Автор: Фишер А.Л. Урманов Р.Н. Пестряева Л.М.
Теги: электротехника электрические машины и аппараты электронно-и аппаратостроение электроника трансформаторы энергоатомиздат
ISBN: 5-283-00533-Х
Год: 1989
Текст
ГРАНСФОРМАТО "Ы
и
Р.П. ФИШЛЕР Р.ЯУРМШВ
Л.М.ПЕСТРЯЕВЙ
ТРДНСФОРМДТІРНПІ
ОЮШИК
ляя
ВРЕОЕРАЗйнДГНЬНЫХ
УСТАНОВОК
ТРАНСФОРМАТОРЫ
Выпуск 41
Серин основана в 1959 году
Я.Л.ФИШЛЕР Р.П.УРМАНОВ
Л.М. ПЕСТРЯЕВА
ТРАНСФОРМАТОРНОЕ
ОБОРУДОВАНИЕ
лян
ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЬНЫХ
УСТАНОВОК
Is
МОСКВА
ЭНЕРГОАТОМИЗДАТ
1989
ББК 31.261.8
Ф68
УДК 621.314.2
Редакционная коллегия:
Б. Б. Гельперин, Л. П. Кубарев, С. Д. Лизунов,
Т. И. Морозова, И. Ю. Мелешко, Л. Н. Шифрин
Рецензент Г. А. Маликова
Фишлер Я. Л. и др.
Ф68 Трансформаторное оборудование для преобра¬
зовательных установок/Я. Л. Фишлер, P. Н. Урма¬
нов, Л. М. Пестряева.— М.: Энергоатомиздат,
1989.— 320 с.: ил.— (Трансформаторы; Вып. 41)
ISBN 5-283-00533-Х
Изложены особенности теории, расчета, конструирования,
испытания и эксплуатации преобразовательных трансформаторов
для различных схем преобразования, основное внимание уделено
анализу режимов и электромагнитных процессов. Приведены
сведения и рекомендации по методам регулирования напряжения
преобразовательных трансформаторов разного назначения.
Для инженерно-технических и научных работников, зани¬
мающихся трансформаторным оборудованием для преобразова¬
тельных установок.
2202070300-094
Ф
051 (01)-89
146-89
ББК 31.261.8
ISBN 5-283-00533-Х
© Энергоатомиздат, 1989
ПРЕДИСЛОВИЕ
Ускорение развития народного хозяйства, в том числе
электротехнической промышленности, широкое внедрение дос¬
тижений научно-технического прогресса в производство спо¬
собствуют более быстрому переходу экономики на интенсивный
путь развития, при этом большое значение приобретает
экономия энергоресурсов и материалов.
Одним из путей решения указанных задач является широкое
использование преобразовательной техники с созданным для
нее высокоэкономичным, современным трансформаторным обо¬
рудованием, так как более трети всей электрической энергии
потребляется в виде постоянного тока. В связи с этим
возрастает потребность в преобразовательных трансформато¬
рах и другом оборудовании различного конструктивного
исполнения и разнообразного назначения: для черной и цветной
металлургии, химической промышленности, электрифицирован¬
ного железнодорожного и городского транспорта, электрохи¬
мии, электротехнологии, электромашиностроения и многих
других отраслей. Рост единичной мощности, токов преобразо¬
вательных трансформаторов и реакторов предъявляет новые
требования к их технико-экономическим показателям, мате¬
риалам, конструкциям. Существенное значение для улучшения
технологических схем, в которых применяются преобразова¬
тели, и повышения качества конечной производимой продукции
имеют качество выпрямленного напряжения и способ его
регулирования по заранее заданному режиму. Увеличение
выпрямленного тока до 100 кА и больше значительно усложня¬
ет конструкцию сетевой и вентильных обмоток, требует
разработки специальных схем и конструкций обмоток, состоя¬
щих из нескольких частей и включаемых по различным схемам.
Число параллельных ветвей в обмотках мощных преобразова¬
тельных трансформаторов может достигать тысячи и более.
В этих условиях сушественно усложняются задачи обеспечения
равномерного токораспределения и требуемых значений индук¬
тивных сопротивлений короткого замыкания: сквозного, час¬
тичного и коммутации. Наличие большого числа параллельных
ветвей и нескольких частей обмоток, соединяемых последова¬
тельно или параллельно, усложняет электромагнитные расчеты,
в частности определение параметров основной и высших
3
гармоник электромагнитного поля, токов, напряжения, индук¬
тивных сопротивлений, основных и добавочных потерь в
обмотках преобразовательного трансформатора, а также его
мощности и КПД.
Отечественным трансформаторостроением накоплен боль¬
шой опыт по разработке, исследованию и производству
трансформаторного оборудования для преобразователей.
В книге сделаны попытки обобщения теории и решения задачи
расчета, конструирования, испытания и эксплуатации совре¬
менных преобразовательных трансформаторов, в основном с
масляным охлаждением. В книгу включены некоторые резуль¬
таты многолетней работы авторов в области трансформато-
ростроения для преобразовательной техники, приводятся обоб¬
щенные характеристики трансформаторов преобразовательных
установок, номограммы и таблицы с различными расчетными
коэффициентами и параметрами, облегчающие работу инже¬
нера-конструктора й используемые на заводе «Уралэлектро-
тяжмаш» им. В. И. Ленина.
К сожалению, ограниченный объем книги не позволил
осветить вопросы расчета и конструирования сухих преобразо¬
вательных трансформаторов, управляемых и неуправляемых
реакторов различного назначения, несимметричной и парал¬
лельной работы преобразователей, измерения электромагнит¬
ных величин и некоторые другие частные вопросы.
Авторы выражают признательность М. А. Рогацкину,
А. В. Виноградову, Е. С. Пчелкиной, Р. А. Шириной за помощь
в подготовке некоторых материалов для рукописи, Г. А. Ма¬
ликовой за рецензирование, способствующее улучшению книги,
Л. В. Лейтесу за просмотр рукописи и ряд ценных советов,
принятых авторами во внимание, а также H. Н. Хубларову за
высококвалифицированное научное редактирование.
Замечания и пожелания по книге просьба направлять по
адресу: 113114. Москва. М-114, Шлюзовая наб., 10, Энерго-
атомиздат.
Авторы
ВВЕДЕНИЕ
Преобразовательная техника используется для выпрямления.
переменного тока в постоянный, инвертирования постоянного
тока в переменный, преобразования частоты, числа фаз, а также
напряжения постоянного тока одного значения в напряжение
другого значения. Особенно широкое применение получило
выпрямление переменного тока в связи с тем, что значительная
часть вырабатываемой электроэнергии потребляется в установ¬
ках постоянного тока. На заводах черной металлургии, имею¬
щих мощное прокатное производство, потребление электро¬
энергии на постоянном токе достигает 30—10% общего ее
потребления, главным образом для питания мощных электро¬
приводов. В цветной металлургии доля постоянного тока в
энергопотреблении еще выше. Так, на алюминиевых заводах,
где для производства 1 т алюминия расходуется 15 000—
17000 кВт-ч, она достигает 90%. Установки на постоянном
токе используются и для производства других цветных метал¬
лов: цинка, меди, никеля, магния.
' Энергоемким потребителем постоянного тока являются
установки электролиза водных растворов в химической про¬
мышленности для получения, например, хлора, широко при¬
меняемого в производстве минеральных удобрений для сельско¬
го хозяйства, а также водорода, натрия и других веществ.
Значительная часть электроэнергии на постоянном токе
расходуется в электрифицированном железнодорожном (на
магистральных и пригородных дорогах), промышленном (руд¬
ничном и внутрицеховом) и городском транспорте (для
метрополитена, трамвая, троллейбуса).
За последние годы существенно расширилось применение
электротермического оборудования на постоянном токе.
Электропечи вакуумные дуговые для выплавки титановых
слитков, печи графитации в электродной промышленности,
плазмотронные и электропечи дуговые для выплавки специаль¬
ных сталей обеспечивают получение продукции высокого
качества, улучшают условия труда, отличаются повышенным
уровнем управляемости и автоматизации, симметрируют на¬
грузку и снижают удельные расходы электроэнергии.
Электротехнологией с применением преобразовательной
техники (в установках азотирования, установках типа «Булат»)
5
Таблица В.1. Трансформаторы для преобразовательных установок
7
обеспечиваются новые технологические процессы упрочнения
инструмента и повышение износостойкости узлов механизмов.
Применяются также установки электрохимической размерной
обработки металлов, непрерывного производства фольги, галь¬
ванотехники и др.
Преобразователи применяются в системах возбуждения
синхронных электрических машин, в том числе мощных турбо-
и гидрогенераторов, синхронных компенсаторов, так как обес¬
печивают высокий уровень автоматизации и быстродействие
управления мощными энергетическими агрегатами.
На базе новейших достижений преобразовательной техники
наряду с электроприводом на постоянном токе развивается
электропривод на переменном токе (с синхронными и асин¬
хронными двигателями и преобразователями частоты).
Преобразователи продолжают использоваться и в тради¬
ционных областях: для зарядки аккумуляторных батарей, в
гальванических установках обезжиривания, травления, оксиди¬
рования и нанесения антикоррозийных и декоративных покры¬
тий, для электростатической очистки газов, электросварки
и т. д.
В преобразовательные установки различного назначения
входят трансформаторы, основные технические данные которых
приведены в табл. В.1. В скобках указаны редкие исполнения
трансформаторов. В таблице не приведены данные по транс¬
форматорам для специальных преобразовательных агрегатов
для питания радиоэлектронной аппаратуры, аппаратуры связи,
сварочного оборудования, а также агрегатов, работающих на
шахтных подземных подстанциях, на подвижных средствах
наземного, водного и воздушного транспорта. Из таблицы
видно, что преобразовательные трансформаторы применяются
во многих отраслях народного хозяйства, при этом типовые
мощности масляных трансформаторов достигли 160 МВ-А,
сухих трансформаторов 6300 кВ-А, выпрямленные токи 100 кА
в единичном преобразователе, сетевые напряжения ПО -220 кВ.
Широкий диапазон выпрямленных напряжений составляет
12- 20000 В.
Глава первая
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ. РЕЖИМЫ РАБОТЫ
1.1. СТАТИЧЕСКИЕ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛИ.
ФУНКЦИИ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЬНЫХ ТРАНСФОРМАТОРОВ
Известно, что большому числу потребителей необходим
постоянный ток. Для преобразования одного рода тока в
другой в настоящее время почти исключительно применяются
статические полупроводниковые преобразователи электрической
энергии, которые успешно вытеснили ионные и электромашин-
ные преобразователи. Широкое распространение в преобразо¬
вательной технике полупроводниковых преобразователей обус¬
ловлено их высокими электрическими характеристиками, малой
массой и небольшими размерами, простотой конструкции и
эксплуатации. Ниже излагаются сведения об особенностях
преобразователей, широко применяемых во многих отраслях
народного хозяйства.
Статический преобразователь (рис. 1.1) в общем случае
состоит из специального силового трансформатора /, полу¬
проводниковых вентилей 2, уравнительных и сглаживающих
реакторов 5, нагрузки 4, устройства управления вентилями или
трансформатором 5, вспомогательных устройств 6 для вклю¬
чения, отключения, охлаждения и защиты. Трансформатор 1
служит для изменения значения напряжения сети и его
согласования с входным напряжением преобразователя.
С помощью трансформатора сеть постоянного тока изолируют
от сети переменного тока, увеличивают число фаз вентильных
Рис. 1.1. Сірукіурная схема преоб¬
разователя
9
обмоток для уменьшения пульсаций выпрямленного напряже¬
ния и тока, улучшают форму сетевого тока [1.1, 1.2].
По конструкции магнитопровода преобразовательные транс¬
форматоры могут иметь магниторазделенную, магнитосвязан¬
ную и смешанную магнитные системы. Магниторазделенная
система представляет собой совокупность магнитопроводов
трех однофазных трансформаторов, расположенных в отдель¬
ных баках (кожухах) или в общем баке. Магнитосвязанная
система (трехфазного трансформатора) представляет собой
трехстержневой магнитопровод. Смешанная магнитная система
образуется из двух и более трехфазных магнитопроводов. На
магнитопроводе преобразовательного трансформатора
размещаются электрически не связанные сетевые обмотки (СО)
и вентильные (ВО). СО—обмотка, присоединяемая к сети
переменного тока, ВО — обмотка, присоединяемая к вентиль¬
ным преобразователям. В трехфазных трансформаторах при¬
меняют две основные схемы соединения сетевых обмоток:
звезда и треугольник. Схемы вентильных обмоток делят на
простые и сложные. Различают следующие простые схемы
вентильных обмоток: разомкнутые—простая звезда, двойная
звезда, простой зигзаг, двойной зигзаг и дважды двойной зигзаг
(схемы зигзаг могут быть выполнены равносторонними и
разносторонними, согласными и встречными); замкнутные—
треугольник, шестиугольник [1.4—1.6].
В преобразователях со сложными схемами выпрямления ВО
одного или нескольких трансформаторов расщепляют на
отдельные части. Каждая часть ВО с включенными вентилями
образует простой преобразователь. Соединенные между собой
последовательно или параллельно они и составляют сложный
преобразователь. Сложные схемы преобразования применяют в
тех случаях, когда необходимо уменьшить пульсацию выпрям¬
ленного напряжения и тока и улучшить использование полу¬
проводниковых вентилей. При конструировании и расчете
преобразователя следует иметь в виду, что трансформатор
оказывает существенное влияние на размеры и массу, стои¬
мость, коэффициент мощности и коэффициент полезного
действия.
Полупроводниковые вентили непосредственно осуществляют
преобразование переменного тока в постоянный или постоян¬
ного в переменный. Различают лучевые и мостовые схемы
включения вентилей. В лучевых схемах каждая фаза ВО
трансформатора проводит ток в течение одного положитель¬
ного полупериода. Такие схемы называют однотактными.
В мостовых схемах каждая фаза ВО проводит ток в оба
полупериода, поэтому мостовые схемы называют еще и
двухтактными. В целях увеличения мощности и допустимого
тока применяют параллельное соединение вентилей. Для уве-
10
личения допустимого напряжения вентили включают последо¬
вательно. Применяют также одновременно последовательное и
параллельное соединение вентилей. Такую группу вентилей,
работающих как один вентиль, называют вентильным плечом.
Цепь из последовательно включенных вентилей в одном плече
образует вентильную ветвь.
Уравнительные реакторы служат для равномерного деления
тока между параллельно работающими простыми выпрями¬
телями. Сглаживающие реакторы предназначаются для умень¬
шения пульсаций выпрямленного тока в цепи нагрузки. Если
преобразователь выполнен с регулированием напряжения под
нагрузкой, в схему входит система автоматического управления
трансформатором или преобразователем.
Физические свойства и технические характеристики преобра¬
зователей зависят от схемы соединения вентилей между собой и
с трансформатором, типа вентилей, схемы соединения обмоток
и конструкции магнитопровода трансформатора. Наиболее
важным из указанных признаков является первый, по которому
обычно производится классификация преобразователей. В боль¬
шинстве случаев преобразователи средней и большой мощности
питаются от сети трехфазного тока промышленной частоты,
что позволяет получить трех-, шести-, двенадцати- или двадца¬
тичетырехфазное преобразование. Освоение промышленностью
и совершенствование полупроводниковых вентилей позволили
создать ряд совершенных статических преобразовательных
агрегатов.
1.2. СХЕМЫ И ФАЗНОСТЬ ПРЕОБРАЗОВАНИЯ
В преобразовательных установках выпрямленное напряжение
имеет пульсирующий характер и содержит постоянную состав¬
ляющую Ud и переменную ud~. Соотношение между постоянной
и переменной составляющими в различных установках различно
и зависит от фазности выпрямления. Фазностью или пульс-
ностью преобразования называют число пульсаций т выпрям¬
ленного напряжения за период переменного напряжения сети.
Понятие фазности дает представление о качестве преобразова¬
ния. Чем выше фазность, тем выше качество преобразования,
оценить которое можно с помощью коэффициента преобразо¬
вания с или коэффициента пульсации q. Коэффициент преобра¬
зования характеризует отношение постоянной составляющей
(среднего значения) выпрямленного напряжения холостого хода
Udo к его амплитуде Um; с ростом фазности коэффициент
выпрямления приближается к единице. Коэффициент пульсации
равен отношению амплитуды ѵ-й гармоники переменной сос¬
тавляющей к Udo. С ростом фазности коэффициент пульсации
стремится к нулю.
11
Рис. 1.2. Кривые выпрямленного
напряжения с различными значе¬
ниями фазности:
a jh = 2\ ô /н = 6
На рис. 1.2 представлены кри¬
вые выпрямленного напряжения
с фазностью преобразования,
равной 2 и 6.
В двухфазном неуправляемом
преобразователе в режиме холос¬
того хода постоянная составляю¬
щая напряжения равна:
Л
I Г 2
Ціо = - \ Umsinwtdw t = -Um. (1.1)
И I л
о
В шестифазном преобразова¬
теле при тех же условиях
2п/3
UM =- Ums\na)td(üt=-Um. (1.2)
И I л
л/3
Частота каждой гармоники переменной составляющей вы¬
прямленного напряжения связапа с частотой питающей сети /с
соотношением
Л = ѵ/С,
(1.3)
где V—1, 2, 3... — номера гармоник.
Для неуправляемого преобразователя отношение амплитуды
гармоники к среднему значению выпрямленного напряжения
XX находят из следующего соотношения:
т/ѵ=“=^г-з—
Ию
(1.4)
Коэффициент пульсации обычно определяют по амплитуде
первой (основной) гармонической, как наибольшей из всех
остальных и наиболее трудно поддающейся фильтрации:
I IW
(1-5)
Коэффициенты преобразования и пульсации в зависимости
от фазности приведены в табл. 1.1.
Фазность преобразования зависит от фазности питающей
преобразователь сети и схемы преобразования. Наиболее
распространенными схемами, используемыми в преобразова¬
телях средней и большой мощности, являются нулевые и
мостовые. Фазность пульсаций простого двухполупериодного
преобразователя, питающегося от однофазной сети переменного
тока, равна двум. Шестифазная пульсация достигается, напри¬
мер, включением простого трехфазного мостового выпрямителя
12
Таблица 1.1
Коэффициент
Фазность in
2
3
6
12
24
48
Преобразования с
0,637
0,825
0,955
0,989
0,995
0,999
Пульсации Çj
0,483
0,183
0,042
0,014
0,0035
0.00087
в трехфазную сеть. Для увеличения фазности выпрямленного
напряжения свыше шести используют сложные схемы выпрям¬
ления с несколькими или одним трансформатором, вентильные
обмотки которого расщепляют на отдельные части. Каждая
часть ВО такого трансформатора питает простой преобразо¬
ватель. Соединяя последовательно или параллельно простые
преобразователи, получают сложные многофазные схемы вы¬
прямления [1-22].
Таким образом, схема и фазность преобразования являются
одними из важнейших признаков преобразователя, опреде¬
ляющих число фаз, число частей вентильной обмотки, схемы и
группы соединения обмоток преобразовательного трансформа¬
тора. Выбор схемы преобразователя должен производиться с
учетом особенностей электромагнитных процессов в трансфор¬
маторах, их технико-экономических показателей и. в первую
очередь, мощности обмоток и типовой мощности трансформа¬
тора.
Рассмотрим некоторые особенности схем преобразования.
Нулевые схемы
В нулевых схемах к аноду каждого вентиля подводится один
из фазных выводов вентильной обмотки, катоды всех вентилей
соединяются вместе и образуют плюсовую точку (шину)
выпрямителя. Минусовой шиной является нулевая точка ВО
трансформатора.
Однофазная двухполупериодная схема с выводом нулевой
точки (рис. 1.3, а). Простейший двухполупериодный преобра¬
зователь состоит из однофазного двухобмоточного трансфор¬
матора с нулевой точкой и двух вентилей. Нагрузка включается
между нулевой точкой 0, разделяющей ВО трансформатора на
две части, и катодами вентилей. В такой схеме вторичное
фазовое напряжение XX трансформатора принимают равным
напряжению одной части ВО. Согласно принятым на рис. 1.3,6
положительным направлениям напряжений частей ВО, совпа¬
дающим с проводящим направлением в вентилях, напряжения
этих частей ВО в любой момент времени оказываются в
противофазе. В один из полупериодов, когда мгновенное
значение напряжения части обмотки иа1 действует в положи-
13
A X
о Q
Рис. 1.3. Однофазное двухполупериодное преобразование с выводом нулевой
точки:
а—схема; б—напряжение частей вентильной обмотки; в—выпрямленное напряжение
холостого хода
тельном направлении, ток пропускает вентиль Ѵ\, так как его
анод оказывается положительным по отношению к катоду.
Вентиль Ѵ2 эту часть периода ток не пропускает, так как его
анод, соединенный с выводом а2, по отношению к нулевой
точке и к катоду этого вентиля отрицателен. В следующий
полупериод, когда напряжения в первичной и вторичной
обмотках трансформатора изменяют направление, ток начинает
проходить через вентиль Ѵ2, и вентиль Ѵ\ запирается. Режимы
работы нерегулируемого преобразователя (а = 0) без учета
коммутации тока иллюстрирует диаграмма напряжения, изоб¬
раженная на рис. 1.3, в, из которой видно, что в схеме имеет
место двухфазное выпрямление (ш = 2). Схема на рис. 1.3, а
применяется, как правило, при сравнительно небольших мощ¬
ностях преобразователя (до 100 кВт) или в специальных случаях
при мощности до 3000 кВт. Ее особенностью является то, что
токи в частях ВО имеют одинаковое направление, содержат
постоянную и переменную составляющие. Для компенсации
МДС в трансформаторе со стержневой конструкцией магнито¬
провода обмотки располагают так, как показано на рис. 1.4.
Трехфазная нулевая схема (рис. 1.5,а). Преобразователь,
выполненный по этой схеме, состоит из трехфазного двухобмо¬
точного трансформатора и трех вентилей. Из представленных
на рис. 1.5,6 и в диаграмм, характеризующих работу схем,
следует, что вторичное напряжение одной фазы в течение трети
14
Рис. 1.4. Расположение обмоток на стерж¬
нях магнитопровода трансформатора для
дву хполупери одной схемы с выводом
нулевой точки
Рис. 1.5. Трехфазное преобразование с
выводом нулевой точки:
а—схема; б—напряжение вентильной обмот¬
ки; в — выпрямленное напряжение холостого
хода
периода выше напряжения двух других фаз. В эту треть периода
ток проходит только через тот вентиль, который связан с фазой
наивысшего напряжения. Ток в каждом из трех вентилей и
соответственно в каждой фазе ВО трансформатора протекает в
течение одной трети периода. Ток с одного вентиля переходит
на другой в момент пересечения положительных полуволн
напряжения в точках р, q, г (рис. 1.5,6). Поскольку выпрямлен-
15
Рис. 1.6. Трехфазное преобразование по схеме зигзаі с выводом нулевой точки:
а- схема: о векюрпые диаграммы первичных и вторичных напряжений
ные напряжения и токи имеют три пульсации за период, то
фазность выпрямления равна трем (т = 3). Особенностью схемы
является наличие в магнитопроводе трансформатора потока
вынужденного намагничивания из-за нескомпенсироваиных маг¬
нитодвижущих сил СО и ВО фазы. Для обеспечения магнитного
равновесия ВО соединяют в зигзаг (рис. 1.6); эту схему
применяют в преобразователях мощностью до 250 кВт. Трех¬
фазную нулевую схему с ВО, соединенной в звезду с нулевой
точкой, применяют крайне редко и как исключение.
Шестифазные нулевые схемы (рис. 1.7 и 1.8). Преобразова¬
тель состоит из трехфазного трансформатора, ВО которого
разделена на две части, и шести вентилей. Каждую часть ВО
соединяют в звезду и получают прямую и обратную звезды, так
как части ВО на стержне намотаны в противоположных
направлениях. Такое соединение ВО обеспечивает шестифазное
преобразование (/„ = 6). При соединении обмоток трансформа¬
тора по схеме на рис. 1.7.« в стержнях магнитопровода
появляется магнитный поток вынужденного намагничивания,
который в отличие от трехфазной нулевой схемы меняет свое
направление в стержнях через 1/6 периода, т. е. изменяется во
времени с тройной частотой сети. Этот поток индуцирует в
обмотках трансформатора значительные ЭДС, увеличивает
индуктивное падение напряжения и ухудшает работу преобра¬
зователя. Поэтому схема шестифазная звезда в преобразовате¬
лях средней и большой мощности не применяется. При
соединении СО трансформатора в треугольник большая часть
потока вынужденного намагничивания компенсируется пото¬
ком, создаваемым током в замкнутом треугольнике СО. Но так
16
В)
Рис. 1.7. Шестифазное преобразование с выводом нулевой точки:
я схема звезда — шестифазная^ звезда и векторная диаграмма вторичных напряжений;
ü схема звезда — шестифазный зигзаг и векторная диаграмма вторичных напряжений;
в—выпрямленное напряжение XX
как в ВО ток протекает только в течение 1/6 периода, эти
обмотки используются плохо, типовая мощность трансформа¬
тора и падение напряжения в обмотке при нагрузке возрастают.
Вследствие этого схема треугольник — шестифазная звезда
имеет ограниченное распространение.
Преобразовательный трансформатор используется значи¬
тельно лучше, если его ВО соединить в шестифазный зигзаг, как
это показано на рис. 1.7,6. Схема обеспечивает магнитное
равновесие по стержням магнитопровода трансформатора, так
2-898 17
Рис. 1.8. Шестифазное преобразование по схеме звезда—две обратные звезды с
уравнительным реактором:
а—схема; б—выпрямленное напряжение
как при работе любого вентиля ток проходит через три части
вентильной обмотки, расположенные на разных стержнях.
Поэтому СО и ВО, размещенные на одном и том же стержне,
нагружаются симметрично. Основными недостатками схемы
звезда—шестифазный зигзаг являются относительно большая
типовая мощность трансформатора и плохое использование
вентилей, так как длительность анодных токов по-прежнему
составляет 1/6 периода. Перечисленных недостатков не имеет
схема звезда (треугольник)—две обратные звезды с уравни¬
тельным реактором, изображенная на рис. 1.8. Схема имеет две
трехфазные вентильные группы. Вентили Ѵ\, Ѵ3, первой
группы присоединены к фазам прямой звезды, а вентили Ѵ2, И4,
Ѵ6—к соответствующим фазам обратной звезды. Нулевые
точки звезд Ох и О2 связаны между собой через однофазный
уравнительный реактор с ферромагнитным магнитопроводом.
Благодаря уравнительному реактору выравниваются мгновен¬
ные значения анодных напряжений следующих друг за другом
фаз нечетной и четной групп вентилей. Этим обеспечивается
параллельная работа трехфазных групп, в результате чего в
18
Рис. 1.9. Однофазное преобразование
а- схема; б—выпрямленное напряжение
по мостовой схеме:
любой момент времени ток проходит одновременно через две
вентильные обмотки. Выпрямленное напряжение имеет за один
период шестифазную пульсацию (т = 6). Вследствие хорошего
использования вентилей и отсутствия в трансформаторе потока
вынужденного намагничивания схему две обратные звезды с
уравнительным реактором применяют в преобразователях с
относительно низким выпрямленным напряжением и большим
током.
Мостовые схемы
В преобразователе по мостовой схеме ввод каждой фазы ВО
трансформатора подсоединяется к узлу последовательного
соединения анодной. и катодной групп вентилей, нагрузка
включается между двумя узлами, один из которых является
соединением анодов, другой—катодов. Выпрямленное напря¬
жение в трехфазной установке формируется из междуфазного
напряжения ВО трансформатора. В отличие от нулевых схем в
мостовых схемах преобразования потоки вынужденного намаг¬
ничивания отсутствуют, так как МДС обмоток СО и ВО всегда
скомпенсированы.
Однофазная мостовая схема (рис. 1.9). Однофазный пре¬
образователь по мостовой схеме состоит из однофазно¬
го трансформатора и четырех вентилей. В этой схеме по
обеим обмоткам трансформатора протекает переменный ток,
что исключает возможность появления однонаправленно¬
го потока. Для уменьшения потоков рассеяния в преобра¬
зователях с трансформаторами стержневого типа обе обмот¬
ки располагаются симметрично по обоим стержням магнит¬
ной системы либо используется трансформатор броневого
типа. Выпрямленное напряжение имеет двухфазную пульсацию
(ш = 2).
19
Рис. 1.10. Трехфазное преобразование по мостовой схеме:
а—схема; 6—напряжение ВО; в—выпрямленное напряжение XX "
Трехфазная мостовая схема (рис. 1.10). Преобразователь по
трехфазной мостовой схеме (схема Ларионова) состоит из
трехфазного трансформатора и шести плеч вентилей. В этой
схеме СО и ВО трансформатора соединяют в звезду или
треугольник. Магнитная система трансформатора уравнове¬
шена, так как магнитодвижущие силы обмоток скомпенсиро¬
ваны. Выпрямленное напряжение имеет шестикратную пуль¬
сацию, и фазность преобразования равна шести (т = 6). Пре¬
образователь имеет ряд преимуществ: мощности СО и ВО
равны, благодаря чему обеспечивается хорошее использование
трансформатора; при пробое вентиля обратного тока нет;
обратное напряжение мало, так как оно распределяется между
двумя последовательно включенными вентилями; в магнито¬
проводе трансформатора нет потоков вынужденного намагни¬
чивания. Преобразователь по мостовой схеме применяется
весьма широко.
Кольцевая схема
Преобразователь по кольцевой схеме (рис. 1.11) состоит из
трехфазного трехобмоточного трансформатора и шести групп
вентилей, замкнутых в кольцо. СО трансформатора соединяют
в звезду или треугольник, две части ВО — в две обратные
20
Рис. 1.11. Преобразование по кольцевой схеме:
а—схема; б-—напряжение вентильной обмотки и напряжение холостого хода; в—вектор¬
ная диаграмма
звезды. Ток протекает через вентиль в течение одной шестой час¬
ти периода (л/3). Схема обеспечивает шестифазное преобразова¬
ние (т = 6), она занимает промежуточное положение между нуле¬
вой и мостовой схемами преобразования. В ней отсутствует ре¬
актор, увеличивающий расход активных материалов в нулевой
схеме, а падение напряжения в вентилях меньше по сравнению
с падением напряжения в мостовой схеме, так как в контуре про¬
текания тока включены параллельно два вентиля. Недостатком
схемы является такая же повышенная типовая мощность транс¬
форматора, что и в схеме звезда—две обратные звезды с урав¬
нительным реактором. Схема применяется при сравнительно
небольших значениях выпрямленного напряжения, например в
сварочных установках или установках гальванотехники.
Схемы с повышенной фазностью преобразования
В преобразователях большой мощности в целях улучшения
технико-экономических показателей стремятся значительно
21
уменьшить пульсации выпрямленного напряжения и улучшить
форму кривой первичного (сетевого) тока. Для этого исполь¬
зуют сложные схемы преобразования, которые представляют
собой совокупность рассмотренных выше простых схем вып¬
рямления. Сложные преобразователи выполняют как с исполь¬
зованием одного преобразовательного трансформатора с рас¬
щепленными ВО, так и двух и больше трансформаторов.
Иногда подобные трансформаторы выполняют с одной актив¬
ной частью, содержащей магнитопровод сложной конструкции с
промежуточными ярмами и размещенными на его стержнях
независимыми системами обмоток. Для многофазных мостовых
схем наиболее широкое распространение получили трансфор¬
маторы с одной СО и расщепленными на четное число час¬
тей ВО. Если ВО расщеплена на две части, то одну из
них соединяют в звезду, другую — в треугольник и этим
обеспечивают сдвиг напряжений между частями ВО, распо¬
ложенными на одном стержне на 30' , т. е. двенадцатифазное
выпрямление (и? =12). Мостовые трехфазные преобразователи,
питаемые от двух частей ВО, могут быть включены как
последовательно, так и параллельно (рис. 1.12). Расщеплением
ВО на четыре части достигают сдвига напряжений частей ВО на
15\ т. е. двадцатичетырехфазного преобразования. Наиболее
распространенным вариантом исполнения трансформатора для
двадцатичетырехфазного преобразования является трансфор¬
матор со следующими схемами соединения частей ВО: звезда,
треугольник и два треугольника с продолженными сторонами
(рис. 1.13).
Рис. 1.12. Двенадцатифазное преобразование по мостовой схеме:
«—последовательное соединение мостов; б—параллельное соединение мостов
22
Рис. 1.13. Двадцатичетырехфазное преобразование по мостовой схеме
Для получения повышенной фазности преобразования при¬
меняют также параллельное включение трансформаторов,
имеющих разные схемы соединения сетевых обмоток. Парал¬
лельное подключение к сети двух трансформаторов, СО одного
из которых соединена в звезду, у другого—в треугольник,
обеспечивает сдвиг одноименных вторичных напряжений на 30°
и двенадцатифазный режим преобразования (рис. 1.14). Вклю¬
чение четырех трансформаторов с соединением СО в звезду,
треугольник и в треугольники с продолженными сторонами
(рис. 1.15, а) обеспечивает сдвиг в 15° и двадцатичетырехфазный
режим выпрямления. Такая же фазность создается включением
двух трансформаторов, каждый из которых обеспечивает
двенадцатифазную схему выпрямления (рис. 1.15, б). Дальней¬
шее повышение фазности достигается увеличением числа частей
ВО трансформатора с разными схемами их соединения или
параллельным подключением большого числа трансформаторов
к трехфазной сети. В последнем случае сдвиг напряжений
обеспечивается фазосдвигающими обмотками или предвклю¬
ченными фазоповоротными трансформаторами.
1.3. СХЕМЫ И ГРУППЫ СОЕДИНЕНИЯ ОБМОТОК ТРАНСФОРМАТОРА
Силовые преобразовательные трансформаторы (ПТ) выпол¬
няются с различными схемами соединения обмоток, количество
которых значительно больше, чем в силовых трансформаторах
общего назначения. Применение той или иной схемы соеди¬
нения обмоток преобразовательного трансформатора обуслов¬
ливается схемой и фазностью выпрямления, мощностью и
классом напряжения, а также специфическими требованиями к
23
с
в
А
Рис. 1.14. Двенадцатифазное преобразование по схеме с двумя ПТ:
а — схема две обратные звезды с уравнительным реактором; б мостовая схема
ограничению аварийных токов, регулированию напряжения и
коэффициенту мощности преобразователя.
Самые простые по исполнению схемы соединения обмоток
трансформатора получаются тогда, когда его ВО представляет
собой одну часть. Схемы и группы соединения обмоток
однофазных и трехфазных трансформаторов с такими ВО
приведены в табл. 1.2. Схемы 1 и 2 предназначены для
преобразователей по однофазной двухтактной схеме со средней
точкой и однофазной мостовой схеме соответственно. Для
трехфазной нулевой схемы, применяемой в преобразовате¬
лях мощностью до 250 кВт, используются трансформаторы
со схемами соединения 3—5, для трехфазной мостовой —
трансформаторы со схемами соединения обмоток 6—9. Соеди¬
нение ВО в звезду или треугольник зависит от ее мощности и
класса напряжения. Для преобразователей с относительно
большим выпрямленным током и малым выпрямленным
напряжением ВО чаще соединяется в треугольник, обеспечиваю-
24
Рис. 1.15. Двадцатичетырехфазное преобразование по мостовой схеме:
а -с четырьмя грансформаторами; б с двумя трансформаторами
щий лучшую технологичность обмотки. Сетевую обмотку
трехфазных трансформаторов соединяют, как правило, в звезду.
Допускается выполнение СО с соединением в треугольник для
трансформаторов с междуфазным напряжением 0,38 кВ, а
также 6 и 10 кВ при мощности СО 800 кВ - А и выше, 35 кВ при
4000 кВ-А и выше, НО кВ при 6300 кВ -А и выше, 220 кВ при
16000 кВ-А и выше. Иногда преобразовательные трансформа¬
торы изготавливаются с переключением обмоток с одной схемы
на другую. Так, например, в трансформаторах для электро¬
лизных производств для изменения напряжения в больших
пределах предусматривается переключение СО с треугольника
на звезду. При выпрямленных напряжениях 450 В и менее и
шестифазном режиме преобразования часто используют нуле¬
вую схему две обратные звезды с уравнительным реактором и
25
Таблица 1.2
26
Продолжение табл. 1.2
27
Продолжение табл. 1.2
28
кольцевую схему. Схемы и группы соединения трансформато¬
ров для этих преобразователей представлены в табл. 1.3.
В табл. 1.2 и 1.3 индекс «н» обозначает выведенную нулевую
точку, а индекс «нр» - выведенную нулевую точку трансфор¬
матора со встроенным уравнительным реактором. Для схем
10—13 табл. 1.2 и схем 5 и 6 табл. 1.3 группы соединения
обмоток трансформатора определяются при соединении об¬
мотки с разобщенным нулем в звезду. Эти схемы используются
в преобразовательных установках со специфическими требо¬
ваниями. Для преобразователей мощностью свыше 4000 кВ • А
часто применяют сложные схемы преобразования, обеспечи¬
вающие двенадцати- и двадцатичетырехфазный режимы вы¬
прямления. Эти схемы осуществляют с помощью нескольких
трансформаторов с разными простыми схемами соединения
обмоток либо с помощью одного трансформатора с ВО,
расщепленной на несколько частей, каждая из которых питает
одну преобразовательную секцию. В табл. 1.4 приведены схемы
соединения обмоток трансформаторов с расщепленной ВО для
двенадцати- и двадцатичетырехфазных преобразователей, в
которых каждая преобразовательная секция, питаемая от одной
части ВО, соединена по трехфазной мостовой схеме. Для этого
используются сочетания следующих схем соединения обмоток:
звезда, треугольник и треугольники с продолженными сторо¬
нами. Схемы 1 и 2 обеспечивают двенадцатифазный режим, а
схемы 3—6—двадцатичетырехфазный режим преобразования.
Трансформаторы для преобразователей с повышенной фаз-
ностью выпрямления являются более сложными и дорогими, и
поэтому выбор фазности преобразования и соответствен¬
но схемы соединения обмоток трансформатора определяется
комплексными технике-экономическими показателями.
1.4. КЛАССИФИКАЦИЯ НАПРЯЖЕНИЙ И СОПРОТИВЛЕНИЙ
КОРОТКОГО ЗАМЫКАНИЯ
В § 1.3 показано, что силовые ПТ отличаются от силовых
трансформаторов общего назначения в первую очередь более
сложными схемами соединения обмоток. Вентильные обмотки
часто выполняются расщепленными, и ПТ осуществляют
функции делителя мощности между преобразовательными бло¬
ками (секциями). Аварийные токи в преобразователях ограни¬
чены в определенных пределах за счет выбора схем расщепле¬
ния ВО и секционирования СО, а также регулировочной
обмотки (РО). От схемы и группы соединения обмоток, схемы
их расщепления и секционирования в сильной степени зависит
коэффициент мощности преобразователя, его внешняя характе¬
ристика, а также уровень взаимного влияния режимов в преоб¬
разовательных блоках, соединенных с разными частями ВО.
29
Таблица 1.3
30
Продолжение табл. 1.3
31
Таблица 1.4
Обозначение схемы и группы
соединения обмоток
У/ДУ-1-0
Д/ДУ-0-11
У/УДДавто Давто'0-1-0,5-11,5
Диаграмма векторов ЭДС обмотки
вентильной
Л М
е> аг сг
Л.
o>1 h Cl
by d9
a3 c4
сетевой
'4. ■<
. ”4.
Схема соединения обмотки
вентильной
Л- ~
Cl ьг с
) ) =
І?г ІУг (
ч’о-*-/пг>гх-}
■»*оД-/ѵ>*ѵ.
M
1 nq 9g
»- г*___ к
CjQ-iZYVX
Z1 &
1
w
сетевой
1/ Kl
I ï»
Но¬
мер
схе¬
мы
<м <*>
32
Продолжение табл. 1.4
3-898
33
В рабочих и аварийных режимах преобразователя мгно¬
венные значения токов в частях обмоток существенно различны.
Соответственно различны магнитные поля рассеяния и связан¬
ные с ними индуктивные сопротивления рассеяния трансфор¬
маторов. Это оказывает большое влияние на токораспределение
между параллельными ветвями и проводниками обмоток,
добавочные потери, в том числе от высших гармонических. Для
анализа характеристик преобразователей в каждом из рабочих и
аварийных режимов уже недостаточно понятия напряжения
короткого замыкания (и соответственно сопротивления ко¬
роткого замыкания), терминология которого определена ГОСТ
16110-82. Поэтому для напряжений короткого замыкания
преобразовательных трансформаторов введены дополнительные
понятия и термины:
сквозное напряжение короткого замыкания ик—напряжение
КЗ пары обмоток (сетевой и вентильной) при замкнутых
накоротко всех частях вентильной обмотки (рис. 1.16, а) ана¬
логично общему понятию напряжения КЗ в ГОСТ 16110-82;
напряжение частичного короткого замыкания ик,ч—между¬
фазное напряжение, которое должно быть приложено к выво¬
дам СО трансформатора, чтобы в ней установился номиналь¬
ный ток при замкнутой накоротко одной из гальванически не
связанных частей ВО и разомкнутых остальных частях ВО
(рис. 1.16, в);
напряжение короткого замыкания коммутации ик,к — между¬
фазное напряжение, которое должно быть приложено к выво¬
дам СО трансформатора, чтобы в ней установился номиналь¬
ный ток при замкнутых накоротко частях ВО с одинаковой
схемой и группой соединения, одновременно участвующих в
коммутации в номинальном режиме, и разомкнутых остальных
частях ВО (рис. 1.16, г);
напряжение короткого замыкания расщепления —напря¬
жение, которое нужно подвести к одной из гальванически не
связанных частей ВО, чтобы в ней установился ток, соот¬
ветствующий номинальной мощности СО, при замкнутой
накоротко другой части той же обмотки и разомкнутых СО и
остальных частей ВО (рис. 1.16, Э).
Указанные выше напряжения КЗ, как правило, приводятся в
стандартах или технических условиях на ПТ и проверяются при
испытаниях, что дает возможность определить различные
характеристики преобразователей, рассчитать режимы их ра¬
боты. Напряжения КЗ позволяют определить соответствующие
полные, индуктивные и активные сопротивления трансформа¬
торов. Классификация и обозначение индуктивных сопротивле¬
ния рассеяния ПТ приведены в табл. 1.5. Они аналогичны и для
активных составляющих сопротивлений КЗ трансформаторов.
В таблице даны ссылки на схемы опытов КЗ, в которых могут
34
Рис. 1.16. Схемы опытов КЗ:
« сквозного; б—парного; в—частичного; г— коммутации; д—расщепления
быть определены данный вид сопротивления и характерные
области их использования. Эти принципиальные схемы опытов
КЗ с указанием возбуждаемых и закорачиваемых частей
показаны на рис. 1.16. В любом из опытов КЗ питаемая и
замкнутая накоротко обмотки (части обмотки) могут меняться
местами.
Расчет индуктивных сопротивлений рассеяния, представляю¬
щий собой сложную задачу, выполняется обычно с помощью
ЭВМ по методике, которая учитывает неравномерность распре¬
деления МДС, отключение регулировочных витков в трансфор¬
маторах с ПБВ и РПН, наличие циркулирующих токов.
Необходимо отметить, что ранее в ПТ нормировали только
сквозное напряжение КЗ. Однако, как ясно из изложенного
выше, при одном и том же напряжении сквозного КЗ в
зависимости от схемы соединения и расположения частей
обмоток значения коммутирующих сопротивлений и сопротив¬
лений частичного КЗ могут существенно различаться, т. е.
характеристики преобразователей, режимы их работы будут
различными.
1.5. ТРЕБОВАНИЯ К СОПРОТИВЛЕНИЯМ И НАПРЯЖЕНИЯМ
КОРОТКОГО ЗАМЫКАНИЯ
Представленные в табл. 1.5 сопротивления КЗ являются
одними из основных параметров трансформатора, существенно
влияют на его конструкцию и массогабаритные показатели, а
также параметры преобразователя. Известно, что напряжение
КЗ и его составляющие (индуктивная и активная), как правило,
изменяются с ростом номинальной мощности трансформатора.
Так, например, в трансформаторах I, II габаритов (см. § 1.10)
напряжение КЗ составляет 4—8%, a HI, IV габаритов —
35
Таблица 1.5
• 36
друг.
о
CQ
<ѵ
о
1 О
a s
К
, =s u к
2 о >s s
æ д О ЕС
S-S "s
u >S «
CD >ï „ O f-
л
И. И ■ç о
О « 5 и
£ & >5 f- о
Ег
o s
r° « s<o
О К Q t(
H в- P о
. Ю
CD O
O O —
О и
О о о о g
« и л 2
с о г г
37
8—10%. В трансформаторах относительно-малой номинальной
мощности активная составляющая существенно влияет на
падение выпрямленного напряжения, в то время как индуктив¬
ная составляющая и потребляемая из сети реактивная мощ¬
ность относительно малы. В мощных преобразователях основ¬
ную роль играет индуктивная составляющая напряжения КЗ,
так как от ее значения зависит потребление преобразователем
реактивной мощности. Требования к напряжениям КЗ транс¬
форматоров, имеющих ВО, расщепленную на две и более части,
каждая из которых предназначена для питания отдельной
преобразовательной секции, такие же, что и для трансформа¬
торов с одной частью ВО, и вытекает из необходимости
ограничивать аварийный ток в трансформаторе и преобразо¬
вательной секции при КЗ на шинах «плюс—минус» преобра¬
зователя, так как от него зависят электродинамическая и
термическая стойкости трансформатора и преобразователя.
Сквозное напряжение КЗ определяет также выбор уставок
защиты электрооборудования. Если ВО трансформатора состо¬
ит из нескольких частей с одинаковой схемой соединения,
увеличение сопротивления сквозного КЗ, вызванное требова¬
нием ограничения тока, приводит к росту потребления реак¬
тивной мощности и ухудшению коэффициента мощности
преобразовательного агрегата. Если же ВО содержит несколько
частей с разными схемами соединения, указанной зависимости
может и не быть, так как потребление реактивной мощности
зависит от сопротивления КЗ трансформатора в режиме
коммутации. В наиболее распространенных сложных схемах
преобразования, к которым относятся двенадцатифазные, одно¬
временно происходит коммутация вентилей половины преобра¬
зовательных секций, питаемых от частей ВО с одинаковой
схемой соединения (при угле коммутации не более 30°). Так как
индуктивное падение напряжения преобразователя зависит от
индуктивной составляющей напряжения КЗ коммутации, в
значительной мере определяющего выпрямленное напряжение и
коэффициент мощности агрегата, то требование к данному виду
сопротивления КЗ трансформатора сводится к его минимиза¬
ции. Из понятия напряжения КЗ коммутации следует, что в ПТ
столько сопротивлений коммутации, сколько групп соединений
обмоток имеет трансформатор. Как правило, существует
требование к определенному соотношению этих сопротивлений
коммутации, что связано с требованием обеспечить заданное
деление тока между параллельными преобразовательными
секциями, питающимися от частей с разными схемами соеди¬
нения. Для выравнивания тока между запараллеленными
преобразовательными секциями, питающимися от частей ВО с
одинаковой схемой соединения, должно выполняться требова¬
ние равенства сопротивлений коммутации частей. Это позво-
38
ляет трансформатору, питающему преобразователь с любой
сложной схемой преобразования, осуществлять функцию дели¬
теля тока между преобразовательными секциями, обеспечивать
высокую нагрузочную способность агрегата, снижать потери от
неравномерного деления тока.
Наиболее часто встречающимся аварийным режимом КЗ
преобразовательного трансформатора в эксплуатации является
КЗ одной части ВО, развивающееся из «пробоя» вентиля
преобразовательной секции. В этом случае аварийный ток КЗ
ограничивается сопротивлением частичного КЗ, следовательно,
значение напряжения частичного КЗ определяется необходи¬
мостью обеспечить электродинамическую стойкость трансфор¬
матора и осуществить при пробое вентиля надежную защиту
преобразователя с помощью предохранителя, включенного
последовательно с вентилем, либо другими защитными ап¬
паратами.
И наконец, последним регламентируемым видом напряжения
КЗ является напряжение КЗ расщепления, что объясняется
двумя причинами. Первая из них обусловлена случаем, когда
преобразователь питается от трансформатора, ВО которого
расщеплена на несколько частей с разными схемами соединения,
питающих преобразовательные секции, каждая из которых
работает на свою нагрузку, вторая — когда такие же преобра¬
зовательные секции запараллелены и работают на общую
нагрузку. В первом случае независимая работа (каждой преоб¬
разовательной секции) от нагрузки любой другой секции может
быть обеспечена при минимальном взаимном влиянии между
частями ВО. Последнее приводит к требованию выполнения
трансформатора с максимально возможными индуктивными
сопротивлениями расщепления. Иногда это требование выра¬
жается через коэффициент расщепления, под которым пони¬
мают отношение индуктивного сопротивления расщепления
между произвольными двумя частями обмотки к эквивалент¬
ному индуктивному сопротивлению сквозного КЗ. При этом
руководствуются тем, что взаимное влияние между двумя
частями обмотки минимально, если коэффициент расщепления
равен /ср = хкр/хк = 4. Во втором случае в агрегатах со слож¬
ными схемами преобразования (12-фазное и выше), когда
преобразовательные секции запараллелены на одну общую
нагрузку, сопротивление расщепления играет роль ограничителя
уравнительного тока между преобразовательными секциями.
Этот уравнительный ток возникает из-за различия мгновенных
значений выпрямленных напряжений преобразовательных сек¬
ций, присоединенных к частям ВО, имеющим разные схемы
соединения. Следует отметить, что в ограничении уравнитель¬
ного тока между преобразовательными секциями кроме сопро¬
тивления расщепления участвует и сопротивление коммутации.
39
Таким образом, для ограничения уравнительного тока и
уменьшения потерь от высших гармоник целесообразно уве¬
личивать сопротивления расщепления и коммутации.
Как видно, каждый вид сопротивления ПТ выполняет одну
или несколько функций или влияет на одну или несколько
характеристик преобразователя. Так, например, индуктивное
сопротивление коммутации в трансформаторе с несколькими
частями ВО,- имеющими разные схемы соединения, определяет
внешнюю характеристику преобразователя, его коэффициент
мощности и ограничивает уравнительный ток между преобра¬
зовательными секциями; сопротивление расщепления ограни¬
чивает уравнительный ток между параллельными преобразо¬
вательными секциями, работающими на одну нагрузку, и
сказывается на взаимном влиянии нагрузок в разных преобра¬
зовательных секциях, питающихся от разных частей ВО одного
трансформатора и работающих на отдельные нагрузки. Сопро¬
тивление сквозного КЗ в трансформаторе с одной частью ВО
влияет на внешнюю характеристику, коэффициент мощности и
ограничение аварийного тока. Как правило, эти требования к
разным видам сопротивлений ПТ носят противоречивый ха¬
рактер: для одних целей их надо уменьшать, для других
увеличивать. Задача усложняется тем, что все без исключения
виды сопротивлений зависят друг от друга. Так, например,
увеличение сопротивления расщепления одновременно обычно
приводит к увеличению сопротивления коммутации и частично¬
го КЗ, однако при числе частей ВО больше двух можно достичь
малого сопротивления коммутации при относительно большом
сопротивлении частичного КЗ. Одной из задач при проекти¬
ровании трансформатора является поиск варианта взаимного
расположения обмоток трансформатора и их частей в целях
максимального удовлетворения заданным требованиям и кри¬
терию минимальных годовых затрат в народном хозяйстве на
преобразование электроэнергии.
1.6. ВНЕШНЯЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯ
Зависимость среднего значения выпрямленного напряжения
Ud от среднего значения выпрямленного тока Іл называют
внешней характеристикой преобразователя. Управляемые, на¬
пример, тиристорные выпрямители имеют семейство внешних
характеристик (рис. 1.17), зависящих от угла управления ти¬
ристорами а. При одном и том же значении угла управления, в
том числе в неуправляемом выпрямителе (при а = 0), с
увеличением тока нагрузки возрастают падения напряжения на
элементах схемы, и выпрямленное напряжение уменьшается.
Падения напряжения делят условно на три составляющие:
индуктивное падение напряжения в цепи коммутации А(/х,
40
активное падение на¬
пряжения &UR, паде¬
ние напряжения в вен¬
тилях выпрямителя
ДС/В. Падение напряже¬
ния в вентилях счита¬
ют не зависящим от
тока нагрузки и прини¬
мают равным сумме
падений напряжений
всех последовательно
включенных вентилей
при протекании через
них номинального то¬
ка.
Рис. 1.17. Внешние характеристики управляемо¬
го выпрямителя
В общем случае внешняя характеристика преобразователя
описывается уравнением
Ud=Ud0-AUx-AUR-AUB. (1.6)
Индуктивное и активное падения напряжений зависят от
тока нагрузки Id и сопротивлений х, R. Эти сопротивления
определяются формулами
% = (л-с + лк ) (и-2 / и’і )2+лш+лр, (1.7)
где лс— индуктивное сопротивление питающей сети; хк—ин¬
дуктивное сопротивление сквозного КЗ трансформатора; лш и
Лр—индуктивные сопротивления шин (ошиновки) и реакторов,
включенных в цепь выпрямленного тока;
7? = 7?к(и>2/и’1)2 + 7?ш+Лр, (1.8)
где RB—активное сопротивление сквозного КЗ трансформатора;
7?ши Rp—активное сопротивление ошиновки и реакторов в цепи
выпрямленного тока; Wj - число витков СО; іѵ2 число витков ВО.
Ниже рассматриваются внешние характеристики наиболее
часто применяемых шестипульсных преобразователей.
Трехфазная мостовая схема при Ld=co
Вентильные обмотки трансформатора в трехфазной мосто¬
вой схеме преобразования соединяют либо в звезду, либо в
треугольник. Выпрямленное напряжение холостого хода такого
преобразователя имеет шестикратные пульсации, и среднее
значение его для звезды и треугольника соответственно равно:
C/do = 2,34[/2<i>cosa; С<іод = 1,35 Docosa. (1.9)
В многофазных схемах в зависимости от нагрузки возни¬
кают отличные друг от друга режимы работы, границами
41
которых являются определенные углы коммутации тока у.
Внешнюю характеристику для трехфазной мостовой схемы
рассчитывают обычно для первого режима работы, который
характеризуется поочередной работой двух и трех вентилей: во
внекоммутационный период проводят ток два вентиля, в
интервале коммутации—гри. Первому режиму работы со¬
ответствуют углы коммутации, находящиеся в диапазоне
0<у<л/3. Угол коммутации определяется из уравнений
Индуктивное и активное падения напряжений при соеди¬
нении вентильных обмоток в звезду рассчитывают соот¬
ветственно из соотношений
ЛС7х=-4х,; ЛС7к1=-47?/^-^;'|
J я п \3 2) I
= )2+Лш+7?р, J
где л, и у, определяют по (1.10).
При соединении вентильных обмоток в треугольник следует
принимать
л 7i \ 3 2 7 L (1 12)
Яд = Дс(Н’2д/Н’1 )2 + Лп+^р- J
Суммарное падение напряжения в вентилях равно удво¬
енному падению напряжения вентилей в одном плече трех¬
фазного моста.
Шестифазная схема с уравнительным реактором при Lfl = oo
Внешнюю характеристику для схемы две обратные звезды с
уравнительным реактором также рассчитывают для режима
нормальной нагрузки преобразователя. Первый режим работы
такой схемы имеет место при изменении выпрямленного тока
от нуля до «критического» значения /()кр (рис. 1.18), равного
намагничивающему току уравнительного реактора и составляю¬
щего обычно (0,01—0,02)/dH. В первом режиме преобразователь
42
работает как шестифазная схема
со средней точкой. В процессе
коммутации последовательно с
вентильной обмоткой трансфор¬
матора оказывается включенной
полуобмотка реактора, имеющая
большую индуктивность. Появ¬
ление в контуре коммутации зна¬
чительной индуктивности приво¬
дит к увеличению угла комму¬
тации у и крутому падению
внешней характеристики в этой
области.
Напряжение холостого хода
шестифазной схемы со средней
точкой в общем случае для уп¬
равляемого выпрямителя равно:
Uaoo= l,35t/24>cosa. (1.13)
Во втором режиме при токе
Рис. 1.18. Внешняя характеристика
преобразователя по схеме две об¬
ратные звезды с уравнительным
реактором
нагрузки Zd, превышающем
критический ток Лікр, уравнительный реактор превращается в
звено, выравнивающее напряжение трехфазных схем, и обеспе¬
чивает их параллельную работу. Индуктивное сопротивление
цепи и угол коммутации резко уменьшаются, и в контуре
коммутации остаются только индуктивные сопротивления пи¬
тающей сети и трансформатора. С небольшой погрешностью
считают, что напряжение трехфазной схемы со средней точкой
равно напряжению условного XX шестифазной схемы с
уравнительным реактором:
Udo= 1,17С/2Фсо8 а.
(1.14)
Из (1.13) и (1.14) нетрудно установить, что при переходе от
режима условного XX к реальному XX выпрямленное напря¬
жение возрастает на 15,4%.
Индуктивное и активное падения напряжения определяют
соответственно из формул
3 X
AUx = ^Id-, &UR =
4 ТС
(1.15)
Шестифазная схема с уравнительным реактором не работает
во втором нормальном режиме, если угол коммутации пре¬
вышает л/3.
Кольцевая схема преобразования при Ld = oo
Внешняя характеристика преобразователя по кольцевой
схеме идентична внешней характеристике преобразователя по
43
мостовой трехфазной схеме. Выпрямленное напряжение XX
такого преобразователя также имеет шестифазные пульсации, и
среднее его значение определяется по формуле (1.9) для схемы
соединения звезда. Внешняя характеристика этой схемы обу¬
словлена поочередной работой одного и двух вентилей: во
внекоммуі ационный период ток проводит один вентиль, в
интервале коммутации—два. Угол коммутации определяют из
уравнения (1.10), падения напряжения AUX и \UR—по (1.11).
1.7. РЕГУЛИРОВАНИЕ ВЫПРЯМЛЕННОГО НАПРЯЖЕНИЯ И
СТАБИЛИЗАЦИЯ ВЫПРЯМЛЕННОГО ТОКА
Преобразователи в зависимости от их назначения работают
в разнообразных режимах. Технологические процессы в той или
иной отрасли народного хозяйства предъявляют специфические
требования к конструкции трансформатора, к способам и
диапазону регулирования выпрямленного напряжения и тока.
Однако во всех случаях отклонение напряжения от номиналь¬
ного значения существенно влияеі на технико-экономические
показатели работы электрических установок. В условиях эксплу¬
атации возникает необходимость поддерживать выпрямленное
напряжение постоянным или меняющимся по определенному
закону, а также стабилизировать в ряде случаев выпрямленный
ток. Регулирование напряжения позволяет обеспечить наивы¬
годнейший режим работы установок, повысить коэффициент
мощности, снизить потери энергии. В каждом конкретном
случае способ регулирования напряжения выбирают, исходя из
особенностей технологического процесса, для которого проекти¬
руется преобразователь. Рассмотрим кратко требования, предъ¬
являемые к регулированию напряжения и тока различных типов
преобразователей.
Наиболее мощными и энергоемкими потребителями посто¬
янного тока являются электролизные установки. Они имеют ряд
особенностей: процесс электролиза непрерывен, параллельно
работают несколько выпрямителей. Процесс электролиза состо¬
ит в основном из двух этапов: режима пуска и установившегося
технологического режима. Колебания напряжения источника
питания во многих случаях приводят не только к уменьшению
объема производства, но и к ухудшению качества и появлению
брака продукции. Длительное снижение напряжения вызывает
уменьшение тока, повышение удельного расхода электрической
энергии, уменьшение производительности электролизных ванн,
что в конечном счете удорожает продукцию. Электролизные
установки относятся к ответственным потребителям электри¬
ческой энергии, и к ним предъявляются жесткие требования в
отношении бесперебойности электроснабжения. Преобразова¬
тельные агрегаты для электролиза должны обеспечивать на-
44
дежное регулирование напряжения при пуске, при изменении
количества эксплуатируемых ванн или электролизеров, при
выгрузке готовой продукции, при изменении напряжения сети и
изменении напряжения на ваннах и электролизерах по техно¬
логическим причинам.
Требования по регулированию напряжения, обусловленные
указанными причинами, сводятся к двум основным: обеспе¬
чению заданной глубины регулирования и плавности изменения
напряжения. Глубина регулирования напряжения в электро¬
лизных производствах как цветной металлургии, так и хими¬
ческой промышленности должна составлять до 80—85% но¬
минального выпрямленного напряжения. Требования же к
плавности регулирования напряжения различны. Так, при
производстве алюминия требуемая технология в основном
обеспечивается при регулировании напряжения в зоне номи¬
нальных значений ступенями 3-5% номинального. В хими¬
ческой промышленности требуется регулирование напряжения
ступенями не более 1 —1,5% номинального. Эти различия в
требованиях по плавности регулирования напряжения приводят
к различным схемным решениям в зависимости от назначения
трансформатора. Современные серии преобразовательных агре¬
гатов для электролиза выполняют на выпрямленные токи
12,5—300 кА при выпрямленном напряжении от 75 до 850 В
[1.9—1.11].
Энергоемким потребителем постоянного тока являются
также электрифицированные на постоянном токе железные
дороги. Непрерывный рост грузооборота и увеличение протя¬
женности электрифицированных магистралей, их высокие тех¬
нико-экономические показатели, успешное развитие электроап-
паратостроения и тягового машиностроения являются объек¬
тивными предпосылками для дальнейшей электрификации же¬
лезных дорог нашей страны. Режимы напряжения системы
электроснабжения существенно влияют на режимы работы
электроподвижного состава. Однако режим ведения поезда и
расход электрической энергии на тягу поездов зависят не только
от электрических показателей системы, но и от таких факторов,
как рельеф пути, различные ограничения по скорости, погодные
условия и т. п. Вследствие этого процесс ведения поезда в
оптимальном режиме является сложной задачей и состоит из
различного сочетания этапов пуска, разгона, выбега и тормо¬
жения тяговых двигателей. Длительные пуски, разгон и за¬
тяжные подъемы приводят к значительному увеличению по¬
требляемых электрическим подвижным составом токов, пони¬
жению напряжения в контактной сети и на шинах тяговой
подстанции, к уменьшению участковой скорости, увеличению
потерь электрической энергии в электровозах и системе электро¬
снабжения, что в конечном счете удорожает стоимость и
45
увеличивает длительность перевозок. Различают нормальные и
вынужденные режимы работы системы электроснабжения. При
нормальных режимах работы выпрямитель должен иметь
напряжение, обеспечивающее требуемые параметры движения с
учетом массы поездов и других условий эксплуатации электро¬
подвижного состава. В вынужденных режимах, возникающих
при отключении параллельно работающего преобразователя
или тяговой подстанции, должно обеспечиваться минимально
допустимое напряжение. Уровень номинального напряжения на
шинах тяговой подстанции постоянного тока принят 3,3 кВ,
а в тяговом режиме на токоприемнике электровозов 3 кВ.
В нормальном тяговом режиме работы на токоприемнике
допускается максимальное напряжение 3,85 кВ, в рекупера¬
тивном 4 кВ, а в вынужденном режиме 2,2 кВ. Однако в
соответствии с правилами технической эксплуатации (ПТЭ) на
любом блок-участке напряжение на токоприемнике электровоза
не должно быть менее 2,7 кВ.
