рис. 7-6).
Размеры допустимой вибрации — удвоенное эквива¬
лентное значение вибрационных смещений или двойная
амплитуда — в зависимости от рабочей частоты вра¬
щения должны быть не выше значений, указанных на
графике рис. 7-7 (линия б). Значения допустимой виб¬
рации электродвигателя при массе стенда Опл, не рав¬
ной массе электродвигателя GR, определяются по фор¬
муле
2Ai—[2GH/(GH+GM)]2A, (7-1)
где 2А — допустимое удвоенное эквивалентное значение
вибрационных смещений, определяемое по графику
рис. 7-7, на котором значения допустимой вибрации ука¬
заны при условии равенства массы стенда массе элек¬
тродвигателя; 2А1 — допустимое удвоенное эквивалент¬
ное значение вибрационных смещений при значениях
СПл=И=.Сд.
Результаты измерения вибрации необходимо зано¬
сить в формуляр следующего образца:
ФОРМУЛЯР
Дата проверки вибрации ....
Тип трансфор¬
матора, завод¬
ской номер
Номер охлаж¬
дающего уст¬
ройства и номер
вентилятора
Амплитуда вибрации, мм
Примечание
верти¬
кальной
горизон¬
тальной
осевой
177
Статическая балансировка вентиляторов
Основной причиной вибрации крыльчатки вентилято¬
ра является ее неуравновешенность, т. е. несовпадение
геометрического центра тяжести с осью вращения. Не¬
смотря на тщательность изготовления и обработки от¬
дельных деталей и соблюдение установленных норм и
допусков при сборке крыльчатки вентилятора практи¬
чески не представляется возможным достигнуть идеаль¬
ного совпадения геометрического центра тяжести с осью
вращения. В результате этого создается неуравновешен¬
ность массы крыльчатки вентилятора или небаланс,
вследствие которого при вращении развивается возму¬
щающее усилие С, значение которого определяется сле¬
дующим образом:
C=.(m/g)tù2r, (7-2)
где m — неуравновешенная масса крыльчатки, которая
может быть представлена сосредоточенной в одной точ¬
ке (геометрическом центре тяжести), кг; g— ускорение
свободного падения, равное 9,81 м/с2; ю — угловая ско¬
рость, равная лп/30 (п — частота вращения, об/мин);
г — радиус, на который неуравновешенная масса откло¬
нена от геометрической оси вращения крыльчатки
[Л. 7-16].
Из (7-2) следует, что возмущающее усилие увели¬
чивается с ростом неуравновешенной массы, радиуса и
частоты вращения крыльчатки. Под действием возму¬
щающего усилия, создаваемого небалансом крыльчатки,
ротор электродвигателя при работе будет стремиться
переместиться в направлении действия усилия. При ра¬
боте вентилятора на подшипниках будут ощущаться
удары, масляная пленка нарушится и, как следствие,
температура подшипника будет возрастать, что может
привести к его быстрому износу.
Процесс устранения неуравновешенности крыльчатки
вентилятора называется балансировкой. Если крыльчат¬
ка не имеет небаланса, т. е. является уравновешенной, то
независимо от угла поворота она всегда будет находить¬
ся в покое, т. е. занимать безразличное положение. При
неуравновешенности крыльчатки она будет находиться
в покое только в определенном положении, которое со¬
ответствует расположению ее центра тяжести ниже гео¬
метрической оси. Если крыльчатка будет выведена из
этого положения поворотом на некоторый угол, она бу-
178
дет стремиться вернуться в то же положение. Этим
свойством пользуются для нахождения места располо¬
жения небаланса крыльчатки и устранения ее неуравно¬
вешенности. Задача статической балансировки состоит
в том, чтобы добиться статического равновесия крыль¬
чатки, при котором она остается в равновесии в любом
положении независимо от угла поворота вокруг своей
оси. Статически отбалансированная крыльчатка при
условии крепления ее на предварительно динамически
отбалансированном роторе электродвигателя не должна
вызывать дополнительного небаланса [Л. 7-16].
Крыльчатка вентилятора должна быть тщательно
статически отбалансирована на балансировочном станке
с призмами (ножами). Призмы рекомендуется изготов¬
лять трапецеидального сечения из стали или чугуна
с закругленными кромками. Балансировка производится
на рабочем валу или на оправке с посадкой А/П, кото¬
рая должна предварительно тщательно балансировать¬
ся. Крыльчатка, устанавливаемая на отбалансирован¬
ный ротор с помощью шпоночного соединения, баланси¬
руется на оправках со своими шпонками. Для достиже¬
ния точной балансировки необходимо обеспечить мини¬
мальное трение между шейками вала и опорами, на ко¬
торых производится балансировка. Уравновешивание до¬
стигается укреплением балансирующих грузов на диске
на возможно большем радиусе. Балансирующие грузы
выполняются в виде приклепываемых или приваривае¬
мых металлических пластин.
Процесс балансировки состоит из следующих опера¬
ций: 1) определение места расположения небаланса
крыльчатки; 2) подбор груза для устранения небаланса;
3) определение оставшегося небаланса.
Для проведения первой операции окружность диска
крыльчатки следует разделить на четыре равные части
между лопатками и занумеровать их, нанеся мелом мет¬
ки 1—і'г 2—2'. Затем крыльчатку с оправкой устанавли¬
вают на призмах в такое положение, чтобы два проти¬
воположных деления 1—Г оказались расположенными
в горизонтальной плоскости. При наличии небаланса
крыльчатка повернется на некоторый угол и займет
определенное положение, которое соответствует верти¬
кальному смещению вниз центра тяжести относительно
оси вращения. Это положение необходимо зафиксиро¬
вать рисками, которые наносятся на диск крыльчатки
179
ниже ее оси. Для того чтобы убедиться в правильности
определения вертикального смещения центра тяжести и
исключить всякого рода случайности, необходимо уста¬
новить крыльчатку в положение 2—2'. Если крыльчатка
покатится по призмам и займет то же положение, кото¬
рое было зафиксировано ранее, то искомое положение
смещения центра тяжести крыльчатки определено пра¬
вильно. На этом заканчивается первая операция по ба¬
лансировке.
Вторая операция заключается в подборе массы гру¬
за, необходимой для устранения небаланса, т. е. уравно¬
вешивания крыльчатки. Для этого к противоположной
стороне диска крыльчатки, отмеченной рисками, при¬
крепляют временный груз произвольной массы (сообра¬
зуясь с размером небаланса). В качестве материала для
груза могут быть использованы кусочки свинца или
пластилина. Место для прикрепления временного груза
следует выбирать с таким расчетом, чтобы оно было
удобно в дальнейшем для закрепления постоянного
груза.
■После прикрепления временного груза следует произ¬
вести две операции с установкой крыльчатки поочеред¬
но в положения 1—1', 2—2'. При этом могут получиться
два результата. В одном из них крыльчатка, покатив¬
шись по призмам, будет занимать каждый раз одно и то
же положение, при котором точка прикрепления вре¬
менного груза расположится выше горизонтальной пло¬
скости, проходящей по оси оправки. Это указывает на
то, что взятый груз недостаточен для сбалансирования
крыльчатки. В этом случае необходимо увеличить груз
и проделать те же операции по балансировке. Во втором
случае может получиться, что крыльчатка займет поло¬
жение, при котором точка прикрепления временного гру¬
за окажется ниже горизонтальной плоскости. Это ука¬
зывает на превышение массы груза, и для последующей
балансировки следует взять меньший груз. Действуя та¬
ким образом, постепенно подбирают груз необходимой
массы, при которой крыльчатка, будучи повернута отно¬
сительно оси вращения «а любой угол, остается в покое,
т. е. занимает безразличное положение. На этом вторую
операцию по балансировке можно считать законченной.
Для определения оставшегося небаланса необходимо
установить крыльчатку с прикрепленным грузом в по¬
ложение, при котором деление 1—Г оказалось бы в го-
180
ризонтальной плоскости. После этого к одной из проти¬
воположных точек деления 1—1' подвешивают неболь¬
шой по массе контрольный грузик, достаточный для того,
чтобы повернуть балансируемое колесо на угол 90°. Эту
же операцию производят, подвешивая контрольный гру¬
зик в положение 2—2'.
Балансировку можно считать выполненной удовлет¬
ворительно, если во всех случаях подвешивание кон¬
трольного грузика будет каждый раз вызывать повора¬
чивание крыльчатки на один и тот же угол, что практи¬
чески может быть определено по расстоянию, на кото¬
рое будет перемещаться крыльчатка по призмам. В про¬
тивном случае следует повторно провести балансировку
крыльчатки, обратив при этом особое внимание на тща¬
тельность всех операций.
Окончательная балансировка крыльчатки осуществ¬
ляется прикреплением к диску постоянного груза, рав¬
ного временному и располагаемому в точке прикрепле¬
ния последнего. В тех случаях, когда масса балансирую¬
щего груза незначительна, может быть применен способ
наплавки на диск крыльчатки металла электродом или
удаления части металла с тыльной стороны. (Наряду с
балансировкой при эксплуатации вентиляторов следует
также уделять внимание выявлению деформаций и про¬
верке углов атаки лопастей крыльчаток. Эти операции
производятся перед балансировкой крыльчаток вентиля¬
торов с помощью специальных приспособлений, разра¬
ботанных ОРГРЭС.)
Динамическая балансировка вентиляторов
Динамическая балансировка по сравнению со стати¬
ческой позволяет почти в 2 раза увеличить срок службы
подшипников благодаря более точному выявлению и
устранению небаланса и, следовательно, уменьшению
вибрации вентиляторов. До проведения динамической
балансировки крыльчатка должна быть подвергнута ста¬
тической балансировке, а затем испытана на прочность
при повышенной на 15% угловой скорости в течение
10 мин.