Тяговые трансформаторы без РПН, но с компенсацией
колебания напряжения питающей сети с помощью переклю¬
чения числа витков СО без возбуждения выполняются из
расчета получения выпрямленного напряжения XX 3,5 кВ. Опыт
эксплуатации таких тяговых трансформаторов показывает, что
нередко напряжение в контактной сети оказывается ниже 2,7 кВ,
предусмотренного в ПТЭ. В связи с увеличением объема
перевозок и массы грузовых поездов тяговые трансформаторы
без регулирования напряжения под нагрузкой, особенно на
грузонапряженных участках и направлениях, не обеспечивают
требуемого уровня напряжения. При электрификации и реконст¬
рукции таких участков и направлений возникает необходимость
в регулировании под нагрузкой напряжения на шинах тяговой
подстанции и контактной сети электрических железных дорог
постоянного тока. Затраты на регулирование напряжения под
нагрузкой существенно зависят от выбора диапазона регули¬
рования. При расчетах тяговых трансформаторов относитель¬
ное индуктивное сопротивление питающей сети принимают
равным 4%. Для тяговых преобразователей с номинальным
током 3000 А это соответствует мощности КЗ, равной 280—
300 МВ-А. В действительности на наиболее распространенных
тяговых подстанциях с двойной трансформацией мощность КЗ
оказывается значительно ниже. Это следует учитывать при
определении пределов регулирования. Оптимальным следует
считать диапазон регулирования, позволяющий поддерживать
наиболее высокий допустимый уровень напряжения. С учетом
указанных соображений установлено, что оптимальным явля¬
ется диапазон изменения напряжения в режиме XX, равный
20—25%. Для электрических железных дорог постоянного тока
современные преобразователи с регулированием напряжения
46
под нагрузкой выполняют на выпрямленный ток 3 кА при
выпрямленном напряжении 3,85 кВ [1.12, 1.13].
Широкое распространение в различных отраслях народного
хозяйства находит вентильный электропривод постоянного
тока, который обладает существенными преимуществами по
сравнению с электроприводом с вращающимися электромашин¬
ными преобразователями. Безынерционность вентильного пре¬
образователя обеспечивает более высокие скорости и точность
регулирования, что имеет решающее значение для повышения
производительности механизмов и качества вырабатываемой
продукции. Недостатками вентильного электропривода постоян¬
ного тока являются невысокий коэффициент мощности при
глубоком регулировании, а также увеличенная пульсация
выпрямленного напряжения и тока, что отрицательно влияет на
коммутацию приводного электродвигателя. При регулировании
мощных вентильных электроприводов происходят значительные
колебания напряжения в питающей сети, связанные с колеба¬
нием реактивной мощности, при этом толчки тока передаются в
сеть практически без сглаживания. Особенности вентильных
электроприводов потребовали создания специальных трансфор¬
маторов. Благодаря тиристорам вентильный электропривод
завоевывает все новые области применения. Тиристорные
преобразователи практически полностью вытеснили ионные и
выполняются по мостовой схеме выпрямления для всей шкалы
напряжений и токов: от 115 до 1050 В и от 25 до 25 000 А. Для
питания реверсивных и нереверсивных электроприводов боль¬
шой мощности выпускают двухобмоточные трансформато¬
ры типовой мощностью 2500 -10000 кВ-А, двухобмоточные
трансформаторы типовой мощностью 3200—20 000 кВ-А с
двумя активными частями в одном баке, а также трехобмо¬
точные трансформаторы типовой мощностью до 32 000 кВ • А.
Для компенсации колебания напряжения питающей сети в
пределах +5% трансформаторы имеют устройства ПБВ.
В целях повышения коэффициента мощности преобразователей
двухобмоточные трансформаторы некоторых типов выполняют
также с РПН девятью ступенями при глубине регулирования
40%. Для группового регулирования тиристорных преобразо¬
вателей используют регулировочные автотрансформаторы с
РПН проходной мощностью 2500— 10000 кВ-А [1.14—1.16].
Большим потребителем трансформаторов для преобразова¬
телей постоянного тока являются вакуумные дуговые электри¬
ческие печи, предназначенные для получения особо чистых
металлов и сплавов, пригодных для работы при высоких
температурах, в агрессивных средах, при значительных механи¬
ческих напряжениях. Режимы работы трансформаторов пре¬
образователей вакуумных дуговых печей (ВДП) определяются
технологическим процессом плавки металла, состоящего
47
обычно из следующих этапов: приварка электрода, зажигание
дуги и прогрев электрода, плавка, выведение усадочной
раковины. Электрод, предназначенный для выплавки металла и
помещенный в кристаллизатор дуговой печи, приваривается к
оставшейся от предыдущей плавки части электрода (огарку)
путем КЗ при токе (0,25 - 0,35) /ном. Началом плавки является
процесс зажигания дуги. Прогрев электрода осуществляется
постепенным увеличением тока до номинального значения.
В установившемся режиме плавки расплавленный металл
стекает в виде капель через разрядный промежуток кристалли¬
затора, частично шунтирует дугу и снижает ее электрическое
сопротивление. В зависимости от диаметра кристаллизатора
напряжение на дуге в процессе плавки колеблется в пределах от
25 до 35 В. а «капельные» КЗ приводят к значительному
колебанию тока в дуге. Для получения металла высокого
качества источник питания должен обеспечивать стабилизацию
номинального гока с точностью 1 — 2%. Процесс плавки
металла завершается режимом выведения усадочной раковины.
В этом режиме ток электрода постепенно снижается, чем
обеспечивается уменьшение усадочной раковины и, следова¬
тельно, увеличение полезной части слитка и выхода готовой
продукции. Из изложенного следует, что источник питания ВДП
должен удовлетворять следующим основным требованиям:
регулировать ток нагрузки в диапазоне (0,1 —1,0) /ном, стабили¬
зировать ток нагрузки во всех режимах работы печи с
точностью 1 — 2% номинального значения, обеспечивать высо¬
кую надежность работы всей установки.
В последние годы наблюдается также тенденция перевода и
дуговых сталеплавильных печей (ДСП) на электроснабжение
постоянным током, как наиболее экономичное. В связи с этим
возникла потребность в ПТ для источников питания ДСП.
Технологический процесс плавки стали состоит из нескольких
последовательных периодов: расплавление, окисление и рафини¬
рование. Этим периодам соответствуют определенные значения
токов и напряжений. На рис. 1.19 для примера представлен
режим нагрузки 12-тонной печи, на основании которого могут
быть определены основные требования к источнику питания:
возможность регулирования напряжения от максимального в
период расплавления до минимального в периоды окисления и
рафинирования, возможность поддержания постоянства тока
при изменении сопротивления нагрузки в периоды технологи¬
ческого цикла. Как правило, регулирование напряжения осуще¬
ствляется ступенчато: в трансформаторах небольшой мощности
(для печей емкостью 0,5; 1,5; 3 т)—способом ПБВ, пятью-
шестью ступенями, а также переключением сетевой обмотки с
треугольника на звезду, в трансформаторах средней и большой
мощности (для печей емкостью 6 т и больше) — РПН с
48
глубиной регулирования до 70% номинального. Стабилизация
тока в пределах ступени регулирования трансформаторов с
ПБВ осуществляется подъемом и опусканием электрода в печах,
а в трансформаторах с РПН—управлением тиристорами
преобразователя. Плавка металлов в электропечах на постоян¬
ном токе обеспечивает как равномерную загрузку питающей
сети при достаточно высоких значениях коэффициента мощ¬
ности установки, так и устойчивость горения электрической
дуги. Внедрение полупроводниковых выпрямителей взамен
электромашинных преобразователей постоянного тока обеспе¬
чило возможность создания источников тока для вдп на
относительно низкие напряжения (75 — 150 В) и большие вы¬
прямленные токи (50 кА и более), а также источников тока для
ДСП на напряжения 300—600 В и токи 3,2 — 25 кА.
1.8. СХЕМЫ РЕГУЛИРОВАНИЯ НАПРЯЖЕНИЯ И СТАБИЛИЗАЦИИ ТОКА
Изменение напряжения по заданному режиму осуществля¬
ется с помощью регулируемых трансформаторов и автотранс¬
форматоров, различных устройств, позволяющих раздельно или
совместно изменять значение и знак добавляемого напряжения,
специальных схем с использованием нерегулируемых и регули¬
руемых полупроводниковых выпрямителей. Известные в настоя¬
щее время способы регулирования напряжения трансформато¬
ров и автотрансформаторов можно разделить на следующие
основные группы: а) ступенчатое изменение числа витков при
отключении всех обмоток от сети, т. е. переключение без
Рис. 1.19. Изменение напряжения и тока при плавке металла в ДСП
4-898
49
возбуждения—ПБВ; б) ступенчатое регулирование под нагруз¬
кой— РПН; в) плавное, в том числе бесконтактное, РПН; г) ком¬
бинированное или плавно-ступенчатое РПН: д) пофазное РПН.
Применение регулирующих устройств связано с дополни¬
тельными затратами. Выбор чипа регулирующего устройства,
ступеней и диапазонов регулирования должен производиться на
основе технико-экономического анализа. Для обеспечения
требуемого режима регулирования напряжения ПТ и агрегаты
снабжаюI устройствами автоматического управления. Так как
ПТ может иметь несколько вентильных обмоток на большие
токи, переключающие и регулирующие устройства в подав¬
ляющем большинстве случаев располагают на стороне сетевой
обмотки. В устройствах, позволяющих раздельно или совместно
изменять значение и знак добавляемого напряжения, регулиро¬
вание напряжения осуществляется вольто добавочными транс¬
форматорами и автотрансформаторами со ступенчатым, плав¬
ным и комбинированным РПН. Регулирование напряжения
может также осуществляться с помощью управляемых тирис¬
торных преобразователей, а в схемах с неуправляемыми
полупроводниковыми выпрямителями - с помощью управляе¬
мых реакторов, включаемых последовательно с полупроводни¬
ковыми вентилями.
Ступенчатое регулирование напряжения трансформаторов
при отключении всех обмоток
Ступенчатое ПБВ осуществляют одним трехфазным пере¬
ключателем, гремя однофазными переключателями или непо¬
средственным подключением проводов питающей сети к выво¬
дам трансформатора, связанным с различными ответвлениями
обмоток, и применяют в тех случаях, когда по условиям
технологии производства допускается перерыв питания на¬
грузки. Переключатели ответвлений обмоток обычно встраи¬
вают в трансформатор, регулирование осуществляют выведен¬
ными из бака рукоятками или штурвалами управления (ручной
привод). В отдельных случаях применяют электродвигательный
привод. В трехфазных трансформаторах мощностью до
6300 кВ • А, а в отдельных случаях до 20 000 кВ-А. при номи¬
нальном напряжении до 38.5 кВ сетевые обмочки выполняют с
тремя или пятью ответвлениями, из которых среднее соответст¬
вует номинальному напряжению, а другие имеют напряжения,
отличающиеся от номинального на +5%. или +2x2,5%.
Ступенчатое РПН
При изменяющейся во времени нагрузке большое значение
имеет возможность регулирования напряжения без перерыва
50
питания и отключения обмоток от сети, что позволяет также
автоматизировать процесс регулирования. По ГОСТ 16772-77
РПН предусматривается для грапсформа горов с междуфазным
напряжением би 10 кВ при мощности сетевой обмотки
800 кВ-А и более, 20 и 35 кВ при 4000 кВ • А и более, ПО кВ
при 10 000 кВ-А и более и 220 кВ при мощности сетевой
обмотки 20 000 кВ А и более. Во многих установках РПН
осуществляется ав го грансформаі орами, включенными перед
трансформа горами. Эго значительно увеличивает мощность
трансформаторного оборудования в преобразовательных уста¬
новках. Более экономным является применение регулирования
непосредственно на трансформаторе. Анализ показал, что для
мостовой схемы выпрямления и схемы две обратные звезды с
уравнительным реактором при глубине регулирования до 50%
типовая мощность трансформатора со встроенным РПН
меньше суммы т иповых мощностей регулировочного автотранс¬
форматора и трансформатора без РПН. В трансформаторах с
напряжением би 10 кВ встроенное РПН выгоднее при мостовой
схеме выпрямления до ідубины регулирования 68%, а при схеме
две обратные звезды с уравнительным реактором -до 73%.
Ступенчатое РПН трансформатора может осуществляться
механическими переключателями ответвлений обмотки с токо¬
ограничивающим реактором (рис. 1.20, о), быстродействую¬
щими механическими переключателями ответвлений с гокоогра-
ничивающим резистором (рис. 1.20,6), в том числе с исполь¬
зованием для разрыва цепи гока вакуумных дугогасительных
камер (ВДК), механическими переключателями ответвлений с
тиристорами, обеспечивающими бестоковую коммутацию пере¬
ключателей (рис. 1.20. в), механическими переключателями
ответвлений с управляемыми реакторами для обеспечения
бестоковой коммутации (рис. 1.20. г). В отечественных ПТ
применяют в основном два типа переключающих устройств:
реакторные (РНТ) и быстродействующие с токоограничи¬
вающим резистором (РНТА).
Слабым звеном переключающего устройства РНТ являются
контакторы, коммутирующие рабочий ток в масляной среде.
Быстрый износ контактов требует частых ревизий и снижает
надежноегь работы переключающего устройства. Переключа¬
тели РНТ имеют относительно небольшой срок службы и
применяются обычно в тех случаях, когда нагрузка трансформа¬
тора изменяется по времени относительно медленно, как.
например, это имеет место в силовых трансформаторах общего
назначения.
Установлено, чго в іаких прой: іетвах, как электролиз
алюминия, необходимо производить 25 80 переключений в
сутки, при электролизе меди и магния—25— 50, а цинка—до
50—100, поэтому требования к условиям работы с РПН во
51
Рис. 1.20. Схемы устройств ступенчатого регулирования напряжения транс¬
форматора:
а- -с переключателем реакторною типа; б- с быстродействующим переключателем с
токоограничивающим резистором; в с тиристорным переключателем; г—с управляе¬
мыми реакторами
многих ПТ значительно жестче, и устройства РНТ оказываются
неприемлемыми для таких целей. Поэтому в настоящее время
устройства РНТ для новых ПТ не применяют, но старые ПТ
еще эксплуатируются в значительных количествах. ПТ должны
изготавливаться с устройствами для ступенчатого РПН, допус¬
кающими не менее 1 млн. переключений механизмов устройства
и его контактов, не разрывающих ток, а также не менее
80 —100 тыс. переключений контактов устройства РПН, раз¬
рывающих ток. В переключающих устройствах типа РНТА,
удовлетворяющих перечисленным требованиям, для разрыва
электрической дуги применены контакторы с ВДК, трансформа¬
торное масло в качестве дугогасительной среды не исполь¬
зуется, и отпадает необходимость в смене масла и чистке
контактов.
Трехфазное переключающее устройство РНТА (рис. 1.20, б)
выполняется погружным, устанавливается непосредственно в
баке трансформатора и состоит из быстродействующего контак-
52
тора К, предызбирателя П и избирателя И. В одной фазе
контактора имеются три контакта с ВДК— К2 — К4, шунти¬
рующие контакты Ку и К5, вспомогательные контакты К6 и К7,
токоограничивающий резистор R. Избиратель имеет контакты
1 —10, И у и И2, а предызбиратель—контакты 20 и 21.
Контактор выполнен по симметричной схеме. Принятая после¬
довательность действия контактов исключает при переключении
сложение токов в размыкающем контакте. Указанное на
рис. 1.20, б положение контактов устройства РНТА соответ¬
ствует рабочему состоянию. Напряжение сети через шунти¬
рующий контакт Ку и подвижный контакт избирателя Иу
подводится к контакту 8. Если, например, нужно увеличить
число витков сетевой обмотки на одну ступень (перейти на
ответвление 7), переключатель с помощью приводного меха¬
низма выполняет следующие операции: замыкает контакт К2 и
размыкает контакт Ку, отключает контакт К2 и включает
контакт Æ4, размыкает вспомогательный контакт К6 и замыкает
Ку, замыкает шунтирующий контакт К5. В результате этих
переключений схема переходит в новое рабочее состояние,
напряжение питающей сети подводится к ответвлению 7.
Следует отметить, что перед началом действия разрывных
контактов К2 — К4 механизм контактора устанавливает вспо¬
могательные контакты Кб и К7 в такое положение, чтобы ток,
циркулирующий в контуре резистора R, и ток нагрузки
трансформатора в цепи размыкающегося разрывного контакта
были направлены встречно. Это всегда выполняется, если не
меняется направление потока энергии в трансформаторе. Цикл
одного переключения всего устройства (избирателя, предызби¬
рателя и контактора) составляет 3 с.
Схемы встроенного ступенчатого РПН для электролизных
установок
Глубина регулирования напряжения в электролизных произ¬
водствах как цветной металлургии, так и химической промыш¬
ленности до 80 — 85% номинального выпрямленного напряже¬
ния осуществляется в ПТ в основном двумя способами: с
помощью автотрансформатора, включенного перед преобразо¬
вательным трансформатором, или непосредственно преобразо¬
вательным трансформатором со встроенным РПН. Как указы¬
валось выше, во многих случаях более экономичным является
применение глубокого встроенного РПН непосредственно в
сетевой обмотке ПТ. На рис. 1.21 и 1.22 приведены две
возможные схемы встроенного регулирования напряжения: с
реверсом Р и «грубой» ступенью ГС. И та и другая схема при
использовании переключающего устройства с 19 или 23
ступенями обеспечивает при диапазоне регулирования напряже-
53
Рис. 1.21. Схема встроенного
устройства РПІ1 с реверсом
Рис. 1.22. Схема встроенного
устройства РПН с «грубой» сту¬
пенью
ния 50% номинального значения ступени (в близких к
номинальному режиму положениях) примерно 4,5—5%.
Однако на практике чаще применяют схему с «грубой»
ступенью, как обеспечивающую более высокий КПД в положе¬
ниях, близких к номинальному.
Для электролизных установок применяют также схему с
двумя «грубыми» ступенями (рис. 1.23), позволяющую снизить
напряжение ступени до значения 2% номинального при сохране¬
нии общей глубины регулирования. Эго достигается путем
уменьшения числа витков в ступени при сохранении общего
количества регулировочных витков за счет второй «грубой»
ступени регулирования, включаемой в схему без нагрузки с
помощью дополнительного переключателя диапазонов. Однако,
обладая преимуществами в обеспечении достаточно малого
значения напряжения ступени при относительно небольших
дополнительных затратах по сравнению со схемой на рис. 1.22,
она несколько усложняет эксплуатацию, в частности в режимах
пуска, так как имеет шесть диапазонов. Эти схемы регулирова¬
ния применяют в трансформаторах для мостовой схемы
выпрямления и для пулевой с уравнительным реактором.
Двенадцатифазный режим для мостовых схем выпрямления
обеспечивается соединением одной половины ВО в треугольник,
а другой в звезду, в то время как СО всех трансформаторов,
питающих серию электролиза, выполняют с одинаковыми
схемами соединения обмоток (в треугольник). В преобразова¬
телях по схеме две обратные звезды с уравниіельным реакто¬
ром двенадцатифазный режим выпрямления обеспечивается
соединением СО одной половины трансформаторов серии в
треугольник, а второй половины в звезду.
Глубина регулирования напряжения увеличивается до значе¬
ния 80 85% переключением сетевой обмотки с треугольника
на звезду или параллельно-последовательным переключением ее
54
Рис. 1.23. Схема встроенного устройства
РПН с двумя «грубыми» ступенями
Рис. 1.24. Зависимость отношения и- /и’со от диапазона регулирования напря¬
жения:
/ при соединении СО в іреуі ольник; 2 при переключении СО с треугольника на звезду;
3 при дополнительном переключении частей СО с параллельного на последовательное
соединение
частей. В табл. 1.6 приведены значения глубины регулирования
напряжения в зависимости от числа витков регулировочной
обмотки при переключениях сетевой обмотки и ее частей. Из
рис. 1.24 видно, что такие переключения значительно умень¬
шают число регулировочных витков обмотки, необходимых для
обеспечения заданной глубины регулирования. Чтобы избежать
разрыва между диапазонами регулирования напряжения при
переключении СО с треугольника на звезду, число витков
регулировочной обмоіки ігро должно составлять 0,725и’со, а для
согласования диапазона регулирования при параллельно-после¬
довательном переключении число витков регулировочной об¬
мотки должно быть равно числу витков сетевой обмотки м’со.
В последнем случае достигается глубина регулирования 81
Таблица 1.6
01 ношение числа
витков РО к числу
ви I ков СО
Глубина регулирования, %
при непре¬
рывном
РПН
при непрерывном РПН,
но с переключением
без наірузки СО с тре¬
угольника на звезду
при непрерывном РПН, но
с переключением без на¬
ірузки СО с треугольника
на звезду и включением ее
параллельных частей
после довате л ыю
0
42,2
71
0.5
33,3
6Î.8
77
0.75
42,8
67
79
1
50
71
81
2
66.6
81
85,5
3
75
85,5
88,5
55
вместо 50% в схеме без переключений СО. В преобразователях
со схемой две обратные звезды с уравнительным реактором, в
которых двенадцатифазный режим выпрямления обеспечивается
соединением каждой из половин в треугольник и в звезду,
дополнительный диапазон регулирования напряжения можно
получить только переключением частей СО.
В табл. 1.7 приведены значения глубины регулирования для
различных схем соединения сетевой обмотки, секционированной
на четыре части. Так, при переходе с параллельного соединения
частей сетевой обмотки на параллельно-последовательное при
числе витков регулировочной обмотки, равном числу витков
сетевой обмотки, глубину регулирования напряжения можно
увеличить соответственно до 66 и 80% вместо 50% без такого
пересоединения. Для получения такой же глубины регулирова¬
ния, что и в схеме переключения сетевой обмотки с треуголь¬
ника на звезду, как это принято в мостовой схеме, необходимо
иметь дополнительный диапазон регулирования. Введение
дополнительного диапазона еще больше усложняет конструк¬
цию СО, так как требует секционирования ее на более мелкие
части и применения более сложного диапазонного переключа¬
теля. В устройствах с токоограничивающим реактором обычно
применяют регулирование напряжения посредством 17 ступеней,
а в устройствах с токоограничивающим резистором—посред¬
ством 19—23 ступеней. На рис. 1.25 показано групповое
регулирование напряжения с помощью одного трансформатора.
Плавное и бесконтактное РПН
Преобразовательные трансформаторы со ступенчатым РПН
имеют высокие КПД и коэффициент мощности. Однако,
например, на элекрифицированном на постоянном токе желез¬
нодорожном транспорте и в электрометаллургии, где требуется
Таблица 1.7
Глубина регулирования, %, при различных соединениях СО
Отношение
Четыре части
Две части соеди-
Две части соеди-
Четыре части
числа витков
соединены на-
йены параллель-
йены параллель-
соединены по-
РО к числу
витков СО
раллельно
но, а группы —
последовательно
но, а группы с
остальными
частями по¬
следовательно
следовательно
0,0
—
50
66,6
75
0,25
20
55,5
69,5
76,5
0,5
33,3
60
71,5
77,8
0,75
42,8
63,6
73,4
79
1
50
66,6
75
80
2
66,6
75
80
83,4
3
75
80
83,4
85,7
56
ZZOujhl 110 кВ
Рис. 1.25. Схема группового регулирования напряжения ПТ
очень большое число переключений при автоматическом регу¬
лировании, а также для установок, где технология требует
плавного регулирования напряжения, целесообразно создание
трансформаторов с плавным бесконтактным РПН. Такие
трансформаторные устройства повышают надежность работы
установок, сокращают эксплуатационные расходы и облегчают
автоматизацию производственных процессов.
Плавное РПН трансформатора может осуществляться сле¬
дующими способами: скользящими по поверхности регулиро¬
вочной обмотки контактами; перемещением подвижной вторич¬
ной обмотки; перемещением дополнительной короткозамкнутой
обмотки; трансформаторами и автотрансформаторами с под¬
магничиваемыми шунтами; последовательно включенными
трансформаторами и автотрансформаторами с подмагничи¬
ваемыми магнитопроводами; управляемыми реакторами, вклю¬
ченными последовательно с первичной или вторичной обмоткой
трансформатора; управляемыми реакторами, включаемыми в
два отвода регулировочной обмотки; встречно-параллельно
соединенными тиристорами, включенными в ответвления СО
трансформатора; специальными трансформаторно-тиристор¬
ными регуляторами-стабилизаторами напряжения. Плавное ре¬
гулирование напряжения скользящими по поверхности ре¬
гулировочной обмотки контактами применяется в электри¬
ческих установках небольшой мощности и в лабораторных
автотрансформаторах. Трансформаторы, в которых регулирова¬
ние напряжения осуществляется перемещением подвижной
вторичной или дополнительной короткозамкнутой обмотки,
имеют сложную конструкцию, большую механическую инер¬
цию, пониженную надежность и в преобразовательных агрега¬
тах не применяются. Трансформаторы и автотрансформаторы с
57
Рис. 1.26. Однофазная схема после¬
довательного включения обмогок
двух трансформаторов с подмагни¬
чиваемыми маі ни гопроводами
подмаг ничиваемыми шунтами
или магнитопроводами обеспе¬
чивают плавное бесконтактное
регулирование вторичноіо на¬
пряжения за счет перераспреде¬
лений напряжения питающей се¬
ги между подвижными обмот¬
ками.
На рис. 1.26 показана одно¬
фазная схема последовательного
включения обмоток двух транс¬
форматоров с подмагничиваемы¬
ми магни гопроводами. Коэффи¬
циент трансформации такого уст¬
ройства определяется из соотно¬
шения
(U6)
+ 1 + п
где >/а = и'га/ч’тя’ //р = >,,2₽/,,’i₽' С=/та,/т|5; CT = Za + Z(!; Za, Zp— пол¬
ные сопротивления взаимной индуктивности трансформаторов.
В (1.16) знак плюс соответствует схеме с согласным, а знак
минус схеме со встречным включением обмогок трансформа¬
торов.
В режиме XX вторичное напряжение трансформатора равно:
^Ао=~ (1-17)
1 + О
Диапазон регулирования напряжения при подмаі ничивании
магнитопроводов трансформаторов зависит от пределов изме¬
нения о, частичных коэффициентов трансформации /та и
согласного или встречного соединения обмогок трансформа¬
торов. При нагрузке установка обладает дополни тельным
сопротивлением небаланса
Z2v=—=^-/?pZa. (1-18)
1 +2 —
Если в схеме на рис. 1.26 и формулах (1.16) - (1.18) принять
»а=0. т. е. С=0, то последовательно с трансформатором в СО
будет включен управляемый постоянным током реактор (УпР).
За счет подмагничивания УпР трансформаторная установка
будет иметь внешние характеристики и регулировочную зону,
изображенные на рис. 1.27,«. Подмагничивание УпР постоян-
58
Рис. 1.27. Внешние характеристики трансформаторов с бесконтактным регули¬
рованием напряжения
пым током позволяет уменьшить сопротивление небаланса
(1.18) и регулировать напряжение па нагрузке. При одном и том
же диапазоне изменения отношения о напряжение трансформа¬
тора в режиме холостого хода регулируется в меньших
пределах, чем в режиме нагрузки. В режиме короткого
замыкания УпР ограничивает гок, а к его силовой обмотке
прикладывается полное напряжение сети. При включении УпР
последовательно с ВО трансформатора напряжение в режиме
XX не регулируется. При нагрузке регулирование осуществля¬
ется за счет изменения падения напряжения на УпР.
По условиям работы дуговых вакуумных печей в целях
обеспечения заданного качества выплавляемого металла
требуется стабилизировать ток нагрузки и ограничивать ток КЗ,
возникающий при плавке. Поэтому трансформаторы с гоко-
ограничивающим реактором выполнялись с большим напряже¬
нием КЗ (до 27%). снабжались встроенными устройствами
РПН, а также УпР. включенными в цепь ВО трансформатора
для плавного регулирования напряжения в пределах одной
ступени (рис. 1.28). Применение схемы с последовательным
включением УпР обеспечило как плавное регулирование напря¬
жения и стабилизацию тока, так и ограничение тока КЗ до
заданного значения (рис. 1.27,6).
В случаях, когда диапазон регулирования напряжения не
превышает 20— 30% номинального, целесообразно применять
схему бесконтактного регулирования управляемыми реакто¬
рами, включенными в ответвления обмотки трансформатора.
На рис. 1.29, а приведена принципиальная однофазная схема
бесконтактного регулирования напряжения управляемыми реак¬
торами, включенными в два ответвления РО. Такое регулиро¬
вание может осуществляться как со стороны ВО, так и со
59
Рис. 1.28. Принципиальная схема комбинированного устройства РПН
стороны СО. В процессе регулирования производят подмагни¬
чивание одного УпР и размагничивание другого. Если УпРІ
полностью намагничен, а УпР2 размагничен, то напряжение
питающей сети приложено к числу витков ѵѵп+ѵѵр первичной
обмотки трансформатора и вторичное напряжение минимально.
При размагничивании УпРІ и одновременном намагничивании
УпР2 вторичное напряжение увеличивается. Это напряжение
достигает наибольшего значения, когда УпРІ полностью раз¬
магничен, а УпР2 намагничен, так как в этом случае нпряже-
ние питающей сети прикладывается к наименьшему числу
витков первичной обмотки ѵѵр. Диапазон регулирования на¬
пряжения определяется напряжением ступени обмотки. Осо¬
бенностью такого трансформатора является плавное и бес¬
контактное изменение коэффициента его трансформации по
закону
«т = «₽ + уип,
(1-19)
где ир = ѵѵ2р/и’2; na = w2alw2^ У—параметр, зависящий от режимов
подмагничивания, УпР (в индексах — «ур»):
60
Рис. 1.29. Принципиальные схемы бесконтактного устройства РПН:
а—с управляемым реактором; б—со встречно-параллельным включением тиристоров
у = 5ï₽l » . (1.20)
Z« + Zypl+Zyp2 Х1« + ХУРІ+'ѴУР2
В (1.20) обозначено: Zlo—полное сопротивление регули¬
руемой части первичной обмотки; Zypl, Zyp2— полные сопро¬
тивления соответственно первого и второго управляемых
реакторов; х1а, хур1, хур2- индуктивные сопротивления соответ¬
ственно регулируемой части первичной обмотки, первого и
второго управляемых реакторов, Ом.
Вторичное напряжение XX трансформатора изменяется в
соответствии с соотношением
^20=(1-21)
Другой особенностью работы трансформатора является
наличие в цепи РО и УпР циркулирующего тока, определяемого
из уравнения
/= . (1.22)
«T(Zl«±Zypl+Zyp2)
Циркулирующий ток имеет индуктивный характер, он
увеличивает намагничивающий ток трансформатора на сле¬
дующую величину:
Л=-/ц- (1-23)
- пу
Третьей особенностью трансформатора является то, что он
имеет переменное внутреннее сопротивление, приведенное к
числу витков вторичной обмотки:
61
ZT-^[Zip + (l-7)Zyp2]-Z2. (1.24)
В (1.22) и (1.24) принято: Zip полное сопротивление
нерегулируемой части СО; Z2 полное сопротивление ВО.
Вторичное напряжение трансформатора при увеличении
нагрузки определяется из соотношения
U2 = U20-ZTI2. (1.25)
Применив схемы бесконтактной автомагики для управления
процессом подмагничивания управляемых реакторов [1.18,
1.19], можно получить различные внешние характеристики
іра неформал ора в пределах регулировочной зоны. Такой
трансформатор обеспечивает также получение стабилизирован¬
ных па различных уровнях (например, от 3,58 до 3,85 кВ)
внешних характеристик (3 -5 на рис. 1.30). При бесконтактном
регулировании уровень напряжения XX создает благоприятные
условия для применения рекуперации энергии, и трансформатор
с таким регулированием используется для питания выпрями¬
тельно-инверторных агрегаюв на тяговых подстанциях электри¬
фицированных железных дорог. В этом случае исключается
необходимость в механических переключателях в анодной цепи
и перевод преобразовательного агрегата из выпрямиіельного в
инверторный режим осуществляется бесконтактно и автомати¬
чески. Применение бесконтактного способа РПН приводит к
увеличению массы, габаритных размеров и стоимости преобра¬
зователей. Однако расчеты и опыт эксплуатации их на многих
железных дорогах показали, что такие регулирующие устрой¬
ства окупаются в нормированные сроки. При электрификации
новых участков они позволяют за счет обеспечения высокого
Рис. 1.30. Внешние характерис-
j ики шести- и твснадцагифаз-
ного тягового преобразователя
для электрифицированных на
постоянном гокс железных до¬
рог
62
качества напряжения уменьшить число тяговых подстанций,
уменьшить эксплуатационные расходы на тяговых подстанциях
и окупи I ь все расходы на создание и изготовление регули¬
рующих устройств с управляемыми реакторами, при этом
следует иметь в виду, что затраты на РПН существенно зависят
от выбора диапазона регулирования. Для тяговых трансформа¬
торов с бесконтактным регулированием оптимальным является
диапазон изменения напряжения в режиме XX. равный 20%.
Расходы нгт регулирование при сохранении того же диапазона
регулирования и практически гех же внешних характеристик
уменьшаются, если в схеме нгт рис. 1.29, а один из управляемых
реакторов заменить на неуправляемый, с индуктивным сопро¬
тивлением. ограничивающим циркулирующий в контуре ток
при полностью подмагниченном управляемом реакторе.
В тяговом трансформаторе для двенадцатифазной схемы
преобразования внешние характеристики становятся более
жесткими (штриховые характеристики 2 и б на рис. 1.30) и для
получения характеристик 3 5 диапазон регулировочной
обмотки можно уменьшить. Кривые /, 7 на рис. 1.30 есте¬
ственные внешние характеристики при шестифазной схеме
преобразования. В табл. 1.8 приведены сравнительные данные
трансформаторов с шести- и двенадцатифазным выпрямлением,
а также регулятора, состоящего из двух управляемых реакторов
(УпР УпР). одного неуправляемого и одного управляемого
реакторов (HP УпР). Для некоторых преобразовательных
трансформаторов целесообразно применять схему регулирова¬
ния на рис. 1.29, (5. В этой схеме УпР заменены встречно-парал¬
лельно включенными тиристорами. Автоматическое управление
тиристорами позволяет осуществлять бесконтактное регулиро¬
вание напряжения.
Таблица 1.8
Пираме і р
Тя 1 о вые гра іісформа юры со
вс 1 роенным РПН
РеГАЛЯЮрЫ h
гяіовым ПТ
Схема соединения обмо¬
ток или исполнение
рсак юра
У Д (6-фазнос)
У''ДУ (12-фазное)
УпР
УпР
HP
УпР
$іІ1ом. кВ А
14 200 11 950
13 340 11 400
6264
4255
6'111пм. «В
10.5
10,5
1,33
1.5
Лііом- h
L «іііом- R B
Масса, кт:
781 657
3,72 3,21
7.9
738 623
3.8 3,3
8.1
783
250/783
меди
3804
3286
2224
1297
стали
10 324
10 324
8460
5150
масла
По 1 ери, кВт:
6450
5870
8200
6000
в стали
18.7 10.9
18.7 10.9
17,6
10,23
в меди
87,7 82,6
84,8 79,4
25,2
24.8
63
Комбинированное РПН
Трансформаторы с бесконтактными РПН весьма надежны в
работе, удобны в эксплуатации, облегчают автоматизацию
регулирования напряжения и позволяют получить требуемые
внешние характеристики агрегата. Однако с увеличением диапа¬
зона регулирования возрастают массы, размеры и стоимость
таких регулирующих устройств. Поэтому в ряде случаев
целесообразно применять комбинированное, т. е. плавно-ступен¬
чатое, регулирование под нагрузкой. Комбинированное РПН
обеспечивает плавное регулирование напряжения в широких
пределах и имеет достаточно хорошие технико-экономические
показатели. Сущность способа заключается в одновременном
использовании переключающего устройства, осуществляющего
ступенчатое переключение ответвления регулировочной об¬
мотки, и УпР или тиристоров (см. рис. 1.20, а, в), рассчитанных
на напряжение регулировочной ступени и позволяющих плавно
регулировать напряжение внутри каждой ступени. Такое РПН
может осуществляться и по схеме рис. 1.28. Управляемые
реакторы включены в анодные цепи последовательно с венти¬
лями и позволяют плавно регулировать напряжение внутри
каждой ступени. В пределах каждой ступени эта схема по
принципу действия эквивалентна обычной трехфазной мостовой
схеме преобразования с использованием управляемых вентилей.
Комбинированное регулирование применяется в параметри¬
ческих источниках тока (ПИТ), обеспечивающих с высокой
степенью точности стабилизации выпрямленного тока нагрузки
при емкостном характере коэффициента мощности или при его
значении, равном единице. Принципиальные схемы нерегули¬
руемых однофазного и трехфазного ПИТ, применяемых для
питания электропечей, приведены на рис. 1.31. Трехфазный
источник образуется из трех однофазных ПИТ, питающих
общую нагрузку через выпрямитель. Особенности параметри¬
ческих источников подробно описаны в литературе. Отметим
лишь, что схемы приобретают свойства источника тока, если
для цепи из емкости С и индуктивности L выполняется условие
резонанса. Помимо стабилизации источник тока должен также
обеспечивать регулирование тока нагрузки электропечей в
диапазоне 10—100%. На рис. 1.32 приведены внешние характе¬
ристики ПИТ при ступенчатом изменении коэффициента транс¬
формации трансформатора. Как видно из этих характеристик,
на каждой ступени регулирования ток нагрузки остается во всем
рабочем диапазоне изменения сопротивления нагрузки от
режима КЗ (точка а) до номинальной нагрузки (точка б).
Увеличение сопротивления нагрузки свыше номинального вызы¬
вает уменьшение тока нагрузки и возрастание напряжения на
ней. Точка а соответствует режиму XX, являющегося для
64
A
A
Рис. 1.31. Принципиальные схемы ПИТ:
а—однофазного; б—трехфазного
Рис. 1.32. Внешние характеристики ПИТ со ступенчатым регулированием
такого источника аварийным и возникающего при обрыве цепи
в ветви нагрузки или исчезновении напряжения в одной из фаз
питающей сети. Напряжение XX тем меньше, чем меньше
коэффициент трансформации трансформатора. Для обеспечения
требуемого технологического режима плавки регулировочное
устройство РПН должно выполняться с большим числом
ступеней регулирования. Указанным требованиям наиболее
полно соответствуют комбинированные способы регулирования.
Ступенчатое регулирование обеспечивается изменением коэффи¬
циента трансформации устройствами РПН, а плавное регулиро¬
вание тока нагрузки может быть осуществлено в пределах
одной-двух ступеней следующими способами: а) за счет схемы
65
5 — 898
Рис. 1.33. Принципиальная схема
ПИТ с комбинированным регули¬
рованием
Рис. 1.34. Поочередное переключе¬
ние ответвлений РО в схеме пофаз-
ного регулирования
плавного изменения индуктивности L', соединенной последова¬
тельно с СО трансформатора и имеющей магнитную связь с
индуктивностью L в фазе В (рис. 1.33); б) с помощью двух УпР,
включенных в регулировочные ответвления сетевой обмотки
(см. рис. 1.29, я); в) посредством тиристорного регулятора-пере¬
ключателя в цепи СО трансформатора (см. рис. 1.29,6);
г) дополнительным низковольтным ПИТ с плавно-регули¬
руемой индуктивностью, включаемым параллельно высоко¬
вольтному ПИТ на стороне постоянного тока. Низковольтный
ПИТ рассчитывается на диапазон регулирования тока в
66
пределах двух соседних регулировочных ступеней основного
ПИТ, снабженного устройством ступенчатого РПН; д) дополни¬
тельным низковольтным ПИТ с плавным регулированием
двумя УпР или тиристорами, включаемыми также параллельно
основному ПИТ с устройством ступенчатого РПН.
Анализ и технико-экономическое сравнение перечисленных
выше способов регулирования показывают, что одним из
наиболее рациональных методов плавного регулирования тока
в пределах одной-двух ступеней является использование вспомо¬
гательного низковольтного управляемого источника тока.
С точки зрения технико-экономических показателей рацио¬
нальна также схема комбинированного регулирования с
помощью устройства РПН и плавного регулирования в
пределах регулировочной ступени двумя УпР или тиристор¬
ными переключателями, включаемыми в соседние отводы
регулировочной обмотки. Как указывалось выше, режим XX
для ПИТ является аварийным и сопровождается значительными
перенапряжениями на резонансных элементах схемы. Вследствие
этого необходимо предусматривать специальную защиту транс¬
форматора от перенапряжений.
Пофазное РПН
В некоторых случаях необходимо регулировать напряжение
ступенями 1 —1,5% номинального. При глубине регулирования
50% такое регулирование можно было бы осуществить ступен¬
чатым изменением числа витков, если принять 40 — 50 регули¬
ровочных ответвлений РО и контактов переключающего устрой¬
ства. Очевидно, что трансформатор не может быть выполнен
таким образом, так как увеличение числа ответвлений и
контактов переключающего устройства резко усложняет кон¬
струкцию и увеличивает размеры не только устройства, но и
трансформатора, а также ухудшает технико-экономические
показатели.
Уменьшения напряжения ступени регулирования до 1,3%
при ограниченном количестве ответвлений можно добиться
пофазным регулированием, позволяющим снизить напряжение
ступени примерно в 3 раза при 14 ответвлениях регулировочной
обмотки. Для пофазного регулирования используется схема
АВС, осуществляющая поочередное переключение ответвлений
фаз РО трехфазного трансформатора (рис. 1.34). Сначала
переключается одна фаза, например А, затем другая—В и
далее—третья С. Если положение переключающих устройств
на всех фазах, при котором число включенных витков в фазах
СО одинаково, назвать симметричным, то при фазном регули¬
ровании осуществляется поочередный переход подвижных кон¬
тактов переключателя с одного симметричного на другое
67
соседнее симметричное положение. Такой переход называют
циклом переключения. Схема переключения фаз АВС неизменна
во всех циклах на всем диапазоне регулирования. На рис. 1.34
показаны положения подвижных контактов в одном цикле при
увеличении числа витков. Положения переключающего устрой¬
ства в цикле переключения, при которых числа включенных
витков в фазах не одинаковы, называются несимметричными.
Из рисунка видно, что в одном из несимметричных положений
число витков одной фазы А больше числа витков в каждой из
двух других фаз, в другом несимметричном положении в одной
из фаз С число витков меньше числа витков в каждой из двух
других фаз. Несимметрия чисел витков характеризуется коэффи¬
циентом несимметрии кп = и’ф/м’б, где и'ф—число витков одной
из фаз, отличающееся от равных между собой чисел витков
двух других фаз, называемых базовыми, - іѵ6. В симметричном
положении коэффициент несимметрии кп = 1, в несимметричных
при и’ф>м>6 Ан>1, а при и’ф<и'б Ан<1.
При неравных числах витков фаз СО и симметричном
напряжении питающей сети в трансформаторе несколько иска¬
жаются магнитные потоки, напряжение, токи по амплитуде и
фазе. В схеме соединения СО в треугольник появляются поток и
ток нулевой последовательности, влияние которых может быть
снижено встраиванием в части ВО индуктивных устройств, а
также выравниванием тепловых нагрузок всех фаз обмоток в
процессе эксплуатации. Эти способы обоснованы на изменении
направления тока нулевой последовательности в процессе
регулирования за счет чередования перераспределения нагрузок
по фазам обмоток. В трансформаторах для двенадцатифазной
схемы преобразования с соединением СО в треугольник
экономически целесообразно использовать пофазное регулиро¬
вание напряжения с коэффициентом несимметрии 0,9 —1,1.
В этом случае нет необходимости принимать меры для
подавления тока нулевой последовательности в обмотках,
соединенных в треугольник.
1.9. ВЫБОР ИСПЫТАТЕЛЬНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ
Особенности схем преобразовательных установок, режимов
работы преобразователей существенно влияют на условия, в
которых работает изоляция трансформаторно-реакторного
оборудования (ТРО).
Изоляция сетевых обмоток ПТ прежде всего должна быть
рассчитана на воздействия, связанные с обычными режимами
работы электрических сетей, т. е. на такие же воздействия,
которые определяют требование к изоляции силовых транс¬
форматоров общего назначения [1.7]. В соответствии с
ГОСТ 1516.1-76 [1.8] сетевые обмотки ПТ рассчитаны на
68
Таблица 1.9
Вид испытательного напряжения
Испытательное напряжение СО, кВ,
класса напряжения. кВ
Промышленной частоты внутрен¬
ней изоляции, одноминутное дейст¬
вующее:
линейных выводов
выводов нейтрали
Промышленной частоты внешней
изоляции в сухом состоянии, при
плавном подъеме, действующее:
линейных выводов
вывода нейтрали
Полного грозового импульса внут¬
ренней изоляции, максимальное:
каждого линейного вывода (по¬
очередно)
трех линейных выводов, соеди¬
ненных вместе
вывода нейтрали
Полного грозового импульса внеш¬
ней изоляции, максимальное:
каждого линейного вывода
вывода нейтрали
Срезанного грозового импульса
внутренней изоляции, максимальное,
каждого линейного вывода (пооче¬
редно)
Срезанного грозового импульса
внешней изоляции, максимальное,
каждого линейного вывода (пооче¬
редно)
25
34
60
57
57
70
70
35 45 55 65
45 60 70 80 105
108 130 150
100 105 —
200
140
100 120 140 185
120 150 170 225
90 120 150 175 230
200
100
280
135
480
200
460
200
550
570
325/400*
200
465/600*
280
750
400
690
400
'835
860
* Между фазами.
Примечание. Наибольшие рабочие напряжения, действующие значения, равны 7.2:
12; 17,5; 24; 26,5; 40,5; 126; 252 кВ соответсівенно классам напряжений.
длительную работу при наибольшем для данного класса
напряжения рабочем напряжении, а также при кратковре¬
менных повышениях напряжения длительностью до 20 мин
при оперативных коммутациях и кратковременных повыше¬
ниях напряжения длительностью до 20 с в аварийных слу¬
чаях [1.8]. Кроме того, изоляция СО должна выдерживать
коммутационные перенапряжения длительностью порядка не¬
скольких минут или секунд, которые возникают при вклю¬
чениях и отключениях высоковольтными включателями (мас¬
ляными, воздушными, элегазовыми или вакуумными), а так¬
же грозовые перенапряжения длительностью порядка десят¬
ков микросекунд, связанные с разрядами молнии. Для проверки
соответствия изоляции СО этим требованиям стандартом
нормируются виды и значения испытательных напряжений,
69
приведенные в табл. 1.9 для масляных трансформаторов с
ПБВ.
При проектировании масляных трансформаторов с РПН
учитываются специфика условий их работы и схемы регулиро¬
вания. Эти трансформаторы выполняются, как правило, с
большой глубиной встроенного регулирования (40% и более) и
предназначены для изменения выпрямленного напряжения
(тока) в технологических целях в установках электролиза,
электропривода, а также различных электропечных установках
на постоянном токе. Они присоединяются к кабельной сети
либо через кабель, или закрытый шинопровод достаточной
длины (не менее 80 —100 м) к понижающей подстанции или
электростанции предприятия. Такое присоединение трансформа¬
торов исключает воздействие на них атмосферных перенапряже¬
ний. В то же время, как показали расчеты и импульсные
обмеры, в трансформаторах с глубоким встроенным регулиро¬
ванием быстро растут потенциалы на свободных концах
регулировочной обмотки. Поэтому стандартом не предусмот¬
рено испытание импульсной прочности ПТ с РПН глубиной
регулирования более 20%. Однако для ответственных установок
с повышенными требованиями к надежности целесообразно
проводить испытания грозовыми импульсами соответственно
табл. 3.4 и для ПТ с РПН при глубине регулирования до
40—45%. Целесообразно также устанавливать в непосредствен¬
ной близости к трансформатору вентильные разрядники, огра¬
ничивающие амплитуду возможных перенапряжений.
Следует иметь в виду, что все ПТ классов напряжений СО
до 35 кВ включительно имеют нейтраль с полной изоляцией
(класс напряжения нейтрального и линейных выводов СО
одинаков), и поэтому вывод нейтрали проверяется испытанием
полного грозового импульса, подаваемого на три линейных
вывода, соединенных вместе.
Сетевые обмотки безмасляных трансформаторов, сухих или
с заполнением негорючей жидкостью выполняются с облегчен-
Таблица 1.10
Вид испытания
Испытательное напряжение СО, кВ, для
класса напряжения, кВ
6
10
15
20
24
35
Напряжением промышленной ча¬
стоты одноминутное (действующее
значение)
16
24
37
50
55
75
Коммутационной волной 100/1000
мксек (амплитудное значение)
35
50
65
80
90
135
Полным грозовым импульсом
1,2x50 мксек (амплитудное значение)
40
60
75
95
ПО
170
70
ной изоляцией и предназначаются для работы в установках, не
подверженных атмосферным перенапряжениям. Испытательные
напряжения промышленной частоты, коммутационной и
импульсной волнами приведены в табл. 1.10.
Испытание приложенным напряжением нормировано стан¬
дартом, испытания коммутационным импульсом и полным
грозовым импульсом являются факультативными. Они гаранти¬
руют достаточный уровень надежной работы ПТ, особенно
работающих в условиях частых коммутационных перенапряже¬
ний при значительном числе коммутаций, когда нужно счи¬
таться с коммутационным эффектом, например в установках
тиристорного электропривода экскаваторов, в системах тирис¬
торного возбуждения генераторов и др. Изоляция ВО опреде¬
ляется процессами, возникающими непосредственно в преобра¬
зователях (коммутацией вентилей, пробоем вентилей, обрывами
в цепях), коммутационными перенапряжениями при включении
и отключении трансформаторов или преобразователей, а также
перенапряжениями, трансформирующимися с СО.
Как показали исследования и опыт эксплуатации, наиболее
опасными можно считать перенапряжения, возникающие при
отключении вакуумными выключателями нарастающего тока
XX ПТ. Эти перенапряжения могут достигать восьмикратного
номинального фазного напряжения.
Испытательные напряжения вентильных обмоток ПТ норми¬
рованы ГОСТ 16772-77 и приведены в табл. 1.11. В этой
таблице указаны и испытательные напряжения для трансформа¬
торов, работающих в преобразователях с ртутными вентилями,
которые в настоящее время уже не изготовляются, но значи¬
тельное их количество еще эксплуатируется.
По соображения:» і унификации и с учетом особенностей режи¬
мов работы трансформаторов для отдельных потребителей при¬
няты следующие отступления от норм, приведенных в табл. 1.11:
Таблица 1.11
Узел
Узел, по
от ношению
к которому
испытывают
изоляцию
Действующие значения испытательного напряжения, В
Преобразователи с
ртутными вентилями
Преобразователи с полу¬
проводниковыми вентилями
Нулевые
схемы
Мостовые
схемы
Ud до 500 В
(7d = 500 В
и более
ВО и ее
вводы
Корпус и
другие об¬
мотки
ЗЦЮ + 5ООО
1,5Сю+
+ 5000
2.5 Ud0 + 2000.
но не менее
3000 В
2,5 7%+ 2000,
но не менее
5000 В
Части рас¬
щепленной
ВО
По отно¬
шению друг
к другу
30%+ 5000
1,5 t% +
+ 5000
2,57% + 1000,
но не менее
2000 В
2,57% +1000,
но не менее
3000 В
71
Таблица 1.12
Испытываемые
реакторы и их
узлы
Узел, по
оз ношению
к которому
испьп ывают
изоляцию
Действующие значения испытательного напряжения, В
Преобразователи с
ртутными вентилями
Преобразовании с полу¬
проводниковыми вентилями
Нулевые
схемы
Мостовые
схемы
Ud 500 В
и более
Oj до 500 В
Уравнитель¬
ный реактор:
обмотка и
ее вводы
Корпус
3Cd() + 5000
2,5Ц,О+
+ 2000. но
нс менее
3000 В
2,5t/d0 +
+ 2000. но
не менее
3500 В
ветви об¬
мотки при
неразъем¬
ном соеди¬
нении ну¬
лями звезд
ВО
По отно¬
шению
ДРУГ к
другу
3 +d0 + 5000
2.5Ц,О +
+ 1000, но
нс менее
2000 В
2.5C/dü+
+1000, но
не менее
3000 В
ветви об¬
мотки при
разъемном
соединении
То же
2(7do+1000.
но не ме¬
нее 3000 В
То же
То же
Сглаживаю¬
щий реактор
Корпус или
заземлен¬
ные детали
То же
2С;/0+ 1000,
но не ме¬
нее 3000 В
» »
» »
Ограничи¬
вающий реак¬
тор
То же
» »
То же
» »
» »
Токоограни¬
чивающий ре¬
актор постоян¬
ного тока
» »
» »
» »
» »
» »
испытательные напряжения ВО, предназначенных дл„
электрифицированного железнодорожного транспорта, прини¬
маются для преобразователей с полупроводниковыми венти¬
лями такими же, как и для ртутных вентилей;
испытательное напряжение ВО трансформаторов для пре¬
образователей, предназначенных для электро тиза цветных
металлов и химической промышленности, составляет не менее
6500 В.
Изоляция витков обмоток, междуслойная и междукатушеч¬
ная изоляция, а также междуфазная изоляция должны быть
рассчитаны на двойное номинальное напряжение, а все обмотки
испытываются в течение 1 мин индуктированным напряжением
частотой 100 Гц, равным двойному номинальному. Трансфор¬
маторы с повышенными требованиями к надежности или
трансформаторы для установок, в которых технологические
72
процессы требуют частых включений и отключений, сопровож¬
даемых коммутационными перенапряжениями, выполняются с
изоляцией, рассчитанной на индуцированное напряжение, рав¬
ное 2,5 — 3-кратному номинальному.
Испытательные напряжения реакторов приведены в
табл. 1.12.
1.10. Классификация и условные обозначения
преобразовательных трансформаторов
Как указывалось выше, в состав преобразовательных агре¬
гатов входит различное трансформаторно-реакторное оборудо¬
вание (ТРО). Силовые ПТ могут быть классифицированы по
следующим признакам: в зависимости от числа фаз СО, по виду
охлаждения и изоляции, по типовой мощности и классу
напряжения обмоток, в зависимости от способа регулирования
напряжения, по номинальной частоте, по роду установки—
климатическому исполнению и категории размещения, по
назначению, по некоторым дополнительным конструктивным
признакам [1.17].
В зависимости от числа фаз сетевой обмотки ПТ выпол¬
няются однофазными (О) или трехфазными (Т). Однофазные
трансформаторы применяются, как правило, при сравнительно
небольших мощностях, а также для питания от контактной сети
переменного тока преобразователей на электровозах. В отдель¬
ных случаях однофазные трансформаторы используют для
включения в трехфазную группу. В подавляющем большинстве
преобразовательных установок промышленности и транспорта
применяют трехфазные трансформаторы.
По виду охлаждения ПТ можно разделить на три основные
группы: масляные трансформаторы, в которых основной охлаж¬
дающей, а также изолирующей средой является трансформатор¬
ное масло; трансформаторы с заполнением негорючей изоляци¬
онной жидкостью типа совтола и гексола, которая выполняет те
же функции, что и трансформаторное масло; сухие трансформа¬
торы, в которых атмосферный воздух является одним из
основных компонентов изолирующей и охлаждающей среды.
Масляные ПТ изготовляются мощностью 2500 кВ • А и
больше. При мощностях до 6300— 8000 кВ-А используется
система охлаждения М с естественной циркуляцией масла и
воздуха. Большие мощности требуют применения формируемых
систем охлаждения: Д—с естественной циркуляцией масла, но с
принудительным обдувом охлаждающих радиаторов; Ц—с
принудительной, с помощью насосов, циркуляцией масла через
охлаждаемые водой охладители; ДЦ—с принудительной цирку¬
ляцией масла через охладители с воздушным обдувом. Пре¬
образовательные трансформаторы с заполнением негорючей
73
жидкостью изготовляются отечественными заводами мощ¬
ностью 400—2000 кВ-А. Сухие преобразовательные трансфор¬
маторы выпускают мощностью до 10 000 кВ-А, причем при
мощности до 6300 кВ • А достаточна, как правило, естественная
конвекция воздуха (система С). В последние годы применена
конструкция сухих трансформаторов, в которой основные
изоляционные функции осуществляет не воздушная среда, а
твердая изоляция, в частности, термореактивного типа, а
охлаждение обеспечивается принудительными системами внут-
рипроводникового водяного охлаждения В или косвенного
водяного охлаждения ВК.
По типовой мощности и классу напряжения обмоток ПТ,
так же как и силовые трансформаторы общего назначения,
подразделяются на габариты: I габарит—10—100 кВ-А;
II габарит—125 — 1000 кВ ■ А; III габарит—1250—6300 кВ • А;
IV габарит—8 МВ-А и более напряжением до 35 кВ включи¬
тельно; V габарит—до 32 МВ ■ А включительно напряжением
от 35 до НО кВ включительно; VI габарит—40—80 МВ-А
напряжением от 35 до НО кВ включительно и мощностью до
80 МВ-А включительно напряжением от НО до 330 кВ включи¬
тельно; VII габарит — мощностью от 80 до 220 МВ-А
включительно напряжением до 330 кВ включительно.
В зависимости от способа регулирования ПТ подразде¬
ляются на три вида: нерегулируемые, переключаемые без
возбуждения (ПБВ), регулируемые под нагрузкой (РПН). Нере¬
гулируемые ПТ, не имеющие обмоток с регулировочными
ответвлениями, используются в системах возбуждения или для
подключения к сетям, главным образом низковольтных (до
660 В), где регулирование обеспечивается понижающими рас¬
пределительными трансформаторами либо регулировочными
автотрансформаторами. В ПТ с ПБВ переключение выпол¬
няется либо переключателями с ручным или электродвигатель-
ным приводом, либо путем пересоединений на вводах или
контактных панелях, к которым подведены ответвления обмо¬
ток. С РПН выпускаются, как правило, ПТ мощностью не
менее 2500 — 4000 кВ • А.
По номинальной частоте ПТ подразделяются на трансфор¬
маторы, питающиеся от сетей промышленной частоты 50 Гц
(60 Гц для экспортных заказов в ряд стран), и трансформаторы
для работы в специальных установках повышенной частоты.
В большинстве случаев ПТ используют в установках промыш¬
ленной частоты. В обозначение ПТ, предназначенных для
работы в сетях с частотой выше стандартной, добавляется
индекс Ч.
По роду установки ПТ относят к двум группам: наружной и
внутренней установкам, т. е. устанавливаемым на открытом
воздухе или в помещении. Более детально род установки
74
регламентируется климатическим исполнением и категорией
размещения трансформаторов. Все ПТ имеют исполнение для
работы в умеренном (У), холодостойком (УХЛ), тропическом
(Т) климате. Масляные трансформаторы могут устанавливаться
на открытом воздухе -категория размещения 1, под навесом
или в специальных камерах — категория размещения 2. Транс¬
форматоры с заполнением негорючей жидкостью — совтолом —
устанавливают в отапливаемых помещениях— категория раз¬
мещения 4, с заполнением гексолом — в неотапливаемых поме¬
щениях —категория 2. Сухие трансформаторы, как правило,
предназначены для работы в закрытых помещениях — категории
размещения 3 и 4. В последние годы разработаны сухие
трансформаторы с повышенной стойкостью к воздействию
факторов внешней среды— категория размещения 2.
ПТ различают по применению для следующих установок:
выпрямителей электролизного производства в цветной метал¬
лургии и химической промышленности; тиристорного электро¬
привода с двигателями постоянного тока; электрифицирован¬
ного железнодорожного транспорта (индекс Ж); инверторных
агрегатов тяговых подстанций железных дорог (М); тяговых
подстанций метрополитена (М); тяговых подстанций городского
транспорта — трамвая, троллейбуса; электропечных установок
(П); возбуждения синхронных машин (В); гальванического
производства (Г); тиристорного электропривода экскаваторов
(ЭК); в буровой технике (Б); частотно-регулируемого синхронно¬
го электропривода (С); частотно-регулируемого асинхронного
электропривода (А). Указанные в скобках индексы регламенти¬
руются стандартом или техническими условиями. К дополнитель¬
ным конструктивным признакам, классифицирующим ПТ, сле¬
дует отнести выполнение ВО: нерасщепленными, расщепленными
на части в пределах одного концентра, занимаемого этой обмот¬
кой (индекс Р), расщепленными на части, расположенные на раз¬
ных концентрах по отношению к СО, «трехобмоточное» исполне¬
ние (индекс Т). В ПТ по схеме соединения ВО две обратные звез¬
ды с уравнительным реактором в некоторых конструктивных ис¬
полнениях уравнительные реакторы встраивают в общий бак с
масляным трансформатором или в общий кожух (шкаф) с сухим
трансформатором, что учитывают в обозначении буквой У.
Структура условного обозначения ПТ приведена на рис. 1.35.
1.11. КЛАССИФИКАЦИЯ РЕАКТОРОВ
В выпрямительных и инверторных установках применяются
различные преобразовательные реакторы: уравнительные,
сглаживающие, ограничивающие и токоограничивающие по¬
стоянного тока, токоограничивающие переменного тока, а
также управляемые.
75
Ç Ç Ç Ç Ç Ç Ç Ç - Ç / ф Ç ç ç
буква Т или О В зависимости от
числа /раз СО
буква Р Эля ПТ с расщепленной
в пределах концентра ВО
Вид охлаждения М.Н.Д'ДЦ'Ц с,
’ В,ВК ’ ’
буква 3 для сухих ПТ в защищен-
'ном исполнении
• буква К для ПТ с РПН
буква Т для ПТ с расщепленной
на разных концентрах ВО
буква П для питания полупро¬
водниковых преобразователей
'(буква Р для питания ртут¬
ных преобразователей)
буква У для ПТ со встроенным
уравнительным реактором
буква У для ПТ на повышенную
'частоту напряжения сети
■ Типовая мощность , кВ-А
Рис. 1.35. Структура условною
обозначения ПТ
Класс напряжения обмотки с
наибольшим напряжением, нв
буквы назначения Ж. И. Н.П В
Г, ЭК, 6,C'A
Климатическое исполнение
(У. УХЛ'7,0)
_ Категория размещения
Уравнительные реакторы предназначены для выравнива¬
ния напряжений и токов в многофазных схемах преобразо¬
вания. Сглаживающие реакторы включаются последовательно
в цепь постоянного тока в целях снижения пульсаций то¬
ка. Токоограничивающие реакторы постоянного тока так¬
же включаются последовательно в цепь постоянного тока и,
как правило, выполняются без стали (без магнитопровода).
Ограничивающие реакторы предназначаются для ограничения
уравнительных токов в схемах преобразователей преимущест¬
венно реверсивных; как правило, они выполняются насыщаю¬
щимися. Токоограничивающие реакторы переменного тока —
это фазные реакторы, включаемые последовательно в фаз¬
ную цепь преобразователя, питающегося от сети перемен¬
ного тока без ПТ. Управляемые реакторы —регулируе¬
мые реакторы, изменения параметров которых осуществля¬
ют с помощью намагничивания, используются в преоб¬
разовательных установках на стороне как СО, так и
ВО. По виду охлаждения, типовой мощности, по роду установ-
76
Климатическое исполнение и категория
размещения
Типовая мощность , к В • Д
Обозначение вида охлаждения
Т— для трехфазных , О - для однофазных
реакторов
Наименование изделия
Рис. 1.36. Структура условного обозначения уравнительного реактора
Г~1 ро Г~І — Г~~І Г"I
I Климатическое исполнение и катего¬
рия размещения
Типовая мощность , кВ ' А
Обозначение вида охлаждения
Наименование изделия и число фаз
Назначение реактора: С— сглажива¬
ющий , О — ограничивающий,
Т— токоограничивающий
Рис. 1.37. Структура условного обозначения сглаживающего, ограничивающего
h токоограничивающего реакторов постоянного тока
Климатическое исполнение и катего¬
рия размещения
Индуктивность , мГн
Номинальный ток реактора, А
Токоограничивающий
Обозначение вида охлаждения
Число фаз (Т или О)
Наименование изделия
Рис. 1.38. Структура условного обозначения токоограничиваюшего реактора
переменного тока
ки, климатическому исполнению и категории размещения
реакторы классифицируются так же, как и трансформаторы.
Структура условных обозначений реакторов приведена на
рис. 1.36—1.38.
Глава вторая
ОСОБЕННОСТИ КОНСТРУКЦИИ ТРАНСФОРМАТОРОВ
2.1. МАГНИТОПРОВОДЫ
Трансформаторы для преобразовательных установок, как
правило, работают при большом числе часов включения. В
77
связи с этим для них необходимо тщательно выбирать
конструктивные и технологические решения для создания
магнитопроводов с минимальными потерями. В большинстве
случаев трехфазные магнитопроводы трансформаторов выпол¬
няют стержневой конструкции, несимметричными, плоскоших¬
тованными. Как и в силовых трансформаторах общего назначе¬
ния, поперечное сечение стержня обычно выполняют в виде
ступенчатой фигуры, вписанной в окружность диаметром £>с с
учетом наилучшего заполнения сталью поперечного сечения
окружности и получения наиболее технологичных обмоток
(рис. 2.1). Круглая форма СО и ВО увеличивает механическую
прочность конструкции, уменьшает среднюю длину витка и
снижает трудоемкость изготовления обмоток [2.1, 2.3].
При диаметрах стержней 360 мм и более в магнитопроводах
выполняют продольные охлаждающие каналы размером 6 мм,
которые продолжаются и в ярмах. При диаметрах до 480 мм
выполняют один канал, при 500 600 мм—два канала, при
630—750 мм—три канала. Канал образуют с помощью про¬
кладок из листов электротехнической стали, которые гофриру¬
ют на специальном станке (рис. 2.2). Значения площадей 771 и
П2 сечения стержней и ярм, а также коэффициентов заполнения
площади круга сталью приведены в табл. 2.1.
Активное сечение магнитопровода образуется набором пла¬
стин холоднокатаной электротехнической стали толщиной 0,3
или 0,35 мм. Для производства пластин магнитопроводов
используют только рулонную электротехническую сталь, как
правило, марок 3405, 3406, 3407, 3408 по ГОСТ 21427.2-83 с
удельными потерями при частоте 50 Гц и магнитной индукцией,
указанными в табл. 2.2.
Эта сталь имеет двухстороннее жаростойкое изоляционное
покрытие, которое в процессе
производства пластин магнито-
Рис. 2.2. Гофрированная прокладка
для образования охлаждающего ка¬
нала магнитопровода
Рис. 2.1. Поперечное сечение
магнитопровода
78
Таблица 2.1
Диаметр
стержня
Dc, мм
Сечение
стержня
Пх, см2
Сечение
ярма
П2, см2
Коэффи¬
циент ис¬
пользо¬
вания
площади
круга
Диаметр
стержня
£>с, мм
Сечение
стержня
Л|( см2
Сечение
ярма
П2, см2
Коэффи¬
циент ис¬
пользо¬
вания
площади
круга
80
43,3
44,8
0,861
340
828,6
837,4
0,913
90
56,7
58,2
0,89
360
910,3
917,5
0,894
100
72
73,2
0,916
380
1019.6
1037,6
0,899
НО
86,2
89,7
0,907
400
1143,24
1150,44
0,909
125
112,3
115,3
0,914
420
1255,02
1270,02
0,905
140
141,5
144
0,92
450
1451,18
1460,18
0,912
160
183,5
188,3
0,912
480
1657,36
1670,06
0,915
180
232,8
237,6
0,914
500
1788,4
1800,7
0,91
200
277,9
279,4
0,884
530
2013,58
2030,58
0,912
220
342,5
343,7
0,901
560
2258,88
2275,38
0,917
240
407,9
409,4
0,901
600
2596,52
2618,42
0,918
260
478
484,3
0,9
630
2869.1
2916,3
0,920
280
556,2
566,6
0,903
670
3226,6
3273
0,915
300
644,6
654,2
0,912
710
3651,2
3730
0,922
320
732,7
743,9
0,911
750
4056
4140,2
0,915
провода не повреждается. Качество поверхности, характеризуе¬
мое неравномерностью толщины, волнистостью и коробова-
тостью, во многом определяет коэффициент заполнения сталью,
т. е. влияет на потери энергии и ток XX.
В целях увеличения электротехнического сопротивления
изоляции и уменьшения добавочных потерь в стали пластины
для трансформаторов мощностью более 40 МВ • А или при
диаметре магнитопровода 560 мм и более дополнительно
лакируют на специальных машинах. Однако это несколько
снижает коэффициент заполнения сечения сталью (табл. 2.3).
Для ПТ применяют, как правило, шихтованную конструк¬
цию магнитопровода, в которой листы стержней и ярм
собирают в переплет. Стыковую конструкцию магнитопровода
используют лишь для трансформаторов специальных исполне¬
ний, например для последовательных регулировочных тран¬
сформаторов и для реакторов.
В трехфазных ПТ применяют схемы шихтовки с косым
стыком, реже — с прямым стыком. Пластины укладывают друг
на друга поочередно в первом и втором положениях (рис. 2.3).
Каждый слой шихтуется одним-двумя листами. Схема шихтов¬
ки с косым стыком более сложна, чем схема шихтовки
прямоугольных пластин. Однако из-за анизотропности холодно¬
катаной электротехнической стали эффективность косого стыка,
определяемая снижением электрических потерь и намагничи¬
вающего тока, настолько заметна, что оправдывает повышен¬
ные затраты на изготовление таких магнитопроводов. Приме¬
няемая в трехфазных преобразовательных трансформаторах
79
Таблица 2.2
Марка стали
Толщина, м
Удельные потери
Р1 750. В г кг, не
более
Магнитная индукция,
Тл, не менее, при напря¬
женности магнитного
поля 100 А м
3405
0,35
0,3
1,5
1,4
1,61
3406
0,35
0,3
1,43
1.33
1,62
3407
0,35
0,3
1,36
1.26
1,68
3408
0,35
0,3
1,3
1,2
1,71
Таблица 2.3
Изоляция листов
Толщина листов,
мм
Коэффициент за¬
полнения сечения
сталью /с3
Число пластин на
100 мм толщины
пакета магнитопро¬
вода
Жаростойкое элек¬
троизоляционное по¬
крытие
0,35
0,3
0,97
0,96
274
317
То же с дополни¬
тельной однократной ла¬
кировкой
0,35
0.3
0,965
0,955
270
310
схема шихтовки с косым стыком в значительной мере упрощена
благодаря применению конструкции с «тремя четвертями»
косых стыков, показаной на рис. 2.3. Такая шихтовка с косым
стыком по сравнению с шихтовкой с прямым стыком пластин
магнитопровода позволяет снизить потери XX на 10—12 и ток
XX на 25—30%.
Стержни магнитопроводов трансформаторов диаметром до
240 мм включительно стягивают с помощью изоляционных
планок, расклинивающих внутреннюю обмотку относительно
стержня. Стержни диаметром 260 мм и выше прессуют с
помощью бандажей. Количество бандажей должно обеспечи¬
вать равномерное сжатие пластин магнитопровода, а усилие
сжатия— жесткую конструкцию магнитопровода, способную
воспринимать все технологические воздействия в процессе
производства, при транспортировке и эксплуатации. Кроме
80
стыком:
а—первое положение; б—второе положение
того, бандажи должны обеспечить нормируемый уровень шума
(он должен быть равномерным и низкого тона).
При расчете количества накладываемых на стержень банда¬
жей исходят из давления в среднем пакете стержня. Стержни
предварительно опрессовывают равномерной нагрузкой, обеспе¬
чивающей в центральном пакете стержня давление (5—
6) • ІО5 Па. После снятия предварительной опрессовки давление
снижается до (1—2)-ІО5 Па. которое затем учитывается при
механическом расчете бандажей. В эксплуатации находится
много трансформаторов с бандажами, выполненными из
стальной ленты шириной 40 и толщиной 1 мм при диаметре
стержня от 260 до 380 мм и толщиной 1,5 мм при диаметре
400 мм и больше. Шаг между такими бандажами приведен
ниже.
Диаметр стержня, мм Шаг между бандажами, мм
260- 300 300
320 -380 150
400 -750 120
Стяжка стержней магнитопровода с помощью стальных
бандажей имеет ряд недостатков. На стальной ленте наводится
потенциал, значение которого зависит от напряжения на
ближайшей к магнитопроводу обмотке. В ПТ, в которых
ближайшей к стержню является СО или РО, эти потенциалы
могут быть значительными. Так, при напряжениях 6—10 кВ
потенциал составляет 15— 30% напряжения, подведенного к
обмотке, поэтому изоляция бандажей должна быть рассчитана
на достаточно высокое испытательное напряжение.
В целях повышения надежности и снижения трудоемкости
изготовления трансформаторов стяжку стержней осуществляют
стеклобандажами из стеклоленты марок ЛСБ-Т и ЛСБ-Э. Лента
имеет ширину 20 и толщину 0,2 мм. Предел прочности
бандажей из стеклоленты при температуре 20° С составляет
(7—7,5)-ІО8 Па, при температуре 100 С (5—5,5)-ІО8 Па. Стек¬
лоленту накладывают на предварительно опрессованные стержни
с помощью специальных намоточных устройств, обеспечиваю¬
щих ее натяг с усилием 900—1000 Н. Между активной сталью
магнитопровода и стеклобандажом прокладывают полосу из
электротехнического картона толщиной 1 мм, шириной 40—
60 мм. Число витков стеклоленты приведено ниже.
Диаметр стержня, мм
Количество витков стекло¬
ленты в бандаже
260 280
10
330 380
15
400 500
18
530 670
(2х 10)*
710 750
(2х 12)*
* Два бандажа расположены рядом впритык.
Для полимеризации связующих стеклоленту в масляных
трансформаторах запекают при сушке активной части.
Пластины ярма магнитопровода прессуют двумя ярмовыми
балками (консолями), которые выполняют из уголков, швелле¬
ров, гнутых или сварных конструкций. Ярмовые балки стягива¬
ют шпильками. Шпильки, проходящие в окне магнитопровода,
надежно изолируют, что препятствует образованию коротко¬
замкнутых витков вокруг ярм. При диаметре стержней магнито¬
провода более 360 400 мм вместо боковых шпилек балки
стягивают брусьями (рис. 2.4). В отдельных случаях, в частно¬
сти в трансформаторах на напряжение 110 кВ, стяжные шпиль¬
ки в окне магнитопровода заменяют на специальные стеклобан¬
дажные стяжки (рис. 2.5). Конструкция ярмовых балок и их
стяжек обеспечивает необходимую жесткость магнитопровода
при подъеме активной части, при креплении активной части в
Вив 4
Рис. 2.4. Стяжка ярмовых балок брусьями и шпильками:
1 — шпилька прессующая; 2—болт; 3— изоляционная прокладка; 4— брус прессующий
82
1
Рис. 2.5. Стяжка ярм стеклобандажами:
1- изоляционная прокладка; 2—бандаж; 3—стяжная гайка; 4—серьга
2
3
баке и при транспортировке трансформатора. Балки рассчиты¬
вают также на усилия осевой запрессовки обмоток и усилия,
возникающие в обмотках при КЗ. Эти усилия передаются на
верхние балки через специальные винты для прессовки обмоток
(рис. 2.6).
2.2. ВЫБОР КОНСТРУКЦИИ ОБМОТОК
Конструкция обмоток трансформаторов должна обеспечить
заданное число фаз схемы преобразования, заданные аварийные
токи, надежную работу при нагрузочных и аварийных режимах,
характерных для преобразовательной установки. В связи со
значительными усилиями, возникающими при пробоях венти¬
лей, перекрытиях в преобразовательных секциях и КЗ в
отдельных частях ВО, конструкция обмоток трансформаторов
должна иметь высокую механическую прочность. Конструкцию
обмоток и их крепление выбирают на основании расчетов и
результатов электродинамических испытаний, при этом необхо¬
димо обеспечивать высокую электрическую прочность главной
и продольной изоляций обмоток в соответствии со значениями
испытательных напряжений, приведенными в гл. 1.
При выборе формы сечения провода руководствуются
необходимостью обеспечить максимальную устойчивость про¬
водника при приемлемой технологичности намотки. Отношение
высоты проводника к его ширине рекомендуется принимать в
83
Рис. 2.6. Остов трансформатора
пределах 2,5—4, в редких случаях оно может достигать 5—6.
Механическая прочность обеспечивается применением жестких
опор в виде бумажно-бакелитовых, стеклоэпоксидных и других
цилиндров, а также размещением определенного числа реек и
бандажей. В непрерывных дисковых и винтовых обмотках число
реек для крепления прокладок, образующих горизонтальные
каналы, выбирают максимально допустимым по условиям
нагрева, но так, чтобы расстояние между прокладками было не
меньше указанного в табл. 2.4. При меньших расстояниях
между прокладками усложняется технология выполнения внут¬
ренних переходов между катушками и возможны повреждения
изоляции переходов при опрессовке обмоток. Нужного расстоя¬
ния между прокладками добиваются выбором не только числа
реек, но и ширины прокладок, которая унифицирована и равна
40 и 50 мм. Для уменьшения радиальных усилий, сжимающих
обмотку, применяют «холостые» промежуточные рейки, на
которые прокладки, образующие каналы, не устанавливаются
(рис. 2.7). На всех обмотках прокладки дополнительно крепят с
помощью наружных реек или полос из картона. Это повышает
жесткость и устойчивость всего столба прокладок, ограничивает
их горизонтальное смещение, благодаря чему повышается
механическая прочность обмотки.
84
Рис. 2.7. Крепление обмоток
рейками и бандажами:
1 —обмотка внутренняя; 2 обмот¬
ка средняя; 3 обмотка наружная;
4- промежуточные рейки; 5 бан¬
дажи; 6- основные изоляционные
прокладки; 7 — «холостые» рейки;
Я —дополнительные изоляционные
прокладки
Механическую проч¬
ность обмоток увеличи¬
вают также путем банда-
жировки с помощью 8 —
10 слоев стеклоленты ши¬
риной 20 мм. Эти банда¬
жи накладывают по вы¬
соте обмотки равномерно
с расстоянием между
бандажами примерно 80 —
300 мм либо устанавли¬
вают в местах повышен¬
ных усилий: на стыке час¬
тей обмоток, на катуш¬
ках с большим неравно¬
мерным токораспределе-
нием при аварийных ре¬
жимах, в местах вывода
концов обмоток. Особен¬
но эффективны бандажи,
накладываемые на изоля¬
ционные стержни (рейки),
которые устанавливают в
промежутках между про¬
кладками и образуют ка¬
налы в непрерывных и винтовых обмотках [2.4]. Эти изоляци¬
онные стержни примыкают непосредственно к наружным
виткам обмотки и закрепляются между соседними проводника¬
ми одной из катушек (рис. 2.8) с помощью гибкой ленты либо с
помощью прокладок, надеваемых на изоляционные стержни и
свободно перемещающихся в каналах обмотки (рис. 2.7). Для
обмоток внутренних концентров бандажи целесообразно раз¬
мещать в пазах изоляционных стержней, что позволяет улуч¬
шить фиксацию обмоток, повысить технологичность сборочных
работ при насадке обмоток (рис. 2.7).
Для уменьшения осевой усадки обмоток прокладки изго¬
товляют из малоусадочного, предварительно специально обра¬
ботанного электротехнического картона путем обжима на
специальных вальцах или прессования при давлении (2,5 —
85
Таблица 2.4
Осевой раз¬
мер провода
без изоля-
ции, мм
Минимальное расстояние
между прокладками, мм
Осевой раз¬
мер провода
без изоля-
ции, мм
Минимальное расстояние
между прокладками, мм
Один переход
между про¬
кладками
Два перехода
между про¬
кладками
Один переход
между про¬
кладками
Два перехода
между про¬
кладками
15
80
115
7,5
59
83
14
78
ПО
7,1
57
81
13,2
76
106
6,7
56
79
12,5
74
103
6,3
53
76
11,8
73
101
6
52
75
Н,2
71
99
5,6
51
73
10,6
68
96
5,3
49
72
10
67
94
5
48
69
9,5
66
92
4,75
47
68
9
64
90
4,5
46
67
8,5
62
87
4,25
45
64
8
60
85
4
43
62
4) • 107 Па и температуре 100 С. Перед применением прокладки
сушат, пропитывают меламиноглифталевым лаком и запекают.
После намотки обмотки стягивают в специальных приспо¬
соблениях, сушат в вакуум-сушильных шкафах, а затем допол¬
нительно прессуют гидравлическими прессами при давлении на
рабочую площадь (4—5)-106 Па. В запрессованном виде
обмотки пропитывают меламиноглифталевым лаком и запека¬
ют. Пропитка лаком обеспечивает монолитность обмотки и
повышает ее механическую прочность. Однако пропитка не¬
сколько снижает изоляционные характеристики и усложняет
Рис. 2.8. Крепление обмоток бандажами в местах повышенных усилий:
1 — обмотка; 2—гибкая лента; 3—изоляционный стержень; 4—бандаж
86
технологию производства. Поэтому разработана технология
изготовления обмоток без пропитки лаками. Обмотки сушат
под давлением, которое к концу процесса сушки не должно
быть больше (2—2,5)- ІО6 Па. После сушки крепления дополни¬
тельно затягивают и до насадки на магнитопровод обмотки
хранят ограниченное время.
Сетевые обмотки
Для СО преобразовательных трансформаторов независимо
от способа охлаждения широко применяют непрерывную
обмотку, как характеризующуюся наибольшей механической и
электрической прочностью. Этот тип обмотки применяют для
трансформаторов с мощностью на стержень 63 кВ • А и больше
при напряжении до ПО 220 кВ и при всех значениях тока с
размерами минимального сечения прямоугольного провода
4,92 мм2 для меди и 7,21 мм2 для алюминия (ГОСТ 16512-80).
Число параллельных проводов непрерывной обмотки выбирают
не более четырех, а й отдельных случаях—до шести. Иногда
целесообразно применять конструкцию непрерывной обмотки с
числом параллельных проводов больше шести. В этом случае
провода располагают не только в радиальном, но и в осевом
87
направлении, разделив их на две равные группы, и наматывают
двухходовую непрерывную обмотку. На рис. 2.9 показана
двухходовая непрерывная обмотка, намотанная из четырех
параллельных проводов. Такая конструкция непрерывной об¬
мотки позволяет повысить степень унификации применяемых
проводов и обеспечить лучшие экономические показатели
трансформатора без увеличения сортамента проводов.
Широко применяется оригинальная конструкция непрерыв¬
ной обмотки с дробным числом витков в катушке (полученным
от деления целого числа витков в обмотке на число катушек): в
каждой катушке разным числом параллельных проводов нама¬
тывают целое, но неодинаковое число витков, в результате чего
обеспечивают одинаковый радиальный размер катушки по всей
окружности [2.5, 2.6]. На рис. 2.10 представлена обмотка,
состоящая из четырех катушек с числом витков, равным пяти,
намотанных восемью параллельными проводами. Из рисунка
видно, что в первой катушке проводами № 1 и 2 намотано по
два витка, остальными шестью — по одному витку, во второй
катушке проводами № 3 и 4 намотано по два витка,
остальными шестью— по одному витку, в третьей катушке —
проводами № 5 и 6 по два витка, остальными—по одному и,
наконец, в четвертой катушке — проводами № 7 и 8 по два
витка, остальными — по одному. В каждой катушке число
проводов в радиальном направлении равно десяти.
Для СО трансформаторов при мощности на стержень до
250 кВ • А применяют цилиндрические обмотки. Одно- и двух¬
слойные (реже — с большим числом слоев) цилиндрические
обмотки выполняют из прямоугольного провода и применяют
при напряжении до 10 кВ. С ростом числа слоев обмотки при
постоянной толщине провода существенно возрастают добавоч¬
ные потери, что требует уменьшения максимально допустимого
размера провода. Для ориентировочного выбора этого макси¬
мально допустимого размера провода можно пользоваться
данными табл. 2.5, которые позволяют определить размер
провода в зависимости от числа слоев и задаваемой доли
добавочных потерь от основных электрических. Для обеспече¬
ния механической прочности в цилиндрических обмотках из
прямоугольного провода число проводов рекомендуется брать
не более четырех — шести при намотке плашмя и шести - вось¬
ми при намотке на ребро. Следует иметь в виду, что при числе
параллельных проводов более четырех возможно увеличение
добавочных потерь от циркулирующих токов.
При напряжении до 10 кВ для СО применяют также
многослойные цилиндрические обмотки из круглого провода.
Число параллельных проводов в такой обмотке выбирают не
более двух, а максимально возможный ток в ней определяется
наибольшим сечением круглого провода 21,22 мм2 при одном и
88
Таблица 2.5
Число слоев
Радиальный размер провода, мм, при различных значениях
добавочных потерь. %
До 5
До ю
До 15
До 20
Медные провода
1
10
11,8
12,5
13,2
2
6,7
8,0
8,5
9,5
3
5,6
6,3
7,1
7,5
4
4,75
5,6
6,3
7,1
5
4
5,3
5,6
6
6
3,75
4,75
5,3
5,6
Алюминиевые провода
1
11.8
13,2
15
17
2
8,5
10
10,6
11,8
3
6,3
8
9
10
4
6
6,7
8
8,5
5
5
6,3
6,7
7,5
6
4,75
6
6,3
6,7
42,44 мм2 при двух параллельных проводах и допустимой
плотностью тока.
Для СО преобразовательных трансформаторов мощностью
на стержень до 63 кВ • А и класса напряжения 0,7 кВ при
коэффициенте трансформации, близком к единице, применяют
винтовые обмотки.
При выполнении в СО ответвлений для регулирования
напряжения на +2x2,5, или +5% (ПБВ), применяют непрерыв¬
ную или цилиндрическую обмотку.
Конструкция изоляции внутренних отводов СО определяется
классом напряжения обмотки, качеством изоляционных мате¬
риалов и технологией производства. В целях уменьшения
толщины изоляцию выполняют из кабельной бумаги с после¬
дующей прессовкой. Как правило, в ПТ вывод ответвлений
выполняют снаружи СО. Вывод ответвлений с внутренней
стороны обмотки, например между обмоткой и стержнем
магнитопровода, ввиду снижения надежности применяют лишь
в качестве исключения.
Вентильные обмотки
Конструкцию ВО выполняют симметричной, чтобы индук¬
тивности рассеяния ее частей были одинаковыми. Для ВО
применяют одноходовую и многоходовые винтовые и непре¬
рывные обмотки. Цилиндрические обмотки вследствие слабой
электродинамической стойкости широкого применения не наш¬
ли, их применяют, как правило, для трансформаторов типовой
89
Рис. 2.11. Цилиндрическая вентиль¬
ная обмотка:
/ слои прямой звезды; 2—слои об¬
ратной звезды
Рис. 2.12. Транспозиция проводов в
четырехходовой винтовой обмотке
мощностью не более 6300 кВ • А. Вентильную цилиндрическую
обмотку в схеме две обратные звезды с уравнительным
реактором для обеспечения одинакового индуктивного сопро¬
тивления прямой и обратной звезд схемы, как правило,
выполняют четырехслойной (рис. 2.11).
Одноходовые и многоходовые винтовые обмотки применя¬
ют при относительно небольшом числе витков и большом токе.
Число параллельных проводов в каждой ветви принимают не
менее четырех. Для устранения неравномерного распределения
тока между параллельными проводами и уменьшения добавоч¬
ных потерь выполняют транспозицию проводов. В одноходовой
винтовой обмотке из четырех параллельных проводов выполня¬
ют в середине обмотки одну общую транспозицию, при
большем числе проводов—одну общую в середине и две
групповые транспозиции—на 1/4 и 3/4 высоты обмотки.
Для ПТ предпочтительной следует считать двухходовую
винтовую обмотку с равномерно расположенной транспозицией.
При очень больших токах применяют многоходовые винтовые
обмотки, имеющие до восьми ходов. В двухходовой обмотке в
каждом ее ходу также могут выполняться общие и групповые
транспозиции, однако, как правило, применяют более совершен¬
ную равномерно распределенную транспозицию. При четном
числе ходов, большем двух, для выравнивания тока между
ходами и повышения коэффициента заполнения обмотки тран¬
спозицию выполняют следующим образом: при перекладках
нижний провод каждого нечетного хода располагают на месте
нижнего провода следующего четного хода, верхний провод
каждого четного хода, кроме последнего, размещают на месте
верхнего провода следующего нечетного хода, а верхний провод
90
Рис. 2.13. Транспозиция проводов в трехходовой
винтовой обмотке
Рис. 2.14. Одноходовая винтовая обмотка для схемы две обратные звезды
с уравнительным реактором:
/ — виток прямой звезды; 2- -виток обратной звезды; 3 -изоляционная прокладка
последнего хода—на месте верхнего провода первого хода,
остальные провода каждого хода располагают на местах
соседних проводов тех же ходов. Такая транспозиция для
четырехходовой обмотки из 16 проводов показана на рис. 2.12:
провода 1—4 принадлежат первому ходу, 5 —8 — второму,
9—12 — третьему, 13—16 — четвертому ходу обмотки, причем
провода 1, 5, 9 и 13 являются верхними, провода 4, 8, 12 и
16—нижними, а остальные провода—средними проводами
ходов [2.7].
При двух параллельных проводах в ходе и любом числе
ходов, большем двух, транспозиция может быть выполнена по
рис. 2.13, на котором показана развертка обмотки, содержащей
три хода, причем верхние провода изображены сплошной
линией, нижние—штриховой. Верхний провод первого хода
располагают на месте нижнего провода первого хода, осталь¬
ные верхние провода располагают на местах верхних предыду¬
щих ходов; нижний провод последнего хода располагают на
месте верхнего провода последнего хода, остальные нижние
провода — на местах нижних проводов последующих ходов. В
этой транспозиции отсутствует переход увеличенной длины из
последнего хода в первый, что повышает надежность обмотки,
ее технологичность и позволяет выполнять винтовые обмотки
из транспонированного провода при любом числе ходов. В
многоходовых винтовых обмотках начала и концы ходов не
следует располагать рядом и сосредоточивать в одном пролете
между прокладками, их размещают равномерно по дуге
окружности. Это улучшает токораспределение между ходами,
уменьшает размер сбега винта обмотки.
В трансформаторах с одноходовыми винтовыми обмотками
по схеме две обратные звезды с уравнительным реактором
части, принадлежащие к разным звездам, наматывают друг на
друга. Поэтому на всем протяжении обмотки эти части должны
91
Рис. 2.15. Двухходовая винтовая
обмотка для схемы две обратные
звезды с уравнительным реакто¬
ром:
/- ход прямой звезды; 2 ход обрат¬
ной звезды
Рис. 2.16. Расщепленная обмотка,
части которой расположены в двух
концентрах
быть изолированы друг от друга (рис. 2.14). В середине
одноходовой винтовой обмотки выполняют одну общую
транспозицию, а на расстоянии 1/4 и 3/4 длины обмотки—две
групповые транспозиции.
В двухходовой винтовой обмотке одна ветвь винта образует
прямую звезду, другая—обратную (рис. 2.15), поэтому обе
ветви обмотки на всем протяжении изолируют друг от друга. В
такой обмотке выполняют две полные равномерно распределен¬
ные транспозиции. На первой и четвертой четвертях катушки
провода транспонируют в одном направлении, а на второй и
третьей четвертях —в обратном направлении.
Расщепленную обмотку трансформатора, содержащую две
электрически не связанные части ВО по схеме две обратные
звезды, располагают на двух концентрах, разделенных осевым
каналом. Для обеспечения одинаковых напряжений КЗ этих
частей каждую из них выполняют из двух секций, занимающих
половину высоты обмотки. Секции располагают на разных
концентрах таким образом, чтобы одна из секций каждой части
размещалась в верхней половине обмотки, другая—в нижней
(рис. 2.16). Секции обычно состоят из катушек, выполненных из
нескольких параллельных проводов. Соединения между секция¬
ми осуществляют этими же проводами. Надежность и электро¬
динамическую стойкость обеспечивают путем жесткого закреп¬
ления соединительных проводов между секциями посредством
реек и изоляционных клиньев [2.9].
Для ВО на большие токи независимо от исполнения и схемы
соединения этих обмоток широко применяют непрерывную
дисковую обмотку, состоящую из двойных дисковых катушек,
которые соединяют параллельно при больших токах и неболь¬
шом числе витков или последовательно-параллельно при
92
Рис. 2.17. Схемы соединения двой¬
ных дисковых катушек одной фазы
трансформатора
меньших токах и большом
числе витков. Наружные пере¬
ходы между двойными диско¬
выми катушками выполняют
при намотке в виде петель
длиной 150—250 мм в одну
сторону, затем эти петли раз¬
резают, а двойные дисковые
катушки соединяют между со¬
бой. На рис. 2.17 показаны
схемы соединения катушек при
мостовой схеме преобразова¬
ния (рис. 2.17, а) и схемы две
обратные звезды (рис. 2.17,6).
Такая конструкция ВО отлича¬
ется высокой технологич¬
ностью и относительно невы¬
сокой трудоемкостью изготов¬
ления. Число параллельных
проводов в обмотке рекомен¬
дуется выбирать не более шес¬
ти. Обмотки из непрерывных
дисковых катушек имеют вы¬
а X
а, х? a.if Хц
сокую механическую проч¬
ность. В некоторых случаях, когда выполнение двойных секций
затруднено, применяют многопараллельные обмотки из одинар¬
ных дисковых катушек. Недостатком таких обмоток является
сложная конструкция выводов от внутреннего витка. что
обычно требует увеличения каналов между дисками и снижает
надежность конструкции обмотки.
Для трансформаторов на большие токи нашли применение
обмотки из листовой или шинной меди толщиной не более
12,5 мм (рис. 2.18). В такой обмотке для схемы две обратные
звезды симметрия ветвей, принадлежащих прямой и обратной
звездам, достигается специальной транспозицией. Недостатком
этих обмоток является увеличение добавочных потерь на
вихревые токи.
ВО трансформаторов по схеме двойной зигзаг (рис. 2.19, а)
выполняют также в виде одно-, двух- и трехходовой винтовой
обмотки.
В конструкции одноходовой винтовой обмотки все три части
обмотки одной фазы наматывают друг на друга, а изоляцию
между ними выполняют из картонных полос. Начала и концы
обмоток выводят на участках между столбами прокладок.
93
Рис. 2.18. Вентильная об¬
мотка из шинной меди:
/ плита; 2— цилиндр; 3—
стержень; 4 — шпилька стяж¬
ная; 5 витки прямой звез¬
ды; 6 виіки обратной звез¬
ды; 7—прокладка
A-A
повернуто
94
Рис. 2.19. Сечение ВО по схеме двойной зигзаг (а), при выполнении ВО в виде
одно- (б), двух- (в) и трехходовой (г) обмоток:
1- наружные части обмотки; 2- -внутренняя часть обмотки; 3—изоляционная прокладка
Сечение такой обмотки показано на рис. 2.19,6. Двухходовую
винтовую обмотку выполняют следующим образом: внутрен¬
нюю часть обмотки наматывают одной ветвью винта, а две
наружные части совмещают (рис. 2.19, в). В трехходовой винто¬
вой обмотке каждую из трех частей обмотки наматывают
отдельной ветвью (рис. 2.19, г).
Изоляцию между отдельными катушками любой ВО
выбирают так же, как и для силовых трансформаторов об¬
щего назначения. Изоляцию в дисковых и винтовых об¬
мотках обычно осуществляют в виде горизонтальных мас¬
ляных каналов или путем заполнения изоляционного про¬
межутка электротехническим картоном. В практике проек¬
тирования этот канал выбирают в зависимости от испы¬
тательного напряжения трансформатора. Его значения при¬
ведены ниже.
Испытательное напряжение
обмотки, кВ
До 10
10 - 15
15 30
Минимальный масляный
канал, мм
4
6
10
В схеме две обратные звезды с уравнительным реактором
изоляцию между частями обмоток, расположенными на общем
стержне и относящимися к различным фазам, осуществляют
также в виде горизонтальных масляных каналов в дисковых и
винтовых обмотках или прокладок из электротехнического
картона. Изоляцию витков и между катушками разных обмоток
выбирают в зависимости от испытательного напряжения между
обмотками (табл. 2.6).
95
Таблица 2.6
Испыта тельное напряжение
Изоляция витков (двухстп-
Изоляция между частями об-
между частями обмоі ки, кВ
ровняя), мм
могок (масляный канал или
прокладка из картона), мм
6.5
0,55
4
8
0.55
5
10
0,96
6
15
0,96
8
30
1.35
12
Регулировочные обмотки
В преобразовательных трансформаторах регулировочные
витки для +2x2,5%, или +5% (ПБВ), располагают в СО так
же, как и в силовых трансформаторах общего назначения.
В целях уменьшения электродинамических усилий регулировоч¬
ные витки обычно размещают в середине высоты СО
(рис. 2.20, а) при применении цилиндрических обмоток — в их
наружном слое. В некоторых конструкциях трансформаторов
мощностью свыше 2500 кВ • А применяют схему на рис. 2.20, б и
регулировочные витки располагают на 1 /6 и 5/6 высоты СО, что
обеспечивает дальнейшее снижение электродинамических уси¬
лий. Так же располагают регулировочные витки в СО,
состоящие из двух параллельных частей (рис. 2.20. в).
При регулировании напряжения в диапазоне свыше 20—25%
регулировочные витки выносят на отдельный концентр. При глу¬
боком регулировании выпрямленного напряжения в пределах 30—
70% РО конструируют таким образом, чтобы изменение напряже¬
ния при переключении ступеней переключающего механизма было
по возможности равномерным. Для РО чаще всего применяют
непрерывную обмотку, состоящую из двойных дисковых катушек,
соединенных последовательно-параллельно (рис. 2.21). Этот вид
обмотки дает возможность выполнять ступени, обеспечивающие
достаточно равномерное регулирование вторичного напряжения.
Для регулирования напряжения применяют также винтовые
обмотки с различным числом витков в ступени. В ряде случаев
такая обмотка оказывается предпочтительной с точки зрения
электрической прочности внутренней изоляции. Когда нет
необходимости обеспечивать равномерное изменение напряже¬
ния по ступеням регулирования, РО может выполняться
многоходовой винтовой и число ходов обмотки принимают
равным числу ступеней.
2.3. УСТАНОВКА И КРЕПЛЕНИЕ ОБМОТОК НА МАГНИТОПРОВОДЕ
Для большинства типов трансформаторов ВО, СО и РО
располагают на стержнях магнитопровода концентрически.
96
Рис. 2.20. Схемы сетевых
обмоток с регулировочными витками для ПБВ
Чаще всего для упрощения отводов, особенно при больших
токах, ВО выполняют наружной. В ряде случаев СО на
напряжения 35 и НО кВ располагают снаружи, несмотря
на сложность выполнения токоотвода от обмоток внутрен¬
него расположения. Выбор расположения РО непосредст¬
венно у стержня магнитопровода или между СО и ВО, а так¬
же снаружи ВО определяется технико-экономическими рас¬
четами по критерию оптимальности с учетом заданных
техническими требованиями значений напряжения КЗ транс¬
форматора.
Чередующиеся обмотки применяют редко, только в спе¬
циальных случаях.
В ПТ, как правило, применяют главную изоляцию обмоток
маслобарьерного типа. Расстояния между СО, ВО и РО, от
обмоток до стержня магнитопровода, а также до. ярм магнито¬
провода и прессующих заземленных колец выбирают по
нормам, принятым для силовых трансформаторов общего
назначения, исходя из испытательных напряжений, предусмот¬
ренных для конкретных типов ПТ с учетом особенностей
конструкции отдельных элементов их конструкции, например
отводов и бандажей обмоток, дистанцирующих деталей, реек,
прокладок. Выбор конструкции изоляции и расстояний между
обмотками определяется чаще всего следующими промежутка¬
ми: обмотки — регулировочные отводы, отвод обмотки — ост¬
рая заземленная деталь, внутренний отвод— соседняя обмотка,
обмотки и регулировочные отводы разных фаз, нейтраль—ли¬
нейный отвод.
7-898
97
Рис. 2.21. Схема соединения дисковых
катушек регулировочной обмотки
Конструкция радиальных и
осевых креплений обмоток су¬
щественно влияет на надеж¬
ность трансформаторов, их
электродинамическую стой¬
кость. Обмотки, размещенные
на жестких бумажно-бакелито-
вых или стеклотекстолитовых
цилиндрах, дают возможность
обеспечить достаточно плот¬
ное их закрепление в радиаль¬
ном направлении. Внутреннюю
обмотку устанавливают на
стержень магнитопровода с
минимально возможным зазо¬
ром, размер которого опреде¬
ляется производственными от¬
клонениями при изготовлении
стержней магнитопроводов и
их бандажей. Радиальное креп¬
ление наружных обмоток обес¬
печивается выступами прокладок внутренней обмотки или
специальными рейками, стержнями. Расчетный зазор прини¬
мают равным 2—3 мм для трансформаторов мощностью до
6300 кВ-А и 3—4 мм для трансформаторов большей мощ¬
ности.
В целях повышения надежности радиального крепления
трансформаторов, особенно для работы на передвижных уста¬
новках, при вибрациях и ударах применяют конструкцию,
изображенную на рис. 2.22. Наружную обмотку 1 закрепляют
плотно с помощью стержней 2 и реек 3, прикрепленных
бандажами 4 к внутренней обмотке 5. Внутренняя обмотка 5
устанавливается на скрепленный бандажами 6 стержень магни¬
топровода 7 и закрепляется на нем рейками 8 и стержнями 9.
Стержни 2 и 9 опираются на выступы реек 3 и 8, бандажи 4
располагаются в пазах этих реек. Стержни устанавливают
плотно и расклинивают обмотки. Выступы на рейках предот¬
вращают перемещение стержней вниз [2.10].
Осевое крепление обмоток должно обеспечиваться их надеж¬
ной прессовкой в течение длительного срока эксплуатации.
Ярмовую и уравнительную изоляцию всех ПТ изготавливают
из малоусадочных материалов: прессованного картона, стекло¬
текстолита, древесно-слоистого пластика. Детали из дерева
из-за слабой механической прочности в конструкциях крепления
обмоток, не применяют. Осевую стяжку обмоток всех ПТ
98
Рис. 2.22. Радиальное крепление
обмоток
Рис. 2.23. Прессовка обмогок
общим кольцом:
1—прессующее кольцо; 2- кольцо
обмотки; 3 обмотка наружная:
4 — обмотка внутренняя; 5 ярмо-
вая изоляция; 6 уравнительная
изоляция
независимо от их мощности осуществляют с помощью нажим-
ных колец. В большинстве случаев все обмотки стягивают
общим прессующим кольцом. Для ряда трансформаторов
применяют раздельную осевую стяжку каждой обмотки или
осевую стяжку одновременно двух обмоток, например внутрен¬
них— сетевой и регулировочной, и раздельно— наружной об¬
мотки, например вентильной. Раздельная прессовка каждой
обмотки является более совершенной, однако ввиду сложности
ее применяют только в мощных трансформаторах. На рис. 2.23
и 2.24 показаны варианты прессовки обмоток.
На рис. 2.25 приведена конструктивная схема прессовки
двумя прессующими кольцами обмоток, расположенных на трех
концентрах. Прессующее усилие передается на среднюю обмот¬
ку через кольцо 3, на внутреннюю и наружную обмотки—через
кольцо 4 с помощью гайки 2, навернутой на прессующий болт
1. Прессующий болт вворачивается одним концом в кольцо 3,
другим упирается через изолирующую пяту в полку ярмовой
балки магнитопровода. Такая конструкция отличается компакт¬
ностью, исключается самопроизвольное развертывание прес¬
сующего болта [2.11 ].
На рис. 2.26 показано устройство для осевой прессовки
обмоток с использованием тарельчатых пружин. Прессующий
болз' I при поворачивании его в опорной втулке 3, вваренной в
ярмовую балку 7, упирается хвостовиком в опорную пяту 5 с
99
Рис. 2.24. Раздельная прессовка обмоток:
1 -прессующее кольцо внутреннее; 2- прессующее кольцо среднее; 3 прессующее кольцо
наружное
изолированной пятой 6 и перемещает ее в осевом направлении,
создавая усилие прессовки, после чего болт стопорится контр¬
гайкой 2. При усадке обмоток в процессе эксплуатации между
опорной пятой 5 и прессующим кольцом 8 образуется зазор,
который сводится на нет благодаря перемещению опорной пяты
под действием пружины 4. Образующуюся при этом пустоту
между прессующим болтом и внутренней торцевой поверх-
100
Рис. 2.25. Вариант конструкции
прессующего узла обмоток
Рис. 2.26. Прессовка обмоток
тарельчатыми пружинами
ностью опорной пяты заполняет масло, проходящее через канал
9. Осевые усилия, возникающие при электродинамических
воздействиях в аварийных режимах, стремятся мгновенно пере¬
местить опорную пяту вверх. Однако масло, находящееся в по¬
лости пяты, препятствует этому, так как оно при таких скорос¬
тях воздействия является практически несжимаемым и через ка¬
нал 9 с повышенным гидравлическим сопротивлением не может
быть мгновенно вытеснено. Благодаря этому обеспечивается
удержание обмотки от резких осевых перемещений [2.12].
Прессующие, нажимные кольца изготовляют из стали
разрезными и заземляют с помощью медной ленты, соединяю¬
щей кольцо с ярмовой балкой; прессующие болты от этих колец
должны быть изолированы. В целях уменьшения изоляционных
расстояний разработана конструкция осевой прессовки обмоток
с помощью нажимных колец, изготовленных из стекложгута на
эпоксидных связующих материалах. Такие кольца допускают
нагрузки на изгиб до ІО8 Па. Их применение в трансформато¬
рах позволяет снизить высоту окна магнитопровода, повысить
надежность конструкции.
2.4. ОТВОДЫ СЕТЕВЫХ ОБМОТОК
Отводы СО преобразовательных трансформаторов с ПБВ в
основном не отличаются от отводов силовых трансформаторов
101
Рис. 2.27. Отводы сетевой обмотки трансформатора с устройством РПН
общего назначения. Их выполняют медным кабелем, реже —
круглым проводом, в изоляционных бумажно-бакелитовых или
стеклотекстолитовых трубках, а также шинами. Крепление
таких отводов осуществляют с помощью буковых планок,
деталями из электроизоляционного картона, древесно-слоистого
пластика или стеклотекстолита.
Отводы СО трансформаторов с РПН, как правило, с
большой глубиной регулирования и значительным числом
ступеней (до 24) являются сложным элементом конструкции,
который должен обеспечивать при минимальных размерах все
требуемые соединения между ответвлениями обмоток, пере¬
ключающими устройствами, а в ряде случаев и переключа¬
телями диапазонов: для пересоединения обмотки с треуголь¬
ника в звезду, последовательно-параллельного соединения час¬
тей СО. а также пересоединения грубых ступеней регули¬
рования. Такие отводы, изображенные на рис. 2.27, выполняют
медными гибкими проводами марки ПБОТ по ГОСТ 10787-77
сечением от 16 до 400 мм2 и изоляцией кабельной бумагой
толщиной 3 или 6 мм на сторону и закрепляют буковыми
планками. Радиус изгиба провода не должен быть меньше пяти
его диаметров, плотность тока выбирают в пределах от 3 до
4,5 А/'мм2.
102
Рис. 2.28. Трехфазный переключа¬
тель ПБВ:
1 мальтийская передача; 2—подшип¬
ник; 3 вал; 4- подвижный контакт;
5 неподвижный контакт
Если обеспечены необходимые изоляционные расстояния,
отводы СО на испытательные напряжения до 45 кВ могут
выполняться неизолированными. В этом случаев при плотности
тока 3,5—5 А/мм2 отводы выполняют круглым медным прово¬
дом диаметром от 4 до 12 мм или шинами. При испытательных
напряжениях свыше 45 кВ отводы СО выполняют изолирован¬
ными.
Выбор изоляции отводов осуществляют по нормам, руково¬
дящим техническим материалам и стандартам для силовых
трансформаторов общего назначения. При этом определяют
толщину изоляции отвода, изоляционные промежутки от
отводов до заземленных элементов конструкции: стенок бака,
ярмовых балок, стержней и ярм магнитопровода, металличе¬
ских прессующих колец, деталей переключающих устройств,
металлических крепежных деталей, а также до обмоток тран¬
сформаторов, токоведущих деталей переключающих устройств
и незаземленных металлических крепежных деталей. В некото¬
рых ПТ отводы сетевых обмоток располагают в непосредствен¬
ной близости от ошиновки вентильных обмоток. В трансформа-
103
1
Рис. 2.29. Ручной штурвальный
привод:
/—выключатель блокировочный;
2— штурвал; 3 — указатель положе¬
ния; 4— мальтийская передача
Рис. 2.30. Переключающее усі
ройство РНТА-1000/35
торах, подвергающихся воздействиям напряжения полного
грозового и коммутационных импульсов, должна быть провере¬
на электрическая прочность изоляции напряжением промышлен¬
ной частоты, эквивалентным воздействиям импульсов. При
выборе изоляции необходимо также учитывать особенности
технологии производства конкретных типов ПТ: технологию
термовакуумной обработки активных частей, вакуумную или
безвакуумную заливку трансформаторов маслом в собственном
баке и т. д.
2.5. ПЕРЕКЛЮЧАЮЩИЕ УСТРОЙСТВА
В трансформаторах с ПБВ применяют трехфазные переклю¬
чатели, реже — однофазные. Трехфазные переключатели для
изменения коэффициента трансформации в пределах +5% и для
изменения диапазонов регулирования, используемыё для пере¬
ключения СО с треугольника в звезду и наоборот без нагрузки,
а также для последовательно-параллельного переключения
частей обмоток, закрепляют на активной части трансформато¬
ра. Их устанавливают на верхних ярмовых балках, реже—на
удлиненных нижних балках. Переключатели имеют подвижные
104
контакты, смонтированные на валу, который вращается в
шариковых подшипниках, закрепленных в горцевых плитах
(рис. 2.28). Неподвижные контакты закреплены на изоляцион¬
ных рейках или плитах. В конструкциях применяют самоуста-
навливающиеся контакты ламельного или ножевого типа.
Переключатели соединены изоляционной штангой шарнирно
через мальтийскую передачу с ручным штурвальным приводом
(рис. 2.29), закрепленным на стенке или на крышке бака.
Приводы снабжают нониусным кольцом для более точного их
подсоединения к контактной системе переключателя, а также
электроблокировкой, предотвращающей переключение возбуж¬
денного трансформатора. В отдельных установках переключате¬
ли диапазонов регулирования соединяют с электрическим
приводом для возможности дистанционного управления относи¬
тельно частыми переключениями. Типы и основные параметры
переключателей ПБВ приведены в табл. 2.7.
В ПТ с РПН применяют только быстродействующие
переключающие устройства с дугогасительными камерами
типов РНТА и РНОА (рис. 2.30); их параметры приведены в
табл. 2.8. Устройства состоят из следующих основных частей:
контактора, избирателя с предызбирателем, приводного меха¬
низма, боковой передачи и соединительных валов, а также
элементов защиты при нарушении нормальной работы ус¬
тройства [2.16].
Контактор осуществляет перевод нагрузки с какого-либо
ответвления обмотки на соседнее, соединяя с сетью соответст¬
вующие контакты избирателя. Избиратель служит для выбора
очередного ответвления обмотки, на которое переводится
нагрузка в результате переключения. Предызбиратель (ревер¬
сор) переключает грубую ступень регулирования или изменяет
полярность регулировочной обмотки.
Переключающие устройства РПН устанавливают на пере¬
ходной раме, которую прикрепляют обычно к верхним ярмо-
вым балкам магнитопровода, реже—к удлиненным нижним
ярмовым балкам. Устройство соединяют с приводным механиз¬
мом с помощью вертикального и горизонтального карданных
валов и конической мальтийской передачи. Горизонтальный вал
является изолирующим. В качестве приводного механизма
используют привод с электродвигателем, оборудованный ди¬
станционным и местным управлением. Он снабжен электриче¬
ской и механической блокировкой, препятствующей вращению
устройства за крайние положения. Дистанционное управление
осуществляют ключом со щита. Положение переключающего
устройства контролируют с помощью указателя, соединенного с
приводом сельсинной передачей. Управление процессом пере¬
ключения может быть непрерывным или пошаговым с обяза¬
тельной остановкой после каждого переключения. Торможение
105
Таблица 2.7
Тип переключателя
Номи¬
наль¬
ное
напря¬
жение,
кВ
Номи¬
нальный
ток. А
Число
поло¬
жений
Число
фаз
Число
непод¬
виж¬
ных
кон¬
тактов
в фазе
Назначение
П 6-200/35
35
200
5
1
6
Переключение ответ-
П6-500/35
35
500
5
1
6
влений +2x2,5%
ПТЛ-10/320-4
10
320
3
3
4
То же +5%
ПТЛ-10/1000-4
10
1000
3
3
4
ПТЛ-35/320-4
35
320
3
3
4
ПТЛ-35/1000-4
35
1000
3
3
4
ПТЛ 9-10'1000
10
1000
3
3
9
Переключение А в (
ПТЛ9-35/1000
35
1000
3
3
9
и параллельно-последо¬
вательно
ПТЛ 3-10/1000
10
1000
2
3
3
Переключение вто-
ПТЛЗ-35/1000
35
1000
2
3
3
рой грубой ступени
Таблица 2.8
Парамеі р
Тип устройства
РНТА-35/
1000ВУ1
РНТА-10/
400ВУ1
РНОА-35/
1000ВУ1
РНОА-35/
1250ВУ1
РНОА-35/
2000ВУ1
Исполнение
Трехфазное
Трехфазное
Однофазное
Однофазное
Однофазное
Номинальное
35
10
35
35
35
напряжение,
кВ
Номинальный
1000
400
1000
1250
2000
ток, А
Число поло-
19
19/10*
19
27
19
жений
Номинальное
2
1
2
2
2
напряжение
ступени, кВ
Число пере¬
ключений до
смены ВДК
100 тыс.
200 тыс.
100 тыс.
100 тыс.
70 тыс.
Число пере¬
ключений
общее (ме¬
ханический
ресурс)
1 млн.
500 тыс.
1 млн.
1 млн.
1 млн.
* Исполнение переключающего устройства без реверсора.
106
двигателя выполняют на выбеге с помощью червячного
редуктора. Привод снабжают импульсным счетчиком числа
переключений. Местное управление осуществляют непосредст¬
венно с привода электрическими кнопками, в процессе наладки
имеется также возможность управления приводом вручную с
помощью рукоятки. Устройство можно расчленить без наруше¬
ния его кинематической связи с приводом: контактор отсоединя¬
ют от избирателя, с которым он связан втычными электриче¬
скими контактами. Контактор можно вынимать из бака через
люк на крышке с помощью подъемного механизма, устанавли¬
ваемого на трансформаторе. Устройство допускает переключе¬
ние под нагрузкой при температуре масла от —30 до 100° С.
Можно также производить переключение и при температуре мас¬
ла до —45 С при условии, что кинематическая вязкость масла рав¬
на не менее 1200 сСт, которая достигается подогревом масла.
2.6. ОТВОДЫ ВЕНТИЛЬНЫХ ОБМОТОК
Отводы ВО, особенно на большие токи для многофазных
схем преобразования, представляют собой сложную конструк¬
цию (рис. 2.31). Такие отводы, как правило, выполняют с
помощью медных шин сечением от 60 до 1250 мм2, при этом
решают комплексно ряд задач и добиваются минимальных
основных и добавочных потерь электроэнергии непосредственно
в шинах, в близлежащих элементах конструкции (ярмовых
балках, стенках и крышке бака и т. д.) от магнитного поля тока
отводов, минимального падения напряжения в ошиновке,
обеспечения электродинамической стойкости конструкции.
С этой целью шины, как правило, располагают ребром к
стенкам бака. Чтобы магнитный поток смежных шин был
скомпенсирован, рядом размещают шины с разнонаправленны¬
ми токами. Это значительно ослабляет магнитное поле тока
отводов и уменьшает потери электроэнергии в рядом располо¬
женных конструктивных элементах. Шины с чередующимися
токами располагают с минимальными расстояниями между
ними,^ несмотря на резкое увеличение электродинамических
усилий и усложнение конструкции креплений, соблюдая изоля¬
ционные расстояния. Оптимальные расстояния между шинами и
их креплениями определяют расчетом магнитного поля рассея¬
ния и усилий, возникающих между шинами в аварийных
режимах. При выпрямленных токах 25 кА и более, когда не
удается обеспечить механическую прочность креплений деревян¬
ными (буковыми) планками, применяют крепления с помощью
стеклотекстолитовых деталей. В целях снижения электродина¬
мических усилий в расщепленных ВО к каждой паре шин
отводов электрически подсоединяют начала и концы частей
обмоток, как показано на рис. 2.32. На рис. 2.32, а изображены
107
Рис. 2.31. Отводы вентильных обмоток
отводы двух частей обмотки с одинаковыми направлениями
намотки, на рис. 2.32,6—отводы двух частей обмотки с
разными направлениями намотки. В первом случае максималь¬
но сближены между собой отводы от начала части 1 и конца
части 2, образующие пару отводов 3. На некотором удалении
другая пара отводов 4 образуется максимально сближенными
отводами конца части 1 и начала части 2. Во втором случае
максимально сближены и образуют пары отводы от начала
части / и начала части 2 и соответственно отводы от концов
этих частей. По такому принципу могут выполняться отводы
ВО, расщепленной и на большее количество частей. В рабочих
режимах в обеих частях обмотки токи одинаковы, и в парах
отводов протекают равные по значению и противоположные по
направлению токи, поэтому отводы обладают относительно
низким значением индуктивного сопротивления. При КЗ одной
части ВО возрастает ток в отводах этой части, что приводит к
нарушению магнитного равновесия в парах отводов, значитель¬
ному увеличению индуктивного сопротивления аварийной части
отводов и снижению аварийного тока. Так как отводы от
начала и конца одной части расположены на большом
расстоянии друг от друга, то при КЗ любой из частей ВО
электродинамические усилия существенно уменьшаются [2.13].
108
Рис. 2.32. Отводы расщепленной обмотки:
рабочий юк: =>— ток КЗ части /
Рис. 2.33. Отводы из
транспортированных
проводников
При небольших выпрямленных напряжениях и значительных
выпрямленных токах падение напряжения в отводах достигает
относи гельно большого значения. Так, например, в ПТ для
питания гальванических ванн при выпрямленном напряжении
24 В и выпрямленном токе 25 кА падение напряжения на
отводах равно падению в обмотках. В таких установках для
сущее гвенного снижения индуктивности отводов и добавочных
потерь от их поля рассеяния пары отводов выполняют в виде
пакета проводников, изолированных друг от друга и транспони¬
рованных между собой (рис. 2.33). Транспозиция проводников,
из которых состоят отводы, обеспечивает равномерное распре¬
деление тока по сечению каждого отвода и в 3 -5 раз снижает
магнитное поле вокруг пары отводов [2.15].
При относительно малых напряжениях и больших токах
отводы обычно выводят через боковые стенки бака, что
позволяет существенно уменьшить их длину, потери электро¬
энергии и падение напряжения в них. Потери электроэнергии в
отводах сравнимы с потерями в ВО, и для их уменьшения в
ряде случаев плотность тока в отводах снижают на 25—50%,
соответственно увеличивают сечение шин по сравнению с
сечением, требующимся по соображениям нагрева или электро¬
динамической стойкости.
Соединения обмоток с отводами выполняют, как правило,
неразъемными пайкой твердым медно-фосфористым припоем.
Разъемные, болтовые соединения применяют только для ВО из
шинной или листовой меди (рис. 2.34). Поверхности обмоток и
109
Рис. 2.34. Разъемное (болтовое) соединение ВО с отводами
шин в местах разъема тщательно зачищают и гальванически
покрывают оловом или подвергают горячему лужению.
Для компенсации производственных отклонений в длине
отводов, размерах бака и вводов, а также в связи с вибрацией и
перемещениями активной части при транспортировке отводы
обмоток соединяют с вводами трансформатора гибкими эле¬
ментами—компенсаторами. При токах до 4000 А компенсато¬
ры изготовляют из ленточной меди толщиной 0,3 мм; ширина
ленты и количество листов зависят от значения тока. При
больших токах компенсаторы выполняют из гибкого провода
марки ПЩ, концы которого опрессовывают в стаканы и
пропаивают. На рис. 2.35 показана конструкция компенсатора
на ток 6300 А.
В трансформаторах со схемой вентильных обмоток две
обратные звезды с уравнительным реактором в тех случаях,
когда уравнительный реактор встроен в общий бак, соединения
между нулевыми точками звезд и реакторами выполняют
наглухо пайкой. Концы обмоток реактора, образующие отрица¬
тельный зажим системы постоянного тока, выводят из бака
110
Рис. 2.35. Гибкий компенсатор:
/- провод гибкий; 2- -обойма медная
раздельно, что дает возможность проверять изоляцию между
звездами обмотки трансформатора и ветвями обмотки уравни¬
тельного реактора.
2.7. вводы
Для вводов СО используют стандартные объемные фарфо¬
ровые вводы, конструкция которых позволяет заменять повреж¬
денный фарфоровый изолятор без разборки трансформатора
или его частей. В отдельных случаях для установок с
повышенным содержанием пыли или вредных газовых примесей
в воздухе на повышенный класс изоляции, например, при
номинальных напряжениях сети 10 и 20 кВ—соответственно
вводы класса 20 и 35 кВ.
Для вводов ВО при токах до 3200 А используют также
стандартные фарфоровые вводы. Специально для преобразова¬
тельных трансформаторов созданы фарфоровые вводы класса
напряжения 3 кВ на номинальные токи 5000 и 12 500 А, выдер¬
живающие аварийные токи повышенной кратности (рис. 2.36), а
также низковольтные шинные вводы низкого напряжения для
выпрямленных напряжений до 150 В на токи 5000 и 10 000 А.
На рис. 2.37 показан шинный ввод на ток 10 000 А, закреплен¬
ный в стеклотекстолитовой панели. Охлаждение вводов обеспе¬
чивается подачей воды с помощью фторопластовых шлангов
через впаянные в тело ввода трубки. Как правило, шинные
вводы группируют на одной панели по два-три ввода. Шинные
вводы непригодны для наружной установки, и их применяют
только для трансформаторов, устанавливаемых в камерах или
машинных залах.
Ко~ всем вводам допускается присоединение не только
медной, но и алюминиевой внешней ошиновки. Вводы распола¬
гают на крышке либо боковых стенках бака трансформатора.
111
Рис. 2.36. Ввод класса 35 кВ на ток
12 500 А:
/ зажим контактный; 2—экран; 3—
изолятор; 4 фланец; 5— плита; 6 —
токоведущая груба
Рис. 2.37. Шинный ввод на ток
10000 А:
I шина; 2- трубка для водяного
охлаждения: 3 штуцер; 4 распорный
изолятор; 5 панель; 6 обойма; 7—
резиновая прокладка; 8 - фланец
Расстояния между ними выбирают исходя из электрической
прочности изоляционных промежутков и ударных токов КЗ.
При токах вводов более 1000 А напряженность магнитного
поля в пространстве вокруг токоведущего стержня достигает
больших значений и вызывает нагрев металлических узлов и
деталей, на которых они установлены. Для уменьшения этих
потерь вводы размещают в одном общем овальном отверстии
112
либо попарно подсоединением одного к началу, второго к концу
обмотки, либо сгруппированными по трем фазам. Овальное
отверстие перекрывается стальной пластиной с круглыми
отверстиями для каждого отдельного ввода. Между этими круг¬
лыми отверстиями выполняют прорези шириной 20—30 мм,
которые заваривают немагнитным швом. При токах более
3000 А вводы устанавливают на плиты из немагнитного
материала.
2.8. СВАРНЫЕ КОНСТРУКЦИИ, ОБЩАЯ КОМПОНОВКА
ТРАНСФОРМАТОРОВ
Баки и крышки масляных ПТ имеют различную конструк¬
цию и форму горизонтального сечения. В трансформаторах с
ПБВ форма сечения бака обычно овальная, в трансформаторах
с РПН—прямоугольная, с радиусом закругления углов 200 мм
и больше. В целях повышения компактности конструкции и
максимального снижения массы трансформаторного масла и
всего трансформатора в ряде случаев применяют баки с
различными сечениями по высоте (рис. 2.38). Внутренние разме¬
ры баков зависят от конструкции отводов. Расстояние от стенок
бака и крышки до отводов определяется, с одной стороны,
требованием электрической прочности изоляционных промежут¬
ков с учетом производственных отклонений на размеры
активной части и бака, с другой—значением допустимых
добавочных потерь и местных нагревов в баке. Изоляционные
расстояния выбирают по тем же нормам, что и для силовых
трансформаторов общего назначения, то для значений испыта¬
тельных напряжений, устанавливаемых для ПТ. Меры по
снижению потерь электроэнергии за счет расположения шин
узкой стороной сечения к стенке бака, сближения шин с
противоположно направленными токами, а также удаления от
стенок шин с однонаправленными токами, одиночных и
обращенных широкой стороной к стенке бака, часто оказывают¬
ся недостаточными. В таком случае стенки бака или крышку
экранируют магнитными экранами (шунтами). Экраны выпол¬
няют из листов или полос электротехнической стали суммарной
толщиной до 20 мм; их толщину рассчитывают исходя из
распределения напряженности поля в стенках бака или крышке
при индукции в экранах 1,6 Тл.
Магнитные экраны из листов изотропной электротехниче¬
ской стали имеют высокую магнитную проводимость во всех
направлениях вдоль поверхности, но в них велики потери от
вихревых токов. Экраны из узких полос анизотропной электро¬
технической стали, в которых потери от вихревых токов малы,
проводят магнитный поток в основном в одном направлении.
Высокую магнитную проницаемость во взаимно перпендику-
113
8-898
Рис. 2.38. Бак трансформатора с РПН:
/- рама; 2— крюк для подъема; 3 коробка выводов; 4 балка жестокости; 5- фланцы
смотровых люков; 6 — подкареточная балка; 7—скобы домкратов
лярных направлениях имеет двухслойный экран из пакетов
электротехнической стали, в котором пластины одного слоя
перпендикулярны пластинам другого. В таких экранах необхо¬
димо изолировать взаимно перпендикулярные пакеты пластин,
что усложняет их конструкцию и крепление на стенках бака.
В целях устранения этих недостатков создан магнитный
специальный экран для экранирования произвольно ориентиро¬
ванного магнитного поля с малым пространственным перио¬
дом. Экран изготовляют из мелких пластин электротехнической
стали толщиной 0,35 мм с размерами не более 20x150 мм с
электроизоляционным покрытием, произвольно расположенных
в плоскости экрана. Пластины прессуют и скрепляют эпоксид-
114
ным компаундом. При такой конструкции обеспечивается
достаточно высокая магнитная проводимость экрана, практиче¬
ски одинаковая по всем направлениям его плоскости, а
вихревые токи значительно уменьшаются благодаря большому
числу переходных контактов между пластинами. При расчете
таких экранов следует принимать значение индукции в них
равным 1 Тл. Экраны толщиной 20 мм снижают потери КЗ на
4 -5%, превышение температуры стенки бака над температурой
охлаждающей среды уменьшается на 26—27%. Экран может
быть изготовлен из отходов электротехнической стали, обра¬
зующихся при производстве листов магнитопроводов, он
отличается простотой крепления и может применяться для
экранирования поверхностей сложной формы. В некоторых
случаях отдельные элементы баков и крышек, коробки для
установки вводов изготовляют из немагнитной стали, как
правило, марки 45Г171-03.