Ротор электродвигателя подвергается отдельно дина¬
мической балансировке, а затем (ротор с крыльчаткой)
проходит окончательную динамическую балансировку,
так как вентилятор, собранный из статически отбалан-
181
%
сированной крыльчатки и динамически отбалансирован¬
ного ротора, может оказаться неуравновешенным из-за
дефектов обработки, перекосов при сборке и т. п. При
больших частотах вращения имеющийся небаланс вызы¬
вает вибрацию вентилятора.
Значение небаланса ротора с крыльчаткой МЦ № 4
должно быть не более 0,06 Н-см, а для крыльчатки
МЦ № 8 — не более 0,1 Н-см при частоте вращения
1450 об/мин.
Для динамической балансировки вентиляторов МЦ
№ 4 целесообразно использовать балансировочный ста¬
нок отечественного производства ДБ-10, предназначен¬
ный для быстрого и точного определения размера и ме¬
ста расположения небаланса при номинальной частоте
вращения. Динамическую балансировку необходимо
производить в строгом соответствии с инструкцией на
балансировку изделий.
Процесс балансировки в динамическом режиме сво¬
дится к измерению вибрации при номинальной частоте
вращения, к определению мест небаланса крыльчатки и
массы уравновешивающего груза методом кругового
обхода. При проведении всех операций по балансировке
вентилятор устанавливают на специальном стенде (сто¬
ле), имеющем механическую защиту, обеспечивающую
безопасность работающих.
Процесс динамической ' балансировки заключается
в следующем: диск крыльчатки делится на четыре рав¬
ные части и нумеруется мелом (метки I, II, III, IV).
Места для закрепления струбцины с временным грузом
следует кернить или засверливать. Установив в положе¬
ния I струбцину с грузом (струбцина массой около
0,2 Н, груз 0,4 Н), включают электродвигатель и изме¬
ряют вибрографом ИВП-1 или индикатором значения
вибрации в миллиметрах. Эту операцию повторяют в
положениях II, III, IV, переместив соответственно струб¬
цину с грузом, и поочередно измеряют значения вибра¬
ции. Установив положение, при котором вибрация наи¬
меньшая, изменяют размер динамически эквивалентного
груза таким образом, чтобы получить уровень вибрации
не более 0,03 мм. После закрепления уравновешивающе¬
го груза необходимо измерить вибрацию на корпусе
электродвигателя в точках, указанных на рис. 7-6. Ба¬
лансировка считается законченной, если в результате ее
вибрация вентилятора находится в пределах норм.
182
В эксплуатации динамическую балансировку венти¬
ляторов МЦ № 8 часто производят при номинальной ча¬
стоте вращения электродвигателя.
7-6. РЕКОМЕНДАЦИИ ПО ЭКСПЛУАТАЦИИ
Необходимо выяснять и устранять причины, способ¬
ствующие появлению вибрации вентиляторов, т. е.' кон¬
тролировать и своевременно устранять ее в процессе
эксплуатации балансировкой, не допуская длительной
работы электродвигателя в условиях повышенной виб¬
рации, и этим исключить преждевременный износ под¬
шипников и возможный обрыв лопаток вентиляторов в
эксплуатации.
Для обеспечения износоустойчивости подшипниковых
узлов электродвигателей необходимо своевременно уда¬
лять из них отработанную смазку и пополнять свежей.
Электродвигатели АЗЛ31-4М и АО-42-4 поставляются
со смазкой подшипников 1-13 (ГОСТ 1631-61), которая
в зимнее время при низкой температуре окружающего
воздуха затвердевает (по ГОСТ 1631-61 температура
застывания компонентов смазки 1-13 равна минус 38°С),
а при отсутствии смазки подшипники греются и повреж¬
даются. Запуск в зимнее время электродвигателей,
имеющих смазку 1-13, может привести к их поврежде¬
нию. Поэтому на зимний период эксплуатации вентилято¬
ров смазку 1-13 необходимо заменить на ЦИАТИМ-201.
Перед каждым пуском вентилятора следует убедиться
в легком вращении крыльчатки с валом электродви¬
гателя.
В соответствии с ГОСТ 11677-75 на силовые транс¬
форматоры электродвигатели системы охлаждения ДЦ
должны иметь защиту от работы на двух фазах. .
Необходимо вести учет повреждений вентиляторов и
информировать заводы-изготсвители о причинах и ха¬
рактере повреждений, о недостатках конструкции и из¬
готовления вентиляторов, выявленных в эксплуатации.
Для повышения надежности вентиляторов, находя¬
щихся в эксплуатации, необходимо в плановом порядке
подвергать вентиляторы тщательной балансировке на
специальных стендах. Значения вибрации вентиляторов
должны быть не более 0,03 мм (при частоте вращения
1450 об/мин). Предварительно перед балансировкой сле¬
дует проверять углы атаки лопастей крыльчаток.
183
Таблица 7-3
Способ устранения
Немедленно отключить от сети вен-
тилятор, осмотреть рабочее колесо,
отрихтовать лопатки. Заново отбалан-
сировать рабочее колесо путем подбо¬
ра 4балансирующего грузика. При этом
вентилятор запускается на 1—2 мин
при номинальной частоте вращения
для определения размера вибрации.
Такими приемами вибрация доводится
до допустимых норм, после чего при-
Ж
S3
СП
к
È)
и
с
с
ж
Г Г J
Ослабить болтовое крепление элект-
родвигателя, установить равномерный
зазор между колесом и кожухом, за¬
тянуть болты
Устранить неполадки в подшипни-
1 ках (производить в соответствии с ин-
струкцией по обслуживанию электро¬
двигателей). Заменить смазку
Причины
Разбалансировка рабочего колеса
вследствие отрыва балансировочного
грузика
Задевание рабочего колеса о кожух
из-за ослабления крепления электро-
двигателя и нарушения его центровки
относительно кожуха
Износ подшипников электродвигате-
ля, отсутствие или непригодность
S
ж
ст
о:
?
G
Характер неполадки или повреждения
Вентилятор при работе создаст по-
вишенный шум и вибрацию, в зазоре
между рабочим колесом и кожухом
появляются искры, слышно трение или
стук рабочего колеса о кожух. Про-
слушивается свист н скрежет подтип-
ников электродвигателя; подшипники
перегреваются
181
Низкое сопротивление изоляции об- Обмотка загрязнена или чрезмерно Удалить пыль, просушить обмотку
мотки увлажнена
13—675
185
Необходимо повысить требования к эксплуатацион¬
ному персоналу в отношении строгого соблюдения ин¬
струкций по эксплуатации вентиляторов (электродви¬
гателей), повысить культуру эксплуатации и ремонта.
Характерные неполадки вентиляторов и методы их
устранения приведены в табл. 7-3.
7-7. ШУМ ВЕНТИЛЯТОРОВ
Одним из источников шума трансформатора явля¬
ются вентиляторы системы охлаждения.
Уровень звукового давления вентилятора зависит
от многих величин — расхода, напора, к. п. д., диаметра
крыльчатки, частоты вращения и пр., и оценивается в
децибелах (дБ А). При одновременном действии п источ¬
ников шума результирующий уровень звукового дав¬
ления получается не суммированием, а по закону лога¬
рифмов: результирующий уровень на lOlgn больше
каждого отдельного. Например, если уровень звукового
давления одного вентилятора L составляет 65 дБ А, то
результирующий уровень L2 двух вентиляторов на
Юlg2 = 3,01 дБ А больше, чем одного. Следовательно,
L2=L + 101g2=65+3,01 =68,01 дБ А.
Изменение уровня звукового давления зависит от
частоты вращения вентилятора и характеризуется фор¬
мулой [Л. 7-17] :
AL = 501g (п'/п), (7-3)
где п и п'— первоначальная и увеличенная частоты
вращения, об/мин.
При изменении частоты вращения уровень звукового
давления вентилятора вычисляется по формуле п
L'—L + 50 lg (п'/п). (7-4)
Например, если вентилятор при частоте вращения
п=950 об/мин имеет уровень звукового давления
65 дБ А, то при п'=1400 об/мин он изменится по (7-4):
£'=65 + 50 1g 1400/950=65 + 8,45=73,45 дБ А,
т. е. с увеличением частоты вращения уровень звуково¬
го давления возрастает.
Для геометрически подобного вентилятора при оди¬
наковой окружной скорости вращения и изменении диа-
186
Метра крыльчатки с d=4Ô0 на d'—600 мм уровень зву¬
кового давления изменяется:
△£ = 201g= 201g= 20-0,176 = 3,52дБА. (7-5)
При изменении диаметра крыльчатки, уровень зву¬
кового давления вентилятора вычисляется по следую¬
щей формуле:
£"=£+201gcT/</=65+3,52=68,52 дБ А, (7-6)
т. е. с увеличением диаметра крыльчатки уровень звуко¬
вого давления возрастает.
Шум вентилятора создается главным образом аэро¬
динамическим звуковым давлением, возникающим в
результате вихреобразования в проточных частях вен¬
тилятора и неоднородности рабочей среды. Механиче¬
ское звуковое давление, обусловленное механическими
колебаниями элементов конструкции и звуковым давле¬
нием подшипников, обычно значительно ниже аэроди¬
намического. Поэтому шумовая характеристика венти¬
лятора определяется аэродинамическим звуковым дав¬
лением.
Следует различать неустранимые шумы, возникнове¬
нию которых нельзя воспрепятствовать (изменение ча¬
стоты вращения, изменение диаметра крыльчатки, вих-
реобразования в проточных частях вентилятора и др.),
и дополнительные, которые в осевых вентиляторах воз¬
никают: 1) перед входом в крыльчатку из-за сопротив¬
ления потоку воздуха на входе; 2) в крыльчатке и в за¬
зоре вследствие трения и вихреобразования; 3) при вы¬
ходе из крыльчатки из-за закручивания воздушного по¬
тока на выходе; 4) за крыльчаткой из-за перепада дав¬
ления; 5) в приводе из-за механических потерь.