В трансформаторах типовой мощностью свыше 10—
16 МБ-А на выбор формы бака влияют условия его вписыва¬
ния в стандартные железнодорожные габариты. Обычно транс¬
форматоры мощностью до 20 МВ • А удается выполнить так,
чтобы они в транспортном состоянии при снятых узлах
вписывались в негабаритность не больше I степени, мощностью
до 40 МВ-А—в негабаритность II степени. Трансформаторы
мощностью 63—100 МВ А, как правило, перевозят на транс¬
портерах с пониженным уровнем пола над уровнем головок
рельсов (высота не более 700 мм) при негабаритности III сте¬
пени.
Для уменьшения грузоподъемности механизмов, необходи¬
мых для ревизии или ремонта, баки трансформаторов типовой
мощностью более 20—25 МВ ■ А, у которых масса активной
части превышает 25 т, часто выполняют съемными колоколь¬
ного типа. В ряде случаев кроме нижнего разъема между баком
и дном предусматривают также разъем между баком и
крышкой, что облегчает сборку, повышает качество и надеж¬
ность трансформаторов.
Для передвижения трансформаторы мощностью до 2500 кВ ■ А
снабжают полозьями. Трансформаторы большей мощности
выполняют для передвижения по рельсам со стандартной
колеей 1524 мм или колеей 2000 мм, для чего они имеют
поворотные каретки, которые крепят к приваренным ко дну
бака балкам.
В зависимости от назначения и рода установки трансформа¬
торы выполняют с различными компоновочными решениями.
Созданы совмещенные конструкции «трансформатор—выпря¬
митель» («трансреактор»). В таких конструкциях трансформа¬
тор и преобразователь объединяются в одно целое или обеспе¬
чивается возможность установки и подсоединения преобразова-
115
Рис. 2.39. Общий вид трансформатора для преобразовательного агрегата
совмещенной конструкции
ных секций в непосредственной близости от трансформатора.
Последний вариант исполнения нашел широкое применение в
мощных преобразователях на токи 50 кА и более, он отличается
компактностью, появляется возможность сократить размеры
ошиновки между трансформатором и преобразователем, умень¬
шить в них потери электроэнергии. Существенно уменьшаются
также размеры преобразовательных подстанций, стоимость
строительно-монтажных работ. Совмещенная конструкция вы¬
двигает ряд дополнительных требований к трансформаторам.
Отводы ВО должны быть выведены на боковые стенки бака, а
вводы следует группировать по секциям так, чтобы подсоедине¬
ние преобразователя осуществлялось достаточно просто и при
минимальных размерах. Боковые стенки бака должны быть
свободны от всяких узлов и приспособлений, особенно охлади¬
телей; системы охлаждения Ц и ДЦ должны быть компактными
и занимать минимальный объем. При необходимости следует
116
Рис. 2.40. Общий вид трансформатора с естественным охлаждением
устанавливать управляемые реакторы для регулирования вы¬
прямленного напряжения или выравнивания токораспределения
между преобразовательными секциями. Реакторы размещают в
баке трансформатора на отводах или вводах ВО либо снаружи
трансформатора на плите коробки вводов. Для защиты,
контроля или измерения параметров агрегата часто встраивают
трансформаторы тока, которые также размещают на отводах
ВО. Обмотки управления и смещения управляемых реакторов и
обмотки трансформаторов тока выводят из бака с помощью
специальных вводов в коробки контактных зажимов. Общий
вид трансформатора для агрегата совмещенной конструкции
показан на рис. 2.39.
В трансформаторах мощностью до 6300 кВ -А встроенные
уравнительные реакторы устанавливают на верхних ярмовых
балках. В трансформаторах большей мощности их, как прави¬
ло, располагают на удлиненных нижних балках и надежно
закрепляют с помощью болтов и корончатых гаек со шплинтов¬
кой. Как и в трансформаторах общего назначения, выполняют
устройства для подъема трансформаторов (крюки, кольца,
приспособления для домкратов), устройства для защиты транс¬
форматорного масла (расширители, термосифонные фильтры,
влагопоглотители), арматуру для подсоединения элементов
системы охлаждения, заливки, взятия пробы и фильтрации
масла, контрольные и защитные устройства (указатели уровня
масла, реле уровня масла, газовое реле, электроконтактные
117
Рис. 2.41. Одинарный радиатор
I ермометрические сигнализаторы, предохранительные трубы и
клапаны), а также детали заземления.
2.9. СИСТЕМЫ ОХЛАЖДЕНИЯ
Масляные преобразовательные трансформаторы мощностью
до 8000 кВ ■ А выполняют с естественным охлаждением вида М
(рис. 2.40), а в трансформаторах больших мощностей, как
правило, применяют принудительную циркуляцию воздуха —
дутьевое охлаждение вида Д. В некоторых случаях в целях
уменьшения размеров установки применяют более эффективные
системы охлаждения трансформаторов: систему ДЦ с принуди¬
тельной циркуляцией масла через охладитель, обдуваемый
вентиляторами, либо систему Ц с принудительной циркуляцией
воды и масла через маслоохладитель —масловодяное охлажде¬
ние. Последняя система охлаждения наиболее часто приме¬
няется в совмещенных конструкциях «трансформатор— выпря¬
митель».
Для увеличения теплоотдающей поверхности баков транс¬
форматоры с системами охлаждения М и Д снабжают
пристроенными радиаторами съемной конструкции. Их подсое¬
диняют к баку с помощью фланцевых патрубков через плоские
118
Рис. 2.42. Двойной радиатор
краны. Применяют две модификации радиаторов: одинарные
(рис. 2.41) и двойные (рис. 2.42), которые изготовляют из
овальных прямых стальных труб с сечением 72 х 22 мм или
круглых труб диаметром 30 мм, вваренных в стенки коробча¬
тых коллекторов. В табл. 2.9 приведены параметры серийно
изготовляемых радиаторов из овальных труб. При дутьевой
системе охлаждения Д применяют только двойные радиаторы и
каждый из них индивидуально охлаждают двумя осевыми
четырехлопастнымг вентиляторами мощностью 200 Вт, распо¬
ложенными в межтрубном пространстве.
В системе охлаждения ДЦ нагретое трансформаторное
масло перекачивают насосом из верхней части бака в охлади¬
тель, после охлаждения масло возвращается в нижнюю часть
бака. Охладитель, как правило, изготовляют из алюминиевых
трубок с оребрением и обдувают двумя вентиляторами. В ка¬
честве маслонасосов применяют бессальниковые герметические
насосы типа Т. В ПТ обычно применяют выносной вариант
системы охлаждения, при котором охладители, снабженные
каретками продольного или поперечного передвижения, уста¬
навливаются на фундаменте отдельно от трансформатора.
Навесная система, при которой охладители размещаются по
периметру бака, применяется реже, в основном для трансформа¬
торов сравнительно небольшой мощности.
Наиболее эффективную систему охлаждения Ц применяют
при наличии на преобразовательной подстанции воды соответ¬
ствующего качества только для трансформаторов внутренней
установки. Нагретое трансформаторное масло из верхней части
119
Таблица 2.9
Модификация
радиатора
Число
труб
Размер
А', мм
Расстояние
между осями
патрубков, мм
Геометриче¬
ская поверх-
ноетъ, м2
Масса, кг
масла в
радиаторе
радиатора
Для естественного охлаждения М
Одинарный
40
1011
1200
1500
1660
2000
2285
2685
7,1
9
10
12,2
14,1
16,5
60
71
75
85
101
116
103
127
136
162
184
214
1500
18
156
258
1660
20,1
165
276
Двойной
80
598
2000
24,4
173
330
2285
28,1
195
370
2685
33,2
228
430
Для дутьевого охлаждения Д
1660
20,1
174
290
2000
24,4
181
342
Двойной
80
840
2285
2485
28,1
- 30,7
203
220
382
415
2685
33,2
236
445
3000
37,9
266
471
бака перекачивают бессальниковыми герметичными электрона¬
сосами через масляную полость маслоохладителей, охлаждае¬
мых протекающей в латунных или никелевых трубках водой.
Охлаждающая вода не должна содержать механических приме¬
сей, содержание солей не должно превышать 300 мг/дм3, а
суммарное содержание аммиака, сероводорода, нитритов и
других компонентов (стоки) должно быть не более 1 мг/дм3.
Температура охлаждающей воды не должна превышать 30—
33‘ С, ее давление на входе в охладители должно быть не более
0,3 • ІО5 Па. Для предотвращения попадания воды в транс¬
форматорное масло необходимо во всех режимах работы
обеспечить превышение давления масла на выходе из маслоох¬
ладителя над давлением воды на входе в охладитель не менее
чем на 0,2 ■ ІО5 Па. Регулирование расхода масла и воды
осуществляется запорными устройствами на входе охлажден¬
ного масла в бак и на входе воды в охладители. Давление воды
на входе устанавливают минимально необходимым для преодо¬
ления суммы гидродинамического и статического сопротивле¬
ния водяного тракта маслоохладителя и получения требуемого
расхода. Вода сливается из охладителя открытой струей, чем
обеспечивается нулевое значение давления воды на выходе из
охладителя.
120
Рис. 2.43. Выносная система охлаж¬
дения Ц:
1—электронасос; 2—маслоохладитель;
3—электро двигательный привод за¬
движки водяной системы; 4—вентиль;
5—масляный фильтр; 6—тележка
Системы охлаждения Ц
также выполняют двух мо¬
дификаций: навесной и вы¬
носной. При навесной систе¬
ме все элементы монтируют
на баке трансформатора,
при выносной системе
(рис. 2.43) маслоохладители,
запорные и контрольно-из¬
мерительные устройства
размещают на специальной
тележке с катками, которую
устанавливают на рельсах
непосредственно около
трансформатора.
В ПТ типовой мощ¬
ностью до 80 МВ • А приме¬
няют унифицированные кон¬
структивные решения с дву¬
мя, тремя и четырьмя мас¬
лоохладителями типов
Ц-63, Ц-100 и Ц-160 и элек¬
тронасосами типов Т-16 и
Т-63, причем один масло¬
охладитель и один насос
являются резервными.
Системы охлаждения
ДЦ и Ц, так же как и в
трансформаторах общего
назйачения, снабжают сили- - t
кагелевыми абсорбционными фильтрами для химической очист¬
ки и регенерации масла, а в выносных модификациях—также
масляными фильтрами для механической очистки от волокон и
других твердых частиц охлажденного масла на входе в бак
трансформатора.
2.10. СИСТЕМЫ АВТОМАТИКИ И КОНТРОЛЯ
Системы автоматики и контроля предназначены для управ¬
ления устройствами охлаждения и регулирования трансформа¬
торов, а также их контроля в процессе эксплуатации и защиты
при аварийных режимах.
121
В трансформаторах с естественным масляным охлаждением
на баке закрепляют коробки контактных зажимов для цепей
термометрического сигнализатора, газового реле, указателя
уровня масла и, в отдельных случаях, электроблокировки
ручного штурвального привода, предотвращающей переключе¬
ние возбужденного трансформатора. К этим коробкам также
подсоединяют цепи щита управления преобразовательной под¬
станции.
Трансформаторы с форсированными системами охлаждения
снабжают шкафами автоматического управления. Для системы
Д применяют шкаф автоматического управления дутьем,
который предназначен для местного, дистанционного и автома¬
тического пуска и остановки электродвигателей вентиляторов в
зависимости от температуры верхних слоев масла и нагрузки
трансформатора. В автоматическом режиме при повышении
температуры верхних слоев масла до значения второй темпера¬
турной уставки контакта электроконтактного термометра 55' С
посредством промежуточного реле и пускателя включаются
электродвигатели вентиляторов. При снижении температуры
масла до значения первой температурной уставки 50' С на
первом контакте термометра размыкаются поочередно второй
и первый контакты термометра и электродвигатели выключа¬
ются. Автоматическое управление в зависимости от тока
нагрузки осуществляется посредством токового реле, которое
своими контактами замыкает цепь промежуточного реле,
включающего электродвигатели, при этом включение электро¬
двигателей независимо от фактической температуры масла
должно обеспечиваться при нагрузке не больше номинальной.
Режим местного, дистанционного или автоматического управле¬
ния устанавливают с помощью переключателя (в одном из трех
положений), причем в положении «автоматическое» возможно
ручное включение электродвигателей со щита управления. Шкаф
автоматики дутья питается от системы трехфазного напряжения
380 или 220 В и защищается автоматическим выключателем;
кроме того, каждый радиатор снабжен коробкой контактных
зажимов с шестью предохранителями для защиты электродви¬
гателей вентиляторов.
Трансформаторы с системой охлаждения ДЦ снабжают
шкафом управления для автоматического управления системой
охлаждения в зависимости от нагрузки трансформатора, а
также для ручного управления охладителями и контроля
исправности элементов системы охлаждения. В автоматическом
режиме число включенных охладителей зависит от тока
нагрузки трансформатора. Например, в трансформаторах с
четырьмя охладителями при небольших нагрузках могут рабо¬
тать один или два охладителя, при номинальной нагрузке
включается третий, а при перегрузках или выходе из строя
122
любого из трех охладителей включается четвертый. При
включении охладителя двигатели маслонасоса и вентиляторов
вступают в работу практически одновременно. Исправность
охладителей контролируется с помощью манометров, контро¬
лирующих давление масла.
В трансформаторах с системой охлаждения Ц применяют
шкафы автоматического охлаждения, осуществляющие местное,
дистанционное и автоматическое управление маслонасосами:
включение резервного охладителя при неисправности рабочего
или повышении нагрузки свыше 0,8 номинальной; защиту
электродвигателей маслонасосов при КЗ, обрыве фазы и
перегрузках; сигнализацию о выходе из строя элементов
системы охлаждения и о повышении температуры масла выше
установленного значения.
Управление устройствами ступенчатого регулирования под
нагрузкой осуществляют приводом дистанционно со щита
управления или непосредственно с привода кнопками местного
управления. Имеется возможность управлять приводом с
помощью рукоятки. Переключение может осуществляться в
непрерывном режиме, когда привод производит переключение
ступеней «выше» или «ниже» вплоть до крайних положений,
пока замкнут ключ управления, либо в пошаговом режиме,
когда привод при замкнутом ключе управления производит не
более одного переключения и для дальнейших переключений
необходимо после остановки привода разомкнуть и снова
замкнуть ключ управления. Автоматическое управление произ¬
водится только в непрерывном режиме с помощью соответст¬
вующего регулятора, который подключается к контактам
привода трансформатора. Имеется возможность группового
управления работой приводов нескольких трансформаторов,
при этом схема обеспечивает контроль синхронности пере¬
ключений с отклонением в пределах трех положений. Для
дистанционного контроля положения привода предусмотрена
самосинхронизирующаяся передача, состоящая из двух сельси¬
нов: сельсина-датчика, установленного в приводе, и сельсина-
приемника, встроенного в указатель положения и размещенного
на щите управления. В отдельных случаях в приводе устанавли¬
вают дополнительные сельсины-датчики либо специальные
переключатели для системы автоматического регулирования.
Количество переключений привода фиксируют импульсными
счетчиками, расположенными в приводе и на щите управления.
Для автоматического плавного бесконтактного регулирова¬
ния напряжения трансформаторов тяговых подстанций электри¬
фицированного транспорта применяют шкафы управления, с
помощью которых осуществляют питание обмоток управления
реакторов с подмагничиванием, включаемых по схеме моста в
отпайки СО. Шкаф состоит из следующих основных частей:
123
блока питания, блока управления по напряжению, блока
управления по току, блока усиления и устройства защиты.
Блок напряжения и датчик напряжения образуют замкну¬
тую систему автоматического регулирования по напряже¬
нию, а блок токовый и датчик тока—разомкнутую сис¬
тему по току нагрузки агрегата. Блок усиления являет¬
ся общим для обеих систем. В качестве датчика тока
используется трансформатор тока в цепи ВО, в качест¬
ве датчика напряжения применяют магнитный усилитель с
внутренней обратной связью, обмотка управления которо¬
го питается от выпрямленного напряжения преобразователь¬
ного агрегата. Шкаф управления позволяет реализовать раз¬
личные внешние характеристики агрегата (см. рис. 1.30).
Уровень стабилизации выпрямленного напряжения может
устанавливаться переключателем в нескольких положе¬
ниях вручную; в одном из положений переключателя уро¬
вень задается по программе от внешнего устройства теле¬
автоматического управления уровнями напряжения в контакт¬
ной сети.
В трансформаторах со сложными системами РПН при
использовании высокоэффективных систем охлаждения приме¬
няют конструкции шкафов, в которых совмещены функции как
автоматического регулирования напряжения, так и автоматиче¬
ского управления охладителями. Такие шкафы обеспечивают
автоматическое управление системой охлаждения в зависимостй
от нагрузки и ручное управление охладителями, контроль
исправности систем охлаждения, переключение приводных
механизмов устройств РПН в заданных последовательнос¬
тях и режимах, отключение трансформатора при неисправ¬
ностях устройств РПН, контроль уровня масла в расши¬
рителе, контроль температуры масла, сигнализацию и от¬
ключение трансформатора при перегреве масла, сигнализа¬
цию и отключение трансформатора при срабатывании газового
реле, отключение трансформатора при попытке переключить
привод ПБВ при включенном трансформаторе. В транс¬
форматорах с тремя однофазными переключающими уст¬
ройствами шкаф обеспечивает режим переключения, при
котором приводы переключающих устройств всех трех
фаз переключаются одновременно на одинаковое число по¬
ложений в одном из направлений «выше» или «ниже»,
либо пофазный режим, когда приводы фаз переключаются
поочередно в строго заданной последовательности в одном из
направлений. Как при одновременном, так и при пофазном
режиме возможно осуществлять непрерывное или пошаговое
управление.
Шкаф предназначен для работы в закрытом помещении при
температуре охлаждающего воздуха от 1 до 40' С и характери¬
зуется следующими данными: напряжение питающей сети
124
трехфазного переменного тока 380/220 В, постоянного тока
220 В, потребляемая мощность 10 кВ-А. В шкафу установлены
панели охлаждения и контроля трансформатора, управления
приводами, контроля их рассогласования и защиты устройства
РПН. На дверях шкафа расположены следующие органы
управления: ключ для установки управления приводными
механизмами в положение «дистанционное» или «местное»;
переключатели, обеспечивающие управление приводами в на¬
правлении «выше» или «ниже», а также заданный режим работы
приводов—пофазный или одновременный, пошаговый или
непрерывный; указатель положения приводов; переключатель
для перевода аварийного сигнала газового реле на преду¬
предительную сигнализацию; указательные реле для сигна¬
лизации об аварийном отключении трансформатора, указы¬
вающие следующее: фазу, в которой неисправен узел быстро¬
действия контактора и приводного механизма устройства РПН,
срабатывание газового реле, блокировку ПБВ, а также по¬
вышенный нагрев верхних слоев масла; предупредительная
сигнализация на световом табло и индикаторных лампах о
неисправности любого из охладителей. Защита цепей питания и
освещения осуществляется автоматическими выключателями.
Комплектация трансформаторов устройствами автоматики
приведена в табл. 2.10.
Таблица 2.10
Исполнение трансформатора
Коробки
Шкафы автоматики
охлаждения
Регулиро¬
вание
электро¬
приводом
Шкаф автома¬
тического уп¬
равления и
контроля
Система
Система регули-
эле-
встро-
систе-
систе-
систе-
систе- систе-
охлажде¬
ния
рования напря¬
жения
мен¬
тов за¬
щиты
и сиг¬
нали¬
зации
енных
транс-
фор-
мато-
ров
тока*
мы Д
мыДЦ
мы Ц
мыДЦ мы Ц
м
ПБВ
+
+
—
—
—
—
— —
д
ПБВ
+
+
+
—
—
—
— —
дц
ПБВ
+
+
—
+
—
—
— —
Ц
ПБВ
+
+
—
—
+
—
— —
м
РПН
+
+
—
—
—
+
— —
д
РПН
+
+
+
—
—
+
— —
дц
РПН
+
+
—
+
—
+
— —
ц
РПН
4-
+
—
—
+
+
— —
дц
РПН (пофазное)
+
+
—
—
—
+ (3 шт.)
+ -
ц
РПН (пофазное)
+
+
—
—
—
+ (3 шт.)
- +
При необходимости.
125
Глава третья
РАСЧЕТ ОСНОВНЫХ ПАРАМЕТРОВ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЬНЫХ
ТРАНСФОРМАТОРОВ
3.1. ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ
Особенности режимов работы и характеристики ПТ сказыва¬
ются в первую очередь на параметрах, а также на выборе
основных размеров и конструкций обмоток. Как правило, ПТ
обладают следующими особенностями:
большой номинальный ток ВО, достигающий зачастую
десятков тысяч ампер. Во многих случаях ВО выполняют
секционированной для питания нескольких преобразователей от
одного трансформатора;
специфические требования к значениям напряжений КЗ
(сквозного, коммутации, частичного и расщепления) и их
соотношениям;
повышенная механическая прочность конструкций обмоток и
отводов, рассчитанная на повышенное количество КЗ;
возможность для ряда серий трансформаторов регулирова¬
ния напряжения в широких пределах;
более низкие в большинстве случаев нормированные превы¬
шения температуры обмоток и масла над температурой
окружающей среды.
Известно, что при одних и тех же исходных данных, но
различных соотношениях между основными размерами транс¬
форматора можно получить различные варианты его исполне¬
ния [3.1, 3.2]. Эти варианты могут различаться как основными
размерами трансформатора, так и электромагнитными нагруз¬
ками, массой и стоимостью активных материалов, механи¬
ческой прочностью и нагревостойкостью обмоток. Выбор
наилучшего решения при расчете отдельных частей и всего
трансформатора производят путем технико-экономического
сравнения различных расчетных вариантов. Ниже рассматрива¬
ются особенности расчета элементов конструкции трансформа¬
тора для преобразователей по трехфазной мостовой схеме, по
кольцевой схеме [3.9], а также по схеме две обратные звезды с
уравнительным реактором.
В техническом задании на проект ПТ указывают следующие
данные; номинальное линейное напряжение питающей сети
І/1НОМ, В; номинальный выпрямленный ток /dHOM, А; номиналь¬
ное выпрямленное напряжение преобразователя Ud ком, В (в
некоторых случаях вместо Ud ном задают линейное напряжение
ВО трансформатора С/2н„м); число фаз питающей сети тг,
частота напряжения питающей сети /; схема и группа соедине¬
ния обмоток трансформатора и схема выпрямления; способ
126
охлаждения трансформатора; характер нагрузки. Для повтор¬
но-кратковременной нагрузки должны быть указаны значения и
продолжительность отдельных этапов нагрузки, а также про¬
должительность интервалов между ними. Кроме того, в
техническом задании обычно указывают напряжение КЗ, КПД
и, если необходимо, другие условия.
Задачу создания рационального трансформатора, обладаю¬
щего достаточной прочностью и долговечностью, а также
наиболее простого и дешевого в производстве, решают пра¬
вильным определением воздействий, которым он подвергается в
эксплуатации, правильным выбором оптимальных электромаг¬
нитных нагрузок, размеров и материала отдельных его частей.
Расчет и конструирование ПТ проводят при следующих
основных допущениях: ток ВО идеально сглажен и имеет
прямоугольную форму, а ток СО—прямоугольно-ступенчатую
форму; угол управления равен нулю; не учитывают также
влияние тока XX трансформатора.
3.2. РАСЧЕТ ТОКОВ, НАПРЯЖЕНИЙ И МОЩНОСТЕЙ
Сетевые и вентильные обмотки ПТ соединяют, как правило,
в звезду или треугольник. Магнитная система трансформатора
является уравновешенной. Выпрямленное напряжение имеет
шестикратные пульсации, среднее значение которого в режиме
холостого хода обозначено Ud0-
Ниже приведены формулы для расчета основных электриче¬
ских параметров для некоторых наиболее распространенных
простых шестифазных схем выпрямления.
Действующее значение линейного тока вентильной обмотки
Для трехфазной мостовой схемы выпрямления (см. рис. 1.10)
/2л = ^/3/„. (3.1а)
Для схемы две обратные звезды с уравнительным реактором
(см. рис. 1.8)
/^ = (1/273 )ld. (3.16)
Для кольцевой схемы (см. рис. 1.11)
^ = (l/x/3)Zd. (З.ів)
Если ВО разбивается на т частей и они питают нагрузку
параллельно, то выпрямленный ток в каждой части ВО будет
равен:
І2П = ^/т)І2л-
(3.2)
127
Действующее значение фазного напряжения холостого
хода вентильной обмотки и коэффициент трансформации
трансформатора
Для мостовой схемы при соединении ВО по схеме звезда или
треугольник соответственно получим
С/2фЛ = ^о/2,34; С/2фД = С/(ІО/1,35. (3.3а)
Для схемы две обратные звезды с уравнительным реактором
С/2ф= £Л»о/1,35= CZJo/1,17, (3.36)
где Uâo—выпрямленное напряжение при выпрямленном токе,
равном критическому (см. рис. 1.8).
Для кольцевой схемы
С/2ф=^о/2,34. (З.Зв)
Для всех указанных трех схем с учетом схем соединения
обмоток СО и ВО коэффициент трансформации трансформато¬
ра определяется из формулы
п=и1ф/и2ф, (3.4)
где и1ф—действующее значение фазного напряжения СО.
Действующее значение линейного тока сетевой обмотки
Для схем на рис. 1.10 и 1.11
7іл=(Л,/п)ч/2/3. (3.5а)
Для схемы на рис. 1.8
/іл = /а/(«х/б). (3.56)
Расчет мощностей
Мощности обмоток рассчитываются по известным значе¬
ниям выпрямленного напряжения и тока. Условная номиналь¬
ная мощность преобразователя, по которой определяется
номинальная мощность ПТ, равна произведению номинального
выпрямленного тока на номинальное напряжение XX преобра¬
зователя:
PdO=UdÇ>Id- (3-6)
Мощность СО трансформатора определяется _ из соотно¬
шения
(3.7)
Мощность ВО трансформатора для мостовой схемы
128
S2 = ^U2nI2n = k^Pd0. (3.8a)
Для схемы две обратные звезды с уравнительным реактором
и для кольцевой схемы
S2=2^3U21II21I=kîPdO. (3.86)
Типовая мощность трансформатора определяется для мосто¬
вой и кольцевой схем как полусумма мощностей всех его
обмоток:
ST = 0,5(S1 + S2) = Æ6P(io- (3.9а)
Для схемы две обратные звезды с уравнительным реактором
к полусумме мощностей обмоток необходимо добавить типо¬
вую мощность уравнительного реактора:
ST = 0,5 (Si + S2) + Syp = k6Pd о + Syp. (3.96)
Расчетная типовая мощность уравнительного реактора зави¬
сит от угла регулирования преобразователя а. С учетом
утроенной частоты напряжения на уравнительном реакторе его
мощность равна:
при а=0с Syp = 0,01lPdO; 1 3
при а = 90п Syp = 0,19P()o. j
Значения коэффициентов, характеризующих отношения ос¬
новных электрических величин в рассмотренных выше трех
схемах, а также некоторых других, нашедших достаточно
широкое применение, приведены в табл. 3.1. Коэффициенты
к\—к6 используют для расчета напряжений, токов и мощнос¬
тей обмоток трансформатора, коэффициенты ку, к8—для
расчета падений напряжения и внешней характеристики преоб¬
разователя. Значения напряжений КЗ, выраженный в процентах
номинального, рассчитывают по формулам
и = Іхі2 / и2Л ■ 100; (3.11а)
п^ = (Я72/г72ф)-100, , (3.116)
где X определяется по (1.7), а R—по (1.8). Коэффициент к9
используют для расчета угла коммутации. Как видно из этой
таблицы, ПТ для нулевых схем выпрямления по сравнению с
мостовыми имеют большую типовую мощность и, как правило,
повышенные расходы материалов и потери электроэнергии,
увеличенные размеры и большую стоимость. Однако при
определенных сочетаниях тока и напряжения преобразователя и
классах напряжения вентилей технико-экономическая целесооб¬
разность выполнения преобразователей по нулевой схеме
выпрямления не вызывает сомнений. Недостатки трансформато¬
ров компенсируются соответствующим выигрышем в размерах
преобразовательных шкафов, потерях электроэнергии в венти-
129
9-898
Таблица 3.1
Схема выпрямления
Коэффициенты
однофазная
двухполу-
периодная
с нулевым
выводом
(см. рис. 1.3)
трехфазная
нулевая
(ВО соеди¬
нена в зиг¬
заг) (см.
рис. 1.6)
две обрат¬
ные звезды
с уравни¬
тельным
реактором
(см. рис. 1.8)
однофазная
мостовая
(см.
рис. 1.9)
трехфазная
мостовая
(см.
рис. 1.10)
кольцевая
(см.
рис. 1.11)
кі =
0,9
1,17
1,17*
0.9
2,34(A);
1,35(Д)
2,34
к 2 = Лл/4і
0,707
0,578
0,289
1
0,816
0,578
^з = Лл/4
1,0 1/К
0,816 1/К
0,707 1/К
1,0 1/К
0,816 1/К
0,707 1/К
^4 = ‘!>2/Г'іо
1,56
1,71
1,48
1,11
1,05
1,48
ks = Sl/Pllo
1,11
1,21
1,05
1,11
1,05
1,05
кб = $?/Рііо
1,34
1,46
1,26+
+ (0,07-
0,19)
1,Н
1,05
1,26
, лих ■ 100
kj=
Ud0Ux%
0,5
0,707
0,5
0,707
0,5
0,707
, Ді/к-100
кв rr
и à oUr%
1,56
1,71
1,48
1,11
1,05
1,48
/Су =
0,5
0,707
0,5
0,707
0,5
0,707
(1 —cosy) • 100
* При критическом токе.
лях, снижением стоимости преобразователя в целом. Так,
например, схема звезда (треугольник)—две обратные звезды с
уравнительным реактором широко применяется при выпрям¬
ленных напряжениях 12, 24, 48, 60 В для гальванотехники, в
электропечах . и электролизных установках 75, 115 и 150 В,
комплектных подстанциях для питания постоянным током
цеховых сетей 230 В и др.
Расчеты показывают, что с учетом соображений по произ¬
водственной унификации, а также целесообразности эксплуата¬
ции на по/дстанциях однотипного оборудования экономически
выгодно применение этой схемы и для ряда других установок
при выпрямленных напряжениях до 450—600 В.
3.3. ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫЕ НАГРУЗКИ ТРАНСФОРМАТОРОВ
Электромагнитная индукция
Опыт проектирования и производства различных масляных
трансформаторов показал, что для описанных выше конст¬
рукций магнитопроводов оптимальное значение магнитной
индукции равно 1,55—1,65 Тл и может быть в отдельных
обоснованных случаях повышено до 1,7 Тл.
130
Для частоты напряжения питающей сети отличной от
50 Гц, значение амплитуды магнитной индукции Вп, Тл, опреде¬
ляют из соотношения
fin = fi5o(50//n)°’625, (3.12)
где В50 — амплитуда магнитной индукции при частоте 50 Гц.
Соответственно при частоте сети 60 Гц амплитуда магнит¬
ной индукции в магнитопроводе трансформаторов равна В60 =
= 0,9В5о. Это позволяет унифицировать трансформаторы, пред¬
назначенные для работы при частотах 50 и 60 Гц.
В трансформаторах с естественным воздушным охлажде¬
нием индукцию выбирают в зависимости от класса нагревостой-
кости изоляции: 1,2—1,3 Тл для класса В, 1,3—1,45 Тл для
класса Г, 1,45—1,55 Тл для класса Н.
В последовательных регулировочных трансформаторах с
немагнитными зазорами в стержнях магнитопровода магнитная
индукция зависит от размера единичного зазора, который в
свою очередь определяется добавочными потерями в крайних
пакетах вставок, а также уровнем вибрации и шума, обуслов¬
ленных появлением боковых магнитных потоков. Значение
магнитной индукции в этих трансформаторах зависит также от
кратности тока насыщения, и обычно ее выбирают в пределах
0,6—1,0 Тл.
Расчет диаметра стержня магнитопровода и числа
витков
Основным критерием выбора диаметра магнитопровода
является экономическая оценка различных вариантов, осуществ¬
ляемая сравнением приведенных затрат с учетом вложений в
трансформаторную установку и годовых издержек на ее экс¬
плуатацию. Оптимальным считается вариант с минимальными
затратами. Окончательно диаметр магнитопровода выбирают с
учетом унификации конструкторско-технологических решений.
Ориентировочное значение трех-четырех соседних вариантов диа¬
метра стержня магнитопровода определяют по данным табл. 3.2.
Таблица 3.2
Масляное охлаждение
Воздушное охлаждение
Типовая мощность транс¬
форматора, кВ-А
Диаметр стержня,
мм
Типовая мощность
трансформатора,
кВА
Диаметр стержня, мм
1000—6300
240—340
10—100
80—140
6300— 16 000
340—450
100— 500
140—220
16 000- 40 000
450—630
500 -1000
220—260
40 000- 80 000
630—750
1000—25 000
260—300
80 000- 200 000
750—890
2500—6300
300—420
131
Принятые для дальнейшего расчета варианты диаметров
стержня должны соответствовать шкале диаметров, приведен¬
ной в табл. 2.1. В обоснованных случаях могут быть приняты
промежуточные диаметры.
В серии, включающей ряд трансформаторов различной
мощности, по мере роста мощности трансформатора увеличива¬
ются его диаметр и другие линейные размеры. Считают, что
трансформаторы одной и той же серии геометрически подобны,
т. е. имеют одни и те же соотношения линейных размеров, а их
электромагнитные нагрузки остаются неизменными. Но по¬
скольку серия трансформаторов рассчитывается в соответствии
с действующими стандартами, нормалями на диаметры магни¬
топроводов, на изоляционные цилиндры, обмоточные провода и
т. д., в пределах серии электромагнитные нагрузки и соотноше¬
ния линейных размеров несколько различаются и геометриче¬
ское подобие не всегда соблюдается.
Имея в виду соотношения (3.3), значение выбран¬
ной магнитной индукции В и активного сечения стержня
магнитопровода определяют число витков ВО по фор¬
муле
w2 = U2*/(4A4fiBFi). (3.13)
Полученное по (3.13) число витков w2 округляют до
ближайшего целого числа. Активное сечение стержня F[ и ярма
F2 определяют умножением геометрического сечения на коэф¬
фициент заполнения стали по табл. 2.3. В отдельных случаях
число витков ВО выбирается принудительно, и это накладывает
определенное ограничение на выбор диаметров стержней маг¬
нитопровода. Так, например, в трансформаторах большой
мощности с относительно малым (до 150 В) значением выпрям¬
ленного напряжения ВО содержит 2—3 витка, что ограничивает
выбор оптимального диаметра и усложняет их конструкцию.
Если же ВО в трансформаторах серии выполняют с полным и
половинным напряжением, то она должна иметь четное число
витков, что накладывает дополнительные ограничения при
выборе диаметра стержня.
Число витков СО для трансформаторов с ПБВ на основном
ответвлении определяют по формуле
^ін ^іф, ном^г/б^ф, ном* (3.14)
Число витков ѵѵ1н округляют до ближайшего целого числа,
уточняют значение ЭДС одного витка и магнитной индукции:
E-w ^іФ, hom/wihoM, В=Ew/(4,44fiFi ). (3.15)
Числа витков, соответствующие минимальному и макси¬
мальному ответвлениям, определяют по формулам
Wlmin= wlmax=Ulmax/Ew. (3.16)
132
Для контроля правильности расчета определяют разность
между расчетным и заданным напряжениями СО:
АС/=іѵ1Еи,-С/1фіНОМ, (3.17)
которая не должна превышать половину ЭДС витка, однако в
отдельных обоснованных случаях она может быть близкой к
ЭДС витка.
3.4. ПЛОТНОСТЬ ТОКА В ОБМОТКАХ
При выборе плотности тока в обмотках учитывают режимы
работы трансформаторов, их коэффициент использования и
загрузки, режимы перегрузок и климатические условия. Режимы
перегрузок в зависимости от области применения ПТ различны
(табл. 3.3).
Основными критериями, определяющими правильный выбор
плотности тока в обмотках, являются минимальные приведен¬
ные затраты, превышения температуры обмоток над окружаю¬
щим воздухом, близкие к максимально допустимым.
На выбор плотности тока в обмотках влияют способ
охлаждения оборудования, условия (режимы) работы трансфор¬
маторов для преобразовательных установок, материал провода
(медь, алюминий), конструкция и расположение обмоток и
класс нагревостойкости изоляции обмоток (А, В, F, Н).
На основании опыта проектирования серий трансформато¬
ров и реакторов с естественным масляным охлаждением и с
заполнением жидким негорючим диэлектриком для принятых в
настоящее время конструкций и экономических параметров
(цены, тарифы и т. п.) плотность тока в обмотках рекомендует¬
ся выбирать для медного провода JM = 2,04-3,2 А/мм2, для
алюминиевого провода Ja= 1,3 4-2,0 А/мм2. Меньшие значения
плотности тока принимают в слоевых обмотках с числом слоев
более двух, в обмотках или ее частях из провода с усиленной
изоляцией, в катушечных обмотках с малыми каналами
(4—5 мм) и относительно большим радиальным размером
(больше 60 мм), в обмотках трансформатора, работающих в
условиях повышенных перегрузок. Плотности тока в обмотках
рекомендуется выбирать так, чтобы среднее превышение тем¬
пературы обмоток над охлаждающей средой составляло
20—22' С, что соответствует рациональной конструкции охла¬
дителей при естественном жидкостном охлаждении (при ныне
действующих нормах превышений температуры обмоток и
масла над воздухом).
Плотность тока в обмотках из шинного или листового
проводникового материала рекомендуется выбирать такой же,
как и в обмотках из изолированного провода, при условии, что
добавочные потери от вихревых токов не превышают 10%
133
Примечание
Циклические перегрузки не
предусматриваются
Перегрузки имеют цикличе¬
ский характер, и за время цик¬
ла, состоящего из перегрузки и
паузы, среднеквадратическое
значение тока не должно пре¬
вышать номинальный ток (вре¬
мя усреднения—10 мин)
Среднее квадратическое зна¬
чение тока за любые 8 ч суток
не должно превышать номи¬
нальный ток
Среднее квадратическое зна¬
чение тока за время 75 с не
должно превышать 125% но¬
минального тока
Среднее квадратическое зна¬
чение тока за время 75 с не
должно превышать номиналь¬
ный ток
Й
о
Ct
о
w
Цикличность
перегрузки
См. примем.
2 раза в сутки
75 с в течение 2 ч
(2 раза в сутки)
То же
S
et
о
-В
о
и
CS
о.
X
Продолжи¬
тельность
перегрузки
1 мин
2 мин
15 с
Юс
«Г
гч
10 с
О
3
X
ч
о
«
й
©
«
Перегрузка,
%
О
001
150
гч
125
250
ю
о
&
с
X
se
м
Gt
Класс
перегрузок
—
гч
'З'
Ч->
Таблица 3.3. Циклические переі
Область применения преобразователя
Электролиз в цветной металлур¬
гии и химической промышленнос¬
ти, гальваностегия, дуговые и ва¬
куумные печи
Электропривод
Электроснабжение электрифици¬
рованного транспорта:
метро
134
5 мин
135
основных. В катушках регулировочных обмоток трансформато¬
ров с РПН, подключаемых к СО в процессе регулирования
напряжения (тока), допускается повышение плотности тока для
медного провода до 4—4,5 А/мм2, для алюминиевого до
2,5—3 А/мм2 при условии, что превышение температуры таких
катушек над окружающим воздухом не будет выше допусти¬
мого. В обмотках трансформаторов и реакторов с дутьевым и
циркуляционным масляным охлаждением плотности тока могут
быть повышены на 10—15%.
В обмотках трансформаторов и реакторов с естественным
воздушным охлаждением рекомендуются следующие плотности
тока в зависимости от класса нагревостойкости изоляции: для
медного провода 1—2 А/мм2 для класса В, 1,2—2,5 А/мм2 для
класса F и 1,4—2,8 А/мм2 для класса Н; для алюминиевого
провода 0,9—1,2 А/мм2 для класса В, I —1,4 А/мм2 для класса
F и 1,2—1,7 А/мм2 для класса Н. Во внутренних обмотках,
охлаждаемых менее эффективно, рекомендуются соответственно
для классов изоляции В, F, Н плотности тока не более 1,4; 1,6 и
1,9 А/мм2 для медного провода и 1; 1,2 и 1,4 А/мм2 для
алюминиевого провода. Во всех случаях плотность тока в
обмотках уточняют после теплового расчета и сравнения
вариантов по приведенным затратам. В обмотках трансформа¬
торов и реакторов с непосредственным водяным охлаждением
плотность тока рекомендуется выбирать в пределах 5—
10 А/мм2. В отдельных случаях, когда требуется создать
трансформаторное оборудование с минимальными размерами,
плотность тока может быть увеличена до 15—20 А/мм2, если
превышение температуры воды над окружающим воздухом не
будет выше допустимых значений.
3.5. РАСЧЕТ ГЕОМЕТРИИ ОБМОТОК
Предварительно сечение витка, мм2, каждой из обмоток
определяют по формуле
^ = 4ом/Л (3.18)
гДе Іцом—номинальный ток соответствующей обмотки; J—
выбранная (допустимая) плотность тока, А/мм2.
Для уменьшения объема изоляции и числа параллелей (и)
стремятся выбирать по сортаменту максимальные размеры
(сечение) провода марки ПБ
Fnp = FB/n (3.19)
с учетом приемлемых добавочных потерь при заданной частоте.
Круглые провода применяют в трансформаторах относи¬
тельно небольшой мощности и токах до 80—100 А. В обмотках
из провода прямоугольного сечения предпочитают проводники
136
большего сечения с соотношением сторон от 1:2,5 до 1:4,
допускаются также проводники с соотношением сторон от 1:2
до 1:6. В концентрических обмотках с относительно большой
продольной составляющей магнитного потока рассеяния прово¬
да наматывают на изолировочные цилиндры, как правило,
плашмя, т. е. располагают провод большим размером в осевом
направлении. В непрерывных и винтовых обмотках с транспози¬
цией высоту провода ограничивают в зависимости от внутрен¬
него диаметра обмотки (см. табл. 2.6).
При намотке на ребро отношение радиального размера
провода к осевому должно быть не менее 1,3 и не более 3.
Максимально допустимые значения радиального размера про¬
вода а для цилиндрических обмоток из прямоугольного
провода в зависимости от добавочных потерь принимают в
соответствии с табл. 3.15. С ростом числа слоев обмотки
добавочные потери заметно возрастают, и максимально допус¬
тимый размер провода необходимо уменьшить.
Размеры обмоток определяют по номинальным размерам изо¬
лированного провода с учетом неплотности намотки, а для вин¬
товых и цилиндрических обмоток учитывают также сбег спирали.
Размеры изолированного обычного провода (ПБ, АПБ), мм,
(рис. 3.1) определяют по формуле
^из 6-Ьбизі, пиз п-|-6и32, (3.20)
где Ь, а—соответственно больший и меньший размеры неизо¬
лированного провода. Для масляных трансформаторов с
обмотками из провода марки ПБ толщину двухсторонней
изоляции принимают 8из1 = 8из2 из ряда 0,55; 0,96; 1,35; 1,92 мм.
Для сухих трансформаторов с обмотками из проводов ПСД,
ПСДК толщину изоляции определяют по ГОСТ 7019-80 в
зависимости от марки и размеров провода. Широкий сортамент
размеров а и Ь, предусмотренный ГОСТ 434-78 и ГОСТ
10687-76, ограничивают стандартом соответствующего пред¬
приятия, выпускающего определенную номенклатуру преобра¬
зовательных или иных трансформаторов.
Размер транспонированного провода по меньшей стороне
(рис. 3.2 и 3.21), мм, определяют по формуле
Рис. 3.1. Сечение изоли¬
рованного провода
Рис. 3.2. Сечение транспортиро¬
ванного провода
137
^птб — 2Z> + 8общ + 0,34, (3.21)
где 8общ—удвоенная номинальная толщина общей изоляции,
равная 0,72; 0,96; 1,36; 1,92 мм.
Размер транспонированного провода по большей стороне,
мм, находят по формуле
ЯптБ = 1,05[0,5(и+1)(0,1+а) +8общ], (3.22)
где 0,1—удвоенная толщина эмалевой изоляции элементарных
проводников, мм; п—число параллельных проводников в
проводе.
Осевой размер обмоток, мм, определяют по формуле
р ч
ho6= X bmlNi+ X hmMm-Ah, (3.23)
1=1 т— 1
где bm[—осевой размер изолированного /-го провода.
Для непрерывной и дисковой обмоток, намотанных из
элементарных проводников, в (3.23) принимают: Nt—коли¬
чество катушек в обмотке, имеющих одинаковые осевые
размеры проводников; bmt— осевой размер изолированного
проводника или транспонированного провода, мм; р—коли¬
чество разных значений />ИЗІ; Мт—количество одинаковых
радиальных каналов, шайб или разрывов в обмотке; hm—вы¬
сота радиальных каналов, шайб или разрывов в обмотке, мм;
q—количество разных значений /гт; А/г—уменьшение осевой
изоляции, мм, равное 4—6% общей высоты осевой изоляции и
обеспечивающее как прессовку обмоток, так и получение
заданной высоты обмотки.
Для винтовой обмотки из элементарных проводников или
транспонированного провода в (3.23) подставляют
2Vi=«f(ivf +1)+с, (3.24)
где щ—число ходов винтовой обмотки с одинаковыми разме¬
рами проводников и числами витков в ходе; ѵѵ,—число витков
хода; с—.число дополнительных проводов в осевом направ¬
лении; с = 0 для винтовых обмоток без транспозиции или с
распределенной транспозицией, а также с принимают равным
числу сосредоточенных транспозиций при общем числе парал¬
лельных проводников, меньшем или равном удвоенному числу
реек в одноходовых или двухходовых обмотках. Кроме того,
принимают с = 4 в одноходовых винтовых обмотках с тремя
транспозициями при числе параллельных проводников в ходе,
большем удвоенного числа реек, с перекладкой проводников по
одному в пролете между рейками или в двухходовых винтовых
обмотках при общем числе параллельных проводников, боль¬
шем числа реек, и смещениями центров транспозиций; р—число
частей обмотки с разным осевым размером проводников. При
138
расчете осевого размера сложных винтовых обмоток (например,
если части обмотки соединены по схеме звезда и треугольник
или они имеют разную мощность или смещенные начала и
концы) значение с уточняются по развертке обмотки.
Для обмоток из шинной или листовой меди, выполненных
аналогично катушечным без сбега, в (3.23) принимают Ай = О и
Л7( = и(и(, (3.25)
где — число параллелей с одинаковым осевым размером в
витке обмотки в осевом направлении; wt—число витков в слое
обмотки из шинной (листовой) меди с одинаковым осевым
размером; р—число разных значений w,; bt в (3.23) означает для
данного случая осевой размер одной параллели витка (напри¬
мер, одной шины), мм.
Для обмоток из шинной или листовой меди, выполненных
аналогично винтовым, в (3.23) принимают
A,( = «z(w(+1), (3.26)
где л,—число параллелей в витке обмотки в осевом направле¬
нии; W[—число витков в обмотке с одинаковым осевым
размером.
Осевой размер цилиндрических обмоток, мм, определяют по
соотношению
р
йо6=1,02 X (3.27)
і=і
где nt—число параллельных проводников в витке в осевом
направлении, имеющих одинаковый осевой размер; wl—число
витков в части слоя цилиндрической обмотки с одинаковыми
проводниками; Ьиз—осевой размер изолированного проводника,
мм; р—число разных значений Ью. Осевой размер обмотки
округляют до целого числа.
Общее число радиальных охлаждающих каналов, межка¬
тушечных шайб и разрывов в обмотке всегда берут на единицу
меньше, чем число проводников в осевом направлении. Для
катушечных обмоток под числом проводников понимают число
катушек независимо от числа проводников в катушке в осевом
направлении.
Радиальный размер винтовой обмотки, мм, определяют из
выражения
«( = (1,02-И,03)л«из, (3.28)
где п- число параллельных проводников в ходе обмотки;
«из—радиальный размер изолированного провода, мм; коэф¬
фициент 1,03 применяют при числе параллельных проводников,
большем четырех. При расчете изоляционных промежутков в
139
трансформаторе учитывают увеличение радиального размера
многоходовой винтовой обмотки с распределенной транспо¬
зицией на толщину одного параллельного провода и изоляции в
местах транспозиции.
Радиальный размер цилиндрической обмотки, мм, из изо¬
лированного провода или шинной меди рассчитывают:
щ = (1,02 1,03) атпС!і+(исл -1 ) 8СЛ, (3.29)
где псп — число слоев обмотки; аиз—радиальный размер изоли¬
рованного провода или шины; 8СЛ—толщина межслоевой
изоляции или осевого охлаждающего канала, мм; коэффициент
1,03 применяют, если число слоев обмотки больше четырех.
Радиальный размер непрерывной и дисковой катушечной
обмоток, мм, находят из соотношения
а, = 1,03шѵ«из + с', (3.30)
где п—число параллельных проводников одного витка катуш¬
ки; w—число витков в катушке, округленное до большего
целого числа.
Значение с' для дисковых обмоток, основных катушек
непрерывных обмоток и крайних катушек непрерывных обмо¬
ток с дробным числом витков в катушке принимают равным
нулю; для крайних катушек при четном п и целом числе витков
с' = (0,5л + 1)аиз, для крайних катушек при нечетном п и целом
числе витков с'= 0,5 (и + І)«из. Радиальный размер крайних
катушек не увеличивается, если они выполняются с дробным
числом витков, а число долей, недостающих до целого числа
витков при четном п принимают равным 0,5л +1 и при
нечетном п 0,5 (и+ 1). В дисковых катушках с четным числом
параллелей и дробным числом витков из половины параллелей
наматывают в нечетных катушках число витков, округленное до
большего целого, а из второй половины—до меньшего целого
числа. В четных катушках из половины параллелей наматывают
число витков, округленное до меньшего целого числа, и из
второй половины—до наибольшего целого числа, поэтому при
расчете радиального размера такой обмотки в (3.30) подставля¬
ют неокругленное число витков катушки.
При расчете изоляционных промежутков в трансформаторе
учитывают увеличение радиального размера непрерывной об¬
мотки с целым числом витков в катушке на толщину одного
проводника и изоляции в месте перехода. Дополнительную
изоляцию обмотки при расчете напряжения КЗ не учитывают.
3.6. РАСЧЕТ ПАРАМЕТРОВ КОРОТКОГО ЗАМЫКАНИЯ
Напряжение КЗ трансформатора для преобразовательных
агрегатов определяют в целях расчета внешней характеристики
140
и коэффициента мощности, анализа аварийных токов и электро¬
динамической стойкости, а также выбора защиты этих агрега¬
тов. Полное напряжение КЗ преобразовательного трансфор¬
матора состоит из активной (икг) и индуктивной (wKX) состав¬
ляющих и равно:
М*% = х/ Мкг% + Икх%=(2'кЛном/^1ном)’ 100, (3.31)
где Л ном, ном—номинальные фазные соответственно ток и
напряжение СО; ZK—полное сопротивление короткого замыка¬
ния трансформатора.
Активную составляющую напряжения КЗ определяют по
формуле
ДД1 ном
U1 НОМ
Мкг% —
100 =
Л
ios1HOM
(3.32)
где Рк—активное сопротивление КЗ; Рк — расчетные потери КЗ
трансформатора, Вт, состоящие из основных и добавочных
потерь в обмотках и отводах, а также из потерь от потоков
рассеяния в конструктивных элементах; ном — номинальная
мощность СО, кВ • А (та же формула применима при Р , кВт, и
S1HOM, МВ-А).
Индуктивную составляющую напряжения КЗ определяют из
соотношения
100=k+^-^/i"°« іоо; (з.зз)
V I ном С, 1 ном
где хк—индуктивное сопротивление КЗ; xs—индуктивное со¬
противление рассеяния обмоток трансформатора; хш1—индук¬
тивное сопротивление ошиновки трансформаторов, приведен¬
ное к числу витков СО и равное:
Индуктивное падение напряжения КЗ на ошиновке рав¬
но падению напряжения на ней при протекании в СО
номинального тока, приведенному к числу витков и отне¬
сенному к номинальному напряжению СО, выраженному в
процентах:
(3.34)
где ив ЭДС витка трансформатора, а хш—индуктивное
сопротивление ошиновки, определяемое расчетным путем (см.
141
Рис. 3.3. Трансформатор с рав¬
новысокими концентрическими
обмотками
//////////////////////
Рис. 3.4. Трансформатор с обмотками,
одна из которых размещена на двух
концентрах
Индуктивное сопротивление рассеяния обмоток трансформа¬
тора xs зависит от ряда параметров и геометрических размеров
обмоток [3.10,3.11].
По конструктивному исполнению будем в дальнейшем
различать пять вариантов трансформаторов.
Вариант 1. Трансформаторы любой мощности с двумя
равновысокими концентрическими обмотками с равномерно
распределенной плотностью тока, но с одинаковым радиальным
размером обмоток или трансформаторы с мощностью СО до
10000 кВ А с радиальными размерами, различающимися менее
чем на 50% (рис. 3.3).
Вариант 2. Трансформаторы с двумя равновысокими кон¬
центрическими обмотками и с мощностью СО до 10000 кВ-А с
радиальными размерами обмоток, различающимися более чем
на 50%, или трансформаторы с мощностью СО более
10000 кВ-А с радиальными размерами, различающимися более
чем на 10% (рис. 3.3).
Вариант 3. Трансформаторы с обмотками, одна из которых
размещена на двух концентрах (рис. 3.4), а ее части работают в
схеме преобразования последовательно или параллельно.
Вариант 4. Трансформаторы с регулированием напряжения
под нагрузкой или с обмоткой, первая и вторая части которой
расположены на двух соседних концентрах (рис. 3.5).
Вариант 5. Трансформаторы с разрывом и одной из
обмоток для регулирования напряжения ПБВ, в которых
концентрические обмотки характеризуются существенной не¬
равномерностью распределения ампервитков.
142
Рис. 3.5. Трансформатор с уст¬
ройством РПН или обмоткой,
части которой расположены на
двух соседних концентрах
Индуктивное сопротивление рассеяния двухобмоточного
трансформатора по варианту 1 определяют по формуле
(3.35)
"об
где Dcp—средний диаметр канала рассеяния, м; kR—ко¬
эффициент Роговского; ар—приведенный канал рассеяния, м,
равный:
ар~ з(йі + й2) + йі2І
(3.36)
Лоб—высота обмоток, м.
Для трансформаторов, выполненных по варианту 2, в
соотношение (3.36) при Зс12 >(«!+«,) следует подставлять
Dcp = 0,5(Z)1 + Z)2) и при Зс12<(й1 + й2)-£)ср = Лс + 0,33(й2-й1),
где Dr, D2, Dc—средние диаметры соответствующих обмоток и
канала рассеяния, м (см. рис. 3.3).
В трансформаторах по варианту 3 результирующее индук¬
тивное сопротивление КЗ (рассеяния) обмоток определяют по
соотношению
Х12(и'2/2
ном) 3” 3 ФзСшш)
(Wj/i ном)
(3.37)
где х12—индуктивное сопротивление 1-й и 2-й обмоток;
хіз—то же соответственно 1-й и 3-й обмоток; при парал¬
лельной работе второй и третьей частей ВО индуктивные
сопротивления х12, х13 не должны отличаться друг от друга
более чем на 10%. Соотношение (3.37) справедливо, если
выполняется условие
wiAh = w272hom + ѵѵ373ном.
143
Индуктивное сопротивление х12 определяется по формуле
(3.35). Размеры ар, Dcp = D|2, м, рассчитывают по формулам
для конструктивного исполнения по вариантам 1 и 2 подста¬
новкой вместо пх, соответственно значений о), D'x, равных:
д'1 — 1 2 2ном. p'j =£)12
И’іЛном
Индуктивное сопротивление л13 нетрудно рассчитать также
по соотношению (3.35). В этом случае следует принять в
формулах для вариантов 1 и 2 Z>cp = Z>13, в соответствующих
величинах индекс 2 заменить на индекс 3, а размеры аг и
—соответственно на а'{ и Z>". Например, формула (3.36)
примет вид
—(l/3)(flï + fl3) + fli3.
а средний диаметр при Зп13>(п'( + п3) будет равен:
Dcp = 0,5(Z>ï+Z>3).
Величины fl','. D'{ в этом случае определяются соответствен¬
но из выражений
M’lVl ном
Для концентрических обмоток коэффициент Роговского
определяют по формуле
(3.38)
где т—радиальный размер канала рассеяния, равный сумме
радиальных размеров всех обмоток и каналов, м; h—высота
обмоток, м.
Характер изменения коэффициента Роговского показан на
рис. 3.6.
Для трансформаторов с исполнением по варианту 3 в
соотношении (3.38) следует подставлять соответственно
т = а2 + Оі + fl32; T = fl3 + o{+fli3-
В трансформаторах на рис. 3.5, выполненных по варианту 4,
индуктивное сопротивление рассеяния также определяют по
формуле (3.35). Однако в этом случае вместо apDcp определяют
приведенное сечение потоку рассеяния, равное:
£flpZ>=[0,33(fllD1+fl2Z>2)+fl12Z>i2]^y +
144
+ 0.33
+ Û23 ^23 .
(3.39)
/ И’ 1 \
OtZJt+I 1 + l + flqZJq
\ H’. /
В соотношении (3.39) обозначено: суммарное число
витков 1-й и 2-й частей обмотки; и’,—число витков 1-й
части обмотки; а±—а3 — радиальные размеры обмоток, м;
£>і—D3—средние диаметры обмоток, м; а12, а23—размеры
каналов рассеяния, м.
Если РО располагается в трансформаторе на месте 2-й части
обмотки (см. рис. 3.5), то в (3.39) вместо и>і следует подстав¬
лять число витков СО, вместо — общее число витков
обмоток СО и РО в рассматриваемом положении включения
устройства РПН.
В том случае, когда РО размещается на месте 1-й части
обмотки (см. рис. 3.5), приведенное сечение потоку рассеяния
можно определить по приближенной формуле, имеющей хоро¬
шую сходимость с результатами опыта:
X арD = 0,33 [0,5 (Z>t + D2 ) («, + а2 )+а3L)3 ] +
/ И’ \ 2
+ П12^12(~ ) + ^23-^23,
\ И’1 /
(3.40)
где иро—число витков РО и іг,—число витков обмоток РО и
СО в рассматриваемом положении включения устройства РПН.
Коэффициент Роговского определяется для этого случая также
по формуле (3.38).
Расчет индуктивных сопротивлений рассеяния трансформа¬
торов со сложными обмотками выполняют на ЭВМ.
10-898
145
3.7. РАСЧЕТ ИНДУКТИВНОГО СОПРОТИВЛЕНИЯ ОТВОДОВ
(ШИН) ВЕНТИЛЬНЫХ ОБМОТОК
В ПТ с большими значениями выпрямленного тока ВО
соединяются с вводами на крышке или стенках бака сложной
системой шин, которые обычно имеют значительное индуктив¬
ное сопротивление, достигающее иногда 100—200% индуктив¬
ных сопротивлений рассеяния обмоток ПТ. Из опыта проекти¬
рования и эксплуатации подобных преобразовательных уста¬
новок следует, что индуктивное сопротивление шин необходимо
учитывать, если выпрямленный ток равен или превышает 5 кА
и выпрямленное напряжение равно или меньше 150 В. При
напряжениях больше 150 В сопротивления ошиновки учитывают
при токе 25 кА и выше.
Шины ВО выполняют с возможно минимальным индуктив¬
ным сопротивлением. Это достигается различными конструк¬
тивными решениями. Применяют параллельное расположение
шин с противоположным направлением в них токов (рис. 3.7) и
по возможности с наименьшим расстоянием между шинами.
Систему шин выполняют из двух и более параллельно
работающих групп с возможно большим расстоянием от стенок
бака трансформатора. Если же бак, его стенка и крышка, через
которые проходят системы шин и вводов ВО, находятся в
непосредственной близости от шин, то их выполняют из
маломагнитного или немагнитного материала.
Ошиновку исполняют симметричной и так, чтобы индук¬
тивные сопротивления фаз и отдельных обмоток отличались
друг от друга незначительно. При расчете системы шин
принимают следующие допущения: считают, что ток распре¬
деляется по сечению шины равномерно; индуктивное сопро¬
тивление определяют для каждой фазы без учета влияния
соседних фаз; не учитывают также влияния на них обмоток
трансформатора.
Индуктивное сопротивление ошиновки определяют как сум¬
му индуктивных сопротивлений отдельных характерных участ¬
ков вдоль ее оси: прямолинейного участка, зоны с двумя и
более параллельными шинами с чередующимся направлением
тока, участка с двумя параллельно работающими шинами или
группами шин при распараллеленных шинах.
Для принятых на рис. 3.8 обозначений индуктивное сопро¬
тивление прямолинейного участка шины равно:
*mi=/i/lio(ln2/-lnç-l), (3.41)
где q = k(b + с); ln<? = ln(Z> + <?) + £ — 1,5; ft—частота напряжения
сети, Гц; b, с, I—геометрические размеры (толщина, ширина,
длина) шины, м; ц0—магнитная постоянная: ц0 = 4л- 10”7 Гн/м.
Значения коэффициентов к, £, дек./ед. приведены в табл. 3.4.
146
Рис. 3.7. Параллельное расположе¬
ние шин с противоположным на¬
правлением токов
Рис. 3.8. Размеры одиночной шины
Индуктивное сопротивление системы одинаковых по разме¬
рам параллельных шин с противоположным направлением тока
согласно рис. 3.7 определяют из соотношения
8 г > 1 77]
А-Ш2=^/1/Цо1п^д^,
(3.42)
где П1 — произведение средних геометрических расстояний
площадей поперечных сечений отдельных шин друг от друга с
противоположными направлениями токов; П2 — произведение
средних геометрических расстояний площадей поперечных сече¬
ний отдельных шин друг от друга с токами одинакового
направления; п — число параллельных шин.
Для двух произвольных шин п и к логарифм средне¬
геометрического расстояния площадей поперечных сечений
находят по формуле
lnçta = p'10-4 + ln4„. (3.43)
Значения р' для шин, расположенных на рис. 3.9,6, при¬
ведены в табл. 3.5, для шин, расположенных на рис. 3.9, а при
c<d,— в табл. 3.6, при c>d—в табл. 3.7, где d—расстояние
между осями шин.
Индуктивное сопротивление двух шин с противоположно
направленными токами (рис. 3.9) рассчитывают по соотно¬
шению
аШ2 2Д /Ро
1,5 + р' — Е + ІП I.