Шумы от перечисленных выше причин еще больше
усиливаются из-за шумов от вибраций плохо отбаланси¬
рованных крыльчаток, плохо установленых подшипни¬
ков, искривленных валов и пр. В результате воздейст¬
вия лопаток крыльчатки на окружающий воздух возни¬
кает неустранимый шум. Он возникает из-за срыва вих¬
рей на всасывающей и нагнетательной сторонах крыль¬
чатки (на передней стороне каждой лопатки имеет место
давление воздуха, а на задней стороне — разрежение)
при закручивании и срыве вихрей на задней кромке ло¬
паток, т. е. на выходе. Неустранимым источником шума
13* 187
являются также вынужденнее колебания кожуха вен¬
тилятора и связанных с ним элементов установки. Зву¬
ковое давление вентилятора в первом приближении за¬
висит от частоты вращения и, кроме того, от формы ло¬
паток (узкие, широкие, профилированные, тонколисто¬
вые), угла их установки и их числа.
Уменьшению уровня звукового давления способст¬
вуют в первую очередь низкие окружные скорости вен¬
тиляторов: при скорости, равной 20 м/с, уровень звуко¬
вого давления не превышает 50 дБ А. Более высокое
давление появляется у осевых вентиляторов при окруж¬
ных скоростях крыльчатки 25—30 м/с (МЦ № 4 — 30 м/с,
МЦ № 8 — 60 м/с, НАП-7,4— 29 м/с). При аэродина¬
мической схеме ЯА+К (направляющий аппарат+
+ крыльчатка) звуковое давление получается меньше,
чем при обратной схеме [Л. 7-17]. По данным [Л. 7-11]
достигнуто снижение уровня звукового давления венти¬
ляторов на 11 дБ А благодаря улучшению геометриче¬
ской формы лопаток крыльчатки и уменьшению частоты
вращения.
Из практики известно, что при постоянной частоте
вращения наименьшее звуковое давление будет в зоне
максимального к. п. д. вентилятора, причем высокий
к. п. д. соответствует в первую очередь малому профиль¬
ному сопротивлению лопатки крыльчатки. При умень¬
шении к. п. д. звуковое давление возрастает и особенно
с увеличением производительности. Профилированные
лопатки уменьшают звуковое давление высокой частоты
в противоположность применению прямых листовых ло¬
паток с тонкими и острыми краями, которые способст¬
вуют сильному вихреобразованию.
7-8. ТРЕБОВАНИЯ К НАДЕЖНОСТИ И КАЧЕСТВУ
ИЗГОТОВЛЕНИЯ ВЕНТИЛЯТОРОВ
Для повышения качества изготовления вентиляторов,
а следовательно, их надежности и долговечности необ¬
ходимо руководствоваться следующими положениями:
1. Лопатки из листовой стали подбирают для каждой
крыльчатки с одинаковой массой.
2. Крыльчатки необходимо по возможности обраба¬
тывать по наружному контуру, чтобы обеспечить задан¬
ный зазор между крыльчаткой и обечайкой.
188
3. Отклонения угла установки лопаток не должны
превышать ±30'.
4. Каждая крыльчатка должна быть статически отба¬
лансирована, а затем — динамически в сборе с электро¬
двигателем.
5. После статической балансировки каждая крыль¬
чатка должна быть подвергнута испытаниям на проч¬
ность при повышенной на 15% угловой скорости в соот¬
ветствии с ГОСТ 11442-74. Крыльчатка считается вы¬
державшей испытание, если в результате работы на
повышенных скоростях не обнаруживаются трещины,
деформации и разрушения.
6. При изготовлении крыльчаток необходимо строго
контролировать осевое биение, так как оно является
одной из основных причин повышенной вибрации вен¬
тилятора.
7. Вентилятор в сборе необходимо подвергнуть обка¬
точным испытаниях на рабочих частотах вращения не
менее 2 ч по ГОСТ 11442-74.
8. После обкаточных испытаний каждый вентилятор
должен быть подвергнут контролю уровня вибрации на
рабочих частотах вращения. Контроль вибрации необхо¬
димо производить на специальной платформе, обеспечи¬
вающей упругую установку с дополнительной массой,
значение которой должно быть равно массе вентилято¬
ра. Если значение вибраций превышает номированное,
необходимо выяснить причину и принять меры для
устранения вибрации.
Вентилятор считается выдержавшим обкаточные
испытания, если отсутствуют повреждения, а уровень
вибрации не превосходит заданную норму (не более
30 мкм по ГОСТ 12379-75). При установке вентилятора
на платформе следует соблюдать требования п. 3.2, 3.3,
3.4, 3.5, 3.6 и 3.7 ГОСТ 12379-75.
9. Предприятие-изготовитель должно подвергать
каждый вентилятор испытаниям: а) контрольным; б) ти¬
повым (полным) — не менее трех первых образцов по
ГОСТ 10921-74. Перед испытаниями должно быть про¬
верено соответствие размеров и форм проточной части
вентилятора чертежам, а также качество его сборки.
10. Для повышения качества изготовления вентилято¬
ров, эксплуатационной надежности и долговечности
производство вентиляторов необходимо сосредоточить
на специализированных заводах и поставлять их транс-
189
форматорным заводам в сборе (электродвигатель,
крыльчатка, обечайка), упакованными в специальную
тару, исключающую их повреждение при транспорти¬
ровке [Л. 7-12].
11. Срок гарантии на вентиляторы должен быть до¬
веден до трех лет, т. е. должен соответствовать сроку
гарантии на трансформаторы (и автотрансформаторы)
по ГОСТ 11677-75.
12. В целях повышения надежности и долговечно¬
сти, а также снижения уровня звукового давления вен¬
тиляторов целесообразно их комплектовать электродви¬
гателями со сниженной частотой вращения порядка
750 об/мин (синхронными).
7-9. ОСНОВНЫЕ НАПРАВЛЕНИЯ РАЗВИТИЯ
В связи с повышением требований к надежности
трансформаторов повышаются также требования к на¬
дежности и долговечности вентиляторов систем охлаж¬
дения Д и ДЦ, а также к снижению их уровня звуко¬
вого давления. Над решением этих вопросов в настоя¬
щее время работают конструкторские и исследователь¬
ские службы ВИТ ПО «Запорожтрансформатор». Про¬
водятся разработки и исследования вентиляторов с вы¬
соким к. п. д. ('^80%), со сниженной частотой враще¬
ния, с различными аэродинамическими схемами как
с профильными, так и с тонкими листовыми лопатками
применительно к аэродинамическому сопротивлению
пучка труб радиаторов и биметаллических (латунь —
алюминий) охладителей в зависимости от расхода воз¬
духа, проходящего через них.
Для выбора наиболее экономичного типа вентилято¬
ра применительно к аэродинамическому сопротивлению
охлаждающих устройств систем охлаждения Д и ДЦ бу¬
дут подвергнуты экспериментальной проверке некоторые
осевые вентиляторы, разработанные в последние годы
ЦАГИ:
1. Представляют интерес осевые вентиляторы К-23,
предназначенные для таких условий работы, когда необ¬
ходимо перемещать большие объемы воздуха при срав¬
нительно небольшом сопротивлении сети [Л. 7-5]. Эти
вентиляторы покрывают зону быстроходностей пу=
—2bü-:-4bü и имеют максимальный к. п. д., равный 0,8
при углах установки лопаток крыльчатки 25—30°; мак-
190
симальный статический к. п. д., равный т]Ст = 0,6 при
угле 15° (г=8).
Лопатки вентиляторов К-23 могут изготовляться ли¬
тыми из алюминиевого или магниевого сплавов или из
пластиков. Вентиляторы К-23 диаметром примерно до
1 м могут выполняться цельнолитыми.
2. Осевые вентиляторы общепромышленного назна¬
чения типа УК-2М изготовляются с профилированными
пустотелыми лопатками из листовой стали [Л. 7-6].
Изготовление их значительно сложнее, чем вентиляторов
серии МЦ. Вентилятор УК-2М может быть использован
в диапазоне быстроходностей г]у= 1004-500. Наиболь¬
шее значение полного к. п. д. ц=0,8 получено у четы¬
рехлопаточной крыльчатки при угле установки 30° и
наибольшее значение статического к. п. д. цст=0,6—
у шестилопаточной крыльчатки при угле 10°. Крыльчат¬
ка может быть выполнена с поворотными или непово¬
ротными лопатками. Пустотелые лопатки выполняются
со стальным стержнем, имеющим резьбовой участок па
его конце. Обшивка лопатки штампуется из двух поло¬
вин и сваривается между собой сплошным швом.
3. Осевые вентиляторы со статическим к. п. д. уста¬
новки, большим 0,8, с крыльчатками К-84 с профилиро¬
ванными лопатками и с крыльчатками типа КЛ-76-70,
КЛ-85-70 с тонкими листовыми лопатками [Л. 7-7, 7-8].
Аэродинамическая эффективность вентиляторных уста¬
новок, в которых динамическое давление потока на вы¬
ходе не используется или используется неполностью (вен¬
тиляторы главного проветривания), оценивается по ста¬
тическому к. п. д. Расчетной для всех этих вентиляторов
является аэродинамическая схема К+СА (крыльчат¬
ка плюс спрямляющий аппарат).
Листовые штампованные лопатки (без учета вибро¬
прочности крыльчатки) технологичнее и дешевле профи¬
лированных лопаток и являются предпочтительными,
если по к. п. д. они не уступают вентиляторам с профи¬
лированными лопатками.
4. Представляют также интерес вентиляторы ОВЖ,
крыльчатка которых разработана на базе крыльчатки
ЦЗ-04 с тонкими лопатками, выполненные по схеме
К-СА (крыльчатка — спрямляющий аппарат) [Л. 7-9],
и вентиляторы ЦЗ-04 (измененная конструкция крыль¬
чатки МЦ), к. п. д. которых около 80% [Л. 7-10]. Вен¬
тиляторы ЦЗ-04 могут быть использованы в диапазоне
191
быстроходностей ny—160 — 550. Выбор вентилятора на
заданные величины п, Q, Н и /7Ст можно произвести по
безразмерным характеристикам. На базе этих разрабо¬
ток и экспериментальных исследований наиболее пер¬
спективных типов крыльчаток будут созданы новые наи¬
более экономичные и надежные вентиляторы для систем
охлаждения Д и ДЦ.
5. Вновь проектируемые вентиляторы с целью сни¬
жения уровня звукового давления и повышения надеж¬
ности и долговечности следует рассчитывать на пони¬
женную частоту вращения и их рабочий режим должен
соответствовать максимальному к. п. д. Уровень звуково¬
го давления вновь проектируемых вентиляторов по шка¬
ле «А» на расстоянии 1 м от корпуса вентилятора не
должен превышать: для системы охлаждения Д—
70 дБ А, для системы ДЦ—81 дБ А.
В трансформаторах с системой охлаждения Д для
вентиляторов в настоящее время применяют электродви¬
гатели типа АЗЛ31-4М. Эти электродвигатели имеют
большие габариты, массу, уровень звукового давления
и кроме того морально устарели.
Разработан специальный трехфазный асинхронный
двигатель с короткозамкнутым ротором типа
АЗЛД31-4М для привода осевого вентилятора серии
МЦ № 4. В двигателях установлены малошумные шари¬
коподшипники типа А304Е2 размером 020X050X
Х'15 мм (передний) и А305Е2 размером 025Х062Х
Х17 (задний), в которых применяется консистентная
смазка ЦИАТИМ 221, допускающая работу в интервале
температур от ■—60 до +150°С в нормальных и агрес¬
сивных средах. Двигатели рассчитаны на высокий мото¬
ресурс. Срок гарантии — 3 года.
В настоящее время разрабатываются новые двига¬
тели взамен АЗЛ31-4М на базе электродвигателей се¬
рии 4А с высотой оси вращения 63 мм типа 4АА63А4Тр.
В разрабатываемых электродвигателях будет обеспече¬
на точность изготовления, надежность в работе благо¬
даря улучшению конструкции и технологии изготовле¬
ния, т. е. возможности механизации и автоматизации
технологических процессов. Электродвигатели пригодны
для эксплуатации во всех климатических районах по
ГОСТ 15150-69. Благодаря уменьшению массы конструк¬
тивных и активных материалов масса разрабатываемого
электродвигателя по сравнению с АЗЛ31-4М уменыпит-
192
ся на 9,7 кг, технический ресурс увеличится почти в
4 раза (30 000 ч), снижается уровень звукового давле¬
ния, улучшается внешний вид электродвигателя.
Глава восьмая
НАСОСЫ ДЛЯ ПРИНУДИТЕЛЬНОЙ
ЦИРКУЛЯЦИИ МАСЛА
8-1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Для перекачивания масла из бака трансформатора
в охлаждающие устройства, где оно подвергается ох¬
лаждению, до 1961 г. применяли водяные консольные
центробежные насосы типа К, сальники которых пере¬
оборудовались для работы на трансформаторном масле.
Тем не менее и такие сальники давали утечки масла,
что усложняло эксплуатацию системы охлаждения. Не
исключалась возможность подсоса воздуха в дегазиро¬
ванное масло трансформатора через сальниковые уплот¬
нения насосов. Насосы серии К в комплекте с электро-
Таблица 8-/
Насос
Электродвигатель
Тип
Расход, м3/ч
Напор,
Па
Тип
Мощность,
кВт
Частота
вращения,
об/мин
Масса аг¬
регата с
плитой, кг
Габаритные
размеры
агрегата,
мм
ЗК-9
45
304.10’
А51-2
7
2900
150
950X366
ЗК-9а
35
220-10’
А42-2
4,5
2900
150
900X366
4К-12а
85
280-10’
Аб 1-2
14
2900
308
1340X485
6К-12
150
147-10’
А62-4
14
1450
356
1365X 535
двигателем имеют значительные габариты и массу и
требуют постоянного контроля за сальниками, смазки
опорных мест вала и центровки муфт привода для
устранения вибраций и шума. Технические характери¬
стики насосов типа К приведены в табл. 8-1, а их харак¬
теристики Q—Н— на рис. 8-1.
193
Ё 1961—1962 гг. в системах охлаждения Ц и ДЦ
центробежные пасосы типа К были заменены на центро¬
бежные герметические (бессальниковые) насосы Т
(ЭЦТ) и ТЭ (ЭЦТЭ) с мокрым и экранированным ста¬
тором для трансформаторов стационарных установок и
типов ТТ и ТЭТ для трансформаторов передвижных
установок в тяговом исполнении. В основу этих насосов
Рис. 8-1. Характеристики насосов серии К.
положен принцип органической слитности электродвига¬
теля с его рабочим органом — насосом. Эти насосы не
имеют перечисленных недостатков (рис. 8-2 и 8-3). В ре¬
зультате замены насосов типа К насосами типов Т и ТЭ
снижена масса, повышены надежность и срок службы
агрегата, значительно улучшена компоновка системы
охлаждения. Снижены удельные энергетические затраты
Рис. 8-2. Насос ЭЦТ 100-15.
194
на 1 кВт отводимых потерь. Применение насосов типа
Т позволило улучшить также условия монтажа и эксп¬
луатации систем охлаждения, повысить их эксплуата¬
ционную надежность.
Нормальная работа насосов Т и ТЭ обеспечивается
при температуре окружающего воздуха от минус 45 до
+55°С.
Насосы типа Т допускают вывод трансформатора на
рабочий режим в диапазоне температур перекачиваемого
Рис. 8-3. Характеристика насоса ЭЦТ 100-15 при
температуре трансформаторного масла 80°С.
Ус — мощность, потребляемая насосом; ц — к. п д. на¬
соса.
масла от —40 до + 80°С, а насосы типа ТЭ — от минус 20
до +80°С при сохранении теплового режима насоса в
пределах норм ГОСТ 183-74.
Испытания насосов типа 4Т-63/10 (ЭЦТ 63-10), про¬
веденные в эксплуатационных условиях в системе охлаж¬
дения ДЦ мощных силовых трансформаторов, подтвер¬
дили 'возможность запуска и работы насосов, а также
нормальной циркуляции масла в охлаждающих устрой¬
ствах при температуре масла минус 35°С [Л. 2-1].
195
8-2. УСТРОЙСТВО И РАБОТА НАСОСОВ
Насос представляет собой герметический агрегат, со¬
стоящий из одноступенчатого центробежного насоса и
асинхронного короткозамкнутого электродвигателя. Гер¬
метичность между различными элементами корпуса
обеспечивается уплотнительными кольцами из специаль¬
ной маслостойкой резины.
Конструкция насоса такова, что смазка шариковых
подшипников и частичный отвод тепла, выделяемого
электродвигателем, осуществляются перекачиваемым
маслом. Дополнительно обмотка и статор охлаждаются
окружающим воздухом. Для этой цели предусмотрено
увеличение поверхности корпуса электродвигателя реб¬
рами. Внутренняя циркуляция масла в двигателе для его
охлаждения с использованием 1—1,5% номинальной по¬
дачи осуществляется следующим образом: под влиянием
избыточного давления часть масла из тыльной стороны
рабочего колеса через отверстия в корпусе переднего
подшипника поступает в полость ротора и затем через
зазор между ротором и статором, и далее через отвер¬
стия в корпусе заднего подшипника по полому валу воз¬
вращается во всасывающую часть рабочего колеса. Од¬
новременно внутренняя циркуляция масла создает ус¬
ловия для выравнивания давления перед рабочим коле¬
сом и за ним, и, таким образом, на подшипниках почти
отсутствует осевое давление.
■Монтаж насосов несложный. Насос можно устанав¬
ливать непосредственно на охладителе или на стенке
бака трансформатора в горизонтальном положении или
вертикальном всасывающим патрубком вверх. Насосы
имеют пробки для выпуска воздуха при заполнении их
маслом. Насосы удобны в эксплуатации.
Конструкция насосов позволяет производить реви¬
зию и ремонт электродвигателя без отсоединения кор¬
пуса от всасывающего и напорного трубопроводов, за
исключением насосов Т-16/10 и Т-63/10, которые следует
полностью отсоединить от маслопроводов.
Насосы типов Т и ТЭ обеспечивают длительную ра¬
боту в условиях непрерывных вибраций с частотой
100 Гц, создаваемых работающим трансформатором, и
ударных нагрузок с ускорением до 3 g. Насосы сохраня¬
ют работоспособность при отклонении напряжения в
пределах от +5 до —10% номинального по ГОСТ 183-74,
196
а насосы тягового исполнения ТТ и ТЭТ должны допу¬
скать длительную работу при асимметрии питающего
напряжения на зажимах .двигателя до 15% и одновре¬
менном повышении до 25% или понижении напряжения
до 30% номинального. Допустимое кратковременное
снижение напряжения сверх 30% указывается в техни¬
ческих условиях.
Конструкция насоса в целом включает в себя дина¬
мически отбалансированный ротор с рабочим колесом.
В щелевом зазоре между рабочим колесом и корпусом
устанавливается кольцо из неметаллического материала
Рис. 8-4. Характеристика Q—Н насосов типов ЭЦТ и ЭЦТЭ.
1 —ЭЦТ 16-10- 2 —ЭЦТ 25-10; 3 - ЭЦТ 40-10: 4 —ЭЦТ 63-10; 5 —ЭЦТ 100-8;
6 — ЭЦТ 160-10; 7 —ЭЦТ 63-20; 8 —ЭЦТ 100-20; 9 — ЭЦТ 100-15. Характе-
ристики даны при температуре масла 80°С. Электродвигатели трехфазные на
напряжение 220/380 В, частота 50 Гц.