Ь+с 1
(3.44)
Для четырех шин с противоположным направлением токов,
изображенных на рис. 3.10, индуктивное сопротивление равно:
а-Ш2 = 0,5/1/цо1п^4“4
<7 <7із <724
(3.45)
В тех случаях, когда оси шин не параллельны (рис. 3.11) и
угол взаимного наклона а не превышает 30—45°, среднегео¬
метрическое расстояние между осями шин и индуктивное
сопротивление рассчитывают как для параллельных шин при
расстоянии между осями, м, равном: т/, 2 = 0,5 (с/', 2 + с/7 2 ). Если
147
Таблица 3.4
tyc
к
е
bfc
к
е
0,0
0,22313
0,0
0,5
0,2236
0,00211
0,025
0,22333
0,00089
0,55
0,22358
0,00203
0,05
0,22346
0,00146
0,6
0,22357
0,00197
0,1
0,2236
0,0021
0,65
0,22356
0,00192
0,15
0,22366
0,00239
0,7
0,22355
0,00187
0,2
0,22369
0,00249
0,75
0,22354
0,00184
0,25
0,22369
0,00249
0,8
0,22353
0,00181
0,3
0,22368
0,00244
0,85
0,22353
0,00179
0,35
0,22366
0,00236
0,9
0,22353
0,00178
0,4
0,22364
0,00228
0,95
0,223525
0,00177
0,45
0,22362
0,00219
1
0,223525
0,00177
Таблица 3.5
bjd
Значения р' при разных с/b при расположении шин на рис. 3.9,6
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0,05
—2 -
—2
—2
— 2
— 2
—2
-1
-1
-1
-1
0
0,1
-8
-8
-8
-8
—7
-6
-5
—4
-3
—2
0
0,15
-19
-19
-18
-17
-16
-14
-12
-10
-6
-3
0
0,2
-34
-33
-32
-30
-18
-25
-21
-17
-12
-6
0
0,25
-53
-52
-51
-48
-44
-39
-34
-27
-19
-10
0
0,3
-76
-76
-73
-69
-64
-57
-48
-38
-27
-14
+ 1
0.35
-105
-104
-100
-95
-87
-78
-66
-52
-36
-18
+ 2
0,4
-138
-136
-132
-125
-115
-102
-86
-68
-47
-24
+2
0,45
-176
-174
-169
-159
-146
-130
-НО
-86
-59
-29
+ 3
0,5
-220
-217
-210
-198
-182
-161
-136
-106
-73
-36
+ 5
0,55
-269
-266
-257
-243
-222
-191
-164
-128
-87
-42
+ 7
0,6
-325
-321
-310
-292
-267
-235
-196
-152
-103
-48
+ 10
0,65
-388
-383
-369
-347
-316
-277
-231
-178
-120
-55
+ 14
0,7
-458
-452
-435
-408
-370
-324
-269
-207
-137
-62
+ 19
0,75
-536
-529
-509
-476
-431
-375
-310
-237
-156
-70
+23
0,8
-625
-616
-591
-551
-437
-431
-354
-269
-176
-75
+ 31
0,85
-723
-714
-683
-634
-569
-491
-401
-302
-195
-81
+ 37
0,9
-839
-825
-786
-726
-648
-555
-451
-337
-216
-87
+ 46
0,95
-973
-954
-903
-828
-734
-625
-504
-374
-236
-92
+ 56
1
-1137
-1106
-1037
-942
-828
-700
-561
-413
-258
-98
+ 65
же размеры поперечных сечений шин при одной и той же их
высоте отличаются друг от друга, то для расчетов с удовлет¬
ворительной степенью точности принимают усредненное сече¬
ние с одинаковой шириной шин, м, т. е. ô = 0,5(ô1 + ô2). Как
правило, длина участков с непараллельными плоскостями
(рис. 3.11) и неодинаковыми поперечными сечениями шин мала
и погрешность, вносимая указанными выше упрощениями в
конечный результат, незначительна.
148
Таблица 3.6
c/d
Значения р при разных Л/с при расположении шин на рис. 3.9,а и c<d
0,0
0,1
0.2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0,1
8
8
8
8
7
6
5
4
3
2
0
0,2
33
33
32
30
28
25
21
17
12
7
0
0,3
74
73
71
67
62
56
48
38
27
16
1
0,4
129
128
124
118
109
98
84
68
50
27
3
0.5
199
197
191
182
169
152
131
106
77
43
5
0,6
281
278
271
258
240
216
185
152
111
64
11
0,7
374
371
361
344
320
290
251
206
155
90
19
0,8
477
473
461
440
411
373
321
268
200
129
31
0,9
589
584
569
544
506
464
404
338
254
158
46
1
708
702
685
655
614
560
492
406
313
199
65
Таблица 3.7
djc
Значения р' при разных b/с при расположении шин на рис. 3.9, а и
od
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0.6
0.7
0,8
0,9
1
0,1
10787
11075
0,2
6132
6105
6021
0,3
4024
4003
3972
3831
—
—
.—
—
—
0,4
2843
2826
2776
2691
2567
—
—
-—
—
—
—
0,5
2107
2094
2053
1984
1886
1754
—
—
—
—
—
0,6
1618
1607
1573
1507
1436
1329
1194
—
—
—
0,7
1277
1268
1240
1191
1125
1037
925
788
—
—
0,8
1031
1023
999
959
903
829
745
622
485
—
0,9
847
841
821
738
738
675
596
501
382
250
—
1
708
702
685
655
614
560
492
406
313
199
65
В некоторых случаях ошиновку выполняют, как указано на
рис. 3.12, распараллеленной.
Если расстояние между параллельными группами I и II
достаточно велико, т. е. du<ê:.d0, взаимной индуктивностью
групп пренебрегают и считают, что
X1U 3 = ХоіХоіі / (хоі + Хои ).
(3.46)
В тех случаях, когда расстояния du, d0 отличаются друг от
друга незначительно, индуктивное сопротивление такой системы
шин определяют по (3.42).
149
Рис. 3.9. Расположение
двух параллельных
шин с противополож¬
ным направлением
тока:
а~ плашмя; б—на ребро
Индуктивное сопротивление двух шин с размерами, указан¬
ными на рис. 3.9, но с одинаковым направлением токов равно:
Хшз = 2/1/ц0 [21n2Z—1п(/> + с)б?і2 —0,5 —£ —р']. (3.47)
Индуктивное сопротивление одной фазы ошиновки опре¬
деляют суммированием индуктивных сопротивлений отдельных
ее участков. Среднее значение
(%+ */,+*<), (3.48)
где ха, хь, хс—индуктивные сопротивления ошиновки от¬
дельных фаз, Ом.
В ПТ с несколькими ВО индуктивное сопротивление
ошиновки определяют как среднеарифметическое значение всех
обмоток трех фаз. В трансформаторах со схемами соединения
ВО в звезду или две обратные звезды с уравнительным
реактором при расчете индуктивного сопротивления ошиновки
фаз а и с учитывают также индуктивное сопротивление нулевых
шин, заключенных между этими фазами.
В трансформаторах с вводами ВО, расположенными
на немагнитной крышке или стенке бака, индуктивное со¬
противление участка ошиновки возрастает по сравнению с
расчетом на 10—20%. Если же вводы размешены на магнит¬
ной крышке или стенке, индуктивное сопротивление ошинов¬
ки увеличивается на 20 -40%. Влияние бака трансформато¬
ра на значение этого индуктивного сопротивления определя¬
ется при типовых испытаниях опытного образца трансфор¬
матора.
Отметим, что по приведенным выше формулам выполняется
расчет индуктивных сопротивлений как внутренней, так и
внешней ошиновки. Под внутренней ошиновкой понимают
систему проводников, соединяющих ВО с вводами на крышке
или стенке бака. К внешней ошиновке относится система
проводников, соединяющих вводы трансформатора с преобра¬
зователем и нагрузкой.
150
Рис. 3.10. Расположение четырех шин
с противоположным направлением
тока в каждой паре
Рис. 3.11. Шины с непа¬
раллельным расположе¬
нием осей
3.8. РАСЧЕТ ПОТЕРЬ ЭЛЕКТРОЭНЕРГИИ ПРИ НАГРУЗКЕ
Процессы в ПТ характеризуются наличием в токах обмоток
и в магнитном поле высших гармонических составляющих,
которые вызывают увеличение потерь и, следовательно, влияют
на характеристики трансформаторов. Параметры и характе¬
ристики трансформаторов должны определяться с учетом
влияния высших гармонических в токах и магнитных полях.
Поэтому сначала определяют, как и в силовых трансформа¬
торах общего назначения, основные потери, а затем учитывают
их увеличение за счет высших гармонических, обусловленных
влиянием полупроводникового выпрямителя.
Основные потери в обмотках и отводах
Основные потери, Вт, в обмотках определяются по формуле
Рк = М2См’1О-12, (3.49)
где J—плотность тока в обмотке, А/м2; GM—масса металла
обмотки, кг.
Коэффициент kt зависит от температуры и материала
обмотки. При произвольной температуре t для обмоток
трансформатора из меди он равен:
£,= 1,97 [1+0,004(г-20)], (3.50)
а для обмоток из алюминия
kt= 10,93 [1+0,004(z—20)]. (3.51)
Согласно ГОСТ 11677-85 для масляных и совтоловых
151
Рис. 3.12. Распараллеленные шины
трансформаторов, сухих транс¬
форматоров с изоляцией класса
нагревостойкости В коэффициент
kt приводят к температуре 75° С.
Для сухих трансформаторов с
изоляцией классов нагревостой¬
кости F и Н этот коэффициент
приводят к температуре 115е С.
Значения коэффициента kt для
обмоток из меди и алюминия,
приведенные соответственно к
температурам 75 " С и 115° С,
даны в табл. 3.8.
Следует иметь в виду, что в
соответствии с ГОСТ 3484-77 коэффициент kt для обмоток из
меди рекомендуется рассчитывать при произвольной температу¬
ре / с помощью коэффициента А’[75 по соотношению
kt=2,4(235 + 0/310. (3.52)
Основные потери в отводах трансформатора определяют как
сумму потерь на участках отводов, имеющих на их длине
постоянную плотность тока. На каждом участке отвода
основные потери определяют также по формуле (3.49), но с той
разницей, что в ней G—масса участка отвода, кг, a J—плот¬
ность тока в нем, А/м2.
В тех случаях, когда к шинам постоянного сечения присое¬
диняют параллельные дисковые или двойные дисковые ка¬
тушки, необходимо учитывать неравномерность распределения
плотности тока по длине участков шины. Для приближенного
определения потерь на таких участках следует результат расчета
по (3.49) уменьшить примерно в 3 раза.
Предварительный расчет массы медных шин трансформа¬
тора по чертежу его ошиновки может быть выполнен по
соотношению
Сш = Ішвш1, (3.53)
где /ш—длина участка шины (отводов), м; Сші—масса одного
метра шины, кг/м. определяемая для масляных трансформа¬
торов по табл. 3.9 и для сухих трансформаторов по табл. 3.10,
где Гш—сечение шины, м2, Іш—ток шины, А.
Таблица 3.8
Коэффициент к{
Обмотки из меди
Обмотки из алюминия
^75‘С
^/115'С
2,4
2,715
13,3
15,08
152
Таблица 3.9
/ш, А
FJ0-6, м2
6Ш1, кг/м
408
85
1
528
110
0,98
634
132
1,18
845
176
1,57
960
200
1,78
1260
264
2,35
1440
300
2,67
1780
400
3,56
1920
400
3,96
/ш, А
2300
2400
2560
2750
3380
3750
4200
575
1220
£ш10"6, м2
430
500
560
640
800
1000
1250
200
480
бші, кг/м
4.27
4.45
4.99
5.7
7.12
8,5
11,16
1,78
4,27
7Ш, А
1400
1575 1930
2150
2850
3750
4650
5550
£ш10"6, м2
640
800 1000
1250
1500
2000
2500
3000
Gml, кг/м
5,7
7,13 8,9
И,1
13
17,8
22,3
25,7
Потерями в отводах СО преобразовательного трансфор¬
матора можно пренебрегать при классе напряжения обмотки
6 кВ и мощности трансформатора до 4000 кВ А, 10 кВ—до
10000 кВ А, 20 кВ до 20000 кВ А, 35 кВ—до 40000 кВ А и
110 кВ—до 160000 кВ-А.
Активное сопротивление одной фазы обмотки (шин) опре¬
деляют по формуле
R = PjHOM = pl/F,
(3.54)
где Рк — основные потери опыта КЗ обмотки (шин) одной фазы
трансформатора, Вт; /,,ом—действующее значение номинально¬
го фазного тока, А; р—удельное сопротивление проводников
обмотки, Ом м; /—суммарная длина витков фазы обмотки или
ошиновки, м; F—сечение витка или шины, м2.
Добавочные потери в обмотках от вихревых токов
основной частоты
Магнитное поле рассеяния трансформатора основной часто¬
ты наводит в элементах обмоток вихревые токи, обусловли¬
вающие в них добавочные потери. Общие добавочные потери
принимают равными сумме потерь, создаваемых продольной и
поперечной (относительно оси стержня) составляющими маг¬
нитного потока рассеяния.
В чередующихся обмотках радиальная составляющая маг¬
нитного поля рассеяния перпендикулярна оси стержня и по
153
своему действию тождественна осевой составляющей в кон¬
центрических обмотках.
Добавочные потери в обмотках возрастают также из-за
вытеснения тока. Степень влияния вытеснения зависит от
геометрических размеров проводника, его материала и частоты
магнитного поля рассеяния. При частоте 50 Гц, если размер
проводника в направлении, перпендикулярном полю рассеяния,
не превосходит 5 мм, эффектом вытеснения тока пренебрегают.
Осевую составляющую магнитной индукции рассеяния, Тл, в
двухобмоточном трансформаторе определяют из соотношения
Дп = ^Мном-10’6, (3.55)
"обм
где (wZ)HOM—МДС обмотки при Z=ZHOM, А; /го6м—высота
обмотки трансформатора, м.
Амплитуду магнитной индукции радиальной составляющей
поля рассеяния для симметричных чередующихся обмоток
рассчитывают по формуле
1 7R
Дп= kb(wl)WM • 10’6, (3.56)
где п— число секций чередующейся обмотки; ао6м—радиальный
размер обмотки, м; кь—коэффициент для радиальной состав¬
ляющей поля рассеяния, в грубом приближении kb^kR*.
Для расчета добавочных потерь определяют эквивалентную
магнитную индукцию поля рассеяния Вэ. С этой целью для
многослойных концентрических обмоток из шинной меди или
многообмоточных трансформаторов с концентрическими об¬
мотками рассчитывают и строят эпюру поля рассеяния подста¬
новкой в (3.55) текущих значений МДС. Значения эквивалент¬
ных магнитных индукций поля рассеяния для различных эпюр
приведены в табл. 3.11. Если эпюра поля рассеяния произволь¬
на, то ее аппроксимируют ломаной линией, участки которой со¬
ответствуют стандартным эпюрам, приведенным в этой таблице.
Добавочные потери в произвольном магнитном поле (без
учета вытеснения поля). В прямоугольном проводнике, кото¬
рый находится в произвольном магнитном поле рассеяния и
одна из сторон поперечного сечения которого параллельна
силовой линии, добавочные потери от вихревых токов, Вт,
определяются по соотношению
Ръ = кД2а2С^в1, (3.57)
* Коэффициент Роговского kR предназначен для расчета индуктивности
рассеяния, а не индукции.
154
Таблица 3.11
где а—перпендикулярный полю рассеяния линейный размер
сечения проводника, м; у—плотность материала проводника,
кг/м3; р—удельное сопротивление проводника, Ом-м; Gnp—
масса проводника, кг.
В круглом проводнике добавочные потери равны:
PB = Q,15kJ2d2G^B2, (3.58)
где d—диаметр проводника, м.
Добавочные потери в прямоугольном и круглом проводни¬
ках в процентах от основных потерь в обмотках определяются
соответственно по формулам
Рв%=^/с2/25,2-100; к2=^, (3.59)
= 0,75 dT,k2f2B2-100. (3.60)
Значения коэффициентов кл и к2, а также произведений kJ2
и k2f2 при частоте 50 Гц для медных и алюминиевых
проводников приведены в табл. 3.12.
155
Таблица 3.12
Коэффициент
Медь
Алюминий
75 С
115 С
75 С
115" С
8,68 ■ ІО3
7,68 • ІО3
16,9 - ІО3
14,95 ІО3
Ат/2
21,7-106
19,2 ■ 10е
42,3-ІО3
37,40 - ІО3
3,60 ІО17
2,81 ІО17
1,27 ІО17
0,99 1017
-,
Аг/2
9,04- ІО20
7,05-ІО20
3,17-ІО20
2,48 ■ ІО20
Добавочные потери в концентрических обмотках трансфор¬
маторов. Добавочные потери в обмотке двухобмоточного
трансформатора из прямоугольного провода от осевой состав¬
ляющей магнитного поля рассеяния
Л=^1/2й2^зСо6м5ж, (3.61)
а в процентах от основных потерь
Л%=~а-2/2м2-іоо, (3.62)
где Вт рассчитывают по (3.55), Тл; /3—коэффициент, зави¬
сящий от числа т проводников в направлении, перпендику¬
лярном полю рассеяния, и определяемый по табл. 3.13.
Добавочные потери. Вт, в концентрических обмотках из
круглого провода соответственно определяются по формулам
P^,25kJ2d2k3GobliB^, (3.63)
Рв% = 0,25^/с2/2/с3В^ ■ 100. (3.64)
Добавочные потери в проводнике от радиальной составляю¬
щей магнитного поля рассеяния определяют по (3.57) и (3.58) с
той разницей, что под Вэ подразумевают эквивалентную
магнитную индукцию радиальной составляющей.
Если эпюра радиального магнитного рассеяния аппрокси¬
мируется линейно-кусочными участками (рис. 3.13), то доба¬
вочные потери, Вт, следует рассчитывать по формуле
Таблица 3.13
т
1
2
3
4
5
6
7
к3
0,8
0,95
0,98
0,99
0,99
0,99
1
156
PB = ki І k3bqGq(Bq-i+Bq-iBq+Bq), (3.65)
3 9=1
где Gq—масса проводников на участке q, кг; bq—осевой размер
проводников, м; к3— коэффициент в зависимости от числа
проводников т в зоне в осевом направлении (см. табл. 3.13);
— индукция в начале участка с номером q, Тл; Bq—ин¬
дукция в конце участка с номером q, Тл; п—число участков
эпюры индукции.
Добавочные потери в чередующихся обмотках трансформа¬
торов. Добавочные потери в симметричной чередующейся
обмотке трансформатора от радиальной составляющей магнит¬
ного поля рассеяния рассчитываются по соотношению (без
учета вытеснения)
P=kJ2b2k3G^B2, (3.66)
а в процентах от основных потерь
А2
Л%=^А;2/2^Вэ-100, (3.67)
где b — осевой размер проводника, м; В3 определяется по (3.56);
к3—коэффициент, зависящий от числа проводников т в осевом
направлении в половине зоны магнитного поля рассеяния (см.
табл. 3.13).
Добавочные потери от осевой составляющей магнитно¬
го поля рассеяния в симметричной чередующейся обмотке
рассчитываются аналогично добавочным потерям от радиаль¬
ной составляющей поля рассеяния в концентрических обмот¬
ках.
Добавочные потери в отводах
Добавочные потери, Вт, в отдельной шине равны:
Р.,ш = ^кД2Ь2шСшВ2ш- (3.68)
5ш=^7ш-10-6, (3.69)
пш
где Ьш, /гш—соответственно толщина и высота шины, м;
Іш—действующее значение тока в шине, А; Gm—масса ши¬
ны, кг.
При частоте 50 Гц, толщине шины менее 12,5 мм и
отношении высоты к толщине более 5 поверхностным эффектом
пренебрегают.
157
Рис. 3.13. Эпюра радиальной состав¬
ляющей индукции поля рассеяния
Если отводы выполнены из
т параллельных шин, в кото¬
рых токи протекают в одном
и том же направлении, то
добавочные потери определя¬
ют по формуле
Р^=^2Ь2шк3к^шВІ, (3.70)
где — максимальное значе¬
ние индукции на краю систе¬
мы шин, определяется по
(3.69), а /ш представляет собой
суммарное действующее значе¬
ние тока во всех параллельных
шинах, А; к3—коэффициент
по табл. 3.13, зависящий от
числа
параллельных шин
т;
Сш- общая масса всех шин, кг; к^—коэффициент, учитываю¬
щий взаимное влияние шин (табл. 3.14)
в зависимости от
расстояния г между ними.
Добавочные потери в двух шинах с противоположным
направлением тока равны:
(3.71)
где Вш определяется по (3.69) для действующего значения тока
одной шины.
При выполнении ошиновки с чередующимся расположением
шин с прямыми и обратными токами в них добавочные потери
рассчитывают так:
(3.72)
гДе Вш определяют по (3.69) для действующего значения тока
одной шины.
Добавочные потери при несинусоидальном токе
В обмотках ПТ протекают несинусоидальные токи, что
обусловливает увеличение добавочных потерь в них. Это
Таблица 3.14
т, м
0
0.025
0,05
0,075
0,1
0,2
0,3
0,4
0,6
0,8
К
0.825
0,892
0,918
0,93
0,942
0,963
0,968
0,975
0,985
0,995
158
увеличение добавочных потерь учитывают с помощью коэф¬
фициента р2, зависящего от реактивной составляющей напря¬
жения КЗ коммутации их%. Таким образом, добавочные потери
в вентильных обмотках Рв.к с учетом несинусоидальности тока
составляют
Рв.н = р2Рв. (3.73)
Значения коэффициента р2 в зависимости от для ПТ без
учета вытеснения тока приведены в табл. 3.15.
В ПТ, работающих с управляемыми выпрямителями, и'х%
зависит от углов регулирования и коммутации тиристоров.
Значения их% и, следовательно, коэффициент р2 определяют
следующим образом. При угле регулирования тиристорами
а = 0 определяют угол коммутации:
y = arccos(l — 0,01щ%). (3-74)
Для полученного значения угла коммутации у и заданного
угла регулирования а определяют угол коммутации вентилей
при а 0:
ya = arccos[cosy + cosa—1] —а. (3.75)
Тогда эквивалентная составляющая напряжения КЗ при
заданном угле регулирования равна:
гА% = (1 —cosyj • 100. (3.76)
Потери в конструктивных элементах
Потери электроэнергии в металлических конструктивных
элементах (баке, крышке, ярмовых балках, прессующих кольцах
и др.), вызываемые полями рассеяния обмоток и магнитным
полем отводов, достигают больших значений. Расчеты этих
потерь в нагрузочных режимах с учетом полей рассеяния от
высших гармонических являются сложной задачей и выпол¬
няются на ЭВМ. Приближенные расчеты потерь от полей
рассеяния основной гармоники производят по эмпирическим
формулам в зависимости от значения выпрямленного тока и
мощности преобразователя. В масляных трансформаторах для
преобразователей на выпрямленные токи до 6300 А и мощности
сетевой обмотки 2000—40 000 кВ • А потери в конструктивных
элементах составляют 6—9%, а при выпрямленных токах
12 500 —63 000 А и мощности 4000—63000 кВ А — 7—13% сум¬
марных потерь КЗ.
3.9. РАСЧЕТ ПОТЕРЬ И ТОКА ХОЛОСТОГО ХОДА
При расчете потерь XX преобразовательных трансформа¬
торов можно пренебречь весьма малыми диэлектрическими
159
Таблица 3.15
"«%
₽2
₽2
₽2
2
6
6,8
3,36
11,6
2,41
2,1
5,91
6,9
3,33
Н,7
2,395
2,2
5,82
7
3,3
11,8
2,38
2,3
5,73
7,1
3,27
11,9
2,365
2,4
5,64
7,2
3,24
12
2,35
2,5
5,55
7,3
3,21
12,1
2,34
2,6
5,46
7,4
3,18
12,2
2,33
2,7
5,37
7,5
3,15
12,3
2,32
2,8
5,28
7,6
3,12
12,4
2,31
2,9
5,19
7,7
3,09
12,5
2,3
3
5,1
7,8
3,06
12,6
2,29
3,1
5,03
7,9
3,03
12,7
2,28
3,2
4,96
8
3
12,8
2,27
3,3
4,89
8,1
2,98
12,9
2,26
3,4
4,82
8,2
2,96
13
2,25
3,5
4,75
8,3
2,94
13,1
2,245
3,6
4,68
8,4
2,82
13,2
2,24
3,7
4,61
8,5
2,9
13,3
2,235
3,8
4,54
8,6
2,88
13,4
2,23
3,9
4,47
8,7
2,86
13,5
2,225
4
4,4
8,8
2,84
13,6
2,22
4,1
4,36
8,9
2,82
13,7
2,215
4,2
4,32
9
2,8
13,8
2,21
4,3
4,28
9,1
2,785
13,9
2,205
4,4
4,24
9,2
2,77
14
2,2
4,5
4,2
9,3
2,755
14,1
2,195
4,6
4,16
9,4
2,74
14,2
2,19
4,7
4,12
9,5
2,725
14,3
2,185
4,8
4,08
9,6
2,71
14,4
2,18
4,9
4,04
9,7
2,695
14,5
2,175
5
4
9,8
2,68
14,6
2,17
5,1
3,96
9,9
2,665
14,7
2,165
5,2
3,92
10
2,65
14,8
2,16
5,3
3,88
10,1
2,635
14,9
2,155
5,4
3,84
10,2
2,62
15
2,15
5,5
3,8
10,3
2,605
15,1
2,145
5,6
3,76
10,4
2,59
15,2
2,14
5,7
3,72
10,5
2,575
15,3
2,135
5,8
3,68
10,6
2,56
15,4
2,13
5,9
3,64
10,7
2,545
15,5
2,125
6
3,6
10,8
2,53
15,6
2,12
6,1
3,57
10,9
2,515
15,7
2,115
6,2
3,54
11
2,5
15,8
2,11
6,3
3,51
11,1
2,485
15,9
2,105
6,4
3,48
11,2
2,47
16
2,1
6,5
3,45
11,3
2,455
6,6
3,42
11,4
2,44
6,7
3,39
11,5
2,425
потерями в изоляции, электрическими потерями в СО от тока
XX и добавочными потерями в стальных элементах конструк¬
ции остова трансформатора, вызванными ответвленной частью
160
основного магнитного потока [3.7]*. Таким образом, расчетные
потери холостого хода Ро равны потерям в листах стали
магнитопровода.
В трехфазном, несимметричном, плоскошихтованном магни¬
топроводе стержневой бесшпилечной конструкции с косыми
стыками на крайних стержнях и комбинированным стыком в
углах, прилегающих к среднему стержню (см. рис. 2.1), потери
XX, Вт, определяют по формуле
Ро = (1 + с^ср^рм ) крфкрп [fcp (/h Gi +р2 G 2+4ріУ G3kp 1у +
+ 2,5р2у G 3 кр 2у )+2 ^/2 (Fy + F2 ) k3p'lc +
F^F2k3p2C+y/2[F1+F2)k3p2c2- (3.77)
Ток XX в процентах номинального тока СО составляет
Л)% — (1+ СУср&дм) kqfykqn [/^(<71 Gy + q3G3 T 4-Çyy G3kq yy +
1 VÔ J
+ 2,5ç2y G3kq 2ykq 2a )+2 Jî- (Fy + F2 ) k3q'lc +
+ 2F2/^2c+x/2 (Fy +F2 ) k3q'2c ]. (3.78)
B (3.77) и (3.78) обозначено: Gy, G2, G3—масса, кг,
соответственно стержней, ярм и углов магнитопровода; рг, р2,
qy, q2—удельные потери, Вт/кг, и полные намагничивающие
мощности, В • А/кг, в зависимости от значения индукции
соответственно в стержнях и ярмах на участках, где магнитный
поток совпадает с направлением прокатки листов; ply, р2у, qiy,
q2y—удельные потери и полные намагничивающие мощности в
зависимости от значения индукции в угловых участках магнито¬
провода; Дус, р2с, qic, q2c—потери, Вт/м2, и полные намагни¬
чивающие мощности, В-А/м2, на единицу сечения в прямом
стыке пластин; р'1с, р'2с, q'ic, q'2c — потери и полные намагни¬
чивающие мощности на единицу сечения в косом стыке пластин;
к3—коэффициент заполнения сталью сечения стержней и ярм по
табл. 2.3. Далее следуют 12 парных коэффициентов, 6 с первым
индексом р, относящихся к увеличению удельных активных
потерь, и 6 с первым индексом q, относящихся к увеличению
тока XX. Эти 12 коэффициентов учитывают соответственно: крм
и kqM — влияние ’опрессовки; крф и А:, ф—соотношение числа
ступеней стержня и ярма (коэффициенты формы сечения); крп и
kqn— перешихтовку верхнего ярма; кр и kq—технологические
особенности изготовления листов и неоднородность свойств
стали по длине и ширине рулона; kply, kqly, кр2у и kq2y —
* Руководящие документы по расчету токов и потерь XX, а также по
тепловому расчету обмоток, систем охлаждения разработаны Всесоюзным
институтом трансформаторостроения.
11-898 161
несовпадение направления потока с направлением проката в
угловых участках, зависят от индукции в этих участках;
непарный коэффициент кд2л учитывает увеличение намагничи¬
вающей мощности в угловых участках магнитопровода в
зависимости от ширины пластин; сіср—среднее давление оп¬
рессовки, Па.
Массы стержней, ярм и углов рассчитывают по известным
формулам с учетом их геометрических размеров (активного
сечения стержней Fv и ярм F2, высоты окна и расстояния между
осями стержней магнитопровода), принимая удельный вес стали
равным 7,65 г/см3.
Удельные потери р и полные намагничивающие мощности q
зависят от марки стали, ее толщины; для стали марки 3407
толщиной 0,35 мм они приведены в табл. 3.16 и 3.17. Для
сталей других марок (3405, 3406, 3407 и 3408) или для толщины
0,3 мм можно пользоваться этой же таблицей, вводя соот¬
ветствующий коэффициент, равный отношению удельных по¬
терь используемой стали к удельным потерям стали 3407
толщиной 0,35 мм, по табл. 2.2.
Потери и полные намагничивающие мощности рс и qc для
сталей марок 3405, 3406, 3407 и 3408 при шихтовке магнитопро¬
вода в два листа приведены в табл. 3.17. При шихтовке в один
лист потери в стыке при индукции 1,5—1,8 Тл уменьшаются
примерно в 1,5 раза и намагничивающая мощность — на 20%.
Таблица 3.16
Индукция,
Тл
Удельные по¬
тери р, Вт/кг
Полная намаг- Индукция, Удельные по- Полная намаг-
ничивающая
мощность q,
ВА/кг
Тл
тери р, Вт/кг
ничивающая
МОЩНОСТЬ Ç,
В-А/кг
0,8
0,265
0,34
1,67
1,239
1,868
0,9
0,33
0,412
1,68
1,264
1,952
1
0,405
0,488
1,69
1.283
2,036
1,1
0,48
0,575
1,7
1,32
2,12
1,2
0,573
0,68
1,71
1,35
2,296
1,3
0,664
0,8
1,72
1,385
2,472
1,4
0,779
0,95
1,73
1,418
2,648
1,45
0,84
1,03
1,74
1,45
2,824
1,5
0,91
1,11
1,75
1,48
3
1,52
0,94
1,17
1,76
1,515
3,39
1,54
0,97
1,231
1,77
1,55
3,78
1,56
1,004
1,291
1,78
1,58
4,17
1,56
1,04
1,352
1,79
1,615
4,56
1,6
1,08
1,412
1,8
1,645
4,95
1,61
1,1
1,47
1,84
1,8
10,59
1,62
1,12
1,527
1,88
1,965
21,705
1,63
1,142
1,584
1,9
2,06
30
1,64
1,165
1,642
1,94
2,25
62,5
1,65
1,185
1,7
1,98
2,455
125
1,66
1,21
1,784
2
2,57
160
162
Таблица 3.17
Индукция,
Тл
Удельные по¬
тери в стыке
рс, Вт/м2
Полная намаг¬
ничивающая
мощность в
стыке на едини¬
цу qc, В-А/м2
Индукция,
Тл
Удельные по¬
тери в стыке
рс, Вт/м2
Полная намаг¬
ничивающая
мощность в
стыке на едини¬
цу çc, В-А/м2
0,8
215
280
1,67
1084
29700
0,9
275
440
1,68
1098
30800
1
345
1000
1,69
1111
31900
1,1
430
2200
1,7
1125
ЗЗООО
1,2
515
4000
1,71
1140
34200
1,3
620
7400
1,72
1155
35400
1,4
730
11400
1,73
1170
36600
1,45
790
14000
1,74
1185
37 800
1,5
850
16600
1,75
1200
39000
1,52
878
17960
1,76
1215
40800
1,54
906
19 320
1,77
1230
42600
1,56
934
20700
1,78
1245
44400
1,58
962
22100
1,79
1250
46200
Ц6
990
23 500
1,8
1275
48000
1,61
1003
24 300
1,84
1335
56000
1,62
1017
25100
1,88
1395
64000
1,63
1030
25900
1,9
1425
68000
1'64
1044
26700
1,94
1490
77000
1,65
1057
27 500
1,98
1555
88 500
1,66
1071
28 600
2
1586
94000
Для
определения удельных
потерь
И полных
намагничи-
вающих
мощностей в углах магнитопровода, а также потерь и
намагничивающих мощностей на единицу сечения в стыке
индукцию принимают равной:
в угловых участках магнитопровода, прилегающих к край¬
ним стержням (для определения ply, р2у, qly, q2y),
Bly=Q,5(Bl+B2y, (3.79)
в угловых участках магнитопровода, прилегающих к сред¬
нему стержню (для определения р2у, q2y, кр2у, кц2у),
В2у=^(В1+2В2); (3.80)
в прямом стыке, прилегающем соответственно к участку
стержня или ярма (для определения plc, р2с, qlc, q2c),
Blc = Bp, В2с = В2, (3.81)
в косом стыке, прилегающем к крайним стержням (для
определения р'1с и ç'lc),
В'1с = (В1+В2)/2х/2; (3.82)
в косом стыке, прилегающем к среднему стержню (для
определения р'2с и q'2c),
163
Рис. 3.16. Зависимость kqy от индукции: Рис. 3.17. Зависимость к& и от
/ -для косого стыка; 2—для комбинированного стыка отношения чисел ступеней стержня и ярма
164
Таблица 3.18
Коэффициент
Сталь отожженная
Сталь неотожженная
к
KqtA
(1,7—3,3) • 10-7
(7— 14) - 10“7
(1,4—2,75)-10-7
(6 —12) - ІО-7
(3.83)
52с=П5^1+2^’
где В± и В2 — индукция соответственно в стержнях и ярмах, Тл.
Коэффициент кру для отожженных листов можно принять
равным 1,1, для неотожженных—1,15, а коэффициент kq—соот¬
ветственно 1,2 и 1,6.
Коэффициент кру для косого стыка находят по рис. 3.14, для
комбинированного стыка (углы, прилегающие к среднему
стержню) — по рис. 3.15, коэффициенты kqly и kq2y соответ¬
ственно для косого и комбинированного стыков — по рис. 3.16.
Коэффициенты крм и fcgM, учитывающие влияние опрессовки,
для стержней, опрессованных бандажами, и для ярм, опрессо¬
ванных шпильками, приведены в табл. 3.18. В такой конструк¬
ции давление опрессовки принимают равным в стержне
1 • ІО5 Па, в ярме ЗЮ5 Па, среднее значение ст = 2 Па.
Большие значения коэффициентов следует принимать для
стали более высокой марки или уменьшенной толщины (0,3 мм).
Коэффициенты к^ и Ачф определяют в зависимости от
соотношения числа ступеней стержня и ярма по рис. 3.17. Если
ярмо прямоугольное (число ступеней равно единице), то
/срф = /свф=1,08.
Коэффициенты и kqn, учитывающие перешихтовку ярма,
в зависимости от мощности трансформатора находят по
рис. 3.18.
Коэффициенты kq2a в зависимости от ширины листа а,
находящегося в пакете, удаленном от центра на расстояние
0,2Z>c, приведены в табл. 3.19.
Рис. 3.18. Зависимость крп
и kqn от мощности
Таблица 3.19
Ин-
дук-
ЦИЯ,
Тл
Значения кя2а при а, м
0,05
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
1,24
1,21
1,2
1,17
1,15
1,14
1,13
1,12
0,9
1,26
1,23
1,2
1,17
1,15
1,14
1,13
1,12
1
1,3
1,25
1,2
1,17
1,15
1,14
1,13
1,12
1,1
1,4
1,27
1,21
1,18
1,16
1,15
1,14
1,13
1,2
1.5
1,3
1,22
1,19
1,17
1,16
1,15
1,14
1,3
1,7
1,38
1,25
1,21
1,18
1,17
1,16
1,15
1,4
2
1,5
1,35
1,25
1,2
1,19
1,18
1,16
1,45
2,5
1,75
1,43
1,3
1,25
1,23
1,19
1,17
1,5
3
2
1,5
1,35
1,3
1,25
1,2
1,18
1,55
2,5
1,75
1,43
1,3
1,25
1,23
1,19
1,17
1,6
2
1,5
1,35
1,25
1,2
1,19
1,18
1,15
1,65
1,85
1,44
1,3
1,23
1,19
1,18
1,17
1,16
1,7
1,7
1,38
1,25
1,21
1,18
1,17
1,16
1,15
1,75
1,6
1,34
1,23
1,2
1,18
1,17
1,16
1,15
1,8
1,5
1,3
1,22
1,19
1,17
1,16
1,15
1,14
1,85
1,45
1,28
1,22
1,19
1,17
1,16
1,15
1,14
1,9
1,4
1,27
1,21
1,18
1,16
1.15
1,14
1,13
При предварительных или приближенных расчетах потери
XX, Вт, можно определить по упрощенной формуле
P0 = kptG, (3.84)
где G—общая масса магнитопровода, кг; к= 1,45-?- 1,5—коэф¬
фициент, учитывающий суммарные добавочные потери для
данной конструкции и технологии производства остова магни¬
топровода; pj—удельные потери, Вт/кг.
Как известно, ток XX состоит из активной и реактивной
составляющих. Активная составляющая, %, равна:
4>к% = ^оЛ0$і- (3.85)
Реактивная составляющая тока XX равна:
Л)х% = х/—/6к%. (3.86)
Следует иметь в виду, что по формуле (3.78) определяется
среднее для всех трех фаз значение тока XX трехфазного
несимметричного магнитопровода. В действительности токи XX
в крайних стержнях больше, чем в среднем стержне.
3.10. РАСЧЕТ ПРЕВЫШЕНИЙ ТЕМПЕРАТУРЫ
Методика теплового расчета масляных трансформаторов
разработана во Всесоюзном институте трансформаторострое-
ния. Тепловой расчет масляного ПТ осуществляется при
установившемся тепловом режиме работы трансформатора в
целях определения средних превышений температуры и темпе-
166
Рис. 3.19. Принципиальная кон¬
струкция катушечных обмоток:
а—внутренняя обмотка; б—внеш¬
няя: 1—цилиндр; 2—обмотка
ратуры наиболее нагретых точек над окружающей средой
внутренних и наружных обмоток. Расчет проводят в следующей
последовательности: определяют плотность теплового потока
обмоток, среднюю скорость движения масла в баке, превыше¬
ние средней температуры и температуры наиболее нагретой
точки обмотки над средней температурой масла в баке и
температурой охлаждающей среды (воды, воздуха). Расчет
систем охлаждения ДЦ и Ц по сравнению с системами М и Д
имеет ряд особенностей [3.6].
Тепловой расчет катушечных обмоток
Принципиальные конструкции внутренней и наружной кату¬
шечных обмоток изображены на рис. 3.19. Обмотка считается
наружной, если она расположена внешней на стержне трансфор¬
матора и не имеет наружного изоляционного цилиндра. При
наличии наружного изоляционного цилиндра обмотку также
считают наружной, если ширина вертикального канала между
обмоткой и цилиндром превышает 20 мм.
Приведенный ниже тепловой расчет для систем охлажде¬
ния М и Д справедлив для катушечных обмоток, удовлет¬
воряющих условиям табл. 3.20, в которой, как и на рис. 3.19,
обозначено: ак—радиальная ширина катушки (обмотки);
йк—высота горизонтального охлаждающего канала между
катушками после опрессовки; Ьвг, Ьвш—соответственно ширина
внутреннего и внешнего вертикальных охлаждающих каналов;
7М—средняя температура масла в баке; q—поверхностная
плотность теплового потока; ѵ0 — средняя скорость движения
масла в баке.
Для всех систем охлаждения в обмотках высотой h> 12 мм
расчет выполняется как для h = 12 мм. Если Лвт > 15, Ьвш > 15 мм,
то расчет проводится аналогично для значения 15 мм. В тех
случаях, когда прилегающие к катушке горизонтальные каналы
имеют разную высоту (от 3 до 12 мм), расчет ведут для их
среднеарифметического значения.
167
Таблица 3.20
Параметр
Значение параметра для обмоток
катушечных
цилиндрических
аК, мм
йк, мм
ММ
t °C
q, Вт/м2
г0, м/с
М; Д
ДЦ; Ц
М; Д
ДЦ; ц
20 - 160
3 — 12 и
6—15 и
40 —
300 -3000
30 160
более
более
75
500 — 3500
0,008—0.03
5 — 50
6 —
40 —
300—3500
10—50
12
75
500—3500
0,008—0,03
потока катушечной
Поверхностная плотность теплового
обмотки, Вт/м2, равна:
aJW’IJ ( 1 ЛД
2fo+A,,)\ 100/
(3.87)
где ав = 21 для медного и ав = 34,5 для алюминиевого провода;
кп—коэффициент закрытия поверхности обмотки рейками и
прокладками; J—плотность тока, А/мм2; w—число витков
катушки; I—ток в витке катушки, А; Ьт—высота изолирован¬
ного провода, мм; Рв1—добавочные потери от вихревых и от
циркулирующих токов в обмотках, выражаемые в процентах от
основных потерь в обмотках.
Коэффициент закрытия поверхности обмотки кп ра¬
вен:
к “Dlfl'+bJ ,, ооч
n£>(aK + Z>B3)-(aK63n + 0,56„3Z>4n1)’ ' ' '
где Ь3, Ьд.—соответственно ширина прокладки и рейки, мм;
п—количество столбов прокладок по окружности; п1—суммар¬
ное количество реек в каналах обмотки; D—средний диаметр
обмотки (катушки), мм:
Д = 0,5(Двт+Двш).
Превышение средней температуры поверхности внутренней
обмотки (катушки) над средней температурой масла в баке
А/вт=1,502^0'б6вт0-26йвш0’21/~0'3(ак//гк)0’25. (3.89)
Для обмоток (катушек), разделенных на две части по
радиальной ширине осевым каналом размером не менее 6 мм,
расчет выполняют для каждой части так же, как и для
отдельной обмотки. В этом случае за ширину осевого канала
принимают величину Ьвт для внутренней и Ьвш для наружной
части. Превышение температуры всей обмотки (катушки) над
168
средней температурой масла в баке определяют как средне¬
арифметическое для каждой части.
Превышение средней температуры поверхности наружной
обмотки над средней температурой масла в баке рассчитывают
по формуле
А/вш= 1,5099°-6Лет°’47г-°’3 (ак/Лк)0-2. (3.90)
Перепад температуры в изоляции провода
ktиз=|~+—Ь-Ю”3, (3.91)
из \2ХИ 0,22 J
где биз—удвоенная толщина изоляции провода, мм; Хиз—коэф¬
фициент теплопроводности изоляции провода, Вт/(м ■ °C), значе¬
ния которого в зависимости от вида изоляции приведены в
табл. 3.21.
Удвоенное значение масляной прослойки бм п, образующейся
вследствие неплотной намотки изоляции, определяют в каждом
конкретном случае в зависимости от качества изготовления
транспонированного провода, а для остальных проводов прини¬
мают бмп=0.
Превышение средней температуры каждой из обмоток
(катушек) над средней температурой масла в баке определяют
соответственно по формулам
А/О,ВТ = А/ВТ + А/ИЗ; А^вШ=Д^вш+А^из- (3-92)
В тех случаях, когда обмотка состоит из катушек, отли¬
чающихся размером прилегающих каналов, поверхностной
плотностью теплового потока и толщиной витковой изоляции,
превышение средней температуры обмотки над средней темпе¬
ратурой масла в баке определяют по формуле
Таблица 3.21
Вид изоляции
Коэффициент тепло¬
проводности Хяз при
/ = 75‘ С, Вт/(м-°С)
Бумага кабельная, пропитанная маслом
Бумага кабельная, лакированная, пропитанная маслом
Бумага кабельная, пропитанная маслом под вакуумом
Бумага крепированная, пропитанная маслом
Бумага крепированная, пропитанная маслом под вакуумом
Бумага телефонная, пропитанная маслом
Бумага телефонная, пропитанная маслом под вакуумом
Лакоткань, пропитанная маслом
Лакоткань, пропитанная маслом под вакуумом
Картон электроизоляционный, пропитанный маслом
Картон электроизоляционный, пропитанный маслом под
вакуумом
Цилиндры, кольца бумажно-бакелитовые
0,155
0,161
0,161
0,136
0,141
0,148
0,151
0,173
0,177
0,2
0,25
0,2
169
(3.93)
д _m1Atol+m2Atc2 + ... + miAtoi
° ml+m2 + ... + mi
где —масса отдельных катушек (обмоток), кг;
Д/о|, Д/о2, Д?Оі определяют по (3.92).
Превышение средней температуры обмотки над температу¬
рой охлаждающей среды
Д/2 = Д/О+Д/М. (3.94)
Превышение температуры наиболее нагретой точки обмотки
над температурой охлаждающей среды
Д/3 = Д/о; + Д/ннт + Д4, (3.95)
где Д/оі—превышение средней температуры наиболее нагретой
катушки над средней температурой масла в баке, определяемое
по формуле (3.92); Д/м, Д/'м—соответственно превышения
средней температуры масла в баке и на входе в систему
охлаждения над температурой охлаждающей среды, опре¬
деляемые из теплового расчета системы охлаждения трансфор¬
матора, °C. Превышение температуры наиболее нагретой точки
над средней температурой наиболее нагретой катушки
A'h,h,t = O,O478ç0-6/-0'3 (йк/Лк)0’67. (3.96)
Тепловой расчет катушечных обмоток с охлаждающими
системами ДЦ и Ц выполняется для условий, приведенных в
табл. 3.20. Если средняя скорость движения масла в баке
превышает 0,3 м/с, то расчет выполняют как для скорости
ио = 0,3 м/с.
Поверхностную плотность теплового потока и коэффициент
закрытия поверхности обмотки рейками и прокладками рассчи¬
тывают по (3.87) и (3.88).
Превышение средней температуры поверхности внутренней
обмотки (катушки) над средней температурой масла в баке
Д/вт= (3.97)
Если обмотки (катушки) разделены по радиальной ши¬
рине осевым каналом не менее 6 мм на две части, то рас¬
чет выполняют, как указано выше, для каждой части об¬
мотки как для отдельной обмотки по формулам (3.87), (3.88),
(3.97).
Превышение средней температуры поверхности наружной
обмотки над средней температурой масла в баке
Д/вш = 0.6479о-580вто’34/-°’3Го °’15 К/М0’2. (3.98)
Перепад температуры в изоляции провода равен:
Д/из = 0,598изЦ^10-3, (3.99)
170
где д1 = 3,2 для транспонированных и д1 = 0 для остальных
проводов; Хиз—коэффициент теплопроводности изоляции,
определяемой по табл. 3.21.
Превышение средней температуры каждой обмотки (ка¬
тушки) над средней температурой масла в баке определяют по
(3.92) и (3.93).
Для систем охлаждения ДЦ и Ц расчет проводят по
формулам (3.94) и (3.95). В формуле (3.95) принимают
дГннт = 0,0455<7°’58Г°’3 («AJ0’7. (3.100)
Тепловой расчет цилиндрических обмоток
Принципиальные конструкции цилиндрических обмоток с
односторонними и двухсторонними охлаждающими каналами
изображены на рис. 3.20.
Описываемый ниже тепловой расчет для систем охлаждения
М и Д цилиндрических обмоток справедлив для условий,
приведенных в табл. 3.20. Если ширина каналов Ьвт, Ьвш
превышает 12 мм, то расчет выполняют для ЬВТ = ЬВШ=Ѵ2 мм.
Ширину наружного канала принимают равной 12 мм и в том
случае, когда нет наружного цилиндра (наружной обмотки). Эти
значения Ьвт, Ьвт справедливы и при применении систем
охлаждения ДЦ и Ц.
Для цилиндрической обмотки с двухсторонними охлаж¬
дающими каналами поверхностная плотность теплового потока
q = 0,5qvaKk„- 10-9, (3.101)
где qv=pfV—объемная плотность теплового потока, Вт/м3;
р—тепловой поток цилиндрической обмотки, Вт; V—объем
обмотки, м3:
Е=л£)«кН10’9; (3.101а)
Н—высота обмотки, мм; D—средний диаметр обмотки
(катушки), мм.
Коэффициент закрытия поверхности обмотки рейками
/сп = д£>/(д£> — 0,5n1èp), (3.102)
где Ьр—ширина рейки, мм; пг—суммарное количество реек в
каналах обмотки.
Превышение средней температуры каждой обмотки над
средней температурой масла в баке соответственно
Аг„,вт=Агвт+Ад; ArOjBIB=Au+AG, (3-103)
где
Аг1 = ^ок • 10“3/6Хр; (3.104)
Агвт= l,54ç0,6 (èBT + èBIU)'°’35r “°’21; (3.105)
171
Рис. 3.20. Принципиальная конст¬
рукция цилиндрических обмоток:
а—с двухсторонним охлаждающим ка¬
налом; б—с односторонним охлаждаю¬
щим каналом; 7—цилиндр; 2—обмот¬
ка; 3—изоляционная прослойка
Л/вш = l,54ç0’6 (èBT+ 12)-°’35Гм0’21; (3.106)
Хр—результирующий коэффициент теплопроводности цилинд¬
рической обмотки в радиальном направлении, Вт/(м • °C),
определяемый по формулам
для обмоток из провода прямоугольного сечения
(3,07)
где аиз—ширина изолированного провода, мм; bm, b—высота
соответственно изолированного и голого провода (рис. 3.21, а);
для обмоток из провода круглого сечения
. . /0,886rf 6И, \
I I I ■»
р из\ 6ИЗ 0.866rf+6ray
где d—диаметр голого провода, мм;
для обмоток из транспонированных проводов
1 2ДПТБ(Ь + 0,1) 8о6щ + 0,24
Лиз л , g л ’
71ПТБ + °общ 71ПТБ
(3.108)
(3.109)
Лц.3
^ПТб
Рис. 3.21. Геометрические
размеры проводов:
а—провод марки ПБ (АНБ):
б—провод подразделенный
марки ПБП; в—провод
транспонированный марки
ПТБ
где ВПТБ—ширина изолированного транспонированного про¬
вода, мм (рис. 3.21);
для обмотки из подразделенных проводов, намотанных на
ребро,
Ч = ^из
ЬВ, ! 8ИЗ
Ви-,(8и1+0,68й2) Ьш
(3.110)
где By—ширина изолированного подразделенного провода, мм
(рис. 3.21,6); а2 = 1 для двухжильных проводов и а2 = 2 для
трехжильных проводов;
для обмоток из подразделенных проводов, намотанных
плашмя,
2аЬ ! 8„, + 0,48
(3.111)
где а—ширина голого провода, мм.
В формулах (3.107) — (3.111) коэффициент теплопроводности
определяется по табл. 3.21.
В тех случаях, когда обмотки имеют различную по толщине
витковую и межслойную изоляции и, кроме того, обмотка
изолирована снаружи, результирующий коэффициент теплопро¬
водности определяют так:
₽ 81Хр2Хр3...Хр„ + 82Х.р1Хр3...Хр„ + ... + 8„Х.р1...Хр(„_1)’
где Хр1, Хр2, ..., Хрп—результирующие коэффициенты теплопро¬
водности слоев проводов, межслойной изоляции, наружной
изоляции обмотки, определяются по формулам (3.107) — (3.111)
с использованием табл. 3.21; S15 ô2, ..., ôn—соответствующие
толщины слоев проводов, межслойной и наружной изоляции
обмотки.
Превышение температуры наиболее нагретой точки обмотки
над температурой окружающей среды определяют по соот¬
ношению
А/3 = А/О + А/ННТ + А/^, где A/HH T = çK ■ 10-3/12Хр. (3.113)
Тепловой расчет цилиндрической обмотки с двухсторонними
охлаждающими каналами при использовании систем охлажде¬
ния ДЦ и Ц выполняются аналогично изложенному. Однако в
этом случае расчетные формулы применимы для условий,
приведенных в табл. 3.20. Превышение средней температуры
обмотки над средней температурой масла в баке определяют по
соотношениям
^=U6^q0’6(bm + bBIU)-°^t-0^-, (3.114)
A/„m = 0,567ç^(6„.I + M_O’25^MO’21^O’15- (3.115)
173
Результирующий коэффициент теплопроводности обмоток с
межслойной изоляцией рассчитывают по формуле
^2^ИЗ^"ИЗ Т $из^р
(3.116)
где Хр определяют по (3.107) — (3.111); Хиз—по табл. 3.21;
п2—число проводов в радиальном направлении.
Для цилиндрических обмоток с односторонним охлаж¬
дающим каналом тепловой расчет производится методом
последовательных приближений. При применении систем
охлаждения М и Д в первом приближении принимают
координаты плоскости наибольших температур, мм, и темпера¬
турного поля такой обмотки, изображенной на рис. 3.22,
равными:
^=йк/3; b2 = ax — bl. (3.117)
Коэффициент перекрытия поверхности рейками
к„ =
(3.118)
Поверхностные плотности теплового потока внутренней и
наружной поверхностей соответственно равны:
?И=?АѴЮ’3; ?ВШ=?ЛѴ Ю“3. (3.119)
Сумма превышений температур от плоскости наибольших
температур в сторону внутренней поверхности обмотки (рис. 3.22)
Л?4і — А^ + А^ц+А^51,
(3.120)
Рис. 3.22. Температурное поле цилиндри¬
ческой обмотки с односторонним ка¬
налом
АГп= 1,2O8çbt6Ôm°’35^m0’21;
(3.121)
Агц = 9вт8цАц-Ю3; (3.122)
A^i =ÇBT61/2Xp • 104; (3.123)
8Ц—толщина изоляционно¬
го цилиндра; 6ВГ—канал
между изоляционным ци¬
линдром и магнитопрово¬
дом или между изоляцион¬
ным цилиндром и предыду¬
щим слоем обмотки (см.
рис. 3.20,6); X определяют
по (3.107) — (3.111); Хц—ко¬
эффициент теплопроводнос¬
ти изоляционного цилинд¬
ра, определяемый по табл.
3.21.
174
Сумму превышения температур от плоскости наибольших тем¬
ператур в сторону наружной поверхности обмотки (рис. 3.22)
определяют по соотношениям
Дг42 = Д7п+Дг52; (3.124)
А/п = 1,2О8^вш/?вш°’35?м0’21; (3.125)
Дг52 = ^2/2\-103. (3.126)
Если разность между значениями А/41 и А/42 составляет
более 0,5° С, то расчет повторяют с измененными величинами
/?вт, Ьвш. При Л/41>Л/42 следует Ьх уменьшить и Ь2 определить
по (3.117). Расчет повторяется до тех пор, пока указанная
разность температур не будет превышать 0,5' С.
Превышение средней температуры обмотки над средней
температурой масла в баке определяют по (3.103), где значение
A/j принимают равным:
(Д^52 —Д^51) ^1 +2QkAZ52 ,3 127)
1 За*
Превышение средней температуры обмотки над темпера¬
турой охлаждающей среды находят по (3.94), а превышение
температуры наиболее нагретой точки обмотки над темпера¬
турой охлаждающей среды
Д/3 = ДГ42+ДС (3.128)
При охлаждении с односторонним каналом цилиндрической
обмотки и применении систем охлаждения ДЦ и Ц за первое
приближение принимают
^=0,5^); b2 = aB-br. (3.129)
Далее расчет выполняют аналогично изложенному выше.
В формулу (3.120) следует подставить
Д^ = 0,5324°Л-°’21, (3.130)
а в формулу (3.124) подставить
Агп = 0,475^/)2о-25Гм°-21, (3.131)
Аг52 = 0,49МОш6/)^25Хр/м0-21 ■ ІО3. (3.132)
Многослойной цилиндрической обмоткой считают обмотку,
состоящую из простых цилиндрических обмоток, отделенных
друг от друга вертикальным охлаждающим каналом либо
вертикальным каналом и изоляционным цилиндром. Расчет
каждого слоя производится так же, как и расчет отдельной
обмотки,—по формулам, изложенным выше с учетом особен¬
ностей системы охлаждения. Превышение средней температуры
многослойной цилиндрической обмотки над средней темпера¬
турой масла в баке определяют также по (3.92). За превышение
температуры наиболее нагретой точки обмотки над темпера-
175
турой охлаждающей среды принимают наибольшее из получен¬
ных значений, рассчитанных по (3.95) или (3.128).
3.11. РАСЧЕТ СИСТЕМ ОХЛАЖДЕНИЯ
Расчет систем охлаждения сводится к определению превыше¬
ния средней температуры масла в баке по высоте обмотки zM, а
также превышения температуры верхних слоев масла над
температурой окружающего воздуха (ZBM).
Трансформаторы с естественным и дутьевым охлаждением
Превышения температур рассчитываются в зависимости от
значения суммарных потерь электроэнергии при номинальной
нагрузке и эффективной поверхности охлаждения. Плотность
теплового потока системы охлаждения, Вт/м2,
q = P0 + PJF6, (3.133)
где Ро—потери XX; Рк—потери КЗ; F6—суммарная площадь
поверхностей бака, крышки и радиаторов, м2:
F6 = Fc + FKp+mpFp; (3.134)
Fc, FKp—площади поверхностей стенок бака и крышки, опреде¬
ляемые как гладкие поверхности по чертежам без учета выступов,
жесткостей, м2; Fp—площадь поверхности радиатора, м2, опре¬
деляемая по табл. 2.12; тр—число радиаторов. Поверхности дна
бака, расширителя, термосифонного фильтра не учитываются.
Превышение температуры верхних слоев масла над темпера¬
турой воздуха определяются по следующим формулам:
для системы охлаждения М
ZB m = 0,694ç°’8ÆÎ’O26Æ7°’2O6^3 °'172; (3.135)
для системы охлаждения Д
ZBjM= 1,39ç°-75^Î’042^2-0-552Æ3-0’454, (3.136)
где кг—к3—коэффициенты, учитывающие соответственно
относительное расположение радиаторов и обмоток, плотность
размещения радиаторов по периметру бака и относительное
значение площадей поверхности бака и крышки. Эти коэффи¬
циенты определяются по формулам
где а' — расстояние от верхнего края обмотки до оси верхнего
патрубка радиатора; Ь'—расстояние от нижнего патрубка
радиатора (значение Ь' может быть положительным или
отрицательным, рис. 3.23); L—периметр бака; А'—ширина
радиатора, определяемая по табл. 2.12, см. рис. 2.41 и 2.42.
176
Рис. 3.23. Размещение радиато¬
ров относительно обмоток:
I—бак; 2—верхний патрубок ра¬
диатора; 3—радиатор; 4—нижний
патрубок радиатора; 5- -обмотка
Коэффициент кл
Превышение средней температуры масла
• Система охлаждения М
Система охлаждения Д
0,1
0,7171вм + 0,6
0,6811вм —1,7
0,15
0,7631вм+0,3
0,7341вм—2,3
0,2
0,7891 +0,3
0,7741вм—2,7
0,25
0,811^+0,2
0,7961 —2,7
0,3
0,8281вм + 0,4
0,821вм—2,8
0,4
0,8551вм+0,6
0,8541вм—2,6
0,5
0,8691+1
0,8851 —2,9
Превышение средней температуры масла над температурой
окружающего воздуха определяется по табл. 3.22.
Сумма превышения средней температуры масла над темпе¬
ратурой окружающего воздуха и превышения средней темпера¬
туры любой из обмоток над средней температурой масла не
должна превышать нормированное стандартом значение, кото¬
рое по ГОСТ 16772-77 составляет 60° С, при этом и превышение
температуры верхних слоев масла также не должно быть
больше 60е С. Когда по расчетам эти превышения температуры
больше 60° С, необходимо увеличивать эффективную поверх¬
ность охлаждения, как правило, путем установки дополнитель¬
ных радиаторов.
Трансформаторы с форсированными системами
охлаждения ,Ц и ДЦ
При тепловом расчете систем охлаждения Ц и ДЦ опреде¬
ляют количество маслоохладителей, достаточное для обеспече¬
ния заданного температурного режима трансформатора.
Гидравлическим расчетом определяют расход масла через
систему охлаждения и в зависимости от значения этого расхода
выбирают тип электронасоса. По характеристике электронасоса
(рис. 3.24) находят его рабочую точку в данной системе
177
12-898
Рис. 3.24. Характе¬
ристики электрона¬
сосов:
1— Т-16/10; 2—Т-63'
10; 3—Т-63/20
охлаждения и уточняют тепловой расчет системы. При расчете
учитывают зависимость теплового потока от превышения
температуры масла над температурой охлаждающего воздуха и
зависимость гидродинамического сопротивления от расхода
масла через охлаждающее устройство. Для уточненного расчета
системы ДЦ необходимо также учитывать взаимное расположе¬
ние охладителей и различных препятствий на пути движения
воздуха, влияющих на тепловой поток охладителей, что связано
в основном с подсасыванием подогретого воздуха.
Рассчитывая число охладителей, следует иметь в виду, что
один из охладителей с насосом является резервным и вклю¬
чается автоматически при отказе одного из работающих
насосов либо отказах или ремонтах других элементов системы
охлаждения. Характеристики маслоохладителей, применяемых
для преобразовательных трансформаторов, приведены в табл.
3.23 и 3.24, а электронасосов — в табл. 3.25.
Таблица 3.23
Масло¬
охладитель
Теп¬
ловой
по-
ГОК,
кВт
Подача,
м3/ч
Темпе¬
ратура
входя-
щей во¬
ды, С
Превы¬
шение
темпе¬
ратуры
масла
над
темпе¬
ратурой
воды,
С
Гидро¬
динами¬
ческое
сопро¬
тивле¬
ние,
кПа
Рабочее
давление,
кПа
Рекомен¬
дуемый
насос
мас¬
ла
во¬
ды
масла
воды
мас¬
ла
во¬
ды
Ц-63/900
63
16
10
6
4
т-16/10
Ц-100/1100
100
25
10
25
40
20
5
400
300
Т-63/10
Ц-160/1250
160
60
20
70
9
Т-63/10
Т-63/20
178
Таблица 3.24
Маслоохладитель
Тепло¬
вой по¬
ток,
кВт
Пода¬
ча
мас¬
ла,
м3/ч
Пода¬
ча
воз¬
духа,
м3/ч
Темпе¬
ратура
входя¬
щего
возду¬
ха. С
Превы¬
шение
темпе¬
ратуры
масла
над
темпе¬
ратурой
возду¬
ха, С
Гидро-
дина-
мичес-
кое со¬
против¬
ление,
кПа
Аэро-
дина-
мичес-
кое со¬
против¬
ление.
кПа
Рабо¬
чее
давле¬
ние
масла,
кПа
ДЦ-160 1946
160
100
6,4
40
35
85
2400
зоо
ДЦ-180/2280
180
100
80
7,5
60
85
3200
Таблица 3.25
Насос
Давление, кПа
Подача, м3/ч
Мощность, кВт
Т-16/10
100
16
0,85
Т-63/10
100
63
2,8
Т-63/20
200
63
5,5
3.12. ОСОБЕННОСТИ РАСЧЕТА ТОКОВ КОРОТКОГО ЗАМЫКАНИЯ
Электродинамическая стойкость трансформатора определя¬
ется электродинамическими усилиями, действующими на про¬
водники обмоток и отводов в аварийных режимах, и механи¬
ческими характеристиками этих проводников и их узлов креп¬
ления. Для определения электромагнитных усилий выполняют
расчет аварийных токов и обусловленных ими полей рассеяния.
Различают следующие аварийные режимы ПТ: КЗ на шинах, со¬
единяющих трансформатор с преобразовательной секцией, в том
числе на вводах ВО трансформатора; КЗ на шинах плюс —минус
преобразователя; пробой вентиля преобразовательной секции [3.8 ].
Рассмотрим особенности расчета аварийных токов в схемах
преобразования трехфазной мостовой, две обратные звезды с
уравнительным реактором и кольцевой.