для предотвращения образования металлических частиц
в месте возможного соприкосновения ступицы рабочего
колеса с корпусом насоса. Детали проточной части могут
быть изготовлены из углеродистой стали по ГОСТ 380-71,
ГОСТ 1050-74 и чугуна по ГОСТ 1412-70, включая спе¬
циальный чугун по ГОСТ 7293-70, бронзы по ГОСТ 613-65
и цветных металлов, включая сплавы на алюминиевой
основе по ГОСТ 2685-75 [Л. 7-6], пластмассы и из дру¬
гих металлов, не ухудшающих надежности насосов.
Технические характеристики насосов типов Т и ТЭ,
изготовляемых Бендерским заводом «Электроаппарату¬
ра» и производственным объединением «Молдавгидро-
197
198
Продолжение табл. 8-2:
199
маш» приведены в табл. 8-2, а их характеристики
Q—Н — на рис. 8-4.
Мощность насоса, кВт, определяется по формуле
M=Q//y/102-3600T],
(8-1)
гДе Q—.расход масла, м3/ч; Н — гидравлическое сопро¬
тивление системы, Па; î] — к. и. д.; у—плотность масла
в зависимости от температуры, при которой ведется рас¬
чет, кг/м3.
Насосы предназначены для работы в продолжи'
тельном и непрерывном режиме от сети переменного то¬
ка. Нагрев обмоток статора насосов типа ТЭ не должен
превышать 175°С, насосов типа Т — і105°С при работе
в номинальном режиме.
Ввиду того что в эксплуатации не исключены отдель¬
ные случаи выхода из строя насосов (витковые или ко¬
роткие замыкания, разрушения подшипников и пр.), на¬
сосы типа Т не могут быть использованы в системе
охлаждения трансформаторов с направленной циркуля¬
цией масла в обмотках и блочных трансформаторов. Вы¬
ход из строя насосов из-за витковых и коротких замы¬
каний приводит к выделению газов, которые могут по¬
падать в трансформатор, что совершенно недопустимо
для работы трансформатора. Для системы охлаждения
трансформаторов с направленной циркуляцией масла в
обмотках и блочных трансформаторов применяют насо¬
сы с экранированным статором (статор отделен от пере¬
качиваемой жидкости гильзой) типов 5ТЭ-100/151,
5ТЭ-100/20 и 6ТЭ-160/1'0, конструкция которых исклю¬
чает попадание газов и твердых частиц в масло, котѳ>
рые могут быть причиной возникновения разрядов, после¬
дующего пробоя твердой изоляции трансформатора и,,
следовательно, его аварии.
Насос типа 6ТЭ-160/10 (рис. 8-5) представляет собой
герметический агрегат, состоящий из одноступенчатого'
'центробежного насоса и асинхронного короткозамкнуто¬
го электродвигателя. Масло поступает через всасываю¬
щий патрубок насоса 12, попадает, в рабочее колесо и
под углом 90° выходит через нагнетательный патру¬
бок 11. В этом случае только небольшая часть масла
попадает в электродвигатель, охлаждает его и
по полому валу возвращается в насос. Статор электро¬
двигателя 7 экранирован тонкостенной немагнитной
гильзой 10, защищающей обмотку статора от воздейст-
200
Вия на нее трансформаторного масла. Полость статора
сообщена с атмосферой двумя отверстиями диаметром
3 мм, предназначенным и для выхода газов.
Перекачиваемое трансформаторное масло охлажда¬
ет электродвигатель, смазывает подшипники. Дополни¬
тельно обмотка и статор охлаждаются окружающим воз¬
духом, для чего на корпусе двигателя предусмотрены
ребра. Ротор 6 насоса (рис. 8-5) вращается в шарико¬
подшипниках 4 и 8. Рабочее колесо крепится с помощью
шпонки, гайки и шайбы на конце вала ротора. На кор"
Рис. 8-5. Герметичный бессальниковый насос типа 6ТЭ-160/10
(ЭЦТЭ160-10).
1 — спиральный корпус; 2 — рабочее колесо; 3 — подшипниковый щит; 4 и 8 —
шарикоподшипники; 5 корпус; 6— ротор; 7 — статор; 9 — подшипниковый
щит; 10 — немагнитная гильза статора; 11— нагнетательный патрубок; 12 —
всасывающий патрубок.
пусе 1 имеются два резьбовых отверстия, заглушенных
пробками. Отверстие на фланце напорного патрубка
предназначено для установки запорного устройства, к
которому крепится манометр. Это же отверстие служит
для слива масла из насоса при установке его горизон¬
тально, напорным патрубком вниз. Запорное устройство
предотвращает утечку масла при снятии манометра. От-
44—675 201
/
ёёрСтие Ê верхней части спирального корпуса предназ¬
начено для выпуска воздуха из внутренней полости при
заполнении насоса маслом при установке его горизон¬
тально, напорным патрубком вниз. В корпусе подшип¬
никового щита 9 имеются два резьбовых отверстия, за¬
глушенных пробками: верхнее предназначено для выпу¬
ска воздуха из внутренней полости при заполнении
маслом, нижнее — для слива масла из электронасоса.
Коробка выводов расположена на корпусе электро¬
двигателя с выводом кабеля в направлении напорного
Патрубка. Клеммная панель имеет шесть выводных шпи-
Рис. 8-6. Рабочие характеристики насоса 6ТЭ-І60/10 (ЭЦТЭ 160-10)
при температуре трансформаторного масла 80°С.
лек, а также одну шпильку заземления. Вторая зазем-
.ляющая шпилька расположена на корпусе насоса. Клем¬
мная коробка герметична и обеспечивает защиту от
■попадания на контактные шпильки и провода трансфор¬
маторного масла; имеются средства, предотвращающие
самоотвинчивание клеммных гаек и замыкание наконеч¬
ников при эксплуатации.
Рабочие характеристики насоса 6ТЭ-160/10 приведе¬
ны на рис. 8-6. Направление вращения насосов опреде¬
ляется манометром, установленным вместо пробки на
нагнетательном патрубке. При правильном направлении
вращения показание манометра должно быть больше,
чем при неправильном. Кроме того, правильное направ¬
ление вращения может быть определено по шуму, про¬
изводимому работающим насосом: при правильном на-
202
правлении вращения насос работает бесшумно, а при
неправильном слышен характерный гидравлический шум
(хлюпанье масла). Кроме того, при правильном направ¬
лении вращения напор и расход повышены. Изменение
направления вращения призводится путем переключения
проводов двух фаз питающего кабеля. Запуск насосов
разрешается только при полном заполнении его маслом.
8-3. ТЕХНИЧЕСКОЕ ОБСЛУЖИВАНИЕ
При эксплуатации насосов необходимо вести журнал
наблюдения, куда регулярно записывать все ненормаль¬
ности в работе насоса, все отклонения измеряемых пара¬
метров от норм, а также фиксировать технические ос¬
мотры и регламентные работы.
Конструкция насосов типов Т и ТЭ такова, что они
практически не требуют ухода. Периодические техниче¬
ские осмотры устанавливаются в зависимости от произ¬
водственных условий, которые следует производить для
того, чтобы убедиться в отсутствии каких-либо шумов
при работе насосов. Регламентные работы производят¬
ся после наработки насосом не более іІООО'О ч; при этом
насос отключается, задвижки на всасывании и нагнета¬
нии закрываются и электродвигатель отделяется от кор¬
пуса насоса для осмотра и извлечения посторонних
частиц, случайнопопавших туда. Производится осмотр со¬
стояния подшипников на износ и, если следы износа от¬
сутствуют, их устанавливают на место, и наоборот,— при
необходимости заменяют. Производится замена уплот¬
нительных колец из комплекта запасных частей. Поря¬
док разборки и сборки насоса изложен в инструкции
предприятия-изготовителя.
Внутреннюю полость насосов на время транспорти¬
ровки и хранения на 90% объема заполняют трансфор¬
маторным маслом по ГОСТ 982-68 или ГОСТ10121-62 с
электрической прочностью 15 кВ' или промывают транс¬
форматорным маслом с добавкой ингибитора, предот¬
вращающего коррозию.
Согласно ГОСТ 17221-71 срок гарантии на насосы
установлен 24 мес со дня ввода их в эксплуатацию, но
не более 30 мес со дня получения насосов потребителем
при соблюдении потребителем условий хранения, монта¬
жа и эксплуатации в соответствии с инструкцией пред¬
приятия-изготовителя.
14* 203
8-4. НАСОСЫ ЗАРУБЕЖНОГО ПРОИЗВОДСТВА
Зарубежные фирмы выпускают насосы с мокрым
(типа Т) и экранированным (типа ТЭ) статором, с под¬
шипниками скольжения и качения. Существуют также
два типа насосов по конструктивному исполнению: уг¬
ловые, т. е. обычные центробежные, и прямоточные
(рис. 8-7), у которых всасывающий 5 и нагнетательный
1 патрубки находятся на одной оси. Масло из рабочего
Рис. 8-7. Прямоточный бессальниковый насос.
/ — нагнетательный патрубок; 2 — коробка зажимов; 3 — электродвигатель;
4 — турбина насоса; 5 — всасывающий патрубок.
колеса 4 поступает в пространство между корпусом элек¬
тродвигателя и обмоткой статора, проходит в этом про¬
странстве и выходит через нагнетательный патрубок.
Фирма ФРГ выполняет насосы с экранированным
статором и ротором с расположением всасывающего и
нагнетательного патрубков на одной оси. Ротор насоса
вращается в подшипниках скольжения. Осевые нагрузки
воспринимаются пятой.
Заводы ГДР выполняют свои насосы с «мокрым» ста¬
тором и с расположением всасывающего и нагнетатель¬
ного патрубков по одной оси с ротором на подшипниках
204
Рис. 8-8. Герметичный
насос фирмы «Вестин¬
гауз» (США).
1 — спиральный корпус: 2 —
вал; 3 — ротор; 4— статор;
5 и 12— упоры; 6— пробка;
7 •— пробка заднего подшип¬
ника; 8 и 14— подшипники;
9 — корпус; 10 — болт; 11 —
подшипниковый щит; 13 —
рабочее колесо; 15 — стопор¬
ное колесо.
качения. Макси¬
мально допустимая
температура пере¬
качиваемого масла
для этих насосов со¬
ставляет + 80°С.
Фирма «Вестин¬
гауз» (США) вы¬
полняет герметиче¬
ские масляные насосы
с мокрым статором. Ротор насоса
вращается в подшипниках скольжения (рис. 8-8). Все
подшипники выполнены .из бронзы. Швейцарская фир¬
ма выполняет насосы с мокрым статором со спираль¬
ными отводами (угловые) и роторами на подшипниках
качения малошумного исполнения. Фирма гарантирует
запуск насосов при температуре масла до — 25°С и дли¬
тельную непрерывную работу их при 100°С. Корпусное
литье выполнено из чугуна со сфероидальным графитом
марки GS38-15. Обмотки статора имеют изоляцию, со¬
ответствующую классу Е. Опыт эксплуатации трансфор¬
маторов французской фирмы мощностью 100 МВ-А под¬
твердил высокую эксплуатационную надежность этих
насосов в системе охлаждения ДЦ. Они не требуют спе¬
циального ухода. Трансформаторные насосы выпускают
также фирмы США, Франции, ЧССР.
Сравнение технических характеристик насосов типа
Т (ЭЦТ) и французской фирмы показывают, что ЭЦТ
обладают более высоким к. п. д. и, следовательно, более
низкой мощностью, а также меньшими габаритами и
массой.
8-5. ХАРАКТЕРНЫЕ НЕИСПРАВНОСТИ НАСОСОВ
Характерные неисправности насосов типов Т и ТЭ и
методы их устранения приведены в табл. 8-3.
205
Основные правила техники безопасности при эксплу¬
атации насосов сводятся к следующему:
1. К обслуживанию насосов допускаются лица, изу¬
чившие техническое описание и инструкцию по эксплуа¬
тации. Перед снятием крышки коробки выводов необхо¬
димо обесточить кабель.
2. Запрещается касаться обнаженными руками на¬
сосной части насосов типа ТЭ (ЭЦТЭ) во время работы,
Таблица 8-3
Неисправность
Причина
Способ устранения
Насос при пуске не
разворачивается, гудит
Повышенный нагрев
электродвига теля
Повышенный шум и
вибрация во время ра¬
боты насоса
Обрыв фаз. Нарушен
контакт между питаю¬
щим кабелем и шпиль¬
кой
Перекосы шарико¬
подшипников
Перекосы в подшип¬
никах нли их повы¬
шенный износ
Проверить наличие
напряжения в сети,
устранить обрыв
Проверить надеж¬
ность контактных сое¬
динений и при необхо¬
димости затянуть их
Проверить правиль¬
ность сборки подшип¬
ников, обратив внима¬
ние на прилегание кор¬
пусов подшипников
Проверить правиль¬
ность сборки насоса;
при необходимости за¬
менить подшипники
Примечание. При запуске насоса в условиях минусовых температур масла
возможен повышенный нагрев электродвигателя в связи с временным увеличением мощ¬
ности (тока) вследствие увеличения гидравлических потерь, а также из-за увеличения
дискового трения рабочего колеса. С увеличением вязкости масла всасывание насоса
ухудшается.
так как температура поверхности корпуса может дости¬
гать 90°С.
3. Запрещается производить первоначальный пуск
насосов после монтажа или демонтажа его без проверки
сопротивления изоляции обмотки статора относительно
корпуса.
4. Запрещается пуск насосов при неполном заполне¬
нии внутренней полости перекачиваемой жидкостью.
5. Запрещается включение насосов без подключения
заземления.
Н023—2э
206
8-é. ОСНОВНЫЕ НАПРАВЛЕНИЯ РАЗВИТИЯ
Дальнейшее промышленное внедрение насосов с па¬
раметрами, предусмотренными ГОСТ 11221-71, будет ид¬
ти по пути разработки некоторых из них для разных
климатических условий У, Т, ХЛ по ГОСТ 15150-69,
главным образом тропических и арктических исполнений
как с мокрым (Т), так и экранированным (ТЭ) ста¬
тором.
В целях повышения надежности и долговечности пре¬
дусматривается создание насосов с подшипниками
скольжения, которые более устойчивы к вибрационным
нагрузкам, чем подшипники качения. В связи с ростом
мощности трансформаторов в единице намечается так¬
же рост тепловой мощности охлаждающих устройств, а
следовательно, и насосов циркуляции масла. При созда¬
нии охладителей для системы охлаждения Ц .на тепло¬
вой поток 1600 и 2500 кВт потребуются также новые на¬
сосы с напором 147-ІО3—196-ІО3 Па и расходом 160
и 250 м3/ч, главным образом, с экранированным ста¬
тором.
Для радиаторов систем охлаждения М и Д, особенно
при решении вопроса освоения дешевой технологии из¬
готовления малогабаритной теплообменной поверхности
из оребренных труб, экономически весьма целесообраз¬
но интенсифицировать охлаждение путем применения
принудительной циркуляции масла в них с помощью на¬
сосов. Применение принудительной циркуляции масла
при естественном рассеянии тепла радиаторами (вид
охлаждения МЦ) по данным [Л. 3-1] может повысить
нагрузку трансформатора примерно на 20.%. По эффек¬
тивности вид охлаждения МЦ (табл. 9-1) равноценен
охлаждению с дутьем и естественной циркуляцией мас¬
ла (Д), т. е. можно заменить вентиляторы одними лишь
насосами циркуляции масла.
Для трансформаторов с радиаторами, работу кото¬
рых целесообразно интенсифицировать применением
принудительной циркуляции масла через них с помощью
насосов и создать четыре вида охлаждения (М, Д, МЦ,
ДЦ) и, следовательно, получить четыре мощности, не¬
обходимо создать новые насосы с напором до 29,4- ІО3 Па
и расходом 100 и 160 м3/ч.
Глава девятая
СРАВНЕНИЕ РАЗЛИЧНЫХ СИСТЕМ ОХЛАЖДЕНИЯ
ТРАНСФОРМАТОРОВ
Выбор системы охлаждения трансформатора определяется мно¬
гими факторами. Применение той или иной системы в первую оче¬
редь зависит от номинальной мощности трансформатора, а следова¬
тельно, от суммарных потерь в нем. Ранее были указаны границы
применения различных систем в зависимости от мощности трансфор¬
матора. Применение систем с принудительной циркуляцией масла
осуществляется в различных вариантах. Ранее рассматривался ва¬
риант, при котором охладители поочередно включаются в зависимо¬
сти от повышения температуры масла или тока нагрузки трансфор¬
матора. Некоторые фирмы, наоборот, считают этот вариант эконо¬
мически невыгодным и предпочитают одновременное включение всех
охладителей в момент включения трансформатора. При этом они
полагают, что стоимость электроэнергии, необходимой для работы
электродвигателей всех охладителей при неполной нагрузке транс¬
форматора, покрывается меньшими его потерями прн этой нагрузке.
Особое значение приобретает система с принудительной цирку¬
ляцией масла на подстанциях, не имеющих резервных трансформато¬
ров. При выходе из строя одного нз трансформаторов его охладите¬
ли через систему трубопроводов присоединяются к работающему
трансформатору, и тогда этот трансформатор может нести нагрузку,
равную 150—175% его номинальной мощности. В этом случае отсут¬
ствие резервного трансформатора считается в ряде стран экономиче¬
ски выгодным.
В разных странах применяются различные системы охлаждения
трансформаторов. В табл. 9-1 приведены применяемые системы
охлаждения и их условные обозначения. Комбинированную систему
охлаждения М/Д, М/Д/Д и пр. применяют для повышения но¬
минальной мощности трансформатора. Например, трансформатор
прн естественном охлаждении имеет мощность 120 МВ-А, при вклю¬
чении первой ступени дутьевого охлаждения 160 МВ-А н прн вклю¬
чении второй ступени 200 MB-А. Комбинированная система может
также применяться для интенсивного охлаждения при повышенной
температуре окружающего воздуха или для повышения мощности
трансформатора лишь в периоды максимумов нагрузки. С ростом
номинальной мощности охлаждения поверхность растет медленнее,
чем объем и потери трансформатора. Поэтому при больших мощно¬
стях естественная циркуляция масла становится недостаточной для
охлаждения трансформатора, и необходимо применять принудитель¬
ную циркуляцию масла с помощью насосов.
Большое значение в трансформаторостроенни имеют уменьшение
массы трансформаторов и их габаритов. В этом случае при возник¬
новении вопроса о том, какую систему охлаждения применить для
мощных трансформаторов — радиаторы с дутьем илн масляную
с дутьем и принудительной циркуляцией масла —- предпочтение сле¬
дует отдать последней. Например, для трансформатора мощностью
125 МВ-А необходимо такое число радиаторов, которое невозможно
разместить на баке, и их приходится объединять в «радиаторные
батареи» н ставить отдельно от трансформатора. Применение же бо¬
лее эффективной и компактной масляной системы с дутьем и прину¬
дительной циркуляцией масла позволяет значительно сократить пло-
208
щадь, занимаемую трансформатором, а также уменьшить его массу
на 13% благодаря уменьшению количества масла и стали, идущей
на радиаторы.