Короткое замыкание на вводах ВО
В режиме КЗ на вводах ВО или на участке ошиновки
переменного тока, соединяющей трансформатор с преобразо¬
вателем, расчет тока проводится, как в силовом трансформа¬
торе общего назначения для наиболее тяжелого режима КЗ:
100
юо^Л
"к/.'А /
(3.138)
179
где /к—действующее значение установившегося тока КЗ об¬
мотки, А; /ном—действующее значение номинального тока
обмотки, А; ик% — напряжение КЗ, %; 5НОМ—номинальная
мощность СО трансформатора, МВ-А; ^ — мощность КЗ
электрической сети—см. ниже:
Класс напряжения ВН, кВ О—10 10—35 ПО 220
Мощность КЗ
электрической сети, МВ ■ А .... 500 2500 15 000 25 000
Напряжение КЗ равно:
ик% =—2т"-'-* 100=^н°“ф100, (3.139)
^2ном.ф ^Іном.ф
гДе 4ном номинальный фазовый ток ВО, А; z'K—сопротивле¬
ние короткого замыкания трансформатора, приведенное к числу
витков ВО, Ом; С2ном—номинальное фазовое напряжение ВО,
4ном,ф номинальный фазовый ток СО; A; Ü71HOM>*—номи¬
нальное фазовое напряжение СО, В; zK — сопротивление корот¬
кого замыкания трансформатора, приведенное к числу витков
СО, Ом.
В (3.139) принимают
А = Jrî+xI, (3.140)
где RK— активное сопротивление КЗ трансформатора, Ом;
—индуктивное сопротивление КЗ трансформатора, Ом.
В трансформаторах мощностью более 4000 кВ ■ A RK на порядок
меньше, чем хк, основной составляющей напряжения КЗ
является индуктивное сопротивление и величиной RK прене¬
брегают.
Ударное значение тока КЗ
<д=х/2МНоМ— ; km=\+c-RJ\ (3.141)
“-%
где кт—коэффициент, показывающий, во сколько раз макси¬
мальное мгновенное значение тока КЗ больше амплитуды
установившегося тока КЗ. Значения этого коэффициента в
зависимости от соотношения RJxK приведены на рис. 3.25.
В трансформаторах большой мощности RK мало и А„,= 1,8.
Если трансформатор питает преобразователь, собранный по
трехфазной мостовой схеме преобразования, то в (3.138)
проставляют значение сквозного напряжения КЗ, являющегося
единственным видом напряжения КЗ в трансформаторе для
преобразователя с этой схемой выпрямления. В преобразова¬
теле со схемой две. обратные звезды с уравнительным реакто¬
ром или с кольцевой схемой выпрямления трансформатор
имеет по две трехфазные группы вводов ВО и наиболее
180
Рис. 3.25. Зависимость коэффициента
от отношения RJxK
Рис. 3.26. Топология схемы расчета токо-
распределения в обмотках трансформа¬
тора:
а—для кольцевой схемы преобразования или
схемы две обратные звезды с уравнительным
реактором; б—для трехфазной мостовой схе¬
мы
вероятно КЗ одной группы вводов. В этом случае для расчета
тока КЗ в (3.138) следует подставлять напряжение КЗ коммута¬
ции (частичного).
Для определения усилий, воздействующих на проводники
обмоток и на прессующие системы, крепящие обмотки, необ¬
ходимо знать токораспределение по всем параллельным ветвям
и проводникам обмоток. Примеры схем обмоток в режимах КЗ
приведены на рис. 3.26. В трансформаторе для преобразователя
по трехфазной мостовой схеме при выполнении ВО из дисковых
катушек, например, по схеме рис. 3.26, б токи в параллельных
ветвях рассчитываются следующим образом.
В торцевых катушках ток
I-
4,T=f4, (3.142)
где £тц—коэффициент увеличения тока в торцевых катуш¬
ках, зависящий от мощности трансформатора; п — число па¬
раллельных ветвей. Значения коэффициента кТІІ приведены
ниже.
181
Типовая мощность транс¬
форматора, кВ ■ А 10 000 12 500 16 000 25 000 32 000 40 000
кт 2,0 2,09 2,1 2,12 2,5 2,5
В остальных (средних) катушках, принимая во внимание
равномерное распределение тока,
(7À \ I
1-^Р-. (3.143)
Если ВО выполняется винтовой с достаточно совершенной
транспозицией между проводниками, то ток параллельной
ветви равен току КЗ обмотки, определенному по (3.141) и
деленному на число параллельных ветвей. При необходимости
более точного расчета токораспределения он выполняется на
ЭВМ.
Более сложно определяются токи в параллельных ветвях ВО
трансформаторов для схем преобразования две обратные
звезды с уравнительным реактором и кольцевой схемы. Как
правило, в этих трансформаторах в целях устранения потока
вынужденного намагничивания ВО имеет две вплетенные друг в
друга части, имеющие «сильную» магнитную связь (рис. 3.26, а).
Благодаря этому в режиме КЗ одной части напряжение второй
части близко к нулю, и по ее проводникам протекают только
циркулирующие токи, возникающие из-за расположения ее
параллельных ветвей в различных полях рассеяния. Так как
обмотка может состоять из сотен параллельных проводников,
расчет токораспределения выполняют на ЭВМ. Если ВО
выполнена винтовой с достаточно совершенной транспозицией
между проводниками, то циркулирующие токи отсутствуют,
ток в проводниках незакороченной части ВО можно принять
равным нулю, а в закороченной части ток одной параллельной
ветви равен току, определенному по (3.141), деленному на число
параллельных ветвей части.
Если же ВО выполнена без переплетения, например части ее
расположены поэтажно, то фазовое напряжение «здоровой»
части не равно нулю, вследствие чего подсоединенные к ней
вентили проводят ток. Значение этого тока «здоровой» части
ВО зависит от режима проводимости вентилей, а он в свою
очередь определяется степенью магнитной связи между частями
ВО. В результате расчет токораспределения усложняется и
выполняется на ЭВМ в системе с преобразователем.
Расчет электромагнитных сил обмоток трансформато¬
ра выполняется на ЭВМ с вполне достаточной степенью
точности, так как он учитывает неравномерность токорас¬
пределения по проводникам обмотки, что позволяет рас¬
считывать местные поля рассеяния, дифференциальные усилия
на отдельную катушку и интегральные на прессующую систему
обмоток.
182
Короткое замыкание на шинах (плюс—минус)
преобразователя
При КЗ преобразователя по трехфазной мостовой схеме на
шинах выпрямленного тока трансформатор оказывается в
режиме трехфазного КЗ с тремя парами встречно-параллельно
включенных диодов (рис. 3.27). Так, в момент, когда напряже¬
ние фазы А переходит через нуль и вступает в работу диод 1
при работающем диоде 6 и заканчивающем работу диоде 5,
имеет место КЗ фаз А, В и С через диоды 1, 5 и 6.
Значение аварийного тока зависит от момента начала КЗ.
Ток будет максимальным при КЗ в момент перехода фазового
напряжения через нуль в положительную область. Если начало
КЗ совпадает с моментом перехода напряжения фазы А через
нуль в положительную область, то после первого включения
наибольшую загрузку как по амплитуде, так и по длительности
протекания будут иметь диод 1 и фаза А обмотки трансфор¬
матора.
Значения токов КЗ трансформатора рассчитывают по фор¬
мулам (3.138) — (3.141). Сопротивления КЗ в (3.138) — (3.141)
определяют с учетом сопротивления шин от трансформатора до
преобразовательной секции следующим образом:
183
- при приведении сопротивлений обмоток к числу витков СО
ХК = Х1 +Л'2 + Хш; 1
R^Ri+R'i + Rm,} 1 J
при приведении сопротивлений обмотки к числу витков ВО
1 “Ь-^2-!- 1 / т ]
Як = Я'і + Я2 + 7?ш. J
Аварийный процесс в преобразователе по схеме две обрат¬
ные звезды с уравнительным реактором или кольцевой, так же
как и при КЗ на вводах ВО, зависит от взаимного расположения
обмоток на стержне трансформатора. Процесс в рассматри¬
ваемом случае обусловливается распределением индуктивных
сопротивлений трансформатора между обмотками СО и ВО.
Как уже указывалось, части ВО трансформатора с указанными
двумя схемами преобразования переплетены между собой,
сопротивление расщепления близко к нулю, и благодаря
симметричному расположению частей ВО относительно СО
индуктивные сопротивления коммутации равны. Индуктивное
сопротивление КЗ трансформатора в этом случае сосредоточено
в СО.
При анализе направлений токов в частях обмоток трансфор¬
матора при КЗ на шинах плюс—минус преобразователя по
схеме две обратные звезды с уравнительным реактором следует
иметь в виду, что концы обмоток трансформатора аг и «4
присоединяют к анодам, %! и х4—через соответствующие ветви
уравнительного реактора к минусу системы выпрямленного
тока. Направление тока в частях ВО показано на рис. 3.28—от
к at или от х4 к а4. В каждый момент времени ток может
протекать только по одной части ВО.
При этих условиях в режиме КЗ на шинах плюс—минус в
состоянии проводимости находится половина вентилей и
интервал проводимости каждого вентиля не превышает 180°.
Характер мгновенных значений токов вентилей виден из
рис. 3.29. Ток протекает по части ВО, соединенной с половиной
вентильной схемы. Таким образом, аварийный ток КЗ транс¬
форматора при КЗ на шинах плюс—минус преобразователя со
схемой преобразования две обратные звезды с уравнительным
реактором может быть рассчитан по (3.138) — (3.141) при
условии использования индуктивного сопротивления коммута¬
ции (частичного) и учете сопротивления шин от трансформа¬
тора до преобразователя. Если ВО сконструированы с малой
магнитной связью между ее частями, то режим проводимости
вентилей меняется: интервал проводимости вентилей увеличи¬
вается до 240—280 . число одновременно проводящих вентилей
становится больше трех и процесс усложняется. Расчет токов в
184
Рис. 3.28. Схема располо¬
жения обмоток в окне
трансформатора при схе¬
ме соединения звезда —
две обратные звезды
Рис. 3.29. Осциллограмма токов при
коротком замыкании на стороне вы¬
прямленного тока
обмотках трансформатора с учетом режима проводимости
вентилей выполняют на ЭВМ.
Изложенные выше особенности расчета аварийного тока КЗ
в обмотках трансформатора справедливы также для преобразо¬
вателя с кольцевой схемой выпрямления. На основании анализа
выполненных на ЭВМ расчетов токов для кольцевой схемы
установлено, что в трансформаторах с сильной магнитной
связью между частями ВО интервал проводимости каждого
вентиля, как и в схеме две обратные звезды с уравнительным
реактором, составляет 180°; в трансформаторах со слабой
магнитной связью частей ВО этот интервал увеличивается до
240—180 . Таким образом, и для кольцевой схемы выпрямле¬
ния расчеты токов в обмотках трансформатора производят в
зависимости от конструкции: в первом варианте—по (3.138) —
(3.141), во втором—на ЭВМ.
Пробой вентиля
Специфическим аварийным режимом для ПТ является
пробой вентиля, вызванный либо чрезмерным нагревом
р—«-перехода в конце интервала проводимости вентиля, либо
воздействием максимального обратного напряжения. Известно,
что наиболее тяжелые аварийные режимы как в схемах с
диодами, так и в схемах с тиристорами возникают при пробое
вентиля в конце его периода коммутации, поскольку обратное
напряжение действует на пробивной вентиль наибольшую часть
периода питающего напряжения. При прочих равных условиях
неуправляемые схемы с диодами имеют более высокие значения
токов и длительности их протекания, чем схемы с тиристорами.
185
Рис. 3.30. Внутреннее короткое замыкание неуправляемого выпрямителя:
а схема замещения; о— токи короткого замыкания
Поэтому расчет электродинамической стойкости трансформа¬
тора должен проводиться для наиболее тяжелого режима—
пробоя неуправляемого вентиля.
Рассмотрим по интервалам процессы при пробое одного из
диодов (например, 7) плеча трехфазного мостового выпрями¬
теля в момент окончания коммутации диода 1 на диод 3.
В этом случае возникает короткозамкнутый контур по рис. 3.27.
Мгновенные значения фазовых ЭДС еа и еь приблизительно
равны, равны также и токи, протекающие через вентили 1 и 3.
В промежутке времени, соответствующем п/2, в интервале I на
рис. 3.30 развивается двухфазное КЗ. В конце первого интервала
по истечении времени п/2 ЭДС ес переходит в положительную
область, включается в работу диод 5 и начинается интервал 2.
С момента включения диода 5 ток, проходящий через пробитый
диод 7, складывается из двух составляющих:
1'1 — “Ь г5 • (3-146)
Интервал II соответствует контуру коммутации тока с дио¬
да 3 на диод 5 и заканчивается, когда израсходуется вся электро¬
магнитная энергия, запасенная в индуктивности этой фазы. В
этом интервале имеет место режим трехфазного КЗ. Следователь¬
но, аварийный процесс пробоя вентиля в трехфазном мостовом
преобразователе сопровождается чередованием двухфазного и
трехфазного КЗ трансформатора, питающего преобразователь.
Так как трехфазное КЗ является наиболее тяжелым аварийным
режимом для трансформатора, то электродинамическая стой¬
кость при пробое вентиля последнего преобразователя оценива¬
ется исходя из токов, рассчитанных по (3.138) — (3.141).
186
Аналогично изложенному определяются токи КЗ при пробое
вентиля в преобразователе со схемами две обратные звезды с
уравнительным реактором и кольцевой. Следует иметь в виду,
что в развитии аварийного процесса участвуют ЭДС одной
части вентильной обмотки и только той, к фазе которой
подсоединен пробитый вентиль. Напряжение второй трехфазной
системы на процесс КЗ не влияет из-за силовой магнитной связи
между парными вмотанными одна в другую вторичными
обмотками, а в схеме две обратные звезды, кроме того, из-за
значительного реактивного сопротивления уравнительного
реактора.
При расчете аварийных токов в обмотках трансформатора
при пробое вентиля в (3.138) — (3.141) подставляют значение
сквозного напряжения КЗ в схеме с мостовым преобразова¬
телем и значение напряжения КЗ коммутации в преобразова¬
теле с кольцевой схемой выпрямления и схемой две обратные
звезды с уравнительным реактором.
3.13. РАСЧЕТ ЭЛЕКТРОДИНАМИЧЕСКОЙ СТОЙКОСТИ ОБМОТОК
Методика расчета электродинамической стойкости обмоток
силовых трансформаторов разработана во Всесоюзном электро¬
техническом институте им. В. И. Ленина [3.5] в основном в
60 — 70-х годах. При расчете электромагнитных сил на концент¬
рические обмотки раздельно оценивают осевые силы, дейст¬
вующие вдоль высоты обмотки, радиальные силы, растяги¬
вающие внешнюю обмотку и изгибающие провода внутренней
обмотки, при этом тангенциальные силы не учитывают.
Осевые силы оказывают давление на межкатушечную,
междувитковую и опорную изоляции обмотки, для которых
должна быть обеспечена прочность на сжатие. Прочность
металла проводов при сжатии в этом случае считается
достаточной.
Расчет осевых сил проводится для каждого концентра в
целях определения в каждом расчетном режиме КЗ: распределе¬
ния осевых напряжений сжатия по высоте концентра, значения
осевого давления на провода и изоляцию, необходимой силы
начальной прессовки, осевых сил, действующих на верхнюю и
нижнюю опоры.
В результате анализа всех расчетных режимов КЗ опре¬
деляют наибольшие значения перечисленных параметров, при
этом наибольшее осевое давление в прокладках не должно
превышать допускаемого по условиям осевой устойчивости
(«полегания») проводов. Наибольшее значение необходимой
силы прессовки и наибольшие осевые силы, действующие на
опоры, используются как исходные данные для расчета прес¬
сующих и опорных конструкций. Необходимая сила прессовки
187
определяется исходя из условного отсутствия зазоров с учетом
эмпирического коэффициента прессовки ки *.
Для расчета осевых усилий каждый концентр разбивают на
т зон, в каждую из которых входят катушки с одинаковым
числом витков и каналами между ними, отличающимися по
высоте не более чем на 2 мм; отдельную зону составляют
емкостное кольцо и выключаемые катушки (например, регули¬
ровочные витки). Границы зон проводят по серединам каналов
между зонами. Зону нумеруют в пределах каждого концентра
по порядку сверху вниз.
Высота / зоны с учетом усадки изоляции определяется из
соотношения
Л^Пб^б+пЛ+Ап, (3.147)
где /гб высота бумажной изоляции в зоне до усадки, м;
К высота электроизоляционного картона в зоне до усадки, м;
hn — высота провода в зоне, м,**.
Коэффициенты усадки бумаги и картона соответственно
равны:
Пб = 1
е0б%.
100 ’
Ік 100
где Еоб% и еок% усадка бумаги и картона, % первоначальной
суммарной высоты изоляции в концентре. Последние прини¬
маются на основе имеющегося расчета осевого строения
концентра.
Приведенная высота изоляции зоны
hlt = hK+4h5. (3.148)
Исходя из осевого строения концевой изоляции, для каждого
концентра определяется приведенная высота верхней концевой
изоляции от верхнего торца концентра до прессующего кольца
и приведенная высота нижней изоляции от нижнего торца
концентра до верхнего уровня нижней ярмовой балки по
формуле
^верх (низ)* Лпк + Лэк + Лбм + Лгт, (3.149)
приведенная высота изоляции — по соотношению
^верх (ииз)* 0,4Лпк + Лэ,к + 4Лбм + 0,15h„, (3.150)
гДе ^ик—суммарная высота деталей концевой изоляции из
прессованного электроизоляционного картона, м; Лэ к — суммар¬
ная высота деталей концевой изоляции из электроизоляцион¬
* При бесконечной жесткости прессующей системы, принятой в методике
и при Ænp > 1 зазоров нет.
[3 3 **3 5] настоящем паРагРаФе большинство обозначений принято по
188
ного картона, м; Лбм—суммарная высота деталей концевой
изоляции из кабельной бумаги, м; Лгт—суммарная высота
деталей концевой изоляции из гетинакса, текстолита и бакели¬
товых цилиндров, м.
Суммарная приведенная высота концентра с учетом (3.148),
(3.150)
т
Ht= z (3.151)
1= 1
Суммарная приведенная высота обмотки и концевой изоля¬
ции определяется по соотношению
^О* = ^* + ^верх* + ^нйз»- (3.152)
Затем каждая зона разделяется на участки с одинаковой
высотой, точки начала каждого участка нумеруются по порядку
сверху вниз. В пределах каждого участка кривая индукции
заменяется отрезком прямой, причем отклонения прямой линии
от кривой в пределах участка не должны превышать 5%
максимального значения индукции в концентре. Высоты участ¬
ков разных зон могут быть различными; в частном случае зона
может состоять из одного участка. Общее число участков в
пределах концентра не должно быть меньше 10. Пример
графика полей рассеяния двухобмоточного трансформатора
представлен на рис. 3.31.
Сила, действующая на каждый участок, определяется так:
Л = ^ср^/, (3.153)
гДе Вхср1—средняя ~ индукция радиального поля участка по
средней образующей концентра, Тл; расчетный коэффициент А.
равен:
Рис. 3.31. Пример графика ин¬
дукции полей рассеяния двух¬
обмоточного трансформатора:
а — расположение обмоток на
стержне магнитопровода; б—гра¬
фик индукции поля рассеяния; Вх—
радиальная составляющая; Ву— про¬
дольная составляющая
(3.154)
189
где кт— кратность установившегося тока КЗ; кт—ударный
коэффициент тока КЗ, D—средний диаметр концентра, м;
Лом/ номинальный ток зоны, А; іг( — число витков зоны;
пг~ число участков в зоне. Сила Д, соответствующая первой
точке, всегда принимается равной нулю. Нарастающая сумма
электромагнитных сил
Fj=Fj-i+fj- (3.155)
Минимальное значение Fj обозначается как Fo. Распределе¬
ние результирующих сил по высоте у концентра представляет
собой функцию Р(ѵ), равную при j = 1, 2, 3, ..., N
FJ = Fo + Fr (3.156)
В пределах каждой зоны рассчитывают среднее значение сил
сжатия:
Рср, = 1(0,5Р1 + Р2 + ... + 0,5Ри+1), (3.157)
где п —число участков в зоне.
Для каждой зоны вычисляют произведение Р^І^ и условную
силу прессовки, обеспечивающую отсутствие зазоров, Н:
°* п | L сргЧ* 1,1верх*' 1 Nr,Hm*
п0* \і=і
Необходимая сила прессовки обмотки, Н,
(3.158)
Wo.- (3.159)
Для трансформаторов, работающих в условиях частых
электродинамических воздействий, к принимают для картона
марок Б равным 1, для марки В — 0,7. Для трансформаторов, в
обмотках которых электроизоляционный картон не применяется
(например, винтовых без каналов, многослойных цилиндри¬
ческих), коэффициент прессовки выбирается аналогично обмот¬
кам с картоном марки В.
Давление прессовки, Н/м2,
v0 = PJS0, (3.160)
где 50 — опорная площадь изоляции, м2.
Для концентров с прокладками
5’0 = аДси; (3.161)
для концентров без прокладок
So=aKnD, (3.162)
где аК— радиальный размер концентра с учетом изоляции, м;
Ьп — ширина прокладок, м; сп—число реек с прокладками.
Давление прессовки должно удовлетворять условию
где [со] = 2МПа для катушечных и винтовых
'90
обмоток, [о„]=1МПа для многослойных цилиндрических
обмоток. Силы, действующие на опоры в момент ударного тока
КЗ, соответственно равны:
Рв^=Ре, P„m=PN- (3.163)
Наибольшая сила сжатия проводов внутри концентра Ртах и
соответствующее ей давление определяются из соотношения
= (3-164)
Проверяют выполнимость условия осевой устойчивости
катушек: для торцевых катушек трансформаторов мощностью
более 16 МВ - А, у которых Рверх>Р0, Рнт>Р0, должно удовлет¬
воряться условие
(3.165)
для всех остальных катушек
max ’ (3.166)
где [отах]—допускаемое давление для проводов ПБ и АПБ,
определяемое по рис. 3.32; /сп=1 для обычного медного и
алюминиевого провода при всех значениях ЬІаѵі для транспони¬
рованного провода с отношением сторон элементарного про¬
вода bja>4\ кп=\,7 для подразделенного провода при всех
значениях bja>4 и для транспонированного провода при Ь/а^4.
Радиальные силы (рис. 3.33, а) оказывают различное воздей¬
ствие на наружную и внутреннюю обмотки. Они наиболее
опасны для проводов внутренней обмотки, испытывающих
сжатие и изгибающихся под воздействием радиальных сил в
пролетах между рейками, на которые намотана обмотка.
Деформация обмотки и разрушение ее возможны как вследствие
изгиба провода в пролетах между рейками (рис. 3.33,6), так и
вследствие потери устойчивости (рис. 3.33, в). При расчете
механической прочности и устойчивости обмоток определяют
провода, испытывающие наибольшие силы, и учитывают
действие на эти провода как радиальных, так и осевых сил.
К таким проводам относятся провода катушек с максималь¬
ной осевой индукцией, а также катушек, находящихся в
наибольшем радиальном поле рассеяния. В двухобмоточном
трансформаторе в режиме сквозного КЗ осевая индукция
максимальна в середине высоты канала рассеяния, радиальная
индукция имеет наибольшее значение у торцов обмотки. В ПТ
со схемами две обратные звезды и кольцевая с конструкций ВО,
у которой части переплетены между собой по высоте, в
режимах КЗ коммутации при соответствии циркулирующих
токов картина поля аналогична картине поля в режиме
сквозного КЗ двухобмоточного трансформатора. Поэтому в
трансформаторах для шестифазного преобразователя с любой
схемой преобразования расчеты радиальных усилий, суммарной
191
Рис. 3.32. Допускаемое осевое дав¬
ление на катушки из провода по
условиям осевой устойчивости:
1 -для провода марок ПБ и АПБ без
дополнительной изоляции катушек; 2—
то же с дополнительной изоляцией
катушек
прочности и устойчивости проводят в следующей последова¬
тельности: для торцевых и средних катушек каждого концентра
рассчитывают радиальные электромагнитные усилия на элемен¬
тарный провод по формуле
Я х/^удАс^р
(3.167)
где 4— установившийся ток КЗ элементарного провода ка¬
тушки, А; Ву—индукция продольного поля рассеяния по
средней образующей обмотки, Тл.
Положительные значения радиального электромагнитного
усилия соответствуют растяжению, отрицательные—сжатию.
Определяют индукцию в середине высоты по соотношению
(3.168)
Дуср = (0,2п/Я) wlya • ІО’6;
Рис. 3.33. Действие радиальных сил на концентрические обмотки:
а распределение сил; б деформация внутренней обмотки при изгибе; в—потеря
устойчивости внутренней обмотки
192
находят индукцию у торцов обмотки:
^т«0,5^ср, (3.169)
где Н—высота концентра после усадки (по металлу прово¬
дов), м.
Затем определяют среднее механическое напряжение в меди,
Па, катушек из выражения
ocp = <7D/(2s), (3.170)
где 5—сечение элементарного провода, м2.
Определяют также напряжения сжатия от усилия, приложен¬
ного к меди в зоне опоры, осж и от радиальных усилий,
приложенных к участкам проводов, расположенных между
опорами во внутреннем контуре, орад:
^сЖ = (1+т)оср; (3.171)
араД = (1 + т+ѵ/т)оср; (3.172)
1
1 +
4л2
15г2с4
[1 —15/с2(1—/ср)2]+п
iteEàS
eE6D2hmln
(3.173)
ѵ = 2л2/(?с2) [1 — 3Æp(l —Æp)];
kp = clp/(nD); t=2a/D,
где с—число реек; /р—ширина реек, м; а—радиальный размер
элементарного провода без изоляции, м; Е—модуль упру¬
гости материала проводника, для меди £’м=1-1011, для
алюминия ÉM = 0,6 10u Па; Е6—модуль упругости бумажной
изоляции, равный 1 ■ 107 Па; b—осевой размер провода без
изоляции, м; п — число элементарных проводов катушки в
радиальном направлении, в случае транспонированного провода
и = 0,5(иэ + 1)итр, где итр—число транспонированных проводов в
радиальном направлении; А—эквивалентный радиальный раз¬
мер опоры, м, определяемый по формуле
А = 0,58общ +
(^ц + ^р)^6.
(3.174)
8Общ толщина бумажной изоляции провода на две стороны, м;
Ац суммарная толщина изоляционных цилиндров в осевом
канале между стержнем и ближайшим к нему концентром, м;
Ар суммарная толщина изоляционных цилиндров в осевом
канале между стержнем и ближайшим к нему концентром, м;
Е*— модуль упругости реек и цилиндров из электроизоляцион¬
ного материала, равный 108 Па.
В меди наружного концентра для наиболее нагруженного
крайнего (первого) провода напряжение растяжения от радиаль¬
ных сил
13-898
193
прад = (2-Ла)|суср|. (3.175)
Для обычного провода принимают
, th(O,5nG) п , / 26 « ое\
e = arœh(l+-^-J; (3.176)
для транспонированного провода принимают
k _ 1 ?6(0,5итр0тр). ѳ ЬГ, , <6ш£(иэ+1)”| П177ч
° итр /А(0,50Ір) ’ «TP-arcchp+— Еб/)2 J. (3.177)
Наибольшее напряжение изгиба в торцевых катушках, Па, от
осевых электромагнитных усилий определяют по формуле
о =(— —1) \ I I /Т < 7œ.
ос %/ 2bS ’ (3-178)
где
$хтах максимальная индукция по оси х в торцах обмотки;
гп число реек с прокладками; Ьп—ширина прокладки, м. В
середине обмотки напряжение изгиба равно нулю (<эос = 0), так
как в этой точке индукция радиального поля равна нулю в’рав¬
номерных равновысоких обмотках. Наибольшие значения сум¬
марного напряжения в меди от радиальных и осевых электро¬
магнитных сил с учетом (3.172), (3.175), (3.178) определяют так:
^ = <Гос+І<ГраДІ- (3.179)
Выполнимость условия прочности катушек, находящихся
под действием радиальных и осевых электромагнитных усилий,
проверяют по соотношению
а<а], (3.180)
где [су]—допустимые суммарные напряжения, значения кото¬
рых зависят от температуры проводящего металла (табл. 3.26).
Выполнимость условия радиальной устойчивости обмотки
проверяют по соотношению
1°срК<\р], (3.181)
где [сткр]—критическое напряжение для сжимаемых катушек,
его определяют по эмпирической формуле
Таблица 3.26
Температура.
°C
Допускаемое напряжение,
МПа
в меди
в алюминии
105
115
37
140
109
36
200
98
33
250
91
—
Таблица 3.27
Материал
провода
^2
Есть опора
Нет опоры
Медь
1,4
1,15
Алюминий
0,8
0,7
194
[oKp\ = k1k2ki(l+k^b)(Q,Q35-h)k5k6D- ІО9; (3.182)
= 1,8 —3,7/[2,65 + a(y) IO-6]; o(y) = P(y)/S0, (3.183)
где k2 определяют по табл. 3.27 в зависимости от наличия
опоры; к3 выбирают по табл. 3.28 в зависимости от расстояния
между центрами столбов прокладок nDlcn, м; определяют по
табл. 3.29 в зависимости от расстояния между центрами
опорных элементов, м; ks = 1 принимают для обычного и
подразделенного проводов и А'5 = 0,8—для транспонированного
провода; коэффициент к6 = 1,2 принимают для трансформаторов
мощностью до 63 МВ • А при наличии бумажно-бакелитового
цилиндра толщиной не менее 8 мм, в остальных случаях
считают Æ6 = l*.
Трансформатор считают стойким по отношению к электро¬
динамическим воздействиям, если все коэффициенты запаса:
коу—осевой устойчивости, Æ т—осевой устойчивости торце¬
вых катушек, кру—радиальной устойчивости, крп—радиальной
прочности — больше единицы:
К 1 . Л- [°кр] 1 .
«о,у Æp,y |О I"*1’
^тах I кр I
0,25/cn [pmax]
^тах
>i; fcP,n
Результаты расчета электродинамической стойкости
для заданного режима КЗ и кратности тока оформляют в
расчетной записке трансформатора. Для трансформатора типа
ТМПИ-80000/10 при сквозном КЗ с кратностью тока КЗ, равной
6,45, ударном коэффициенте 1,7 она выражена в параметрах,
приведенных ниже.
Таблица 3.28
Расстояние между
центрами столбов
прокладок лО/с„, м
Менее 0,1
От 0,1 до 0,12
От 0,12 до 0,15
Свыше 0,15, в том
числе при отсут¬
ствии давления
Таблица 3.29
1,2
2,7- l5nDlc„
1,3— 10л£>/(Зс„)
0.8
Расстояние между
центрами опорных
элементов, м
Л4
Менее 0,1
От 0,1 до 0,12
Свыше 0,12, в том
числе при отсут¬
ствии опор
зоо
1300- л£> ■ 104/с
100
* Намотка обмотки на жесткий цилиндр увеличивает [окр] и при боль¬
шей мощности, однако при этом он должен быть толще. Существуют другие, в
том числе и более эффективные, конструкторские и технологические меры
увеличения радиальной устойчивости обмоток мощных трансформаторов.
(Прим. ред.).
195
со во
Сила прессовки, кН 580 121
Сила на верхнюю опору, кН 358 0
Сила на нижнюю опору. кН 0 213
Максимальная сила в прокладках, кН 851 330
Давление прессовки, МПа 11,8 3,8
Максимальное давление в прокладках, МПа ЦД Щ9
Коэффициенты запаса:
осевой устойчивости ко у 2,6 4,4
радиальной устойчивости кру 1*4 —
радиальной прочности к 2^6 1,8
осевой устойчивости торцевых катушек к0 у т 4,7 з’8
Глава четвертая
ОСОБЕННОСТИ РАСЧЕТА ТРАНСФОРМАТОРОВ ДЛЯ
ДВЕНАДЦАТИФАЗНОГО РЕЖИМА ПРЕОБРАЗОВАНИЯ
4.1. СХЕМА ЗАМЕЩЕНИЯ
Повышенная фазность преобразователя обеспечивается при
питании его секций от частей ВО трансформатора, одноимен¬
ные междуфазные напряжения которых сдвинуты относительно
Друг друга. Наибольшее распространение получили 12-фазные
преобразователи, в которых одну половину частей ВО соеди¬
няют в звезду, другую—в эквивалентный ей треугольник. При
этих схемах соединения трансформатор имеет наилучшие
технико-экономические показатели: минимальный расход мате¬
риалов, наименьшие потери и размеры.
В трансформаторах малой и средней мощности (до
12 500 кВ - А) ВО обычно расщепляют на две части; в трансфор¬
маторах для преобразователей на токи 25 кА и выше ВО часто
выполняют из четырех частей.
В первом случае трансформатор является трехобмоточным,
во втором—пятиобмоточным. Схема замещения последнего
достаточно сложна и малопригодна для инженерных расчетов
[4.1], поэтому целесообразно приводить пятиобмоточный
трансформатор к трехобмоточному, что позволяет анализиро¬
вать и рассчитывать процессы в нем с помощью трехлучевой
схемы замещения, представленной на рис. 4.1. Приведение
допустимо, когда части ВО, имеющие одинаковую схему
соединения, размещены относительно СО таким образом, что
обеспечивается равенство сопротивлений этих частей ВО и
Рис. 4.1. Схема замещения трех¬
обмоточного трансформатора
196
со во
Рис. 4.2. Варианты рас¬
положения частей ВО
относительно сетевой
обмотки
co
во
равномерное давление тока в них в рабочем режиме. В этих
случаях части ВО, имеющие одинаковые схемы соединения,
можно представить в виде одной части и трансформатор с
четырьмя частями ВО можно представить как трансформатор,
имеющий ВО, расщепленную на две части.
Параметры ветвей трехлучевой системы замещения зависят
от конструкции и расположения частей обмоток относительно
друг друга в окне магнитопровода [4.2]. Их можно рассчитать
по следующим формулам:
х1=0,5(х12 + х13-х23); х2 = 0,5(х12-х13 + х23), (4.1)
где xt—х3 — индуктивные сопротивления ветвей схемы замеще¬
ния трансформатора; х12, х13, х23—парные индуктивные
сопротивления в режиме КЗ частей обмоток, отмеченных
цифрами индекса по рис. 4.2.
Учитывая, что
хі2 = хкк2; х13 = хкк3; x2j = xKp, (4-2)
где хк к2, хк к3—индуктивные сопротивления коммутации соот¬
ветственно при закорачивании второй и третьей части обмотки;
хкр — индуктивное сопротивление расщепления, получаем
XR = Xj +
х2+*з.
2 ’
хк.к3=х1+х3; Хк,р = Х2 + Х3-(4.3)
Параметры схемы замещения трансформатора выражают
через коэффициент расщепления и индуктивное сопротивление
сквозного КЗ трансформатора следующим образом:
х2=хз = хку; xi=xK(l-;j4, (4-4)
где кр—коэффициент расщепления между двумя частотами ВО,
равный отношению индуктивного сопротивления расщепления к
индуктивному сопротивлению сквозного КЗ:
кр = хК<р/хК. (4.5)
Под коэффициентом коммутации кК и коэффициентом кч
понимают отношение соответственно индуктивного сопротив¬
ления коммутации или сопротивления частичного КЗ к индук¬
тивному сопротивлению сквозного КЗ:
197
Рис. 4.3. Зависимости сопротивлений
трехлучевой схемы замещения и коэф¬
фициента коммутации от коэффициен¬
та расщепления
Хк,кг/Хк Хк.кз/Хк’
кч=х*,ч/х*- (4.6)
Коэффициент коммутации
и коэффициент расщепления
взаимозависимы :
кк=1+кр/4. (4.7)
При двух частях ВО сопро¬
тивление КЗ коммутации сов¬
падает с сопротивлением час¬
тичного КЗ (хЕЧ):
хк.к = хк,ч = ^хк = (1+кр/4)хк. (4.8)
Выражения (4.4) и (4.8) устанавливают зависимость парамет¬
ров трехлучевой схемы замещения и всех видов сопротивлений
ПТ с числом частей ВО, равным двум, от безразмерного
коэффициента расщепления кр, характеризующего взаимное
расположение частей обмоток относительно друг друга, и
индуктивного сопротивления сквозного КЗ трансформатора хЕ.
На рис. 4.3 представлены в относительных единицах линейные
зависимости перечисленных выше сопротивлений и коэффи¬
циента коммутации от коэффициента расщепления при условии,
что сопротивление сквозного КЗ принято равным единице. Из
анализа этих зависимостей следует, что зона А соответствует
трансформаторам с малым взаимным влиянием частей ВО, в
точке кр = 4 полностью отсутствует взаимное влияние и xt=0.
Это означает, что при закорачивании одной из частей ВО
напряжение на второй части не изменяется; в зоне же А оно
меняется до 1/4 значения изменения напряжения на закорочен¬
ной части ВО, причем при кр<4 оно уменьшается, а при к >4
увеличивается. Зоны Б и В характеризуются наличием взаим¬
ного влияния частей ВО друг на друга. В частности, зона Б
соответствует конструкции трансформатора, в которой сопро¬
тивление коммутации хк к немного превышает сопротивление
сквозного короткого замыкания хк. В зоне В сопротивление
коммутации намного превышает сопротивление сквозного
короткого замыкания, xt имеет отрицательное значение. Для
последних конструкций характерны большие падения напряже¬
ния в трансформаторе, невысокий коэффициент мощности.
Однако при необходимости ограничения аварийного тока до
номинального или ограничения уравнительного тока между
преобразовательными секциями, соединенными с частями ВО,
имеющими разные схемы соединения, они могут быть исполь¬
198
зованы. Наиболее распространенными конструкциями системы
обмоток трансформатора являются конструкции с коэффи¬
циентами расщепления от = 0,08-н 0,4 в трансформаторе с
переплетенными частями ВО до /ср = 4^4,8 при расположении
частей ВО по обе стороны СО.
4.2. ЗАВИСИМОСТЬ ИНДУКТИВНЫХ СОПРОТИВЛЕНИЙ ТРАНСФОРМАТОРА
ОТ КОНСТРУКЦИИ ОБМОТОК
При расчете простого двухобмоточного трансформатора,
питающего один преобразователь с мостовой схемой преобра¬
зования, учитывают один вид индуктивного сопротивления —
сопротивление сквозного короткого замыкания хк. Если транс¬
форматор питает хотя бы один преобразователь со схемой
преобразования две обратные звезды с уравнительным реакто¬
ром или несколько преобразовательных секций с мостовой
схемой выпрямления, то при его расчете используют все виды
сопротивлений, приведенные в гл. 1.
Значение индуктивных сопротивлений зависит от взаимного
расположения частей обмоток и их конструкции [4.2, 4.4].
Каждой конструкции обмоток соответствует определенное
значение коэффициента расщепления кр, каждому коэффициенту
расщепления однозначно соответствуют индуктивное сопротив¬
ление коммутации и частичного КЗ. Связь сопротивлений
определяется следующими соотношениями:
*кК = КЛ; Хкч = КчХк Xkv = KvXJ^=^+Kv/4- (4-9)
Задачей проектирования является выбор конструкции и
расположения частей обмоток в окне магнитопровода, или,
иначе говоря, геометрии и топологии проводников обмотки,
максимально удовлетворяющих требованиям обеспечения вы¬
соких экономических показателей трансформатора. Под тополо¬
гией понимают последовательное и параллельное соединение
проводников. Число параллельных ветвей в обмотках мощных
трансформаторов для преобразователей на большие (десятки
тысяч ампер) выпрямленные токи может достигать тысячи и
более. Для упрощения задачи параллельные ветви обмоток
условно делят на ранги, низшими из которых являются
отдельные провода, более высокого порядка—катушки и их
группы, высшими—части обмотки. Если принято, что в
параллельных ветвях самых низших рангов в любых режимах
КЗ трансформатора тока распределяется равномерно и на
значение сопротивления КЗ заметное влияние оказывает только
параллельное или последовательное соединение катушек и
групп катушек, то при проектировании трансформатора можно
пользоваться коэффициентами сопротивлений КЗ и оценочно
199
Таблица 4.1
Конструкция
системы обмо¬
ток из двух
частей ВО
Коэффициент расщепления кр
Коэффициент коммутации
(частичного КЗ) к* = кч
Рис. 4.4: а
б
в
г
д
е
0,4/0,43 —0,2/0,21
3/10,0 -5,0/18
2,4—2,5/5
2,3/4,5 —2,6/5
0,35/0,36—0,45/0,46
3,0/3,1 —4,5/4,7
1,1/1,105 — 1,05/1,0525
1,75/3,5—2,5/5,5
1,5/2 -1,630/2,25
1,6/2,1 — 1,65/2,25
1,08/1,9—1,11/1,12
1,75/1.76—2.12/2.2
Рис. 4.5: а
б
в
г
д
е
0,2/0,21—0,08/0,1
1,3/3 —2,0/5
2,2/4,4 -2,5/5
2,2/4,4—2,5/5
0,2/0,21 —0,4/0,42
2/2,1 - 3,0/3,1
1,05/1,052—1,02/1,025
1,32/1,75 — 1,5/2,25
1,55/2,1 — 1,630/2,25
1,55/2,1 — 1,630/2,25
1,05/1,052—1,1/1,105
1,5/1,52—1,75/1,77
Рис. 4.6: а
б
в
г
д
е
0,25/0,26 —0,08/0,1
2,1/6,3 — 3,5/10
2,25/4,5—2,5/5
*1,2/2,5 — 1,35/2,7
0,2/0,21 —0,3/0,31
2,1/2,2 — 3,28/3,3
1,630/1,65 — 1,02/1,03
1,525/2,6—1,88/3,5
1,56/2,12- 1,62/2,25
1,3/1,63 — 1,34/1,68
1,05/1,052—1,075/1,08
1,52/1,55—1,82/1,83
Рис. 4.7: а
б
в
г
д
е
0,25/0,26 — 0,08/0,1
2/6, —3,3/9,9
1,0/2,0—1,25/2,5
2,25/4,5—2,5/5
0,2/0,21—0,4/0,42
2,1/2,2—3,28/3,3
1,625/1,65—1,02/1,03
1,5/2,5—1,8/3,45
1,25/1,5—1,32/1,63
1,56/2,1 — 1,63/2,25
1,05/1,052—1,1/1,105
1,52/1,55 — 1,82/1,83
Таблица 4.2
Конструкция
системы обмоток
из трех частей
во
Коэффициент расщепления кр
для пар обмоток
Коэффициент коммутации (или
частичного КЗ) к,=кч для пар
обмоток
2—3; 3—4
2—4
1—2; 1—4
1 — 3
Рис. 4.8: а
0,128/0,13
0,25/0,26
1,06/1,08
1,1/1,12
6
3,46/10
6,61/18
2,86/5,6
1.8/3,6
в
0,1/0,11
0,2/0,21
1,02/1,03
1,05/1,06
г
2,72/5,4
3,64/7
2,11/4,2
1,8/3,6
д
2,25/4
3,29/6
2/2,5
1,7/2
е
3,14/3,5
5,28/5,5
2,7/5
2,0/3,6
находить принципиальное техническое решение по расположе¬
нию частей обмоток и их конструкции, обеспечивающее
значения сопротивлений, наиболее близкие к заданным.
200
Таблица 4.3
Части с одинаковой схемой соединения приняты за одну часть.
201
Рис. 4.4. Принципиальные схемы расположения двух частей ВО и СО. состоящей
из одной части
Рис. 4.5. Принципиальные схемы расположения двух частей ВО и СО, состоящей из
двух параллельно соединенных ветвей, расположенных поэтажно по высоте обмотки
■*02
Рис. 4.6. Принципиальные схемы расположения двух частей ВО и СО, состоящей из
двух параллельных ветвей, расположенных на трех этажах по высоте обмотки
Рис. 4.7. Принципиальные схемы расположения двух частей ВО и СО, состоящей из
двух параллельных ветвей, расположенных на четырех этажах по высоте обмотки
203
В табл. 4.1— 4.3 приведены значения коэффициентов сопро¬
тивлений трансформатора, ВО которого содержит соответ¬
ственно две, три и четыре части. В табл. 4.1 коэффициенты
даны для конструкций обмоток, представленных на рис. 4.4—
4.7, в табл. 4.2 — на рис. 4.8, а в табл. 4.3—на рис. 4.9—4.12. В
указанных таблицах цифры в числителе относятся к конструк¬
ции ВО из дисковых катушек, соединенных параллельно, в
знаменателе—к винтовым конструкциям ВО, когда циркули¬
рующие токи в параллельных ветвях отсутствуют. В табл. 4.1 и
4.3 коэффициенты расщепления и коммутации даны в зависи¬
мости от мощности трансформатора. Первая цифра в графе для
мощности 2500 — 3200, последняя—40 000 кВ-А.
Анализ таблиц показывает, что коэффициенты зависят
незначительно от мощности трансформатора. Гораздо суще¬
ственнее на них влияет конструкция обмоток, т. е. наличие и
расположение параллельных ветвей, в которых возможно
протекание циркулирующих токов, снижающих значения индук¬
тивных сопротивлений и соответствующих коэффициентов.
Особенно существенно это влияние в несимметричных конструк¬
циях, таких, как изображенных на рис. 4.4,6—г; 4.5,6—г;
4.6,6—г; 4.7,6—г; 4.8,6, г, 6; 4.9, а, в, г, е; 4.10, а, в; 4.11,а, б. В
симметричных конструкциях, когда части ВО переплетены по
всей высоте и высоты каждой части ВО и СО равны, коэффи¬
циенты сопротивлений одинаковы для конструкции ВО как из
дисковых параллельно соединенных катушек, так и для винтовых.
Пользуясь данными табл. 4.1—4.3, определяют воз¬
можные технические решения в части расположения частей
обмоток и топологии катушек, удовлетворяющие заданным
требованиям. Например, конструкции обмоток, изображенных
на рис. 4.4, а, д; 4.5, а, д; 4.6, а, д; 4.7, а, д; 4.8, а, в; 4.9,6, д;
4.10,6, позволяют получить жесткую внешнюю характеристику
преобразователя, высокий коэффициент мощности. Аварийные
токи ограничиваются применением конструкции обмоток,
показанных на рис. 4.4, б, в, г, <?; 4.5 в, г, е; 4.6, а—г, е\
^.7, а, б, г, е\ 4.8,6, г, д, е\ 4.9; 4.10; 4.11 и 4.12. Конструкции на
рис. 4.4,6—г, е обеспечивают хорошее ограничение уравнитель¬
ных токов между преобразовательными секциями, питаемыми
от частей ВО с разными схемами соединения. Для выбранной
конструкции обмоток и геометрии трансформатора расчет
сопротивлений КЗ трансформатора выполняют на ЭВМ с
учетом распределения тока по параллельным ветвям обмоток.
4.3. ВНЕШНЯЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯ.
УСЛОВИЕ РАВЕНСТВА ТОКОВ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЬНЫХ СЕКЦИЙ
Внешней характеристикой 12-фазного преобразователя, так
же как и для 6-фазного, называют зависимость среднего
204
X S) B) xtxzx3 г) X 3)
* e)
Рис. 4.8. Принципиальные схемы расположения трех частей ВО и СО, состоящей
из одной, двух и трех параллельных ветвей
значения выпрямленного напряжения от выпрямленного тока
преобразователя, определяемую по (1.6).
Рассмотрим эту зависимость для преобразователя, состоя¬
щего из двух параллельно соединенных преобразовательных
секций, каждая из которых питается от одной части ВО
(рис. 4.13). В схеме на рис. 4.13 обеспечивается сдвиг вторичных
междуфазных напряжений частей ВО, имеющих разные схемы
соединения, на 30 . При нагрузках, не превосходящих номи¬
нальную, угол коммутации у <30°, как это обычно имеет место
в реальных преобразователях при правильном выборе значений
хкк.
’ Заменим треугольник эквивалентной звездой. Тогда фазные
напряжения эквивалентной обмотки равны фазным напряже¬
ниям звезды, но сдвинуты относительно одноименных напряже¬
ний на угол Ѳ = л/6 (рис. 4.14). Если, например, напряжения
звезды соответственно равны:
Woi = t/msin
ww = nmsin
wc) = tzmsin
(4-10)
то фазные напряжения части обмотки, эквивалентной звезде,
будут соответственно равны:
205
И « ci X хДк
ццЩцу
206
Рис. 4.11. Принципиальные схемы расположения четырех
частей ВО и СО, состоящей из двух параллельных ветвей,
расположенных на четырех этажах по высоте обмотки
женных на четырех этажах по высоте
мотки
207
Рис. 4.13. Принципиальная схема 12-фазного
преобразователя с параллельным соедине¬
нием преобразовательных секций
Рис. 4.14. Потенциал анода преобразователя
weA=^msini Ѳ+у 1;
w6A=HmsinO; >
WcA=^mSinfe-y\
(4.11)
Положительные полуволны напряжений образуют кри¬
вую потенциалов анодов преобразователя, равную полусумме
потенциалов обеих звезд. Удвоенный интеграл этой кривой за
период повторяемости, отнесенный к этому периоду, дает
среднее значение выпрямленного напряжения. Период повто¬
ряемости, как видно из рис. 4.14, равен 2л/3. Среднее значение
напряжения XX, когда угол коммутации у = 0, определяют из
выражения
з
^о = 2^-
л/6
О
2л/3
f
J 2
л/6
(4.12)
Из соотношения (4.12)
имеем
после подстановки (4.10) и (4.11)
Ц10~
зитУ/з_з
л л тл’
(4.13)
208
т. e. среднее значение напряжения XX 12-фазного преобразова¬
теля равно среднему значению 6-фазного мостового преобразо¬
вателя.
За один период повторяемости вентили анодных групп
преобразовательных секций коммутируют дважды. Рассмотрим
интервал времени, когда коммутация происходит в звезде. В
процессе коммутации мгновенные значения напряжения иаі и
становятся равными: напряжение wal на интервале коммута¬
ции увеличивается, иь уменьшается. В эквивалентной звезде
мгновенное значение фазного напряжения наД увеличивается
пропорционально сопротивлению лу схемы замещения, значение
которого зависит от коэффициента расщепления кр частей ВО. В
конструкции обмоток, когда части с разными схемами соедине¬
ния переплетены между собой, сопротивление лу в относитель¬
ных единицах близко к единице, а кр близок к нулю. Магнитная
связь между частями ВО сильна настолько, что напряжение наД
вырастает на столько же, на сколько увеличивается напряжение
иа . Если ху=0 или /у, = 4, то при любом изменении напряжения
части, соединенной в звезду, напряжение на эквивалентной
звезде не меняется.
На первом интервале коммутации среднее изменение напря¬
жений wai и наД равно:
АЦа-Ш; (4Л4)
71 71 \ 4 /
где Idl — выпрямленный ток первой преобразовательной секции,
А; хкк1—индуктивное сопротивление коммутации трансформа¬
тора ’ при закорачивании части, соединенной в звезду.
На втором интервале коммутации, когда коммутируют
вентили второй преобразовательной секции, изменения средних
падений напряжения A UbA и A Ubl из-за взаимного влияния
частей ВО соответственно равны:
Ч 3 / if \
a^=-U,i2; аі/н=- 1-^ (4-15)
71 71 \ 4 /
где Id2— выпрямленный ток преобразовательной секции, соеди¬
ненной с обмоткой, имеющей схему треугольник, А; хкк2 —
индуктивное сопротивление коммутации трансформатора при
закорачивании этой части ВО.
Выпрямленное напряжение с учетом угла коммутации у
определяют из выражения
л/6
^+"^0+
J 2
о
2л/3
^+ЦЬА^0
л/6
А^д + А^
о
209
14-898
п/6 +7
Г Дмы+Лг^д
J 2
п/6
(4.16)
По (4.12) первое слагаемое в (4.16) равно среднему значению
выпрямленного напряжения XX Ud0, а второе—среднему
учению индуктивного падения напряжения At/ . Учитывая
(4.14), (4.15), из (4.16) получаем
л41Л'к,к1— “42А'к,к2
(4.17)
В практических целях удобно пользоваться внешней харак¬
теристикой, в которой индуктивное падение напряжения A U
выражено через напряжение сквозного КЗ ихкО/, приведенное к
мощности ВО. Определим отношение падения напряжения к
выпрямленному напряжению XX:
<=^іоо=^іоо.
U<ю 4С/2ф
(4.18)
Отношение dx к напряжению КЗ, %.
dx/uXK=а'к,к/4л'к = 0,25 .
Из (4.18) и (4.19) имеем
(4.19)
At/x = ^=t/dO-0,25^. (4.20)
лк
Учитывая соотношения (4.18) — (4.20) и равенство
^=5“=кк = Л +%
хк ихк \ 4
выражение для внешней характеристики 12-фазного преобразо¬
вателя при условии пренебрежения активными сопротивлениями
и падением напряжения на вентилях приобретает следующий
Ud — ^dO
! _0.25^Л
100
— 6/d0
0,25 ( 1+Ми,
1- У
100
(4.21)
В наиболее распространенных трансформаторах коэффи¬
циент расщепления кр изменяется от 0,1 до 4,5, коэффициент
коммутации кк— от 1,05 до 2,1. Меньшие значения коэффициен¬
тов соответствуют переплетенной конструкции частей ВО,
большие— поэтажному расположению частей ВО и параллель¬
ных частей СО в двухконцентричном трансформаторе или
210
расположению частей ВО по обе стороны СО в трансформаторе
с расположением обмотки на трех концентрах.
Можно установить условие равенства токов параллельно
соединенных преобразовательных секций при условии, что
известны внешние характеристики преобразовательных секций
(рис. 4.15) [4.3].
С учетом падения напряжения в активных сопротивлениях
цепи AUR и падения напряжения в вентилях ЛСВ внешняя
характеристика преобразовательной секции, питающейся от
части ВО, соединенной в звезду, описывается уравнением
3 г] э
- -/Лхк,к1-ЛСЕ1-ЛСВ1. (4.22)
Соответственно внешняя характеристика преобразователь¬
ной секции, питающейся от части ВО, соединенной в тре¬
угольник,
3/7 I
^д=^ - -4д^.кд-АСед-ЛСвд. (4.23)
При работе обеих секций параллельно на общую нагрузку
выполняется условие Udl = Ud&=Ud. Поэтому, как следует из
сравнения формул (4.22) и (4.23). при выполнении условий:
а) Л Св = Л СВЛ, что обычно имеет место, так как падение
напряжения на вентилях мало зависит от тока нагрузки;
б) ЛС% =АС/{Л, т. е. когда активные сопротивления R и Лд
практически равны, равенство токов Іл и Id& в обеих частях ВО
можно обеспечить, если удовлетворяется соотношение
3£w_3Ç _ЗС/Ш„Д 1
л п 2" л л 2 к-кД’
т. е.
у Лк.кД Сітл)
h
Из (4.22), (4.23) с учетом (4.24) и (4.25) следует, что внешняя
характеристика 12-фазного преобразователя описывается в
общем случае уравнением
211
Ud=—
d 2л
(^т' + ^гтл)-
-ДС/Л-ДС/В.
(4.26)
Междуфазные напряжения частей с разными схемами соеди¬
нения отличаются друг от друга, так как практически подобрать
соотношения чисел витков частей, соединенных в звезду и
треугольник, по соотношению и’Л= ^/Зи’ практически невоз¬
можно. Обычно применяемые числа витков 7:4; 12:7 при
малых выпрямленных напряжениях приводят к разнице напря¬
жений 1%. Сопротивления коммутации частей ВО отличаются
друг от друга незначительно. Поэтому для предварительных
расчетов принимают
^лті ^лтЛ ^'лт’ Л'к.кД ЗХК К, , Zji—/^д—y. (4.27)
Тогда внешняя характеристика (4.26) преобразователя пре¬
образуется к виду
= 3-Unm - I хкм-bUR-&UB. (4.28)
4.4. РАСЧЕТ УРАВНИТЕЛЬНОГО ТОКА
При параллельном соединении преобразовательных секций,
питающихся от частей ВО с разными схемами соединения, в
режиме нагрузки вследствие неравенства мгновенных значений
одноименных ЭДС частей ВО возможен уравнительный ток
между преобразовательными секциями [4.5]. Контур, по кото¬
рому замыкается ток, весьма сложен, изменяется 24 раза за
период, зависит от режима проводимости вентилей и различен в
коммутационный и внекоммутационный периоды. На рис. 4.13
показан путь уравнительного тока между преобразовательными
секциями для одного из внекоммутационных периодов в режиме
проводимости вентилей 2—2. На рис. 4.16, а сплошной линией
изображены кривые мгновенных значений потенциала анода и
катода преобразовательной секции, питаемой от части ВО,
соединенной в треугольник, штриховой линией — анода и
катода секции, питаемой от части ВО, соединенной в звезду,
жирной линией- кривые потенциалов полюсов при парал¬
лельном соединении секций. Кривая мгновенных значений
напряжения в контуре уравнительного тока, изображенная на
рис. 4.16, б, достаточно сложна, зависит от значений напряжения
преобразователя, углов управления а и коммутации у.
Зависимости амплитуды уравнительного тока от напряжения
ВО трансформатора, сопротивлений в контуре уравнительного
тока, углов управления и коммутации имеют вид:
а) при а+у^л/2, у<л/12
212
т
Рис. 4.16. Мгновенные зна¬
чения выпрямленного на¬
пряжения («) и уравни¬
тельного тока (6)
cos (а+у/2) cos (а0+у/2)
1,04-
(4.29)
cosao
б) при я/12^а+у^л:/2
j
4(2.ѵк.к-х/3.г1+%,/2)
X 1,04 cos (а+у—л/12) —
cos (а+у/2) cos (а0+у/2)
cosao
(4.30)
в) при а+у^л/2; а^тг/2
Ли - -\/б
tgotp , cos(ot+Y+a0)-cos(ot-ot0)
8 cos а0 (2%, „-Уз.г, +х„/2) J ’
г) при а+у^л/2; а^л/6
Гт = Ѵ6^2ф'
sinatga cos(a+Y+ao)—cos(a—а0)
8 cos а0 (2хк к - 73 +xq/2).
(4.31)
(4-32)
где, как указано выше, хкк- индуктивное сопротивление ком¬
мутации трансформатора, Ом; лу—сопротивление первого луча
трехлучевой схемы замещения трансформатора, Ом; xq—сопро¬
тивление уравнительного реактора между преобразовательными
секциями, Ом, приходящееся на один преобразователь; а0—
213
угол естественного отпирания вентилей, определяемый по
формуле
a0 = arctg—(L . (4.33)
7.ѵ..,-4Уз.ѵ1+2.ѵ,
В 12-фазных преобразователях из неуправляемых вентилей,
для которых угол управления а=0 и угол коммутации у^л/6,
амплитуду уравнительного тока определяют по формуле
Іт = - 1.04 cos (ot0 + у — тг/12) — -os2 +Y/2H. (4.34)
4(2.yk.k-v/3.y,+x,/2)L ' cosa0 J
Из (4.33) и (4.34) следует:
1) значение ЭДС в контуре уравнительного тока находится в
прямой зависимости от значения напряжения ВО, питающей
преобразовательные секции, и весьма незначительно зависит от
углов а0 и у;
2) сопротивление контура уравнительного тока существенно
зависит от конструкции системы обмоток трансформатора. Для
ограничения уравнительного тока предпочтительна конструкция
обмоток, обладающая отрицательным сопротивлением первого
луча трехлучевой схемы замещения трансформатора хР Послед¬
нее условие выполняется при значении коэффициента расщепле¬
ния обмоток, большем четырех, например, в схемах на
рис. 4.4,6; 4.6,6; 4.7, б, г; 4.8,6; 4.9, а; 4.10, в; 4.11,6 с винто¬
выми ВО, в которых уравнительный реактор может не
применяться;
3) при значении xç>10xKK сопротивление реактора можно
считать бесконечным, а уравнительный ток равным нулю;
4) угол естественного отпирания вентилей а0 зависит от
конструкции системы обмоток трансформатора и в безреактор-
ном варианте тем меньше, чем больше сопротивление коммута¬
ции (схемы на рис. 4.4,6; 4.6,6; 4.7,6 с винтовыми ВО);
5) в схемах с реактором угол а0 можно принимать равным
нулю, так как хд»хкк.
Из рис. 4.16 видно, что период повторяемости уравнитель¬
ного тока между преобразовательными секциями равен л/3. За
один период напряжения питающей сети уравнительный ток
имеет 6-кратную пульсацию. В соединительных шинах уравни¬
тельный ток на 99% состоит из тока 6-й гармоники. В обмотках
трансформатора уравнительный ток содержит 5, 7 и другие
гармоники с номером 6к +1 (/< = 1, 2 ...), не кратные трем и
зависящие от углов а и у. В табл. 4.4 показаны в долях от
выпрямленного тока преобразовательной секции гармоники
уравнительного тока в обмотках трансформатора, питающего
диодный преобразователь при угле а = а0, близком к нулю, и с
различными сопротивлениями контура уравнительного тока.
214
Тя fi пипа 4.4. Отношение действующего значения Л-й гармоники уравнительного
(. ЛА
*дк 2/
Номер гармоники
5
7
11
7,
0Ü
0
СО
0
СО
0
Лю¬
бое
0,1
0,9
Лю¬
бое
0,1
0,9
Лю¬
бое
0,1
0,9
10
15
20
25
30
—
0,1237
0,0687
0,0449
0,0298
0,0174
0,2037
0,1787
0,1864
0,1768
0.1628
—
0,0129
0,0009
-0,012
-0,0144
-0,0088
0,1326
0.1043
0,1405
0,0933
0,0792
—
-0,0127
-0,0093
-0,0157
-0,0034
-0,0015
-0,001
-0,0037
-0,0045
-0,0065
-0,0047
Номер гармоники
13
17
19
7-
0
СО
0
ОС
0
-Ѵ1/Ѵк
Лю¬
бое
0,1
0,9
Лю¬
бое
0,1
0,9
Лю¬
бое
0,1
0,9
10
15
20
25
30
—
-0,0093
-0,0058
-0,0037
-0,0023
-0,0011
-0,0038
-0,0041
-0,0045
-0,0046
-0,0026
—
0,0133
0,0089
0,0057
0,0049
0,0049
0,0537
0,0301
0,0198
0,0187
0,0187
—
-0,0063
-0,0019
0,0004
-0,0004
0,0294
0,0133
0,0110
0,0113
0,0103
Знак плюс в таблицах означает совпадение фаз гармоник
уравнительного и нагрузочного токов. Из табл. 4.4 видно, что в
безреакторном варианте (xq/xKK = 0) 12-фазного преобразователя
в ВО трансформатора существенно возрастают значения 5-й и
7-й гармоник. Значения некоторых гармоник уменьшаются, так
как в уравнительном токе они направлены противоположно
гармоникам нагрузочного тока. Знание значений и фазовых
сдвигов гармоник уравнительного тока позволяет рационально
215
проектировать обмотки и отводы трансформатора, а также
определять общие и местные потери в отдельных его узлах.
Следует отметить, что наличие уравнительного тока снижает
коэффициент мощности и делает более крутой внешнюю
характеристику.
4.5. РАСЧЕТ ТОКОВ, НАПРЯЖЕНИЙ И МОЩНОСТЕЙ
Если в техническом задании на трансформатор указаны
выпрямленное напряжение Ud и выпрямленный ток нагрузки Ц,
то целесообразно напряжения обмоток определять из формул
для внешних характеристик преобразовательных секций, питае¬
мых от частей, соединенных в звезду и треугольник.
Из (4.22) при условии Ц = Іл + Ій^ и Іа =Ц^ — Щ2 амплитуда
линейного напряжения XX части ВО, соединенной в звезду,
С7К+А С7в-4-—
U»mv= . (4.35)
Действующее значение фазного напряжения в режиме XX
равно:
°<|>И) r~ + f-idXK,KÏ- (4-36)
3 vzo 2^/6
Из (4.23) действующее значение напряжения XX части ВО,
соединенной в треугольник, равно:
°<1>ао ~т= ьidxK,^- (4-37)
6^/6
Напряжения, определенные по (4.36) и (4.37), являются
ориентировочными и служат основой для расчета вариантов
трансформатора, выбора диаметра магнитопровода, подбора
чисел витков частей ВО (wA»^/3wj) и СО. После выбора числа
витков обмоток фазные напряжения XX частей ВО уточняются
по формулам
= ^2Д0 = ИД- (4-38)
Выпрямленные напряжения преобразовательных секций в
режиме XX уточняют соответственно по формулам
^<юд=—~ ^2до! ^d№ =^— С210. (4.39)
71 Л
Так как условие wa = ^/3m; обычно соблюдается с точно¬
стью до 1%, то и выпрямленные напряжения преобразова-
216
тельных секций UdOl и Ud0A отличаются друг от друга столь же
мало. При расчете активные сопротивления частей ВО преобра¬
зовательных секций и ошиновки частей звезды и треугольника
принимают одинаковыми. Падения напряжения на вентилях
этих частей ВО также считают равными.
Тогда из уравнений внешних характеристик преобразо¬
вательных секций (4.22) и (4.23) при условии Id = /Л + Id&
выпрямленные токи преобразовательных секций будут соответ¬
ственно равны:
j _j -ѵк,кЛ ( Ц10д — UІОУ ) л ■ (4 40)
d' З.гк кі+.гккД З.гк>11і+.гккД ’
Хк.кД j Д<ІОЛ ^-<101 )Л
Зхк.к1 +-Ѵк.кД 3.Vk K) “Ь-Тц кД
(4.41)
В случае отсутствия уравнительного тока между преобразо¬
вательными секциями действующее значение линейных токов
частей ВО определяют так же, как и в трансформаторах,
питающих трехфазные мостовые преобразователи с 6-фазным
режимом выпрямления. Если углами коммутации можно
пренебречь, то линейные токи соответственно равны:
^=^4 = 0,816/^; (4.42)
/7
^=^^ = 0,816/^. (4.43)
Углы коммутации для преобразовательных секций, питае¬
мых от частей, соединенных в звезду и треугольник, обычно
определяют по формулам
у, = arccos ( 1 - 2Wk-k) ) ; (4.44)
Уд = arccos [ I — . (4.45)
у з с',1тД j
Действующие значения линейных токов частей ВО с учетом
углов коммутации соответственно равны:
(4.46)
(4-47)
где у, и уд—углы коммутации, рад.
217
Действующее значение тока СО зависит от конструкции и
расположения системы обмоток на стержне и, в частности, от
взаимного расположения параллельных ветвей сетевой обмотки
и частей вентильной обмотки [4.6, 4.7]. Для расчета токов каж¬
дой параллельной ветви СО мгновенные значения тока каждой
части ВО представляют в виде рядов Фурье. На рис. 4.17
изображены мгновенные значения токов частей ВО при у = 0
соединенной как в звезду (рис. 4.17, а), так и в треугольник
(рис. 4.17, б). Мгновенные значения тока части ВО, соединенной
в звезду, описываются рядом Фурье
2,/3/Л1 / . sin5a>/ sin7a>/ . sinllwr...
li =^-—- sin COZ -
7t \ 5 7 11
(4.48)
а части ВО, соединенной в треугольник,
2L I . sin5a>r sin 7см , sin 11 юс
/д = — smcoZ+
71 \ Э / 11
Значения отдельных гармоник при q = Q, 1, 2, 3... соответ¬
ственно равны:
для тока части, соединенной в звезду,
ікі œs(6,±l)n/6sin(6g± 1)ю/. (4 50)
для тока части, соединенной в треугольник,
. _ 2/dA sin (6<7 +1) at
lkA it 6ç±l
где q = Q, 1, 2, 3...; Æ = 6ç+1.
Если пренебречь влиянием тока XX трансформатора, то ток
СО определяют из условия равенства по каждой гармонике
мгновенного значения МДС сетевой обмотки сумме мгновен¬
ных значений МДС частей ВО. Относительное распределение
любой гармоники тока 6-фазного режима нагрузки одной части
ВО по параллельным ветвям обмоток определяется в режиме
КЗ этой части. Следует иметь в виду, что значения сопро¬
тивлений КЗ изменяются в зависимости от частоты. Одна¬
ко отношения этих сопротивлений для каждой частоты из¬
меняются незначительно, так как для большинства конту¬
ров 7?«схк, а при R = Q это отношение постоянно. Поэто¬
му сначала определяют токораспределение по параллельным
ветвям СО в опыте КЗ части ВО, соединенной в звезду, а за¬
тем в опыте КЗ части, соединенной в треугольник. Дейст¬
вующие значения токов параллельных ветвей первого опыта
обозначают
Л, Г2, Г3, ..., Д, ..., Гт. (4.52)
218
Рис. 4.17. Мгновенные значения тока частей ВО:
а—соединенной в звезду; б -соединенной в треугольник
Точки параллельных ветвей во втором опыте обозначают
/Ï, Гі, Гі, П, ГЬ. (4.53)
В общем случае СО может иметь тв параллельных вет¬
вей. В особо сложных конструкциях токи рассчитывают
на ЭВМ.
Разделив полученные токи на среднее значение тока ветви,
получают
кі=^, к'2=^- ...; к’т^- (4.54)
'со 'со 'со
^2=—; , (4.55)
Ао Аю Аю
где Ісо — ток СО в опыте КЗ части.
Мгновенное значение тока любой параллельной ветви СО с
учетом (4.35) и (4.36) при условии Id. = IdN = 0,5/d и отсутствии
уравнительного тока между преобразовательными секциями
равно:
. „ч sin llœz
+ (Km + fcm)— h...
(4.56)
где n^w^/wt—коэффициент трансформации.
Действующее значение тока любой параллельной ветви СО
определяется из выражения
219
(4.57)
Действующее значение тока СО определяют как сумму токов
параллельных ветвей СО:
т
Ico=tlmi. (4.58)
1
Мощность СО равна:
т
*^і = 3[71ф/со = 3(71ф^/соі. (4.59)
1
Типовая мощность трансформатора, определяемая как полу¬
сумма мощностей СО и ВО, равна:
т
„ „ ЗС/1ф^/соі+UOSPjo
Л1+О2 1
т 2 2
(4.60)
Наиболее распространенные и применяемые системы обмо¬
ток, имеющие не более двух ветвей СО, представлены на
рис. 4.4, «, д, 4.5,6, 4.11, в. Трансформаторы с четырьмя парал¬
лельными ветвями при симметричном расположении обмоток и
равномерном делении тока между симметрично расположенны¬
ми параллельными ветвями эквивалентны трансформаторам с
двумя параллельными ветвями.
В трансформаторах, когда каждая часть ВО располагается
на том же уровне, что и половина высоты всех параллельных
ветвей СО (рис. 4.11, в), и в случае, когда СО содержит всего
одну ветвь (рис. 4.9,6, в), а /лЕ=1, справедливы соотношения
km —km, к^ + к^=\\ k^ — km = Q.
Для этих условий при у = 0 действующее значение тока СО
определяют по формуле
Обычно гармониками с порядковыми номерами выше 13
пренебрегают, так как это вносит погрешность менее 0,5%, и
действующее значение тока СО определяют по соотношению
Zco = 0,789Zrf/n. (4.62)
Для поэтажных конструкций системы обмоток на рис. 4.5,6,
4.10,6, 4.12,6, в которых одна часть ВО расположена на одном
уровне по высоте обмоток с одной параллельной ветвью СО,
справедливы соотношения к^к^, к^—к"^0; к^,+к"^\. Вели-
220
чина к;п — к^ зависит в основном от конструкции ВО, так как СО
выполняют, как правило, катушечной непрерывной. При выпол¬
нении ВО винтовой с совершенной транспозицией параллельных
ветвей, исключающей уравнительные токи в режимах коммута¬
ции, указанная разность изменяется в пределах 0,8 -1. Если
параллельные ветви ВО расположены так, что в опытах КЗ
коммутации в них протекают уравнительные циркулирующие
токи, например, как это имеет место при применении двойных
дисковых катушек, то разность к^ — к^ изменяется в пределах
0,2—0,6. Если удовлетворяется условие к,'п — &" = 0,4, то дейст¬
вующее значение тока СО определяют по формуле
7СО = 0,794/«//ст. (4.63)
При выполнении условия к,'п — к " = 1 действующее значение
тока СО равно:
/co = 0.816/d/n. (4.64)
В табл. 4.5 приведены значения расчетного коэффициента
Ісоп/Іа в зависимости от разности коэффициентов к'т — к^ и угла
коммутации для конструкции СО с двумя параллельными
ветвями. Погрешность расчета не превышает 1%.
Мощность СО, так же как и ток, зависит от конструкции
обмоток. Согласно данным табл. 4.5 следует, что
Sj =(0,995 =1,05) Pd 0; (4.66)
5t=É1±^=(1,023 = 1,05) Pd0. (4.67)
Все основные формулы расчета параметров трансформатора
для 12-фазной схемы преобразования и значения соответствую¬
щих коэффициентов приведены в табл: 4.6.
При наличии уравнительного тока между преобразователь¬
ными секциями действующие значения токов частей ВО транс¬
форматора изменяются. Расчет в этом случае выполняют, учи¬
тывая гармонический состав тока нагрузки и уравнительного тока.
Таблица 4.5. Зависимость расчетного коэффициента ксв тока СО (kCB = lBBnlld)
от к^,—к™ при различных конструктивных исполнениях обмотки
Ï1
0
0,2 0,6
0,8 1
Рис. 4.4, а, д, 4.11, в;
ВО —любая
Рис. 4.5,0, 4.10,6, 4.12,6;
ВО - дисковая
Рис. 4.5,6, 4.10,6, 4.12,6;
ВО - винтовая
0
0,789
0,794
0,816
10
0,784
0,789
0,807
20
0,779
0,784
0,794
30
0,774
0,779
0,789
221
Таблица 4.6. Основные коэффициенты расчета трансформаторов для преобра¬
зователей с 12-фазным режимом преобразования
Коэффициент
Значение
кі —
K^ — SïlPdO
к5 = $і/Р<10
к6 = $т/Р<10
К? —
6,do£tOîK%
1—COST
** = v^7100
2,34(A)
1,35 (Л)
0.816(A)
0,476 (Л)
0,774—0,816
1,05
0,995—1,05
1,023—1,05
кГоО,25( 1 + ^
1,05
( к„
0,25 1+ —
\ 4
берется из табл. 4.5 в случае, если нхк% приведено к току СО.
С учетом влияния углов коммутации действующие значения
отдельных гармоник токов частей ВО, соединенных в звезду —
Ік) и соединенных в треугольник—Ік^, определяют соответст¬
венно по формулам
Ікк = 2cos — IdjF(k, у);
4л=4л^(^ y);
F (к, у) = [^/înk (k 2 — 1) sin2 y/2] "1 [(cos к y cos y+к sin к. sin y — 1)2 +
+ (fccosfc, sin y — sin y cos y)2]0,5. (4.68)
Таблица 4.7. Отношение действующего значения Æ-той гармоники тока нагрузки
ВО к выпрямленному току преобразовательной секции I Д ! j
у, град
Части, соединенные в звезду
Части, соединенные в треугольник
1
5
7
11
13
1
5
7
11
13
0
5
10
15
20
25
30
0,78
0,78
0,779
0,778
0,777
0,775
0,774
-0,156
-0,155
-0,152
-0.148
-0,143
-0,136
-0,128
-0,111
-0,11
-0,106
-0,101
-0,094
-0,085
-0,075
0,071
0,069
0,064
0,056
0,046
0,036
0,026
0,06
0,058
0,052
0,043
0,033
0,023
0,016
0,45
0,45
0,45
0,449
0,448
0,447
0,447
0,09
0,089
0,088
0,086
0,083
0,079
0,074
0,064
0,064
0,062
0,059
0,054
0,049
0,044
0,041
0,04
0,037
0,032
0,027
0,021
0,015
0,035
0,033
0,03
0,025
0,019
0,013
0,009
222
Рис. 4.19. Погрешность расчета интегральных характеристик при различных
формах кривых тока:
1, 4—соответственно для действующего значения тока и коэффициента искажения для
прямоугольной формы тока; 3, 2—соответственно для действующего значения тока и
коэффициента искажения для трапецеидальной формы тока
Рис. 4.18. Погрешность расчета амплитуд 5-й и 7-й гармоник при различных
формах кривых тока:
1—для прямоугольной формы (5-я гармоника); 2 -для прямоугольной формы (7-я
гармоника); 3—для трапецеидальной . формы (5-я гармоника); 4—для трапецеидальной
формы (7-я гармоника)
Рассчитанные по (4.68) значения приведены в табл. 4.7.
Действующие значения гармоник уравнительного тока в
зависимости от угла коммутации приведены выше в табл. 4.4.
Суммируя одноименные гармоники, определяют действую¬
щие значения токов частей ВО по формуле
Л,л = ѴЛ2 + ^2 + /72+ (4.69)
где 71; /5, І-)...—действующие значения гармоник, номер
которых соответствует индексу.
Следует отметить, что значения гармоник, указанные
в табл. 4.7, приведены для синусоидального изменения то¬
ка в коммутационный период, так как при разложении в ряд
тока упрощенной формы, а именно прямоугольной и тра¬
пецеидальной (рис. 4.17, кривые 1 и 2), погрешность весьма
значительна и ’зависит от угла коммутации. Зависимости
погрешности расчета амплитуд, например 5-й и 7-й гармоник
(основных составляющих тока) от формы тока представлены на
рис. 4.18.
Погрешность расчета интегральных характеристик упомяну¬
тых двух форм тока незначительна (рис. 4.19), и при расчете
действующих значений тока обмоток при отсутствии уравни¬
тельного тока можно использовать формулы (4.46), (4.47), а
также (4.62)—(4.64).
223
4.6. РАСЧЕТ ДОБАВОЧНЫХ ПОТЕРЬ В ОБМОТКАХ
При расчете добавочных потерь от вихревых токов в
трансформаторах для 12-фазных преобразователей необходимо
учитывать сдвиг фаз одноименных гармоник в частях ВО,
имеющих разные схемы соединения: токи гармоник с номерами
k=\lq+\ (g = 0, 1, 2...; к^ — 1) совпадают по фазе, а с
номерами k = Gq + 1 («7=1, 3, 5...) находятся в противофазе [4.8].
Если активные сопротивления параллельных ветвей можно
считать не зависящими от частоты, то распределение тока
любой гармоники совпадает с токораспределением основной
гармоники, определяемым в опытах КЗ. Благодаря этому опыт
сквозного КЗ позволяет определить распределение тока гармо¬
ник с номерами к= 12</+1 (ç = 0, 1, 2...; к^= — 1), совпадающими
по фазе в частях ВО с разными схемами соединения, а режим
КЗ расщепления —гармоник с номерами 6ç+l (<?=!, 3, 5...),
находящимися в частях ВО в противофазе. В схемах указанных
опытов КЗ, осуществленных при токах ВО с действующим
значением, равным действующему значению тока при работе на
преобразователь, определяют:
Рс.оі — потери от вихревых токов основной частоты без учета
вытеснения в і-й обмотке или катушке трансформатора от
осевой (индекс о) составляющей индукции поля рассеяния
в расчетной схеме, соответствующей опыту сквозного (ин¬
декс с) КЗ;
Рс.рі —то же от радиальной (индекс р) составляющей поля
рассеяния;
Рр.оі—потери от вихревых токов основной частоты без
‘учета вытеснения в і-й обмотке или катушке трансформатора о г
осевой составляющей индукции поля рассеяния в расчетной
схеме, соответствующей КЗ расщепления (индекс р);
Рр.рі—то же от радиальной составляющей индукции поля
рассеяния.
Полные добавочные потери от вихревых токов в обмотках
трансформатора с учетом потерь от высших гармоник
п
Рвт= £ (Рс,оі^с.оі+ Рс.рі^с,рі + Рр,оі^р,оі+ Рр,рі^р,рі), (4.70)
і= 1
где п — число обмоток или катушек; X с индексами — коэффи¬
циенты увеличения добавочных потерь от гармоник тока;
Хс>оі—коэффициент в і-й катушке или обмотке от осевой
составляющей индукции поля рассеяния гармоник с номерами
A = 12ç+1 (q = G, 1, 2...; —1), токораспределение которых
идентично распределению основной гармоники в опыте сквоз¬
ного КЗ; Хс.р,-—то же от радиальной составляющей индукции
поля; Хр оі— то же от осевой составляющей индукции поля
рассеяния гармоник с номерами Х = 6<?-|-1 (#=1, 3, 5...),
224
токораспределение которых идентично распределению основной
гармоники в опыте КЗ расщепления; Хр>рі— то же от радиаль¬
ной составляющей индукции поля рассеяния.
Указанные коэффициенты зависят от соотношения амплитуд
токов гармоник и геометрических размеров проводников
следующим образом:
œ / , . \ 2 œ
коі = Z квкоіГ-±) ; Xspi= Z
fc=l.ll 12g± 1 \ 7 / k = 1,11,12g± 1
œ / \ 2 со
K.oi= Z квкоД-Л ; Xp.pi= Z ÆBfcpi
fc=5,7 6q±1 \ 1 / fc = 5,7 6q±1
(4.71)
где Ik—действующее значение Æ-й гармоники тока части ВО;
I—действующее значение несинусоидального тока части ВО
при работе на преобразователь; кккоі—коэффициент вытеснения
тока А'-й гармоники в проводниках г-й катушки от осевой
составляющей индукции поля рассеяния; квкрі—то же от
радиальной составляющей поля рассеяния.
Эти коэффициенты определяют по следующим формулам;
коі = В
Z? — І(П
+ -Ме Ф‘₽
с
(4.72)
(4.73)
где
^=(j+1)(j + 1); ₽к = 0/8“; Ѵк = й/8- §к = 8/^
л . sin Вк л sin ѵк
Фк₽=т — arctg——; фкѵ=- — arctg——
4 sh рк 4 sh ѵк
j _ 6(shpK- sin pK) _ 6(sh vK—sin vK)
Р’ (ch pK + cos рк) ’ v’ (ch vK+cos vK) ’
/chPx-c°s P«~. /ch vk—cos vk
Рк "у ch PK+cos PK ’ vK -Ç ch v^+cos vK ’
PK—относительный размер провода для к-й гармоники тока в
осевом направлении; b—размер провода в осевом направлении,
с—размер канала между проводами в осевом направлении;
ѵк — относительный размер провода для к-й гармоники в
радиальном направлении; а—размер провода в радиальном
225
15—898
Рис. 4.20. Номограммы коэффициентов Хс о; и Хр о1- при разных у:
I а/е=0; 2—аіе=0.5: 3—а/е=1; 4 а!е=5-, 6—о/е=10; 7—о/е=100
направлени; е — размер канала между проводами в радиальном
направлении; 8к—глубина проникновения электромагнитной
волны к-й гармоники; 8 — глубина проникновения электромаг¬
нитной волны основной гармоники (для меди при частоте 50 Гц
и температуре 75' С 8= 11,5 мм).
В целях сокращения времени расчета добавочных потерь при
несинусоидальном токе можно пользоваться номограммами
коэффициентов Хс.оі, Àc.pi, Хр.оц Хр.рі, представленных на
рис. 4.20 и 4.21. Коэффициенты даны для несинусоидальных
226
токов при ос = О и бесконечно большой индуктивности уравни¬
тельного и сглаживающего реакторов в зависимости от угла у,
геометрических размеров проводов, каналов между ними, а
также от значений ѵ и |3, характеризующих относительные
размеры проводов для основной гармоники. Номограммы на
рис. 4.20 справедливы при Ь/скО. Если b/cæl, то при всех
значениях отношения а/е следует пользоваться кривыми 2, при
b/c^-S—кривыми 1. Номограммы на рис. 4.21 справедливы
также для а/е ~ 0. Если а/е ~ 1, то при всех значениях отношения
227
bl с следует пользоваться кривыми 2, а в случае —кривы¬
ми 1. Номограммы на рис. 4.20 и 4.21 позволяют с достаточной
степенью точности рассчитать добавочные потери при а#0.
В этом случае коэффициенты Хс.оі, Хс.рі, Xp.oî, Хр,р/ вычисляют в
зависимости от эквивалентного угла у0, который определяют по
кривым на рис. 4.22.
По изложенной методике рассчитывают как общие добавоч¬
ные потери от вихревых токов в обмотках, так и местные
потери в любой /-й катушке. Наиболее опасной и нагреваемой
областью в обмотках трансформатора для 12-фазного преобра¬
зователя является зона «стыка» частей ВО, имеющих разные
схемы соединения при поэтажном их расположении [4.9—4.11 ].
Это объясняется наличием радиальной составляющей индукции
поля рассеяния высших гармоник с номерами, равными 6</+І
(<7=1, 2...), на стыке частей с разными схемами соединения
из-за сдвига этих гармоник в токах нагрузки частей на 180°.
Особенно существенно влияет радиальная составляющая индук¬
ции на стыке частей в поэтажной конструкции ВО, когда части
ВО чередуются в осевом направлении, располагаясь одна под
другой, а параллельные ветви каждой части также расположены
вдоль высоты обмотки, как это имеет место, например, при
применении двойных дисковых катушек. Распределение гармо¬
ник тока с номером 6<?+1 (<?=1, 2, 3...) по параллельным
ветвям в опыте КЗ расщепления совпадает с распределением
указанных гармоник тока при нагрузке преобразователя. На
рис. 4.23,6 представлена кривая распределения тока в опыте КЗ
расщепления в ВО конструкции и геометрии системы обмоток
трансформатора ТДНП-25000, изображенной на рис. 4.23,«.
Каждая часть содержит 12 параллельных ветвей, расположен¬
ных по высоте обмотки. Хорошо видно, что почти весь ток каж¬
дой части сосредоточен в параллельных ветвях, расположенных
на стыке разных частей. Поэтому поле рассеяния гармоник тока
с номером, равным 6<?+1 (<?=1, 2, 3...), в горизонтальном кана¬
ле рассеяния между соседними катушками разных частей доста¬
точно большое и может в 10—20 раз превышать поле рассеяния
соседних катушек конструкции ВО, части которой с разными
схемами соединения переплетены по высоте. Нагрев в катушках
на «стыке» разных частей в поэтажной конструкции ВО может
быть недопустимо высоким. Чтобы выработать меры борьбы с
этим явлением, рассмотрим расчет потерь в катушках, распо¬
ложенных на стыке, более подробно другим способом.
Полные потери в катушках слагаются из основных потерь на
активном сопротивлении, добавочных потерь от вихревых и
циркулирующих токов, обусловленных осевой составляющей
индукции поля рассеяния, и добавочных потерь от радиальной
составляющей индукции поля рассеяния, которая в основном
содержит 5-ю и 7-ю гармоники:
228
Рис. 4.22. Зависимость эквивалентного
угла у0 от угла коммутации у при
различных углах управления а:
1 — а=0':; 2—а=2,5°; 3 -а=7,5’; 4—а =
= 30"
Рис. 4.23. Схема обмоток трансформатора ТДН П-25000 (а) и распределение
тока по параллельным ветвям в режиме КЗ одной части ВО (о)
—+Кд,ос) + (Рііуд+Рііуд) Gi, (4.74)
где I2R— основные потери в рассматриваемой катушке, Вт;
кд,ос—коэффициент, приближенно учитывающий величину до¬
бавочных потерь от осевого поля рассеяния; G)—масса катуш¬
ки, для которой вычисляются добавочные потери, кг; —дейст¬
вующее значение несинусоидального тока, проходящего по z-й
катушке, А.
Значение удельных потерь от вихревых токов в каждой из
катушек, вызванных радиальным полем рассеяния 5-й и 7-й
гармоник,
Р5іуд+Р'7іуд = Ь2 (р5^5іэк5в+ РіВуі^Іь), (4-75)
тг2(5/і)2 л2 (7/J2
где Р5= у—-, Рі= \ , Р5іуд, Рііуд — удельные добавочные
бру бру ’
потери от вихревых токов в z-й катушке от радиальных
составляющих поля рассеяния 5-й и 7-й гармоник соответствен¬
но, Вт/кг: b—-размер провода в осевом направлении (перпенди¬
кулярном радиальной составляющей поля рассеяния), м; р—ко¬
эффициент, учитывающий частоту поля и характеристики
материала провода; /і— частота основной гармоники, 1/с;
р—удельное сопротивление материала, Ом-м; у— плотность
материала провода, кг/м3 (для медного провода у = 8,98х
X ІО3 кг/м3); кв—коэффициент, учитывающий ослабление маг¬
нитного поля внутри проводников катушки из-за влияния
вихревых токов и определяемый по (4.72), (4.73).
229
Индукцию радиального поля рассеяния 5-й и 7-й гармоник в
12-фазном режиме выпрямления в любой точке обмоток
трансформатора определяют по индукции поля рассеяния в
этой точке Ві в опыте КЗ расщепления
^5і = Д’к5> BTl = BiK-j,
где к5, к7— коэффициенты, определяющие отношение действую¬
щего значения тока 5-й и 7-й гармоник в токе частей ВО к
действующему значению несинусоидального тока соответствую¬
щей части ВО.
По известному значению индукции поля рассеяния на трех
указанных выше образующих для любой катушки і ВО
вычисляют значение квадрата эквивалентной индукции по
формуле
(47б)
где Bmli, Вт2і, Вт2і—амплитудные значения радиальных
составляющих поля рассеяния на уровне і-й катушки обмотки
или на середине осевого размера катушки на трех названных
выше осевых образующих, Тл.
Из анализа (4.75) следует, что потери катушек на «стыке»
частей с разными схемами соединения могут достигать больших
значений. В связи с этим разработаны способы снижения
добавочных потерь в катушках на «стыке» частей обмотки с
разными схемами соединения и на торцах обмоток. Одним из
способов снижения местных добавочных потерь и местного
нагрева является увеличение канала между частями обмотки,
соединенными в звезду и треугольник. Как показали исследова¬
ния, увеличение канала между закороченной и разомкнутой
частями обмотки снижает взаимное влияние противоположно
направленных токов катушек, расположенных на стыке этих
частей обмотки. В режиме нагрузки это приводит к снижению
индукции поля рассеяния 5-й и 7-й гармоник. Так, при
увеличении канала с 10 до 40 мм токи в катушках на стыке в
опыте КЗ снижаются в 1,5 раза, а индукция 5-й и 7-й
гармоник — примерно в 2 раза.
Эффективным средством снижения добавочных потерь явля¬
ется использование в зоне стыка частей ВО ферромагнитных
вставок (магнитных шунтов), с помощью которых магнитный
поток может быть направлен так, чтобы он не пересекал
проводник обмотки. Для этого в осевом канале, отделяющем
части обмотки с разными схемами соединения, в местах
установки прокладок устанавливаются магнитные шунты. Экс¬
периментальные исследования в опытах КЗ показали, что
влияние одного магнитного шунта распространяется на зону
40—50 мм от краев шунта, при этом оптимальное расстояние
230
между соседними шунтами составляет 30—40 мм по наружному
диаметру обмотки. При установке магнитных шунтов радиаль¬
ная составляющая индукции поля рассеяния в стыковых
катушках на участке, занятом шунтом, снижается в 6—7 раз,
между шунтами — в 2—2.5 раза.
Ввиду того что значение радиальной составляющей индук¬
ции поля рассеяния на стыке частей ВО в значительной мере
определяется током ближайших к стыку катушек, заметное
снижение радиальных составляющих индукции 5-й и 7-й
гармоник может быть достигнуто за счет снижения тока
указанных катушек. Ток этих катушек существенно зависит от
взаимной индуктивности катушек, принадлежащих разным
частям ВО. Известен ряд конструктивных решений, позволяю¬
щих значительно снизить взаимную индуктивность в зоне
стыка катушек, например, за счет выполнения катушек по
рис. 4.24, а, б. Эффективным является применение в поэтажной
конструкции ВО винтовых и непрерывных обмоток.
Заметим, что добавочные потери от радиального поля
рассеяния зависят от осевого размера провода в квадрате.
Известно, что добавочные потери от осевого поля рассеяния
зависят от радиального размера провода а. Добавочные потери
от вихревых токов будут минимальными в том случае, когда
потери от осевой и радиальной составляющих индукции поля
рассеяния равны. Чтобы добавочные потери от вихревых токов
от радиальной составляющей индукции поля рассеяния в зоне
стыка не превосходили добавочные потери от осевого поля
рассеяния в остальных катушках, осевые размеры провода
стыковых катушек должны отвечать следующему соотношению:
, . / В12„с + 25В52ос+49В72ос
Ѵ5?раД + 25В52рад+49В72рад
где В1ос, В5ос, В1ОС — индукция осевого поля 1-й, 5-й и
соответственно 7-й гармоник; В1рад, В5раа, В1раа —соответствен¬
но индукции радиального поля 1-й, 5-й и 7-й гармоник.
При указанных выше соотношениях гармоник индукции в
осевом и радиальном полях рассеяния осевой размер провода
стыковых, а иногда и торцевых катушек должен быть приблизи¬
тельно в 2.5 раза меньше радиального размера провода
остальных катушек. Достаточно точное значение этого соотно¬
шения в конкретной конструкции трансформатора зависит
также от ширины канала между обмотками. Практически
выполнить указанное соотношение размеров в дисковых катуш¬
ках без применения специального транспонированного провода
не представляется возможным. Однако, как следует из (4.74) и
(4.75), уменьшение осевого размера провода катушек, даже при
значительном отступлении от оптимальных значений этого
231
Рис. 4.24. Варианты выполнения катушек на стыке части ВО с разными схемами
соединения:
а подразделение торцевой катушки на две; б—транспозиция проводников между
подразделенными катушками
размера, дает существенное снижение добавочных потерь в зоне
стыка и на торцах. Практически наиболее простым конструк¬
тивным решением является подразделение каждой из дисковых
катушек в зоне стыка и на торцах на две, выполняемые из
провода вдвое меньшей высоты с соответствующей транспози¬
цией проводников между подразделенными катушками (см.
рис. 4.24,6).
Наиболее эффективным способом снижения добавочных
потерь является переплетение между собой частей ВО, соединен¬
ных в звезду и треугольник, и выполнение обмоток, особенно в
трансформаторах большой мощности и на большие токи, из
транспонированного провода.
4.7. ОСОБЕННОСТИ РАСЧЕТА АВАРИЙНЫХ ТОКОВ
В 12-фазных преобразователях различают такие же аварий¬
ные режимы, как и в 6-фазных: КЗ на шинах плюс—минус, КЗ
на вводах одной части ВО и пробой вентиля в рабочем режиме.
Кроме того, возможно КЗ на вводах обеих частей ВО
трансформатора.
Токи переходного процесса в режиме КЗ на шинах плюс—
минус представлены на рис. 4.25. Длительность проводимости
вентилей составляет около 250'. Одновременно в любой момент
времени проводят ток шесть вентилей: три вентиля одной
преобразовательной секции и три другой. Например, в момент
Ѳі в преобразовательной секции, питаемой от части ВО,
соединенной в треугольник, ток проводят два вентиля анодной
группы и один вентиль катодной, в преобразовательной секции,
питаемой от части ВО, соединенной в звезду, проводят ток два
вентиля анодной группы и один катодной. Трансформатор
оказывается в режиме трехфазного сквозного КЗ. Максималь¬
ного значения токи достигают через 3—4 периода (рис. 4.25), а
не в первом полупериоде, как в режиме сквозного КЗ
трансформатора. Поэтому по сравнению с последним режим КЗ
на шинах плюс—минус более легкий и электродинамическую
VI, ѴЗ, Ѵ5—токи вентилей; ВО ток закороченной части ВО
стойкость трансформатора определяют из режима сквозного КЗ
на вводах трансформатора.
Наиболее часто встречающимся в эксплуатации аварийным
режимом ПТ является пробой вентиля. Токи в фазах части ВО,
соединенной с пробитым вентилем К5 (см. рис. 4.13), представ¬
лены на рис. 4.25, из которого видно, что при пробое вентиля
трансформатор оказывается в режимах поочередного двухфаз¬
ного и трехфазного КЗ.
Установившийся ток КЗ наступает через 3—4 периода после
момента пробоя, увеличиваясь за счет экспоненциального роста
постоянной составляющей тока в ветви с пробитым вентилем,
при этом максимальное значение тока не превышает значения
ударного тока КЗ одной части ВО при работе трансформатора
на XX, что видно из сопоставления кривых Ѵ5 и ВО на
рис. 4.25.
Поэтому ток закороченной части рассчитывают по формуле
с использованием частичного напряжения КЗ коммутации. В то
же время на «здоровой» части ВО значение напряжения не
остается неизменным. Степень изменения напряжения на ней
зависит от конструкций и взаимного расположения частей всех
обмоток на стержне магнитопровода. В соответствии с трехлу¬
чевой схемой замещения, рассмотренной в 4.1, изменение
напряжения на «здоровой» части
ДП=/к,3х1=-^х1. (4.78)
С учетом (4.4) и (4.8) формулу (4.78) для расчета выразим
через коэффициент расщепления кр:
233
ли=и2
\-кр!4_ц 4-к„
1+Кр/4 24 + кр‘
Тогда ток «здоровой» части будет равен:
и2-ьи _U2-bU
х/(Л„ + к) 2 + -V,2.,
(4-79)
(4.80)
где R„— активное сопротивление нагрузки, Ом; RK K — активное
сопротивление контура коммутации. Ом.
Номинальный ток части в рабочем режиме равен:
г и2
7ном, ч —• (4.81)
Коэффициент изменения тока нагрузки ки в
части ВО по отношению к номинальному
_(и2-ли) Д(/
Г\ И — 1 ,
Ü2 U2
С учегом (4.79) из (4.81) получим
«здоровой»
(4.82)
(4.83)
Таким образом, ток «здоровой» части ВО при КЗ равен:
Из формулы (4.84) видно, что ток «здоровой» части по сравне¬
нию с током в рабочем режиме может не только уменьшаться, но
и увеличиваться. Это происходит в трансформаторе с конструк¬
цией обмоток, имеющей индуктивные сопротивления xKiK>2kK.
Чем больше это неравенство, тем больше ток «здоровой» части.
Для расчета электродинамической стойкости трансформато¬
ра кроме общего тока в каждой части определяют также
значения токов по параллельным ветвям: сначала в режиме КЗ
одной из частей рассчитывают токораспределение по параллель¬
ным ветвям всех частей с учетом направления циркулирующих
токов в них, затем определяют распределение тока по
параллельным ветвям в режиме нагрузки и, наконец, алгебраи¬
чески суммируют токи этих двух режимов во всех ветвях. Если
необходимо рассчитать режим КЗ на вводах одной части ВО
при холостом режиме другой части (например, включение
трансформатора на XX при случайно оставленной закоротке на
вводах одной части ВО), то токи рассчитывают по (3.141) при
условии, что токи нагрузки «здоровой» части 7зд = 0. Необходи¬
мо учитывать также циркулирующие токи в параллельных
ветвях «здоровой» части обмотки.
234
ОСОБЕННОСТИ КОНСТРУКЦИИ И РАСЧЕТА
ТРАНСФОРМАТОРОВ С РПН
5.1. РАСЧЕТ ЧИСЛА ВИТКОВ РЕГУЛИРОВОЧНОЙ ОБМОТКИ И ТИПОВОЙ
МОЩНОСТИ ТРАНСФОРМАТОРОВ С УЧЕТОМ ГЛУБИНЫ РЕГУЛИРОВАНИЯ
Наиболее сложную задачу представляет собой проектирова¬
ние трансформаторов со встроенным глубоким регулированием
напряжения, превышающим 20% номинального. К таким
относятся, например, трансформаторы для электролизных про¬
изводств, общая глубина регулирования напряжения в которых
составляет около 80—85% номинального (Сном). Указанная
глубина обеспечивается тремя диапазонами регулирования,
получаемыми за счет пересоединения СО с треугольника на
звезду и ветвей СО из параллельного в последовательное (см.
табл. 1.7 и 1.8). Наибольший диапазон обеспечивается при
параллельном соединении ее ветвей и включении СО в
треугольник. Изменение напряжения осуществляется путем
поочередного подключения ступеней регулировочных витков,
выделенных в отдельную регулировочную обмотку (РО), после¬
довательно соединенную с СО. При числе витков регулировоч¬
ной обмотки wpo, равном числу витков сетевой wco, этот
диапазон составляет около 50% номинального напряжения.
Второй диапазон регулирования при включении СО в звезду и
соединении ее ветвей параллельно обеспечивает 25% UHOM.
Третий диапазон при включении СО в звезду и соединении ее
ветвей последовательно составляет около 10% Сном-
Значение диапазона регулирования в процентах обозначают
АС%, и оно равно:
АС% = и2^~и2"“" ЮО, (5.1)
Uïmax
где U2max— максимальное вторичное напряжение в диапазоне,
В; C2min—минимальное вторичное напряжение в диапазоне, В.
Выражая напряжения U2max и U2min через числа витков, получаем
АС= и’р° 100. (5.2)
Wco + Wpo
Минимальное число витков на стороне СО для обеспечения
U2max при пониженном на 5% напряжении сети равно:
... 0,95С/1ном>ф /с эх
ИД — w2- vP-j)
2ном,ф
Максимальное число витков на стороне СО для обеспечения
U2min в диапазоне наибольшего изменения вторичного напряже¬
ния при номинальном напряжении сети равно:
235
100
И"юх 100-Д[/И1’
(5-4)
В то же время справедливо соотношение
М'тах И'со “Ь П ро, (5-5)
где и'со число витков СО; и’ро — число витков РО.
В положении переключающего устройства, обеспечивающем
включение числа витков и’І5 к СО подключена, как правило,
одна ступень с числом витков, равным 0,05 исо. Учитывая это,
число витков СО равно:
1
И’ = И',.
1,05 1
(5-6)
Из (5.5) следует, что
Про ^тах ИС(). (5.7)
При равенстве чисел витков в каждой ступени регулирова¬
ния, кроме включенной при пониженном напряжении питающей
сети, справедливо соотношение
и’ро —0,05и’со
ист = :
п— 1
(5-8)
где п — число положений переключающего устройства.
При включении «грубой» ступени число витков РО превы¬
шает суммарное число «тонких» ступеней РО на число витков
одной ступени wCT, и число витков «грубой» ступени определяют
следующим образом:
П + 1
И’грсі 2 И^ст* (5.9)
Следует иметь в виду, что при разных числах витков в
ступенях РО получаются неравные значения напряжения. Требо¬
вание обеспечения равенства напряжения ступеней в определен¬
ной зоне достигают, учитывая гиперболическую зависимость
вторичного напряжения от числа включенных витков со
стороны СО, перераспределением числа витков и увеличением
числа разных ступеней.
В схеме с двумя «грубыми» ступенями расчет чисел витков
СО и РО проводят аналогично изложенному. Число витков
второй грубой ступени
(п—1)/4
Игр, с2 И'Гр.с1+ И’ст. (5.10)
1
Наличие отдельной РО увеличивает размеры трансформато¬
ра, потери и расход материалов на его изготовление. Увеличе¬
ние этих показателей принято отражать в росте типовой
236
мощности трансформатора, которая тем больше, чем больше
регулировочных витков.
Типовая мощность трансформатора со встроенным РПН и с
трехфазной мостовой схемой выпрямления
0.5 (гоо-дтУо)^
100—Д [/% :
(5.11)
где Si—мощность СО, кВ А.
В схеме выпрямления две обратные звезды с уравнительным
реактором
0,5 [(і+х/2) 100-х/2Д(/%]
100—Д17%
(5.12)
Иногда регулирование напряжения осуществляют с по¬
мощью автотрансформатора. Такое регулирование напряжения
значительно увеличивает мощность трансформаторного обору¬
дования преобразовательных установок. В этом случае суммар¬
ная типовая мощность для трехфазной мостовой схемы
преобразования
(5.13)
Для схемы две обратные звезды с уравнительным реактором
дг/%
100
(5.14)
Значительно более экономичным во многих случаях является
РПН непосредственно ПТ, так называемое «встроенное» РПН.
Для мостовой схемы преобразования и схемы две обратные
звезды с уравнительным реактором при глубине регулирования
до 50% типовая мощность трансформатора со встроенным
РПН меньше суммы типовых мощностей регулировочного
автотрансформатора и трансформатора без РПН. В трансфор¬
маторах с разными схемами преобразования при равных
мощностях СО мощности ВО не равны. В частности, в
трансформаторе со схемой соединения ВО две обратные звезды
с уравнительным реактором мощность ВО в ^/2 раз больше
мощности ВО трансформатора с мостовой схемой выпрямле¬
ния. Поэтому для сравнения вариантов систем регулирования
напряжения по расходу материалов, по размерам и потерям
электрической энергии пользуются понятием приведенной мощ¬
ности. Суммарная мощность регулировочного автотрансформа¬
тора и ПТ, приведенная к типовой мощности ПТ, для мостовой
схемы
237
Таблица 5.1
дц%.
Регулирование автотрансфор¬
матором
Встроенное РПН грансформатора
S'/Pdo ДЛЯ схем
Wpo/wCo
('<5)
S'/Pdo Для схем
мостовая
две обратные
звезды
мостовая
две обратные
звезды
10
1,1798
1,415
0,11
1,04
1,25
20
1,299
1,555
0,25
1,1
1,3
30
1,405
1,678
0,43
1,16
1,37
40
1,502
1,789
0,67
1,24
1,45
50
1,596
1,896
1
1,36
1,56
60
1,682
1,996
1,50
1,53
1,73
67
1,737
2,06
2
1,69
1,9
70
1,765
2,093
2,33
1,79
2
75
1,807
2,137
3
1,99
2,22
80
1,845
2,186
4
2,28
2,51
(5.15)
для схемы две обратные звезды с уравнительным реак¬
тором
ді/%13 '
200
(5.16)
Приведенные мощности трансформаторов со встроенным
РПН для мостовой Схемы и схемы две обратные звезды с
уравнительным реактором соответственно равны:
(5-17)
ÇZ _1+ч/2 /Г(1 + Ѵ/2)100-Ѵ/2Аі/%’|3 „
2 \L (1+ѵ2)(Ю0-ДІ/%) J
В табл. 5.1 приведены основные соотношения для двух
вариантов, где обозначено: Рй§—мощность преобразовательно¬
го агрегата; и!ро — число витков РО; нсо—число витков СО. По
данным табл. 5.1 и формулам (5.17) и (5.18) на рис. 5.1
построены зависимости мощности трансформаторного оборудо¬
вания, приведенной к типовой, в функции глубины регулирова¬
ния. Из этих графиков видно, что встроенные РПН выгоднее
применять при мостовой схеме выпрямления до глубины
регулирования 68%, а для схемы две обратные звезды с
уравнительным реактором—до 78%. Это справедливо для
238
Рис. 5.1. Зависимости мощности трансформаторного оборудования от диапазо¬
на регулирования напряжения:
а- -мостовая схема; б схема две обратные звезды; / — регулирование автогрансформато-
ра: 2- встроенное РПН: приведенные мощности; типовые мощности
случаев, когда можно пренебречь ростом расхода материалов и
размеров, связанных с повышением класса изоляции.
В целях повышения фазности преобразования трансформа¬
тор с РПН может быть выполнен со схемой соединения
обмоток, изображенной на рис. 5.2 [5.1, 5.2]. Сетевую обмотку
соединяют в треугольник с продолженными сторонами. Число
витков фазосдвигающей обмотки выбирают из условия получе¬
ния при номинальном положении переключающих устройств
углов сдвига фазовых напряжений в трансформаторах относи¬
тельно напряжения сети на +7,5°. Это позволяет на ВО
трансформаторного агрегата, состоящего из двух единиц,
получить четыре трехфазные системы напряжений, сдвинутые
между собой на углы 0, 15, 30 и 45°, что обеспечивает
24-фазный режим преобразования. В процессе регулирования в
рабочем диапазоне напряжения углы сдвига напряжений обмо¬
ток трансформаторов изменяются незначительно. Например,
при глубине регулирования, равной 20% [/ном и соответствую¬
щей диапазону технологического изменения напряжения некото¬
рых электролизных производств, угол изменяется от 15' в
номинальном режиме до 12° при введенной РО. Поэтому при
регулировании напряжения в этих пределах по воздействию на
питающую сеть обеспечивается 24-фазный режим преобразо¬
вания.
Определим типовую мощность трансформатора с РПН со
схемой соединения СО в треугольник с продолженными
сторонами. На рис. 5.3 изображена векторная диаграмма
напряжений частей СО такого трансформатора. Из векторной
диаграммы на рис. 5.3 имеем
_£п__ 14 =2£е, (5 19)
sm 8 ^/з sin (30 -8) Jï
239
Рис. 5.2. Схема соединения
фазностью, равной 24
обмоток трансформатора с
где Uо—напряжение основной части СО; Сп—напряжение
продолженной части СО; Uc — напряжение сети; 8—требуемый
угол сдвига фаз.
Напряжения частей СО Uo и Сп согласно (5.19) соответствен¬
но будут равны:
t/o = 2Ccsin(30 -8); Cn=^sin8. (5.20)
Мощность одной фазы СО трансформатора со схемой
соединения треугольник с продолженными сторонами
3
*5*Лавто COS 8 -р 11 J 2sm 8
(5.21)
2
где S6=I^Ult— базовая мощность одной фазы обмотки,
соединенной в звезду или треугольник.
Коэффициент увеличения мощности обмотки, зависящий от
угла сдвига 8, -согласно (5.20), (5.21) равен:
/ /з \
КуДавто = СО8 8+ I 1 - 1 2 SHI 8.
(5.22)
При соединении обмотки в зигзаг коэффициент увеличения
типовой мощности обмотки трансформатора равен:
240
Рис. 5.3. Векторная диаграмма
напряжений СО, соединенной в
треугольник с продолженными
сторонами
Kyz = cos8-|—^=sin8. (5.23)
л/з
Учитывая, что ST = 0,5^5,, где і—число обмоток, а также
выражения (5.22) и (5.23), выразим типовую мощность транс¬
форматора в зависимости от схем соединения обмоток. Для
трансформаторов со схемами соединения обмоток, обеспечи¬
вающими 12-фазный режим выпрямления, и СО, соединенной в
треугольник с продолженными сторонами (см. табл. 1.4, схемы
5, 6), получим
5Т = 0,5 (2+cos 8 + 0,578 sin 8) 5т,б = ку5т,б, (5.24)
где 5т б—базовая типовая мощность трансформатора, опреде¬
ляемая с учетом коэффициента к5 из табл. 5.1 по формуле
ST,6 = ^5‘^i- (5.25)
Для трансформаторов со схемами соединения 3 и 4 в
табл. 1.4 имеем
ST=0,25 (3 + cos 8 + 0,27 sin 8) ST>б = ку5т,б. (5.26)
Значения коэффициента увеличения типовой мощности транс¬
форматора кт у в зависимости от схемы соединения обмоток
приведены в табл. 5.2.
Схему треугольник с продолженными сторонами применяют
в диапазоне изменения угла сдвига между напряжениями от 0
Таблица 5.2. Значения коэффициента увеличения типовой мощности транс¬
формагора кту
Схема соединения
обмогок
кт,у при углах
сдвига Ô, град
7,5
15
22,5
30
37,5
45
52,5
60
дапт„/уд
1,013
1,018
1,013
1
—
Z/УД
1,033
1,058
1,073
1,078
1,073
1,058
1,034
1
Д/УДДавто Давго
1,007
1,009
1,007
1
—
—
—
—
Д,удгг
1,017
1,022
1,036
1,039
1,036
1,029
1,017
1
241
16-898
до 30°. При угле сдвига 0г она совпадает со схемой
треугольник, а при 30°—со схемой звезда. Максимальную
мощность, равную 1,018 5Ті6, трансформатор со схемой
соединения сетевой обмотки треугольник с продолженными
сторонами имеет при угле сдвига 15°. Для 24-фазной схемы
выпрямления типовая мощность по сравнению с трансформато¬
ром 12-фазной схемы выпрямления увеличивается всего на 1%.
Типовая мощность трансформатора с РПН и сетевой
обмоткой, соединенной в треугольник с продолженными сторо¬
нами (рис. 5.2), с учетом (5.11), (5.24) и (5.25) в зависимости от
глубины регулирования определяется по формуле
е _ Ю0+куДавто(100—АІ/%)
тАавт°-ном 2(І00-Д{/%) Л1 • (5’27)
5.2. КОНСТРУКЦИЯ ОБМОТОК И ИХ РАСПОЛОЖЕНИЕ
В § 4.1 указывалось, что одними из основных задач проек¬
тирования трансформатора являются выбор конструкции и рас¬
положение частей обмоток в окне магнитопровода. Поскольку
индуктивные сопротивления частей и ветвей обмоток взаимо¬
связаны, то в трансформаторе с РПН для 12-фазного преобра¬
зователя со схемами соединения Д(У)/ДУ задача конструирова¬
ния усложняется, так как добавляется концентр с регулировоч¬
ными витками, от расположения и конструкции которого зави¬
сит токораспределение по всем параллельным ветвям обмоток,
импульсная прочность и электродинамическая стойкость транс¬
форматора. В то же время регулировочная обмотка и части ВО
с разными схемами соединения должны располагаться так, что¬
бы выполнялись требования к индуктивным сопротивлениям
при минимальных затратах. В трансформаторах для 12-фазного
преобразователя различают две группы конструкции обмоток:
первая для преобразователей «низкого» напряжения (до 3 кВ
включительно) и вторая для условно «высокого» напряжения
(выше 3 кВ). Характерной особенностью первой группы кон¬
струкции ВО трансформаторов является переплетение частей
обмотки с разными схемами соединения по всей высоте, напри¬
мер как показано на рис. 5.4. Такая конструкция ВО с учетом
требований к изоляции между частями ВО обеспечивает мини¬
мальные значения индуктивного сопротивления коммутации
при высоком коэффициенте заполнения сечения обмотки медью
Размер канала между катушками в трансформаторах с разными
схемами соединения при использовании провода ПБ с изоля¬
цией толщиной 0,55 мм при напряжении до 1000 В принимают
3—4 мм, а при напряжении свыше 1000 В 5—6 мм.
Характерной особенностью конструкции обмоток трансфор¬
маторов второй группы является поэтажное по высоте рас-
242
ал ал
Рис. 5.4. Конструкция вентильной обмотки с переплетением
частей, имеющих разные схемы соединения:
а — дисковая; б - - винтовая
положение частей обмотки с разными схемами соедине¬
ния, которое обеспечивает минимальное число горизонталь¬
ных каналов, рассчитанных на повышенное напряжение (см.
рис. 4.12,6). Несмотря на увеличение индуктивного сопротив¬
ления коммутации, в этом случае получают трансформатор с
минимальными материальными и эксплуатационными затра¬
тами. Размер канала между частями с разными схемами
соединения в таких конструкциях принимают не менее 6 мм при
напряжении преобразователя 6 кВ, 7,5 мм при 10 кВ, 12,5 мм
при 15 кВ, 15 мм при 20 кВ, 25 мм при 35 кВ.
Следует иметь в виду, что при выпрямленном напряжении
преобразователя 6— 10 кВ экономичной может оказаться конст¬
рукция ВО с частичным переплетением частей обмоток с
разными схемами соединения, как показано на рис. 5.5 [5.3]. Во
всех рассмотренных случаях ВО конструктивно выполняется
либо из двойных дисковых катушек, включенных параллельно
(см. рис. 5.4, а), либо в виде многоходовой винтовой (см.
рис. 5.4,6). Последняя более предпочтительна в обмотках
напряжением до 1000 В и токе выше 25 кА в единице, так как
обеспечивает лучшее токораспределение по параллельным вет¬
вям, или напряжением выше 3000 В и токе ниже 10 кА.
Для уменьшения добавочных потерь от вихревых токов в
трансформаторах с индукцией в главном канале рассеяния
свыше 0,2 Тл обмотку целесообразно выполнять из транспони¬
рованного провода.
В переплетенной конструкции ВО в дисковом варианте (см.
рис. 5.4, а) из-за большего расстояния между дисковыми ка-
243
Рис. 5.5. Вентильная об¬
мотка с частичным пере¬
плетением частей, имею¬
щих разные схемы соеди¬
нения
Рис. 5.6. Вариант ВО с чередованием
дисковых катушек, принадлежащих час¬
тям с разными схемами соединения, с
пайкой наружных переходов
тушками одноименной части реактивное сопротивление ком-
мутации~ больше, чем в винтовом варианте. В то же время
дисковый вариант имеет ряд преимуществ: меньшую трудо¬
емкость изготовления (так как не требует транспозиции
проводов) и отсутствие сбега проводов, снижающего электро¬
динамическую стойкость трансформатора. В целях устранения
недостатков дискового варианта и реализации его преимуществ
разработана новая конструкция этого варианта, изображенная
на рис. 5.6 и обеспечивающая уменьшение значения индуктив¬
ного сопротивления коммутации. При изготовлении обмотки
используют новый способ, заключающийся в том, что две пары
катушек с равным числом параллельных проводов наматывают
одновременно и половину наружных проводов одной пары
соединяют между собой так, чтобы в этой паре по сравнению с
другой число витков было в 2 раза больше, а число
параллельных проводов в 2 раза меньше. Таким образом
удается в одной паре разместить витки обмотки, соединенной в
звезду, а в другой паре— витки обмотки, соединенной в
треугольник.
Для этой же цели может быть применен и другой способ
переплетения частей, соединенных в звезду и треугольник
(рис. 5.7, а). В дисковой обмотке число параллельных ветвей
(двойных катушек), принадлежащих части, соединенной в
звезду, в 2 раза больше, чем параллельных ветвей в части,
244
Рис. 5.7. Вариант ВО с
чередованием дисковых
катушек, принадлежащих
частям с разными схема¬
ми соединения, без пайки
наружных переходов
соединенной в треугольник. Каждые две параллельные ветви
звезды переплетены с одной параллельной ветвью треуголь¬
ника, которая наматывается числом параллельных проводов,
равным 1/4 общего числа проводов ветви минус один виток по
сравнению с остальными проводами. При этом получается, что
половиной проводов в паре катушек намотано Зп витков, а
другой половиной проводов—4п витков, где и = 1, 2, Зит. д.
Следующая пара катушек этой ветви выполняется таким же
образом. Параллельные провода двух пар катушек соединяют
последовательно таким образом, чтобы 4п витка первой пары и
Зп витка второй пары, а также Зп витка первой пары и 4п витка
второй пары образовали в четырех последовательно соеди¬
ненных катупіках параллельные ветви, состоящие из семи
витков [5.4]. Такая конструкция используется ограниченно и
приемлема только для четырех параллельных проводов в
катушках треугольника. При большем числе проводов, напри¬
мер 8 и 12, которое должно быть кратным четырем, транспо¬
зиция несовершенна и приводит к увеличению добавочных
потерь в катушках. Очевидно, что при четырех параллельных
проводах в катушках треугольника катушки звезды следует
наматывать тремя параллельными проводами.
В трансформаторах с относительно небольшой мощностью
на токи до 12 500 А вентильная обмотка состоит обычно из
двух частей, переплетенных по всей высоте (см. рис. 4.4, а).
В трансформаторах большой мощности на токи свыше 12 500 А
вентильная обмотка состоит, как правило, из четырех частей,
две из которых соединены в звезду, а две—в треугольник.
245
В этом случае одну звезду и один треугольник переплетают
попарно, и каждая часть ВО занимает, как правило, половину.
высоты обмотки (см. рис. 4.11,6). Такая конструкция обеспе¬
чивает минимальное индуктивное сопротивление коммутации и
одновременно достаточно большое значение индуктивного
сопротивления частичного КЗ, что обеспечивает хорошее огра¬
ничение аварийного тока.
В трансформаторах второй группы (для высоковольтных
преобразователей «высокого напряжения») части ВО занимают,
как указывалось, поэтажное расположение (см. рис. 4.4,6).
В случае, если число ветвей равно четырем, предпочтительным
расположением их по высоте обмотки является такое, при
котором осуществляется чередование частей с разноименным
соединением (см. рис. 4.12, а), так как при этом обеспечивается
меньшее индуктивное сопротивление.
Сетевая обмотка в трансформаторах со встроенным РПН во
многих случаях имеет две ветви, включаемые в процессе
регулирования либо параллельно, либо последовательно, что
позволяет изменить вторичное напряжение в 2 раза. Распо¬
ложение этих ветвей также влияет на значения индуктивных
сопротивлений и размеры окна магнитопровода. Наиболее
распространенные варианты расположения параллельных ветвей
СО представлены на рис. 5.8.
Выполнение СО с двумя ветвями несколько ухудшает
коэффициент заполнения окна магнитопровода. Так, в варианте
по рис. 5.8 увеличиваются горизонтальные каналы между
соседними катушками, размер которых при последовательном
соединении ветвей определяется половиной междуфазного на¬
пряжения. В вариантах по рис. 5.8,6, в только к двум-трем
каналам приложено относительно высокое напряжение, однако
в этом случае отводы параллельных ветвей, проходящие вдоль
обмотки, требуют увеличения вертикального канала между СО
и соседним концентром. Обмотка по варианту рис. 5.8, г имеет
один горизонтальный канал с повышенным воздействием
напряжения, но также требует, как и в вариантах рис. 5.8,6, в
увеличения вертикального канала между СО и соседней
обмоткой. Таким образом, варианты рис. 5.8,6—г практически
равноценны. С точки зрения заполнения окна магнитопровода
предпочтителен вариант 5.8, а только для трансформаторов
класса напряжения 6 -10 кВ, так как минимальные горизон¬
тальные каналы, определенные по тепловому режиму, удовлет¬
воряют нормам изоляции. Для трансформаторов на более
высокие классы напряжения предпочтительнее варианты по
рис. 5.8,6 —г.
В зависимости от требующихся соотношений хк,ч/хк и
хк,к/хк, руководствуясь табл. 4.1—4.3, выбирают вариант вза¬
имного расположения частей ВО и параллельных ветвей СО.
246
Рис. 5.8. Расположение параллельных ветвей СО:
а—полное переплетение ветвей; б— четырехэтажное расположение; в—трехэтажное;
г—двухэтажное
Кроме того, возникает задача выбора взаимного расположения
обмоток на стержне магнитопровода, возможные варианты
расположения которых показаны на рис. 5.9. При расположении
РО между СО и ВО (рис. 5.8, в, г) достигается наиболее
благоприятная зависимость напряжений КЗ от положения
переключающего устройства. Как видно из рис. 5.10, напряже¬
ние КЗ в этом случае возрастает примерно в 1,25 раза при
глубине регулирования 40% (кривая 1) и примерно в 2 раза при
глубине 66% (кризая2). Это значительно меньше, чем при
размещении РО у стержня или снаружи при той же глубине
регулирования (соответственно кривые 3 и 4).
При выборе варианта расположения РО следует также
руководствоваться соображениями экономичности конструкции.
Так, вариант по рис. 5.9, а предпочтителен в трансформаторах
на токи 25 кА и выше, когда ВО содержит не менее четырех
частей с относительно малым числом витков. В этом случае
каждая часть занимает часть высоты обмотки, что приводит к
большому числу отводов, требующих достаточно большого
пространства, и ее расположение у стержня или между
обмотками приводит к значительному росту расхода мате¬
риалов и габаритов.
Вариант по рис. 5.9, в предпочтителен при тех же условиях,
что и предыдущий, но при жестком требовании небольшого
изменения напряжения КЗ в процессе регулирования напряже¬
ния. Варианты по рис. 5.9, б, г имеют меньшие затраты по
сравнению с другими при выполнении ВО винтовой, содержа-
247
Рис. 5.9. Расположение концентров на
стержне магнитопровода
Рис. 5.10. Изменение относительного значения напряжения короткого замы¬
кания в процессе регулирования напряжения трансформатора (значению 1
соответствует полный диапазон регулирования):
РО в середине: 1—диапазон 40%, рис. 5.8, в, г; 2—диапазон 66%, рис. 5.8, в. г; СО в
середине: 3—диапазон 40%, рис. 5.8, а, б; 4—диапазон 66%, рис. 5.8. а. б
щей две части, переплетенные по высоте, так как отсутствуют
отводы в канале рассеяния, что позволяет сократить между¬
осевое расстояние магнитопровода. При требовании малого
изменения напряжения КЗ в процессе регулирования предпочти¬
тельней вариант на рис. 5.9,6.
Достаточно сложной задачей является выбор конструкции
самой РО, которая определяется электрической прочностью ее
продольной изоляции, а также ее влиянием на токораспреде-
ление по параллельным ветвям всех обмоток и их электро¬
динамическую стойкость.
На рис. 5.11 представлены возможные варианты конструк¬
ции РО с точки зрения взаимного расположения ступеней РО.
Проанализируем их, используя критерий электрической проч¬
ности продольной изоляции РО, при воздействии напряжения
промышленной частоты и грозовых импульсов. Воздействия на
продольную изоляцию РО напряжения промышленной частоты
в процессе регулирования напряжения при условии, что глубина
регулирования напряжения равна 50% номинального, опреде¬
ляются кривыми рис. 5.12, представляющими потенциалы от¬
ветвлений РО в разных положениях переключающего устройст¬
ва при и'ро = и'со. Наиболее нагруженным является канал между
грубой и тонкой ступенями, а напряжения минимальны в
обмотках РО по рис. 5.11,6, в, е, где они не превышают 25%
номинального фазового напряжения СО. Максимальные воз¬
действия на продольную изоляцию имеют место в РО,
представленных на рис. 5.11, а, г, д и ж. В схеме рис. 5.11, г
напряжения на всех каналах достигают значений 33—39%, в
схемах рис. 5.11, с, д, ж, и в каналах между соседними катушка¬
ми грубой и тонкой ступеней они достигают 53% номиналь-
248
Рис. 5.11. Схемы регулировочной обмотки:
10—10'—грубая ступень; III—1—тонкие ступени
ного. Выбор конструкции РО с точки зрения воздействия
импульсных напряжений представляет более сложную задачу.
Он осуществляется расчетом напряжений на участках изоля¬
ции РО при воздействии стандартных грозовых импульсов в
схемах рис. 5.13. Наибольшие воздействия имеют место при
падении импульсной волны, показанной на рис. 5.13,6 и
определяющей выбор конструкции изоляции. Максимальные
воздействия на продольную изоляцию обмотки имеют место
при воздействии срезанного грозового импульса, значения
которых зависят от коэффициента перехода напряжения через
нулевое значение к0, который по ГОСТ 1516-76 определяют как
отношение максимального значения первого полупериода ко¬
лебаний после среза напряжения к максимальному значению
срезанного импульса. В расчетах его принимают равным 0,6,
так как при этом значении имеют место наибольшие градиенты
(рис. 5.14).
249
д)
Значения напряжений на участках продольной изоляции
определяются геометрическими и обмоточными данными транс¬
форматоров, так как колебания напряжения в обмотках, их
частота и импульс зависят от индуктивных и емкостных связей
в обмотке и между обмотками. Поэтому характер распре¬
деления напряжений оказывается специфическим для различных
конструкций. Это хорошо видно из табл. 5.3, где приведены
максимальные градиенты на продольной изоляции РО при
воздействии срезанного грозового импульса, рассчитанные на
ЭВМ по методике Всесоюзного института трансформаторостро-
ения для минимально включенного числа регулировочных
витков. Максимальные воздействия на канал имеют место в
схеме рис. 5.11, и. Наиболее нагруженными являются каналы
между соседними катушками «грубой» и «тонких» ступеней, а
также между первой и второй, третьей и четвертой ступенями.