С другой стороны, применение такой системы на трансформато¬
рах «средних» мощностей 10—25 МВ-А нецелесообразно, так как
мощности электродвигателей насосов и вентиляторов в данном слу¬
чае будут соизмеримы с относительно небольшими потерями транс¬
форматора. Затраты же на покрытие стоимости энергии, потребляе-
Таблица 9-1
Система охлаждения
Страна
СССР
Англия
ГДР,
ФРГ
США
Франция
Естественное масляное
охлаждение
М
ON
S
OA
IN
Масляное охлаждение с
дутьем и естественной
циркуляцией масла
Д
ОВ
F
FA
IV
М а с ляно е охла ждение с
принудительной цирку¬
ляцией масла
МЦ
OFN
SU
•—
IFN
Масляное охлаждение с
дутьем и принудитель¬
ной циркуляцией масла
дц
OFB
FU
FOA
IFV,
IFA*
Ma сляно- водяное охла ве¬
дение с принудительной
циркуляцией масла и
воды
Ц
OFW
WU
FOW
IFE
Естественное] масляное
охлаждение с принуди¬
тельной Циркуляцией
воды
МВ
—
•
OW
IE
Естественное/естествен-
ное с дутьем
м/д
ON/OB
—
OA/FA
—
Естественное/две ступени
естественного с дутьем
М/Д/Д
•—
—
OA/FA/FA
—
Естественное с принуди¬
тельной циркуляцией
масла
—
ON/OF
—
—
—
Естественное/с дутьем и
с принудительной цир¬
куляцией масла
М/ДЦ
ON/OFB
—
—
—
* IFV — радиаторы; IFA— масл іно-воздушиые охладители.
мой электродвигателями, а также стоимости оборудования будут
совершенно не оправданы. Поэтому применение этой системы охлаж¬
дения целесообразно на трансформаторах, имеющих мощности
40—63 МВ-А и более или на специальных трансформаторах, напри¬
мер передвижных, установленных на железнодорожных платфор¬
мах, так как такие трансформаторы должны иметь небольшие раз¬
меры по условиям вписывания в железнодорожный габарит.
209
Зарубежные фирмы применяют системы охлаждения различных
конструктивных исполнений, рассчитанные на отвод потерь, равных
40—250 кВт. Охладители бывают с пластинчатым и навивным ореб¬
рением труб. Трубы применяются стальные, медные и алюминиевые.
На охладителе устанавливается от трех до двенадцати вентилято¬
ров. Все охладители снабжаются бессальниковыми масляными насо¬
сами.
Масляное охлаждение с дутьем применяется только для транс¬
форматоров наружной установки.
Масляно-водяное охлаждение в СССР применяется для транс¬
форматоров внутренней установки. Оно используется там, где по
условиям эксплуатации затруднена циркуляция большого количе¬
ства воздуха, например в электропечных установках, в закрытых
подстанциях, и там, где имеется достаточное количество охлаждаю¬
щей воды. Это охлаждение значительно дешевле масляного с дутьем
и принудительной циркуляцией масла. За рубежом масляно-водяная
система применяется и для трансформаторов наружной установки
в тех странах, где температура воздуха выше 0°С.
При выборе той или иной системы охлаждения, кроме перечис¬
ленных факторов, имеют значение и такие, как, например, эффектив¬
ность системы — количество тепла, отводимого с единицы поверхно¬
сти при максимально допустимом превышении температуры масла
над температурой воздуха; расход материалов; трудоемкость изго¬
товления; стоимость обслуживания и пр. Но везде, где это можно
допустить по условиям охлаждения, предпочтение следует отдавать
естественному охлаждению, как наиболее дешевому, простому по
обслуживанию и не требующему дополнительного оборудования. Сле¬
дующей по своим преимуществам является система охлаждения
естественная с дутьем. Главное ее достоинство состоит в том, что
эта система при отключении вентиляторов дутья обеспечивает отвод
значительной доли потерь трансформатора. Системы же с принуди¬
тельной циркуляцией масла в случае отключения масляных насосов
или вентиляторов дутья не смогут обеспечить охлаждение трансфор¬
матора даже при его работе без нагрузки.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1-1. Годунов А. М. Охлаждающие устройства масляных транс¬
форматоров. М., «Энергия», 1964. 149 с.
1-2. Дымков А. М. Расчет .и конструирование трансформаторов.
М., «Высшая школа», 197і1. 264 с.
1-3. Сапожников А. В. Конструирование трансформаторов.
М. — Л., Госэнергонздат, 1959. 360 с.
2-1. Сещенко И. С. Охлаждение силовых масляных трансформа¬
торов. М., Информстандартэлектро, 1968. 94 с.
2-2. Тихомиров П. М. Расчет трансформаторов. М., «Энергия»,
1968. 455 с.
2-3. Сещенко Н. С. Охлаждение силовых масляных трансформа¬
торов. М., Информэлектро, 1969. 18 с.
2-4. Готтер Г. Нагревание и охлаждение электрических машин.
М.— Л., Госэнергонздат, 1961. 315 с,
210
2-5. Энергетика за рубежом. Трансформаторы, вып. 5. Под рей.
А. Г. Крайза. М.— Л., Госэнергоиздат, 1960. 168 с.
2-6. Lobenstein G.— «Electrie», 1964, Bd Г8, № 7, p. 205—208
(РЖЭ, 1965, ЗИ180).
B-l. Gasteîl G. O. Cooling of large ipower transformers. — «Elect¬
rical Review», 1969, v. ill, № 27.
4-1. Электропромышленность за рубежом. Охлаждение силовых
трансформаторов. М., ВНИИЭМ, 1965. 24 с.
4-2. Foster S. L. How to get emergency transformer capacity. —
«Electrical Review», Second Quarter, 1956, ip. 1<6—2B.
4-3. Maschinenfabrik Wiesbaden, Neukonstruktion MW — Trans-
formatoren Radiatoren mit voiler Nabe. Werknormblatter 4—9.
4-4. Performance tests on transformer radiators. — «Electrical Ti¬
mes», 19' June 1969', p. 5.
4-5. Контактная сварка оплавлением труб с коллекторами мощ¬
ных силовых трансформаторов. — «Автоматическая сварка», 1969,
№ 8, с. 50—54. Авт.: В. Т. Чередничок, С. И. Кучук-Яценко,
Л. Г. Кравченко и др.
4-6. Сварка прямотрубных радиаторов. — «Автоматическая свар¬
ка», 1972, № 5, с. 38—41. Авт.: В. Т. Чередничок, Б. И. Кононец,
Л. Г. Кравченко и др.
4-7. Сещенко Н. С., Горбунцов А. Ф. и др. Охлаждающее
устройство для масляных силовых трансформаторов. А. С. №240095
(СССР). Опубл, в бюл. «Открытия. Изобретения. Промышленные
■образцы. Товарные знаки», 1969, № 12, с. 47.
4-8. Сещенко Н. С., Горбунцов А. Ф. и др. Способ сварки ра¬
диаторов. А. С. № 172414 (СССР). Опубл, в «Бюл. изобрет, и товар¬
ных знаков», 1965, № 13, с. 46.
4-9. Сещенко Н. С., Горбунцов А. Ф. Выбор унифицированной
конструкции радиаторов масляных трансформаторов. — «Электротех¬
ническая промышленность. Сер. Аппараты высокого напряжения,
трансформаторы, силовые конденсаторы», 1974, вып. 9(41), с. 17—19.
5-1. Белоусов А. Г. Об опыте эксплуатации охладителей гидро¬
генераторов.— «Электрические станции», 1964, №12, с. 71—72.
5-2. Петровский Ю. В., Фастовский В. Г. Современные теплооб¬
менники. М. — Л., Госэнергоиздат, 1962. 256 с.
5-3. Кейс В. М., Лондон А. Л. Компактные теплообменники.
М. — Л., Госэнергоиздат, 1962. 160 с.
5-4. Антуфьев В. И. Эффективность различных форм конвектив¬
ных поверхностей нагрева. М. — Л., «Энергия», 1966. 184 с.
5-5. Юдин В. Ф., Тахтарова Л. С. Теплоотдача н сопротивление
пучков оребренных труб с различными высотами и шагами ребер
прн больших числах. — «Энергомашиностроение», 1972, № 12,
с. 21—23.
5-6. Таранян И. Г. Интенсификация конвективного' теплообмена
оребренных поверхностей из труб с продольно-разрезными ребрами
в поперечном потоке воздуха. — «Труды ВНИИКЭ», Ереван, 1969,
с. 102.
5-7. Бузник В. М. Интенсификация теплообмена в судовых
установках. Л., «Судостроение», 1967. 364 с.
5-8. Bauer Н. — «Chemie—Ingénieur — Technik», 1961.
5-9. Вампола И. Тепло- и массоперенос. T. 1. Минск, «Наука н
техника», 1965.
211
5-10. Иванов В. В. Навивка турбулизаторов и пружин. — «Энер¬
гомашиностроение», 1973, № 7, с. 28, 29.
5-11. Стефановский Б. С. Проектирование теплообменников со
сфероидальной поверхностью охлаждения. — «Энергомашинострое¬
ние», 1972, № 12, с. 26—28.
5-12. Масляно-воздушные охладители для трансформаторов.
Ol-Luft-Kühler für Transformatoren DIN 42577 (ФРГ), 1969.
6-1. Сещенко Н. С., Френкель В. Ю. Масляно-водяная система
охлаждения трансформаторов. — «Электрические станции», 1967,
№6, с. 53—57.
6-2. Правила технической эксплуатации электроустановок потре¬
бителей. Днепропетровск, «Промінь», 1973. 352 с.
6-3. Левин Д. Л. Принудительное охлаждение силовых транс¬
форматоров. Энергетические системы и электротехническое оборудо¬
вание. М., Госэнергоиздат, івып. IV, 1962, с. 79—81.
6-4. Красильников Г. А. Масляио-водяное охлаждение трансфор¬
маторов Волжской ГЭС им. В. И. Ленина. М. — Л., Госэнергоиздат,
1960. 48 с.
6-5. Берман С. С. Теплообменные аппараты и конденсационные
устройства турбоустановок. М., Машгиз, 1959. 427 с.
6-6. Штерн Е. П. По поводу статьи Н. С. Сещенко и
В. Ю. Френкеля «Масляно-водяная система охлаждения трансфор¬
маторов».— «Электрические станции», 1967, №6, с. 57, 58.
6-7. Associated Electrical Industries Limited. Water — cooled oil
coolers. Publication 11136-1 AEJ, p. 3.
6-8. Масляно-водяные охладители для трансформаторов. 01-
Wasser-Kühler für Transformatoren. DIN 4'2556 (ФРГ).
6-9. Андреев В. А. Теплообменные аппараты для вязких жидко¬
стей. Л., «Энергия», 1971. 152 с.
6-10. Идельчик И. Е. Справочник по гидравлическим сопротив¬
лениям. М., Госэнергоиздат, 1960. 463 с.
6-11. Киселев П. Г. Справочник по гидравлическим расчетам. М.,
Госэнергоиздат, 1961. 352 с.
6-12. Кузнецов Е. Ф., Меш Р. И., Шахнович И. Е. Маслоохлади¬
тели из труб с низкими спиральными ребрами. — «Энергомашино¬
строение», 1965, № 11, с. 7—9.
6-13. Теплообменная аппаратура энергетических установок. М.,
Машгиз, 1963. 220 с. Авт.: М. М. Андреев, С. С. Берман, В. Т. Буг-
лаев, X. Н. Костров.
6-14. Бабицкий И. Ф., Вихмаи Г. Л., Вольфсон С. И. Расчет и
конструирование аппаратуры нефтеперерабатывающих заводов. М.,
«Недра», 1965. 904 с.
6-15. Киселев В. П. Насосы, компрессоры и вентиляторы. М.,
Металлургиздат, 1961. 460 с.
6-16. Кучерявый О. А. Масловодяное охлаждение блочных
трансформаторов. — «Электрические станции», 1967, № 3, с. 89, 90.
6-17. Правила 28—64 «Измерения расхода жидкостей, газов и
паров стандартными диафрагмами и соплами». М., Изд. Комитета
стандартов, мер и измерительных приборов при Совете Министров
СССР. 1968. 152 с.
6-18. Альбом графиков к правилам 28—64 «Измерения расхода
жидкостей, газов и паров стандартными диафрагмами и соплами».
М., Изд. Государственного комитета стандартов, мер и измеритель¬
ных приборов СССР. 1964. 153 с.
212
6-19. Гуревич Д. Ф. Расчет и конструирование трубопроводной
арматуры. М. — Л., «Машиностроение», 1969. 888 с.
7-1. Юдин Е. Д. Осевые вентиляторы серии МЦ. М. — Л. Строй-
нздат, 1949, 73 с.
7-2. Сагалов М. И., Тарле Г. Е. Повышение мощности трансфор¬
маторов с естественной циркуляцией масла и дутьевым охлажде¬
нием. М., «Энергия», 1965. 64 с.
7-3. Филатов А. А. Определение рентабельности замены незагру¬
женных электродвигателей. — «Эперге гик», 1964, №6, с. 22—25.
7-4. Сещенко Н. С. Эксплуатация вентиляторов систем охлажде¬
ния Д и ДЦ силовых трансформаторов. М., Информэнерго, 1972.36 с.
7-5. Брусиловский И. В., Сурнов Н. В. Осевой вентилятор ЦАГИ
типа К-23. — «Промышленная аэродинамика», 1966, № 28.
7-6. Бушель А. Р. Осевые вентиляторы общепромышленного на¬
значения ЦАГИ УК-2М. — «Промышленная аэродинамика», 1966,
№ 28.
7-7. Брусиловский И. В., Будим В. Г., Пичков Ю. А. Осевые
вентиляторы со статическим к. п. д. установки, большим 0,8. — «Про¬
мышленная аэродинамика», 1966, № 28.
7-8. Гембаржевский М. Я. Работы ЦАГИ в области веитилято-
ростроения. — «Водоснабжение и санитарная техника», 1970, №4.
7-9. Решетников В. Е. Осевой железнодорожный агрегат. —
В кн.: Вентиляторы общепромышленного и специального назначе¬
ния. Московский ДНТП, 1965, с. 170—1178.
7-40. Бушель А. Р. Осевые вентиляторы общепромышленного
назначения ЦАГИ ЦЗ-04. — «Промышленная аэродинамика», 1963,
№ 25, с. 33—46.
7-11. Koenig К. D. Т. Dresden. Zu einigen Fragen der Transfor-
matorengerâusche. Sonderdruck aus der Zeitschrift. — «Elektric», 1967,
H. 2, S. 56—60.
7-12. Сещенко H. С. Эксплуатация вентиляторов в системах
охлаждения трансформаторов. — «Электрические станции», 1967,
№ 7, с. 52—54.
7-43. Reiplinger Е. Gerâuscharme Ausführung eines Grenzlei-
stungstransformators.— «Siemens — Zeitschrift», H. 11, S. 40.
7-14. Юдин E. Я. Исследование шума вентиляторных установок
н методы борьбы с ним. — «Труды ЦАГИ», 1958, вып. 713.
7-15. Николаев Г. А. Сварные конструкции. М., ГНТИ Машино¬
строительной литературы, 1962. с. 552.
7-16. Киселев П. Л. Вибрация электрических двигателей и ме¬
тоды ее устранения. М., Госэнергоиздат, 1961, с. 32.
7-17. Бак О. Проектирование и расчет вентиляторов. М., Угле-
техиздат, 1958, с. 363.
ОГЛАВЛЕНИЙ
Предисловие ......... 3
ходимость их отвода. Нагрев и теплопередача в трансфор¬
маторе 5
1-1. Общие сведения 5
1-2. Нормы нагрева 7
1-3. Источники теплоты и потери трансформатора . . 8
1-4. Процесс теплопередачи в трансформаторе ... 9
1-5. Способы интенсификации отвода теплоты . . . . 15
1-6. Геометрическая и эффективная теплоотдающие по¬
верхности 16
Глава вторая. Естественное масляное охлаждение .. 18
2-1. Общие сведения 18
2-2. Гладкие баки 19
2-3. Трубчатые баки 20
2-4. Тепловой расчет гладкого и трубчатого баков . . 25
2-5. Примеры тепловых расчетов баков 30
2-6. Радиаторные баки 35
2-7. Тепловой расчет радиаторного бака 46
2-8. Тепловой расчет бака с секциями из прямых труб и
с прямотрубными радиаторами 49
2-9. Трубчатые баки и радиаторы зарубежного производ¬
ства 53
Глава третья. Масляное охлаждение с дутьем и есте¬
ственной циркуляцией масла 63
3-1. Общие сведения 63
3-2. Автоматическое управление 67
3-3. Тепловой расчет радиаторного бака 71
3-4. Тепловой расчет радиаторного бака с прямотрубными
радиаторами 73
3-5. Радиаторы зарубежного производства 75
Глава четвертая. Дальнейшее развитие систем охлажде¬
ния с естественной циркуляцией масла и сравнение раз¬
личных конструкций радиаторов 82
4-1. Основные направления по интенсификации охлажде¬
ния трансформаторов 82
4-2. Сравнение различных конструкций радиаторов . . 83
214
Глава пятая. Масляное охлаждение с дутьем и принуди¬
тельной циркуляцией масла 89
5-1. Общие сведения 89
5-2. Схема охлаждения 89
5-3. Конструкция узлов и аппаратов 93
5-4. Тепловой расчет 104
5-5. Рекомендации по эксплуатации 107
5-6. Охлаждающие устройства зарубежного производства 107
5-7. Основные направления развития ПО
Глава шестая. Масляно-водяное охлаждение с принуди¬
тельной циркуляцией масла 112
6-1. Общие сведения 112
6-2. Конструкция узлов и аппаратов 118
6-3. Тепловой расчет 143
6-4 Гидродинамический расчет 145
6-5. Пример теплового и гидродинамического расчетов 151
6-6. Рекомендации по эксплуатации 160
6-7. Основные направления развития 161
Глава седьмая. Вентиляторы масляно-воздушных систем
охлаждения 164
7-1. Общие сведения 164
7-2. Вентиляторы системы охлаждения Д 165
7-3. Вентиляторы системы охлаждения ДЦ . . . . 168
7-4. Вентиляторы зарубежных фирм 171
7-5. Причины повреждения вентиляторов в эксплуатации
и пути их устранения 172
7-6. Рекомендации по эксплуатации 183
7-7. Шум вентиляторов 186
7-8. Требования к надежности и качеству изготовления
вентиляторов 188
7-9. Основные направления развития 190
Глава восьмая. Насосы для принудительной циркуляции
масла 193
8-1. Общие сведения 193
8-2. Устройство и работа насосов 196
8-3. Техническое обслуживание 203
8-4. Насосы зарубежного производства 204
8-5. Характерные неисправности насосов 205
8-6. Основные направления развития 207
Глава девятая. Сравнение различных систем охлажде¬
ния трансформаторов 208
АЛЕКСЕИ МИХАИЛОВИЧ ГОДУНОВ
НИКОЛАИ СЕРГЕЕВИЧ СЕЩЕНКО
ОХЛАЖДАЮЩИЕ УСТРОЙСТВА
МАСЛЯНЫХ ТРАНСФОРМАТОРОВ
Редактор А. Г. Крайз
Редактор издательства М. И. Николаева
Технический редактор Г. Г. Самсонова
Корректор М. Г. Гулина
Сдано в набор 20/V 1976 г.
Подписано к печати 17/ѴШ 1976 г. Т-15729
Формат 84хЮ81/з2 Бумага машиномелованная
Усл. печ. л. 11,34 Уч.-изд. л. 11,56
Тираж 12 000 экз. Зак. 675 Цена 61 коп.
Издательство «Энергия»,
Москва, М-11'4, Шлюзовая наб., 10
Московская типография № 10
Союзполиграфпрома при Государственном
комитете Совета Министров СССР по делам
издательств, полиграфии и книжной торговли.
Москва, М-114, Шлюзовая наб., 10.
Цена 61 коп.