Максимальные воздействия на эти же каналы возникают в
схеме по рис. 5.11,е. Следует отметить, что в процессе
регулирования напряжения по мере включения очередных
регулировочных витков воздействия на продольную изоляцию
250
меняются и наиболее нагруженными каналами становятся
другие по сравнению с начальным положением. Это видно из
рис. 5.15, где приведены значения градиентов на каналах РО в
нескольких положениях переключающего устройства, при кото¬
рых значения градиентов могут быть наибольшими. Как видно
из рис. 5.15, максимальные воздействия на продольную изо¬
ляцию РО имеют место при выключенных регулировочных
витках (19-е положение переключающего устройства). Когда
включены все «тонкие» ступени и включена «грубая» (11-е
положение переключающего устройства), на отдельных каналах
могут иметь место значительные величины градиентов, поэтому
при проектировании РО необходимо выполнять поверочные
расчеты импульсной прочности трансформатора также в поло¬
жении переключающего устройства, соответствующем указан¬
ному случаю. Как видно из табл. 5.3, градиенты продольной
изоляции РО могут быть достаточно большими. Конструкция
РО по рис. 5.11,е является наилучшей в отношении воздействия
напряжения как промышленной частоты, так и грозовых
импульсов. Этот вывод справедлив для разных типовых мощ-
251
Рис. 5.12. Изменение напряжения регулировочных ответвлений в диапазоне РПН
ностей трансформатора. При анализе импульсной прочности
продольной изоляции РО представляет также интерес зави¬
симость коэффициента запаса импульсной прочности от толщи¬
ны бумажной изоляции обмоточного провода. Расчетные
воздействия в процентах амплитуды импульсной волны и
коэффициенты запаса кзап, приведенные для одной из конструк¬
ций РО с разными размерами каналов и толщиной изоляции,
представлены в табл. 5.4. Из таблицы видно, что в отношении
воздействия импульсной прочности целесообразно РО транс¬
форматоров класса напряжения до 35 кВ включительно вы¬
полнять проводами марки ПБ с изоляцией толщиной 0,55 мм.
Прочность продольной изоляции при воздействии напряжения
промышленной частоты проверяется в зависимости от толщины
изоляции по табл. 5.5. На рис. 5.16 приведены градиенты
каналов в зависимости от их размеров. Из их анализа следует,
что во «входной» зоне каналы должны быть минимальными и
увеличиваться по мере удаления от этой зоны; наиболее
нагруженными являются каналы на стыке «грубой» и «тонких»
ступеней, а также на стыке «тонких» ступеней. Расчет про¬
дольной изоляции РО различной мощности позволил опре¬
делить приведенные ниже размеры каналов, обеспечивающие
импульсную прочность РО трансформатора мощностью до
80 МВ-А на класс напряжения 35 кВ и, таким образом,
унифицировать конструкцию РО для этих трансформаторов (см.
252
Рис. 5.13. Воздействие грозовых импульсов на РО и СО
Таблица 5.3
Вариант конструкции РО
Типовая мощность
трансформатора, кВ • А
Максимальные градиенты
продольной изоляции, %
амплитуды импульса
12 500
151
Рис. 5.11,1/
25 000
218
32000
216
12 500
92
Рис. 5.11.С
25000
97
32000
96
рис. 5.11,е). Примерно половину каналов непрерывной зоны
«грубой» ступени следует выполнять размером 3—4 мм, ос¬
тальные каналы в непрерывной зоне «грубой» ступени —6 мм;
на стыке «грубой» и «тонких» ступеней канал должен иметь
большие размеры, но не превышать 1,5 высоты провода;
каналы внутри зоны каждой «тонкой» ступени следует прини¬
мать размером 3—4 мм, между соседними «тонкими» сту¬
пенями — 8 мм; наиболее напряженные каналы между 1 -й и 2-й,
а также 3-й и 4-й ступенями выполняют шириной 11 -12 мм.
При проектировании системы обмоток учитывается распре¬
деление тока по параллельным ветвям обмоток и их электро¬
динамическая стойкость. Анализ распространенных конструкций
систем обмоток, представленных на рис. 5.17, показал, что
253
Рис. 5.14. Зависимость градиентов на¬
пряжений срезанного грозового им¬
пульса на каналах РО от номера
канала при коэффициентах перехода
через нуль, равных 0,6 и 0,3
Рис. 5.15. Зависимость градиентов на
каналах РО от номера канала при
разных положениях переключающего
устройства
импульсного напряжения на канале PO (AIT) и
Таблица 5.4. Градиенты
коэффициент запаса к1аГ]
Толщина изоляции провода (марки ПБ), мм
Размер кана-
0,55
0,96
1.35
ла, мм
А (Л %
t'
Лзап
A (T, %
^зап
A (T, %
^эап
4
25,6
2,6
31
2,12
31,5
2,2
6
39,9
1,95
43
1,8
38,6
2,09
8
39,6
2,58
48,5
1,86
49,3
1,89
10
51,3
1,95
63
1,59
65,8
1,56
12
65,7
1,58
75
1,36
81,3
1,36
14
70,7
1,65
83
1,42
74,4
1,62
18
73,6
1,65
84,3
1,43
90,6
1,39
254
Таблица 5.5
Толщина изо¬
ляции про¬
вода ПБ. мм
Допустимое напряжение промышленной частоты при одноминутном
воздейсгвии при размере канала, мм
4
5
6
7,5
8
10
12
14
16
18
20
25
0,55
16
28
32
36
38
44
49
55
60
65
70
84
0,96
18
30
34
39
40
47
53
58
64
69
74
87
уязвимыми с точки зрения неравномерного токораспреде-
ления конструкциями являются так называемые «несимме¬
тричные системы» (рис. 5.17, д,е), характерной чертой которых
является неравенство высот части ВО и параллельной ветви СО.
В таких конструкциях параллельные ветви в РО недопустимы,
так как в режиме частичного КЗ их наличие приводит к
значительным уравнительным токам в параллельных ветвях
обмоток и снижению электродинамической стойкости трансфор¬
матора. В конструкциях по рис. 5.17, д,е при РО с парал¬
лельными ветвями по рис. 5.11, я, б значение напряжения частич¬
ного КЗ трансформатора примерно в 1,8 раза меньше, чем в
этих же конструкциях с РО без параллельных ветвей (см.
рис. 5.11,в, д,е). Поэтому в конструкциях на рис. 5.17, д, е
значительно увеличивается ток в аварийном режиме частичного
КЗ и снижается электродинамическая стойкость средних по
высоте катушек ВО, расположенных на стыке поэтажных частей.
Это обстоятельство особенно существенно для ВО, выполнен-
канала при
Рис. 5.16. Зависимость градиентов на каналах РО
различных размерах каналов, указанных в скобках
от номера
на кривых
255
Рис. 5.17. Распространенные вари¬
анты систем обмоток
ной из двойных дисковых катушек, соединенных параллельно, в
которых коэффициент запаса электродинамической прочности
ВО может быть значительно меньше единицы, например в
трансформаторе мощностью 25 МВ-А он составляет 0,5—0,8.
Наиболее стойкими являются конструкции с винтовыми ВО или
дисковыми, выполненными по рис. 5.17,6? и б, так как они
всегда позволяют обеспечить достаточно равномерное распре¬
деление тока по параллельным ветвям. Это хорошо видно из
табл. 5.6, в которой для режима частичного КЗ приводятся
значения максимальных токов ветвей в процентах расчетного
тока ветви при условном равномерном токораспределении.
При проектировании системы обмоток также анализируют
распределение тока по ветвям обмоток в режиме сквозного КЗ в
различных положениях переключающего устройства, что позво¬
ляет оценить токораспределение в нормальных нагрузочных
режимах работы трансформатора [55]. В табл. 5.7 приведены
для режима сквозного КЗ максимальные токи параллельных
ветвей ВО в различных положениях переключающего устройст-
Таблица 5.6. Распределение тока но параллельным ветвям обмоток в режиме
частичного КЗ
Обмотка
Максимальный ток ветви, % среднего номинального тока
Система обмоток по
рис. 5.17, а, 6
Система обмогок по
рис. 5.17, в, г
Система обмоток по
рис. 5.17, д, е
РО по
рис. 5.11,6
РО по рис.
5.11,в,д,е
РО по
рис. 5.11,6
РО по рис.
5.11,в, д,е
РО по
рис. 5.11, и, б
РО по рис.
5.11, в, б), е
РО
100
100
156
100
145
100
со
100
100
200
200
170
170
ВО дисковая
160
160
340
3400
1200
1200
ВО винтовая
НО
по
135
135
140
200
256
Таблица 5.7. Распределение тока по параллельным ветвям ВО в режиме
сквозного КЗ
Зона расположения ветви с макси¬
мальным током
Максимальный ток параллельных ветвей,
% среднего номинального тока ветви
ВО дисковая
ВО винтовая
Торец
Против зоны включения ступе¬
ней РО
270
130—145
ПО
140—160
ва в системах обмоток по рис. 5.17, о—е. Из табл. 5.7 видно,
что наиболее нагружаются ветви ВО, расположенные в торце
обмотки и в зоне против включенных ступеней РО. Винтовая
конструкция ВО предпочтительнее и для этого режима.
5.3. РАСЧЕТ ПАРАМЕТРОВ ХОЛОСТОГО ХОДА ПРИ ПОФАЗНОМ
РЕГУЛИРОВАНИИ НАПРЯЖЕНИЯ
Максимально возможное число регулировочных ответвлений
РО зависит от конструкции системы обмоток. Так как РО
обычно располагают на стержне магнитопровода, то для
размещения регулировочных ответвлений имеется ограниченное
пространство, которое позволяет вывести наружу, как правило,
не более 14 регулировочных ответвлений, т. е. иметь 13
ступеней регулирования напряжения. Тогда средняя величина
напряжения ступени при диапазоне регулирования 50% номи¬
нального составляет 4%.
Пофазное регулирование напряжения, как указывалось в
§ 1.8, позволяет уменьшить ступень в 3 раза. В процессе
пофазного регулирования (см. рис. 1.34) в одном из несим¬
метричных положений число витков одной фазы больше числа
витков в каждой из двух фаз, имеющих одинаковые числа
витков. Во втором несимметричном положении число витков
фазы меньше числа витков двух других фаз с равным числом
витков. Степень неравенства чисел витков в фазах СО
характеризует коэффициент несимметрии: k* = w^/w6, где и'ф—
число витков СО фазы, отличной по числу витков от двух
других фаз; и'б—базовое число витков двух фаз с равными
числами витков.
Коэффициент несимметрии может быть больше или меньше
единицы, в симметричном режиме кг = 1. При неравных числах
витков фаз СО и симметричном напряжении питающей сети
магнитные потоки, токи по амплитуде и по фазе в трансфор¬
маторе различны.
Расчет трансформатора выполняют при следующих основ¬
ных допущениях.
257
17-898
1) Мощность питающей сети бесконечно большая, а напря¬
жение сети симметрично и синусоидально:
Uab=U; UBc=Ue~jl20°-, UcA=UeJl20°. (5.28)
2) Магнитопровод трехстержневого трансформатора сим¬
метричен, и магнитная цепь его не насыщается (ц = оо).
3) Активное сопротивление обмоток равно нулю.
4) Обмотки трансформатора принимаются тонкими, высота
(осевой размер) каждой обмотки равна высоте окна магнито¬
провода, ярма магнитопровода широкие.
5) Угол коммутации каждого из преобразователей не пре¬
вышает 30'.
6) Выпрямленный ток абсолютно сглажен, т. е. xd = oo.
Рассмотрим особенности режима XX трансформатора со
схемами соединения обмоток А / A À и À/AÀ при неодинаковых
числах витков в фазах СО.
В трансформаторе со схемой соединения СО треугольник
при неравных числах витков, включенных на стороне СО, в
режиме XX возникает магнитный поток нулевой последова¬
тельности (НП). На вторичной стороне трансформатора при
соединении обмоток в звезду нет контура для протекания токов
НП, и магнитный поток НП замыкается от «ярма к ярму» через
конструктивные элементы трансформатора, вызывая в них
добавочные потери. При соединении вторичных обмоток в
треугольник всегда имеется контур для протекания токов НП, и
магнитный поток НП проходит по каналу рассеяния. Значе¬
ние тока НП во вторичной обмотке зависит от индуктив¬
ного сопротивления коммутации трех фаз. Трансформируясь
на первичную сторону, ток НП в ней представляет собой
«однонаправленный»1 ток и увеличивает фазный ток XX
сетевой обмотки. Из-за неравенства числа витков при по-
фазном регулировании ток НП в фазах имеет разную амп¬
литуду, и поэтому разность однонаправленного тока фаз
не равна нулю. В отличие от тока НП в ВО разность
однонаправленного тока фаз СО «выходит» в линию и в
трансформаторе со схемой соединения А / А1 увеличивает
линейный ток.
В трансформаторе со схемой соединения обмоток А/Al в
СО нет тока и потока НП, поэтому нет тока и в части ВО,
соединенной в треугольник.
Из-за неравенства чисел витков СО в трансформаторах с
обеими схемами соединения обмоток нарушается симметрия
рабочего магнитного потока в стержнях магни гопровода, а
также токов и напряжений XX.
1 «Однонаправленный» ток аналогичен току НП, но отличается от него
неравенством фазных токов.
258
Если принять, что wA = wB = w6; wc = ktw6, то магнитные
потоки фаз СО стержней магнитопровода будут соответственно
равны:
Фл=—^30°;
U
в=—е
-J90 .
(5.29)
U CJ'150\
cofc.w6
где U—действующее значение напряжения питающей сети;
а»—круговая частота.
Магнитный поток нулевой последовательности, обусловлен¬
ный тремя фазами,
ЗФ
— ю/с.И’е
(5.30)
Магнитный поток НП полностью замыкается внутри ВО и в
каналах между сетевыми и вентильными обмотками фаз
(рис. 5.18). Ток НП /02 фазы ВО выражают через напряженность
магнитного поля Но в канале между обмотками и с учетом
(5.28):
І02— ~Н{
_-Ц(к,-і)Іо5е~і30
°w2a ’
(5.31)
(5.32)
£>12 = 5!2А + Siгв + ^ігс)
Рис. 5.18. Магнит¬
ные потоки при не¬
равных числах вит¬
ков в фазах СО
при соединении ее
в треугольник
259
где £>$’і2—суммарное сечение канала рассеяния между СО и
ВО всех трех фаз; ц0—магнитная постоянная; в’2Д— число
витков части ВО, соединенной в треугольник; /об—высота
обмоток или окна магнитопровода.
Сумма сопротивлений коммутации хКіКД при КЗ пар из
соединенных в треугольник частей ВО и СО всех трех фаз
£-ук,кД = ^к,к12л + ^к.к12в + Х1[і,[12с = —0>Ѵ^А^^12. (5.33)
*об
Подставив (5.33) в (5.31), получим более удобную формулу
расчета:
г = £/(*.-1)>Ѵ2Д j 150“
UZ . v-i V- <
(5-34)
Из (5.34) следует, что ток НП в треугольнике зависит
от коэффициента несимметрии по гиперболическому закону
(рис. 5.19).
Для значений к„, близких к единице или отличающихся от
единицы не более чем на 10%, справедливы соотношения
Л;к,кДа = Л;к.кДЬ = ЭСКіКдг; £хк>кді = ЗхКіКд. (5.35)
Формулу (5.34) с учетом (5.35) нетрудно преобразовать к
ВИДУ
_СомЮО/. 1 \ _;і5о°
02—7; 1| —
у k,J
(5.36)
гДе Лк>м—номинальный ток вентильной обмотки, А; ик кУ—
напряжение КЗ коммутации, %.
Фазные токи XX сетевой обмотки соответственно равны:
Іф,А
— и сэЗО°
1 1)и-2Л gj !50‘.
/.ІГ’бЕХк.кЛ
[ф.В
=—e-790
1 ^(С~1)^2Д gj 150°.
^■*^6
►
(5.37)
[ф.С
_ U сЛ50°
ХрС
1 gj 1 so»
М’іІХкд
Рис. 5.19. Зависимость тока ну¬
левой последовательности от
коэффициента несимметрии в
обмотке, соединенной в тре¬
угольник
260
V _v _v _WM’inCISCI.
,2 2 е СТ Г (5.38)
Л'цС j ,
іст
где л'р—индуктивные сопротивления XX для фаз А, В, С; SCT—
сечение стержня, см2; /ст—длина стержня, см.
Из (5.37) следует, что токи XX СО состоят из двух
составляющих. Первая составляющая представляет собой ток
XX в симметричном режиме при соответствующем числе
витков СО фазы и зависит от сопротивления XX обмотки фазы,
приведенного к числу витков фазы СО. Вторая составляющая
представляет собой однонаправленный ток, трансформируемый
из части ВО, соединенной в треугольник, и является функцией
коэффициента несимметрии к,. Чем сильнее различаются числа
витков фаз СО, тем больше однонаправленный ток. Из (5.37)
следует также, что если к*<], то увеличивается ток в фазе с
изменяющимся числом витков, при к„ > 1 увеличивается ток XX
в фазах с базовым нерегулируемым числом витков.
Действующие значения линейных токов XX трансформатора
соответственно равны:
^цлЛ ІцА І\хВі ^(ллВ ДіО ДілС ІцС ^усА-
(5-39)
Так как составляющие однонаправленного тока фаз А и В
равны друг другу, то линейный ток фазы А равен линейному
току в симметричном режиме, не зависит от коэффициента
несимметрии и определяется по формуле
(5.40)
В фазах ВиС значения однонаправленного тока различны и
с учетом соотношений (5.36) и (5.37) линейные токи соот¬
ветственно будут равны:
І»лв=и /-L+-1_+±e>(60”+<PB) +
V хрб хуС
I t/(^.~l)2^,2A и 50°.
^М’бІХ.жД
Ллс=С /±+-—+-Le2(180’+^ +
\ Хрб хр6хмС х'с
I 1)2M'2A j 150°.
(5.41)
261
(pB = arctg- _ 60°;
х/ 3
<pc = arctg^4'6 *рс)- 180\
-^цб ^рС
-X
Суммарное действующее значение линейного тока опреде¬
ляется из соотношения
Z4 = V(^)2+(7")2+2/U«cosq), (5.42)
где ф—угол между векторами первой и второй составляющих тока.
Зависимости фазных и линейных токов холостого хода транс¬
форматора со схемой соединений А/АХ от коэффициента не-
симметрии представлены соответственно на рис. 5.20 и 5.21 [5.7].
Напряжение частей ВО определяют с учетом наличия потока
нулевой последовательности, как он индуктирует в фазах
обмотки, имеющих одинаковые числа витков, ЭДС нулевой
последовательности. Поэтому результирующее фазное напря¬
жение в режиме XX части ВО, соединенной в треугольник,
равно напряжению XX данной фазы при разомкнутом треуголь¬
нике за вычетом падения напряжения от токов нулевой
последовательности на сопротивлении КЗ фазы. В схеме ВО с
разными схемами соединения частей ток НП ограничивается
сопротивлением коммутации, соответствующим сопротивлению
трансформатора при КЗ части ВО, соединенной в треугольник.
Если пренебречь различием сопротивлений КЗ разных фаз,
падение напряжения от токов НП можно заменить 1/3 ЭДС
нулевой последовательности в разомкнутом треугольнике ВО.
ЭДС нулевой последовательности контура части ВО, соеди¬
ненной в треугольник, равна сумме напряжений фаз при
разомкнутом треугольнике:
ЗЕО2 = и'аЬ& + и'ЬсА+и'саА = и^-^е^120\ (5.43)
— — — — £.и-6 ѵ 7
где U'ab&, Ufcb, U'ca&—напряжения фаз части ВО, соединенной в
треугольник, при разомкнутом треугольнике.
Междуфазные напряжения XX части ВО, соединенной в
треугольник, соответственно равны:
U
_ Uw2&q
аЬЛ.
;
тт — Uw2&P
— 3Aw6
гт Uw2kq ;
^саЛ TT. С “д-
— 3fc.n>6
(5-44)
262
Рис. 5.20. Фазные токи холостого хода
трансформатора со схемой соединения
обмоток A/AÂ:
1- фазы с базовым числом витков; 2—
фазы с числом витков, отличным от ба¬
зового
Рис. 5.21. Зависимость линейных
токов холостого хода трансформатора
со схемой соединения А/A À от коэф¬
фициента несимметрии:
7- -первая составляющая тока; 2—вторая
составляющая тока; 3—суммарный ток XX
фаз в и С; 4—ток фазы А
В формулах (5.44) принято
q = y/lkt+kt.+ \-, р = к*+2\ cpab^arctg^^*
— 1 — 5к,
t -JÏ(2k,+ \\
(pCTA=arctg (5.45)
Действующие значения фазных напряжений звезды с учетом
(5.44) соответственно равны:
_Uw2lq j
'-'ai. „ в ™д,
— Зк.юъ
TJ _Uw2i4ni4 „Л.
— 3k*w6
► (5.46)
tj __ üw^q z,/6o°
— 3fc.w6 J
Действующие междуфазные напряжения части ВО, со¬
единенной в звезду, определяются из (5.46) как разность
фазных:
Uabi —
Uw2j y/
“в
2eJ150 .
U_bc-.=
Uw2jm
3k, w6
>
(5-47)
^_cav
7/и’2і m
Зк. и’6
где
263
Рис. 5.22. Зависимость ЭДС ну¬
левой последовательности от ко¬
эффициента несимметрии транс¬
форматора со схемой соединения
Рис. 5.23. Векторные диаграммы напря¬
жений холостого хода частей ВО при1
различных коэффициентах несимметрии ■
трансформатора со схемой соединения
△/△А:
а—части ВО, соединенной в треуголь¬
ник; б—части ВО, соединенной в звезду
к.>1; А.= 1; —
к,<1
т = \/ /’2 + 92-/’?(со5(роЬД+Л/35ІП(роЬД);
го -я rot о ~ 2q S,n <fW •
<Рьск — arctg - ;
p-2çcos<paf,A
(5.48)
фосі = arctg
г^пфсд-узр
2?СО5фсоД-/?
На рис. 5.22 и 5.23 приведены зависимость ЭДС НП от
коэффициента несимметрии и векторные диаграммы напряже¬
ний XX части ВО при различных k„ трансформатора со схемой
соединения △ / △ Â.
В трансформаторе со схемой соединения À/AÀ поток НП
отсутствует, и магнитные потоки XX в стержнях рассчиты¬
ваются по формулам
ФстЛ=£Ѵ^+^+2Л-90°+а^зД)).
— ow6(l +2А») ’
лч Uу/кі + к,+ 1 ./( -90' +arctg-^-
ФстВ = -- . е \ 1 +2fc,
— ми'6(1 +2А.)
(5-49)
фстС= е j 15о°.
— сі)и'6(1 +2А.)
Фазные напряжения СО определяются из соотноше¬
ний
264
JJ — cJarctg(4/?/-n).
—A П ’
TT — Ur _jarctg(V3/n) .
-B~Te
jy _x/3t7fe.^J-9O°-
—C n ,
(5.50)
r=y/kt+kt+l', «=1+2Æ,.
Напряжения XX части ВО, соединенной в треугольник, в
зависимости от коэффициента несимметрии соответственно
равны:
гт Urw2b jarctg'^.
ab А е ?
— w6n
U — Urw2à iarctg—
са Л с »
—
ту _Узі7іѵ2д ■■90°
U be Л
~ J
(5.51)
Поскольку £і/д = 0, то следует, что во вторичном треуголь¬
нике ток НП отсутствует.
Действующие значения фазных напряжений части ВО,
соединенной в звезду, определяются по формулам
Г/ _ UrwïY jarctg .
17 al е 5
— ™sn
Ubv = l^^eiarc^-, >
— w5n
JJ _\/3I7>V2j ;90°
v cl c .
— w&n J
(5.52)
Междуфазные напряжения части ВО, соединенной в звезду,
соответственно равны:
U h.=^e~j90'‘-
аЫ с •>
—
Ucal = UW2V gj-areg-^. I (5 53)
— Wf,n
Uh — UWli Уг+6 cJarc»g~^
bel e
— J
Из схемы замещения магнитной цепи трансформатора на
рис. 5.24 нетрудно получить формулы для расчета токов XX в
СО трансформатора:
265
Рис. 5.24. Схема замещения маг¬
нитной цепи трехстержневого
трансформатора со схемой соеди¬
нения обмоток À/AÂ
0,65 7^+3
— eJVA ■
uJr2b+Q,&JPb+3 ,т
—* eJ фв ;
ХрбИ
' -3V3t/cJ18O°.
И ЛГрб«2 ’
(5.54)
<рл= - 90° + arctg
<Рв= -90° + arctg
5.4. РАСЧЕТ ВНЕШНЕЙ ХАРАКТЕРИСТИКИ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯ
С ПОФАЗНЫМ РЕГУЛИРОВАНИЕМ НАПРЯЖЕНИЯ ТРАНСФОРМАТОРА
УСТРОЙСТВОМ РПН
Уравнение внешней характеристики преобразователя с 12-
фазным режимом выпрямления с трансформатором, вентильная
обмотка одной части которого соединена в звезду, а другой в
треугольник, и с различным числом витков фаз сетевой
обмотки имеет такой же вид, как и в преобразователе с
равными числами витков в фазах СО [5.8]:
Ud=Ud0-àUx-&UR-bUB. (5.55)
Однако расчет напряжения XX и индуктивного падения
напряжения АСХ при принятых выше допущениях в этих
преобразователях отличается.
Напряжение XX преобразователя с пофазным РПН опре¬
деляется из соотношения
UdO = 0,5(UdOA+Udm), (5.56)
где UdQ& выпрямленное напряжение XX преобразователя,
266
Рис. 5.25. Мгновенные значения напряжения холостого хода преобразователей (с
пофазным РПН), питающихся от частей с разными схемами соединения (схема
соединения обмоток трансформатора △ /△ л ):
а—ВО—звезда; б—ВО—треугольник
В, питающегося от части ВО, соединенной в треугольник
(рис. 5.25,6); (7<ioÀ—выпрямленное напряжение XX преобра¬
зователя, В, питающегося от части ВО, соединенной в звезду
(рис. 5.25, я).
Для соединения обмоток трансформатора по схеме А/A À
эти напряжения соответственно равны:
_y/2Ulwlà{2q+p)_
ud OA ТУ ,
Зл/с.и,6 I (5 57)
_x/2t/1w21(2w + g4/3)
Для соединения обмоток трансформатора по
тт _у/^и1ю2&(2г+у/з)_
ОА ,
7Wfin
й >
тт _У2^іИ'2і(2х/''2 + 6+”)
^d 01 •
схеме Â/AÂ
(5-58)
267
Распределение токов по выпрямителям, питаемым от частей
с разными схемами соединения,
Г _(^0Д~C4ol)’t + 3ZdXx,dj;
У<ІА îï—+7
J>VK.K1 I Лк.кД
т _(t4oi —£4ол)я+4*к,кі
An 5 T
+ ^к.кД
Формулы справедливы для коэффициента несимметрии,
отличающегося от единицы не более чем на 10%, т. е. когда
выдерживается соотношение
^-к, ко -^-к, кЬ ^-К, КС ^-к, к-
(5.60)
Индуктивное падение напряжения в преобразователе, пи¬
таемом от части ВО, соединенной в треугольник,
А<7хД =
"^к, кД(Сіод— Сіоі )7t+3/dXK,I),xI,кД
Я (З^к, к! “Ь -^к, кД )
(5.61)
В преобразователе, питаемом от части ВО, соединенной в
звезду, имеем
Д 3 [Xk,k1 (ClOl UdOt )7t + ZdXK ,,Д]
л(3хк .а +хк,кД)
(5.62)
Полное уравнение внешней характеристики 12-фазного пре¬
образователя с трансформатором, имеющим неодинаковое
число витков в фазах СО, имеет вид
jj _ Сіод+ Сю) _ ( Сю д Udoi )(хк,кд—_ 37dxK KÀxt KA
2 2(х, gA+3xd kji ) я(3хк,жі +хк кД)
5.5. РАСЧЕТ ТОКОВ ТРАНСФОРМАТОРА С ПОФАЗНЫМ РПН ПРИ
НАГРУЗКЕ
В отличие от силовых трансформаторов общего назначения
процесс нагрузки ПТ исследуют с учетом очередности работы и
длительности проводимости полупроводниковых вентилей [5.9].
В мостовой схеме выпрямления с трансформатором, имеющим
равное число витков в фазах СО, длительность проводимости
вентилей при допущении ос = 0 равна 2тс/3 и угол начала и конца
проводимости вентиля определяется фазой линейных напряже¬
ний. При неравных числах витков в фазах СО длительность
проводимости вентилей неодинакова и у некоторых из них
отличается от 2л/3 из-за сдвига начальных фаз линейных
вторичных напряжений по сравнению с одноименными напряже¬
ниями трансформатора с равным числом витков СО. Началь¬
ные фазы линейных напряжений частей ВО трансформатора со
схемой Д/Д À определяют по следующим формулам:
268
для части ВО, соединенной в треугольник,
t х/3(/< -1) t -J3(2fc.+ 1) ,по
9/>aA = ^ctg—. S,J; <pflcA = arctg v ; ФсЬА = 60 ; (5.64)
для части ВО, соединенной в звезду,
ФьйА = 15О°;
cpocA = arctg
<PcM = arctg
x/3p-2gsintptaA
P-lçcosip^
^sintp^-^/âp
2çcos<p„C4-p
(5.65)
Для преобразователя с трансформатором, имеющим схему
соединения обмоток A/AÂ, соответственно:
для части ВО, соединенной в треугольник,
„ ѵ/З . х/З л
qw=arctg-^—epflcA = arctg J ■
2Л.+ 1 -(2Л.+ 1) I (5.66)
ФсЬ=- 90°; J
для части ВО, соединенной в звезду,
ф,«і = 0°; фосА = ак^
фсЫ=аг^
З-у/З
(2Л.+ 1)'
Зх/З
-(2Л.+ 1)’
(5.67)
По длительности проводимости вентилей и токорас-
пределению по преобразовательным секциям определяют то¬
ки обмоток трансформатора при нагрузке. Для трансфор¬
матора со схемой соединения обмоток A/AÂ нагрузочные
фазные токи части ВО, соединенной в треугольник, со¬
ответственно равны:
т /180о+3(120о + фосД)
ж :
Лд 1^Ьс&-Ч>ас&)-^°
9 20°
(5.68)
Однако в этой части ВО кроме нагрузочного тока проте¬
кает ток НП, влияние которого на действующее значение то¬
ка в разных фазах неодинаково из-за различия углов сдви¬
га между первыми гармониками нагрузочных токов разных
фаз и током НП [5.9, 5.10] — в соответствии с рис. 5.26.
Результирующие фазные токи части ВО, соединенной .в тре¬
угольник,
269
Рис. 5.26. Фазные токи части ВО, соединенной в треугольник (при пофазном
РПН):
1 — нагрузочный ток фазы; 2—первая гармоника нагрузочного тока: 3—ток нулевой
последовательности
(5.69)
Линейные токи этой части ВО соответственно равны:
Фьад + фасД.
180°
ЬлА -*слА
W-tPocA
180'
(5.70)
Токи части ВО, соединенной в звезду,
270
г = /210° + (р„сі
Ы d'180° ’
ltycbk~~tyack
dl\l ïsœ ’
(5.71)
При коэффициенте несимметрии 0,9^А„^1,1 нагрузочные
токи определяют так же, как и для трансформатора с равным
числом витков в фазах СО;
Лд=7ьд=Лд^ф^;
(5-72)
Погрешность расчета по (5.72) не превышает 5%. Значения фаз¬
ных токов обмотки определяют из условий равенства МДС обмот¬
ки. Поскольку в трансформаторах с пофазным РПН коэффициент
несимметрии практически отличается от единицы не более чем на
+ 10%, соотношения (5.72) используют также для расчета токов СО.
Фазные токи СО при 0,9 1,1
о — -zy7dA/0 +
л/З
(5.73)
т W2A
ІАф =
w6
Линейные токи СО
(5-74)
Токи в обмотках трансформатора со схемой соединения обмо¬
ток 1/А1 определяются аналогично изложенному. Однако
расчетная формула имеет более простой вид из-за отсутствия в
обмотках тока НП.
Фазные токи части ВО, соединенной в треугольник,
7аД=ЛД=^
'450° —3<pbaA
180° ’
j _7dA Wff + fxPbab.
сД_ 3 J 180°
(5.75)
271
Линейные токи части ВО, соединенной в треугольник,
Іал&— IdA
2(90°—<pbaA)
180°
Г — T —f W’ + Vbaü
ЬлЛ *слД 7<ІД / 180°
(5.76)
Токи части ВО, соединенной в звезду,
(5-77)
При значениях коэффициента несимметрии 0,9^A:t^l,l с
достаточной степенью точности токи можно определить по
(5.72). Линейные токи СО, равные фазным токам, при указан¬
ных значениях коэффициента несимметрии равны:
(5.78)
5.6. ОСОБЕННОСТИ РАСЧЕТА ПАРАМЕТРИЧЕСКИХ ИСТОЧНИКОВ ТОКА
Параметрический источник тока (ПИТ) по сравнению
с источником ЭДС имеет ряд особенностей, главной из кото¬
рых является высокая точность стабилизации тока нагрузки
(до ±1%) при емкостном характере коэффициента мощности
или при его значении, равном единице. Принципиальные схе¬
мы однофазного и трехфазного параметрических источников
тока, применяемых для питания электропечей, приведены на
рис. 1.31.
Однофазный источник образуется силовым трансформато¬
ром, СО которого включается в одну ветвь звезды, например А,
таким образом, что одним выводом эта обмотка присоединяет¬
ся непосредственно к фазе питающей сети, а другим—через
индуктивность L и емкость С к двум остальным фазам сети (см.
рис. 1.31, а). В такой схеме ток рабочей ветви
Ул ?Lcÿ AB ~ ^ѣУ ВС
Уа + Ул {Z.L + Zc )
(5-79)
272
Как видно из (5.79), при выполнении условия ZL+ZC = O
схема будет играть роль источника тока по отношению к ветви
А. Для выполнения этого условия в схему включаются
индуктивность и емкость с равными реактивными сопротивле¬
ниями x=a>L= 1/(юС). В этом случае
(5-80)
Ток в схеме будет поддерживаться постоянным только при
использовании идеальных реактивных элементов без активных
потерь. Активные потери в емкости достаточно малы. Катушки
индуктивности обладают некоторым сопротивлением RL. Одна¬
ко если в ветви В добротность реактора л'/г^15, то реальная и
идеальная характеристика различаются между собой не более
чем 2— 3%.
Трехфазный источник образуется из трех однофазных ПИТ
(см. рис. 1.31,6). Так как электромагнитные процессы в фазах
ПИТ протекают одинаково, условие (5.80) справедливо и для
трехфазного ПИТ.
Другой особенностью источника тока по сравнению с
источником ЭДС является безопасность для его работы режима
КЗ нагрузки в рабочей ветви. Ток КЗ, как это следует из (5.80),
будет равен току нагрузки. Однако режим XX для такого
источника является аварийным. Режим XX в схеме на рис. 1.31
имеет место при обрыве в цепи ветви нагрузки или исчезнове¬
нии напряжения в одной из фаз питающей сети. При обрыве
ветви А в цепи LC падения напряжения на реактивных
элементах сильно возрастают вследствие резонанса. С учетом
реальных параметров трансформаторов и реактивных элемен¬
тов напряжение на емкости увеличивается в этом режиме по
сравнению с номинальным линейным напряжением питающей
сети примерно в 3 раза. Для защиты СО трансформатора и
конденсаторов от перенапряжений необходимо шунтировать
батарею конденсаторов разрядником, рассчитанным на напря¬
жение 2U„. При пробое разрядника напряжение на индуктивно¬
сти и СО трансформатора становится равным линейному.
Помимо стабилизации источник тока должен также обеспе¬
чивать регулирование тока нагрузки электропечей в диапазоне
10-100% номинального. Функции регулирования могут осу¬
ществлять как силовой трансформатор, так и реактивные
элементы. В таких установках используются ступенчатое,
плавное, плавно-ступенчатое регулирование. На рис. 1.32 приве¬
дены внешние характеристики ПИТ при ступенчатом изменении
коэффициента трансформации трансформатора. Как видно из
этих характеристик, на каждой ступени регулирования ток
нагрузки остается неизменным во всем рабочем диапазоне
273
18-898
изменения сопротивления нагрузки (отрезок аб). Увеличение
сопротивления нагрузки свыше номинального вызывает умень¬
шение тока нагрузки и возрастание напряжений на ней. Точка в
соответствует режиму XX. Напряжение XX тем меньше, чем
больше коэффициент трансформации трансформатора.
Требованиям технологического процесса наиболее полно отве¬
чает плавное регулирование тока, при котором удается также ис¬
ключить влияние намагничивающего тока трансформатора на
режим работы установки путем введения обратной связи по току
нагрузки. Комбинированные способы регулирования сочетают
достоинства как ступенчатого, так и плавного регулирования.
На выбор параметров элементов схемы существенно влияют
значения напряжений на них и потребляемые элементами
реактивные мощности. Если, например, за номинальное фазное
напряжение СО трансформатора принять линейное напряжение
питающей сети, т. е. С1ном=Сл, то напряжения на реактивных
элементах в номинальном режиме будут равны: Ссном =
= ^4ном = 0’52С л- Однако из расчетов следует, что в этом случае
реактивные элементы при номинальной нагрузке используются
по мощности не полностью.
Если принять за номинальные напряжения реактивных
элементов линейное напряжение питающей сети, т. е. Ссном =
= ^4ном = ^'л, то это соотношение в номинальном режиме будет
выполняться при активном сопротивлении фазы и при условии
^іном = \/зСл. В этом случае значения сопротивлений реактив¬
ных элементов возрастают, а их электрическая мощность
уменьшается в ^/з раз.
На значение номинального фазного напряжения сетевой
обмотки и электрическую мощность конденсаторной установки
(КУ) ПИТ заметно влияет соотношение активного и реактивно¬
го сопротивлений рабочей схемы. С учетом активных потерь и
реактивного сопротивления ПИТ электрическая мощность КУ
будет минимальной при равенстве номинального напряжения на
емкости напряжению на ней в режиме КЗ, т. е. CfHOM =
= Сск. Если реактивное сопротивление схемы ПИТ равно
10 -20% номинального сопротивления ПИТ, то указанное
условие электрической мощности КУ будет выполняться при
номинальном фазном первичном напряжении СО трансформа¬
тора (71НОМ = (1,2-? 1,5)(/л. Окончательно значение (71ном уточня¬
ется после определения расчетной мощности КУ, зависящей от
типа и количества конденсаторов, необходимых для получения
требуемого расчетного реактивного сопротивления емкости.
Для расчета ПИТ и его элементов должны быть заданы
значения линейного напряжения питающей сети (7Л, частоты /,
номинального значения выпрямленного напряжения t/dHOM и
выпрямленного тока ZdHOM, приведенных к СО трансформатора,
274
напряжения КЗ ПИТ ик, %, и преобразовательного трансформа¬
тора ик т, %, номинального напряжения UHOM и мощности Q
одного конденсатора, а также схема выпрямления и глубина
регулирования тока.
Расчет элементов схемы ПИТ проводится в следующей
последовательности. По заданным значениям J7dHOM, 7dHOM, wK%
и для выбранной схемы выпрямления по приведенным в гл. 2
соотношениям определяют номинальные напряжение С2ном и
ток 72ном вентильной обмотки, номинальную мощность сетевой
обмотки S1HOM. Для получения мощности СО выбирают, как и
для других ПТ, диаметр магнитопровода или унифицированный
магнитопровод. Далее рассчитывают число витков ВО обыч¬
ным образом, т. е.
^2 ном
4,44/Вном5СІ’
(5.81)
где ВНОІЛ—индукция в стержне при номинальном режиме, Тл;
SCT—площадь сечения стержня, м2. Затем w2 округляют до
целого числа и определяют ЭДС витка;
£ (5.82)
w2
Предварительно определяют значение номинального фазно¬
го напряжения СО преобразовательного трансформатора в
диапазоне ном = (1,2 ч-1,5) Пл, которое затем уточняется мето¬
дом последовательных приближений при определении мини¬
мальной расчетной мощности конденсаторной установки. Значе¬
ния С1ном принимают такими, чтобы им соответствовали витки
СО трансформатора, удобные для конструирования этой обмот¬
ки с равномерными ступенями регулирования:
І/1НОМ (1,2 ч-1,5)
ил = — ,
1 F р
(5.83)
Число ступеней регулирования определяет тип переключаю¬
щего устройства. Число постоянно включенных витков СО при
глубоком регулировании тока нагрузки (см. рис. 1.33) между
точками Ann определяется глубиной диапазона регулирования
этого тока. Для обеспечения нормальной работы ПИТ мак¬
симальное значение магнитной индукции в сердечнике тран¬
сформатора в рабочем режиме не должно превышать 1,5—
1,6 Тл. При регулировании числа витков в СО трансформатора
максимуму числа витков и’1тох соответствует наибольший ток
нагрузки, а при неизменном сопротивлении нагрузки—наиболь¬
шие значения U2, Su В. По мере уменьшения числа витков
сетевой обмотки значения Іъ U2, Id, В будут уменьшаться
пропорционально и’15 а значения и Ur — пропорционально
275
и’і. На каждой новой ступени регулирования за счет увеличения
сопротивления нагрузки можно достигать максимально воз¬
можной магнитной индукции, и предельное напряжение СО
трансформатора на регулировочных ответвлениях будет равно:
(5.84)
что означает неизменность предельного значения напряжения
ВО трансформатора на любой ступени регулирования, равного
(5.85)
Предельная мощность СО трансформатора на регулировоч¬
ных ответвлениях пропорциональна числу витков СО и равна:
(5.86)
В ПИТ наибольший ток нагрузки соответствует макси¬
мальному коэффициенту трансформации и остается неизмен¬
ным на всем диапазоне изменения нагрузки от КЗ до
номинального значения, т. е. от точки а до б на рис. 1.32.
Номинальное напряжение на нагрузке достигается при но¬
минальном значении магнитной индукции в сердечнике транс¬
форматора.
Номинальный ток СО трансформатора равен:
1 ном
(5.87)
Далее целесообразно выполнить расчет КУ, уточнить номи¬
нальное фазное напряжение СО трансформатора С71ном, а затем
выполнить подробный расчет трансформатора и реактора.
Реактивное сопротивление и емкость конденсаторов КУ
определяются соответственно из соотношений
Х = Х.= ; С = .
Л ном 2л Ас-
Напряжение на КУ в общем случае равно
(5.88)
с;= пл 1
где Ц—фазное напряжение СО трансформатора; ср—угол
сдвига между током и напряжением СО.
В режиме короткого замыкания ПИТ напряжение на фазе
СО определяют по соотношению
^1к — 0,01 WK% ^1 ном
(5.90)
276
В режиме холостого хода ПИТ потребляет реактивный ток и
угол сдвига между напряжением СО обмотки и током в ней
равен фхх = л/2. В номинальном режиме и в режиме КЗ этот
угол определяется соответственно из выражений
cos (рном = V cos Ф1 = V [1 - 0,005wK р% ]1/2; (5.91)
cos(pK = wKao/o/wKo/o, (5.92)
где ф]—угол между основными гармониками тока и напряже¬
ния СО; V — коэффициент искажения тока за счет высших
гармонических составляющих, являющийся функцией угла ком¬
мутации у; wKp%—реактивная составляющая; wKa% — активная
составляющая напряжения короткого замыкания ПИТ в про¬
центах, приведенная к СО.
Конденсаторную установку целесообразно набирать из коси¬
нусных конденсаторов первого или второго габаритов с
номинальным напряжением UK ном = 0,66 (или 1,05) кВ, заполнен¬
ных. синтетическим диэлектриком с высокими изоляционными
характеристиками. Конденсаторы на эти напряжения имеют
встроенные плавкие предохранители и надежны в работе.
Обычно расчет КУ ведут для нескольких типов конденсато¬
ров. Определяют емкость конденсатора:
g.
2л/І/«2„ом’
(5.93)
где Qf.—мощность конденсатора, вар.
Число последовательно соединенных конденсаторов зависит
от Ucmax — максимального напряжения на КУ в номинальном
режиме короткого замыкания, определяемого по (5.89):
^стах
^1^2 ном
(5-94)
где обычно принимают Ау = Ау = 0,95.
Число параллельно соединенных конденсаторов КУ опреде¬
ляют с учетом (5.88) по формуле
n2 = nlCfCK.
(5.95)
Расчетное значение емкостей КУ находят из соотношения
(5.96)
КУ имеет расчетное емкостное сопротивление
хгр=1/(2л/Ср), (5.97)
которое в процессе расчета должно удовлетворять по возмож¬
ности условию хур > хс.
Номинальный ток КУ равен:
277
4=^НОм/^Р- (5.98)
Общее количество конденсаторов в КУ
N=n1n2. (5.99)
Электрическая мощность КУ
Qc=Utmax/xcp. (5.100)
Расчетная мощность КУ на фазу ПИТ определяется из
формулы
еср=ж-
Электрическая схема КУ представляет собой последова¬
тельно соединенных групп, каждая из которых состоит из п2
параллельно соединенных конденсаторов. Последовательные
группы разделяют перемычками. Главная изоляция КУ выпол¬
няется на наибольшее напряжение Ucmax.
Если определенная по (5.100) расчетная мощность КУ
отличается более чем на 5% от рассчитанной с учетом (5.89) по
формуле
Qc=U?mM/xc, (5.101)
то расчет следует повторить.
Затем выбирают тип конденсаторов, позволяющий получить
минимальную расчетную мощность КУ.
Индуктивное сопротивление и индуктивность реактора ПИТ,
обеспечивающие условие резонанса, выбирают соответственно
равными:
xl = xcp, L=xL/(2nf). (5.102)
Ток в обмотке реактора и его электрическая мощность
соответственно равны:
4 = UL/xLp, QL=U 2Lmax/xLp, (5.103)
гДе xlp—расчетное индуктивное сопротивление реактора;
ULmax—максимальное напряжение на реакторе в номинальном
режиме или в режиме КЗ;
UL=U„ 1+ £ -2^sin(<p + 60n)
\ и л /
(5.104)
Диаметр магнитопровода реактора выбирают по его элект¬
рической мощности (5.103), число витков реактора рассчитыва¬
ют по максимальному напряжению, определяемому из (5.104)
для номинального режима или режима КЗ. Для обеспечения
требуемой индуктивности (5.102) стержни трехфазного магнито¬
провода реактора выполняют с распределенными на высоте
немагнитными зазорами. Реактор конструируют и рассчитыва¬
ют таким образом, чтобы соблюдать условие
278
xLp^xL = xcp- (5.105)
После выбора реактивных элементов ПИТ выполняют
полный расчет ПТ по формулам, изложенным в гл. 2. При
определении коэффициента полезного действия схемы ПИТ
активными потерями в конденсаторной установке пренебрега¬
ют. ПИТ потребляет из сети реактивную мощность
и2
Q™ = Qa=^xa- (5-106)
Благодаря ' наличию батареи конденсаторов ПИТ может
изменять по отношению питающей сети фазовый угол и
переходить в режим генератора реактивной мощности.
Глава шестая
РАСЧЕТ ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКИХ ПОКАЗАТЕЛЕЙ
6.1. ОБЩИЕ ВОПРОСЫ ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКОЙ ЭФФЕКТИВНОСТИ
Использование ресурсов с максимальной эффективностью в
народном хозяйстве требует тщательного технико-экономиче¬
ского обоснования при выборе варианта новой конструкции или
технологического процесса с учетом как всех затрат на
проектирование, освоение и собственно производство изделия,
так и результатов, которые будут получены при его эксплуата¬
ции. При создании новых трансформаторов или их модерниза¬
ции необходимо обеспечить снижение материалоемкости и
трудоемкости изготовления при сохранении потребительских
свойств. В то же время во многих случаях более эффективным
для народного хозяйства является существенное улучшение
потребительских свойств трансформаторов, например снижение
потерь электроэнергии, повышение коэффициента мощности,
использование более совершенных методов регулирования на¬
пряжения, даже при определенном повышении расхода материа¬
лов или трудоемкости изготовления [6.1].
Одним из высокоэффективных путей повышения экономич¬
ности новых изделий является повышение единичной мощности
трансформаторов, как правило, с повышением номинального
тока преобразователя, благодаря чему снижаются удельные
расходы материалов, повышается КПД, снижаются строитель¬
но-монтажные и эксплуатационные расходы. Однако при этом
должны учитываться вопросы резервирования и надежности
электроснабжения.
В ряде случаев целесообразно усложнение трансформаторов,
повышение удельных расходов материалов и потерь электро¬
энергии при условии, что технико-экономические показатели
279
преобразовательного агрегата при этом выигрывают. Так,
трансформаторы по схеме преобразования две обратные звезды
по сравнению с мостовой отличаются повышенной материа¬
лоемкостью, потерями электроэнергии и габаритными размера¬
ми, однако при определенных условиях они более эффективны,
позволяют улучшить массогабаритные показатели и уменьшить
потери электроэнергии в преобразователях. В ряде случаев
усложнение компоновки трансформаторов, их ошиновки, осо¬
бенно при больших токах, повышает материалоемкость и
трудоемкость изготовления трансформаторов, но очень эффек¬
тивно благодаря существенному упрощению компоновки всего
преобразователя, уменьшению размеров установки в целом,
повышению монтажной готовности изделий. Увеличение глуби¬
ны регулирования и применение мелкоступенчатого регулирова¬
ния также увеличивают материалоемкость, трудоемкость и
потери электроэнергии трансформаторов, но улучшают ведение
технологического процесса, позволяют стабилизировать ток
серий электролизных установок, что снижает общий расход
электроэнергии на получение продукта и зачастую улучшает
качество продукта. Повышение фазности ПТ увеличивает их
стоимость, но при этом улучшается качество потребляемой
электроэнергии, у потребителей уменьшаются потери, вызывае¬
мые несинусоидальными токами. Применение более дорогих и
металлоемких по сравнению с масляными сухих трансформато¬
ров позволяют снизить строительно-монтажные расходы,
уменьшить потери электроэнергии в системе электроснабжения.
Таким образом, для обеспечения высокой эффективности
применения трансформаторов в народном хозяйстве необходим
комплексный подход и анализ как условий производства, так и
эксплуатации, анализ собственно трансформаторного оборудо¬
вания и преобразователя в целом, а в ряде случаев и системный
анализ всей преобразовательной подстанции и ее потребитель¬
ских свойств. Хорошие результаты дает использование для этих
целей метода функционально-стоимостного анализа (ФСА).
Высокоэффективной формой организации ФСА является прове¬
дение предпроектных научно-исследовательских работ для сис¬
темного изучения совместно с потребителями технических
требований и оптимизации на этой базе принципиальных
решений по конструкции и технологии производства трансфор¬
маторного оборудования, подлежащего разработке. На выбор
конструкции и технологии изготовления влияют также факторы,
связанные с охраной окружающей среды и здоровья людей. Так,
например, несмотря на повышение расхода материалов или
повышение трудоемкости изготовления, создаются трансформа¬
торы и реакторы с пониженным уровнем шума, а трансформа¬
торы с заполнением негорючей, но токсичной жидкостью
заменяются сухими с термореактивной изоляцией обмоток.
280
Для разработки нового трансформаторного оборудования
заказчик должен представлять технико-экономическое обоснова¬
ние (ТЭО) задаваемых требований с расчетом ожидаемого
экономического эффекта от их реализации у потребителя. ТЭО
является важнейшей первой стадией выбора конструкции и
позволяет на второй стадии оптимизировать значения основных
параметров и электромагнитных нагрузок трансформаторов.
В результате выполняется сводный расчет, позволяющий
принять наиболее экономичное решение; рассматриваются и
согласовываются с заказчиками важнейшие параметры тран¬
сформаторного оборудования, схемы электроснабжения, фаз-
ность и схемы преобразования и др. В процессе разработки
изделия на стадиях технического и рабочего проектирования
расчеты экономической эффективности уточняются в соответст¬
вии с уточнением параметров и технических решений.
Ниже рассматриваются вопросы, связанные с экономической
оценкой новых изделий, позволяющей обосновать выбор ва¬
рианта конструкции трансформатора на второй стадии оптими¬
зации.
Экономический эффект в результате создания новых изделий
может иметь место и на предприятии-изготовителе, и в
эксплуатации у потребителя. Как правило, варианты изделия
отличаются расходом материалов, потерями электроэнергии,
реактивными составляющими напряжения КЗ и др.
6.2. КОЭФФИЦИЕНТ ПОЛЕЗНОГО ДЕЙСТВИЯ
Как известно, для силового трансформатора общего назна¬
чения КПД определяется по формуле
л=1_^р^ (61)
‘ Л Pi + Pz
где Р2—полезная мощность трансформатора; —суммарные
потери XX и КЗ.
Учитывая, что
Л = КнЛномСО8ф2> (6-2)
формула (6.1) для определения КПД при нагрузке принимает
вид
Т] = 1 Рхх+к"л —, (6.3)
кАом COS Ч>2 + Рхх + К £ Рк
где kh=S/Shom—коэффициент нагрузки трансформатора; costp2 —
коэффициент мощности нагрузки; S, ,SHOM—соответственно
фактическая и номинальная мощности трансформатора; Рхх,
Рк—соответственно потери XX при номинальном напряжении
и нагрузочные (короткого замыкания) при номинальном токе.
281
КПД преобразовательного трансформатора при номиналь¬
ной нагрузке преобразователя током 7dHOM и номинальном
выпрямленном напряжении UdHOM на шинах плюс—минус
преобразователя
■I р ,Р ,р’
гда Ліном = ном4ном~нагрузка на постоянном токе; Р„—поте¬
ри в преобразователях.
К потерям электроэнергии в преобразователях относят
потери в вентилях, соединительных и защитных цепях, а также
потери в соединениях между трансформатором и преобразова¬
телями. Эти потери задают в технических условиях или
рассчитывают с учетом типа и количества вентилей и схемы их
соединения. Потери XX и нагрузочные рассчитывают по
формулам, приведенным в § 3.8 и 3.9. В некоторых случаях при
расчете КПД учитывают также потери электроэнергии, связан¬
ные с использованием форсированных систем охлаждения
трансформаторов [6.4].
6.3. РАСЧЕТ ПОТРЕБЛЯЕМОЙ РЕАКТИВНОЙ МОЩНОСТИ
Потребление реактивной мощности преобразователем, его
коэффициент мощности характеризуют важные технико-эконо¬
мические показатели установки, которые в значительной степе¬
ни влияют на эксплуатационные издержки. Потребление реак¬
тивной мощности зависит как от параметров трансформатора,
так и от схемы преобразования.
Полная мощность СО преобразовательного трансформатора
Sr=^P2 + Q2 + T2, (6.5)
где Р — активная мощность; Q—реактивная мощность, потреб¬
ляемая на частоте основной гармоники; Т—мощность искаже¬
ния, определяемая действующими токами высших гармоник.
Реактивная мощность в неуправляемых (диодных) преобра¬
зователях
6 = v51sin(p1; ѵ=71(1)/71. (6.6)
где V—коэффициент искажения формы кривой потребляе¬
мого тока; ф]—угол сдвига между основной гармоникой то¬
ка и синусоидальным напряжением сети; 7j —действующий
ток СО; 71(1)—действующий ток основной гармоники
В шестифазных схемах преобразования (трехфазная мосто¬
вая схема, схема две обратные звезды с уравнительным
реактором, кольцевая схема) реактивная мощность на частоте
основной гармоники
282
Q6 = vS1 sin arccos
1—0,5 — ,
100 /
(6.7)
где ихк—реактивная составляющая напряжения КЗ.
Формула (6.7) справедлива при значениях реактивной состав¬
ляющей напряжения КЗ ихк = 04-50%. При значениях ws =
= 44-20% реактивную мощность рассчитывают по упрощенной
формуле
e6 = v51 (о, 133+1,41 (6.8)
В 12-фазных схемах преобразования, в частности с трансфор¬
матором с расщепленной ВО, части которой соединены в звезду
и треугольник, потребляемая реактивная мощность на частоте
основной гармоники в диапазоне практических значений иХКіК —
= 04-26% (I режим работы)
Q12 = vSj sin arccos ( 1 — 0,26 ), (6.9)
где ихкк—реактивная составляющая напряжения КЗ коммута¬
ции (отнесенная к полной мощности Sj ).
При значении ихкк = 44-20% реактивная мощность
Ôi2 = vS1fo,l + l.O67^\ (6.10)
В 24-фазных схемах преобразования, в частности с двумя
трансформаторами (или одним трансформатором с двумя актив¬
ными частями) с расщепленными ВО, части которых соединены
в звезду и треугольник, а СО соединены в треугольники с продол¬
женными сторонами, обеспечивающими сдвиг напряжения на 15°,
реактивную мощность на частоте основной гармоники рассчи¬
тывают для трех режимов в зависимости от значений реактив¬
ной составляющей напряжения КЗ коммутации [6.5, 6.6].
В режиме 1 при пЛКК<13%
024і = ѵ,$і sinarccosf 1—0.13^4. (6.11)
В режиме II при 13<wSK<wXKiKlIrp
C?24II = V^1 sin arccos
(6.12)
где граничное значение в режиме II реактивной составляющей
напряжения КЗ коммутации wSKlIrp зависит от отношения
реактивных сопротивлений в схеме замещения трансформатора,
показанной на рис. 6.1:
283
Рис. 6.1. Схема замещения транс¬
форматора в схеме 24-фазного
преобразователя
мзкіігр= ЮО sin (а+ 7,5°);
a = arctg_ *~°’5g зо°; I (6.13)
ѴЗ-1,866?
j! 1 I ’
Xc + Xi+x2
xc—реактивное сопротивление сети; xq—x3—реактивные
сопротивления схемы замещения III, причем для симметричных
схем х2 = х3.
В режиме ІИ при wSK>nSK1Irp
/-> с • Г 0,433 — 0,466?
С?24ш = ѵл 1 sin arccos < -, г , х
“ 1 [(1—0,966?) cos (а+30°)
х Г2 _ °-226 (1 + °'966)cos («+30°) и„ ~|]
L (0,75-0,808?) 100 Jj’ I0-14!
Реактивная мощность XX
Qxx = S^. (6.15)
где Zxx—ток XX, % номинального.
Значения коэффициентов искажения в зависимости от фаз-
ности преобразования и угла коммутации приведены в
табл. 6.1.
При технико-экономических расчетах принимают для шести¬
фазных схем преобразования ѵ = 0,955, двенадцатифазных ѵ =
=0,988, двадцатичетырехфазных—ѵ = 0,998.
Мощность искажения
T=Sly/l-v2. (6.16)
Таблица 6.1
Фазность
преобразования
Коэффициент искажения, град
у = 0
у= 15
у=30
6
0,955
0,969
0,981
12
0,985
0,994
0’998
24
0,997
0,999
0,999
284
Это выражение можно использовать при оценочных техни¬
ко-экономических расчетах эффективности повышения фазности
преобразования и учете затрат на фильтрокомпенсирующие
устройства.
6.4. ЦЕНА ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЬНОГО ТРАНСФОРМАТОРА
При проектировании нового изделия необходимо рассчиты¬
вать его цену, которая является одной из основных составляю¬
щих при определении экономической эффективности разработ¬
ки. Цену рассчитывают по формуле
Ц=С+ПН = С(1+РН), (6.17)
где С—себестоимость трансформатора; Пи—нормативная при¬
быль; Ри—норматив рентабельности, равный 0,15 для транс¬
форматорного оборудования.
Себестоимость изделия определяется затратами на изго¬
товление, которые разделяют на прямые и косвенные. Пря¬
мые затраты относят непосредственно к данному изделию,
косвенные получают путем условного распределения между
различными изделиями цеховых и общезаводских затрат.
Прямые затраты на производство изделия рассчитывают на
основе подетальных нормативов затрат на материалы, поо¬
перационных затрат труда на изготовление деталей и уз¬
лов, норм расхода комплектующих изделий. Расход материа¬
лов суммируют по каждому ассортименту в целом по из¬
делию, а стоимость определяют по действующим прейску¬
рантам (при этом вычитают стоимость реализуемых воз¬
вратных отходов). Аналогично определяют затраты на ком¬
плектующие изделия. Косвенные расходы — цеховые и обще¬
заводские— распределяются между различными изделиями про¬
порционально сумме основной заработной платы. Дополни¬
тельную заработную плату производственных рабочих при¬
нимают в размере 9, отчисления на социальное страхова¬
ние—14, расходы по содержанию и эксплуатации оборудо¬
вания—130, цеховые расходы — 50, общезаводские расходы —
100% основной заработной платы. При расчете себестоимо¬
сти учитывают также непроизводственные расходы, связан¬
ные со сбытом продукции (стоимостью тары, упаковкой,
доставкой на станцию отправления, стоимостью погрузки
и т. п.).
С учетом изложенных соображений формула (6.17) приобре¬
тает следующий вид:
^=СМ,К(1 +ктр)+3(1 +%)(! +кс-І-кскр)+Зкр(1 +кн), (6.18)
где Сы к — затраты на материалы и комплектующие изделия,
руб.; 3—основная заработная плата, руб.
285
Коэффициенты учитывают: ктр— транспортно-заготовитель¬
ные расходы; кс — внепроизводственные расходы; кя—дополни¬
тельную заработную плату рабочих, отчисления на социальное
страхование, а также цеховые и общезаводские расходы;
Кр—норматив рентабельности к собственным издержкам произ¬
водства, т. е. к себестоимости без прямых материальных затрат.
При расчете цены преобразовательных трансформаторов
принимают следующие значения коэффициентов: к = 0,04;
кс = 0,014, кн = 3,03; кр = 0,62.
Для приближенных расчетов можно воспользоваться фор¬
мулой
Ц = 1,07 Смк +6,93. (6.19)
Расчет затрат на материалы и комплектующие изделия:
См,к=^Дст+^Доб+^Дм+^Дпр + Ском-Своз, (6.20)
где GCT, Gû6, GM, Gnp, Цст, Цо5, Ци, Цир — чистые массы и цены
соответственно электротехнической стали, обмоточного прово¬
да, трансформаторного масла, прочих материалов; Ском—зат¬
раты на комплектующие изделия; Своз—возвратные отходы,
которые предприятие может реализовать; кt—к4 — коэффици¬
енты использования соответствующих материалов. Целесооб¬
разно в составе комплектующих изделий выделить затраты на
переключающие устройства. Чистые массы материалов прини¬
мают из электромагнитного расчета трансформатора или из
чертежей, комплектующие изделия — в соответствии со специ¬
фикацией изделия, цены на материалы и комплектующие
изделия находят в прейскурантах, коэффициенты использования
материалов принимают по табл. 6.2.
Затраты на основную заработную плату определяют по
нормативам на все виды работ или по фактическим данным
аналогичного трансформатора с поправками, учитывающими
соотношение масс материалов в рассчитываемом трансформа¬
торе- и аналоге. При этом необходимо также учитывать
конструктивные и технологические особенности рассчитываемо¬
го трансформатора. В качестве аналога следует принимать
серийно выпускаемый трансформатор, наиболее близкий по
мощности, конструкции и технологии изготовления.
Зарплата может быть рассчитана по приближенной формуле
3 = GCT3CT + Go63o6 + (6СТ + Go6 )Зс6+Gnp3np, (6.21)
где Зст, Зоб; Зс6, Зпр—удельные затраты заработной платы на
единицу массы при изготовлении соответственно магнитопрово¬
да, обмоток, а также при сборочных и прочих работах, руб/кг.
Примерные значения этих удельных затрат, а также отноше¬
ние массы прочих материалов к массе активных материалов для
286
Таблица 6.2
Наименование
материала
Коэффициент
использования
Наименование
материала
Коэффициент
использования
Электротехническая
сталь
0,92
Цветные металлы
для шин
0,98
Обмоточная медь
0,99
Прокат черных
0,82
Т рансформаторное
масло
0,95
металлов
преобразовательных масляных трансформаторов приведены в
табл. 6.3.
В качестве примера, в табл. 6.4 приведен расчет ПТ типовой
мощности 40 000 кВ • А с РПН, освоенного в производстве.
6.5. РАСЧЕТ ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ ИЗДЕРЖЕК
При эксплуатации трансформатора имеют место издержки,
которые должны учитываться при определении оптимального
варианта конструкции: затраты на покрытие потерь XX и
потерь КЗ, затраты на компенсацию реактивной мощности,
обусловленной током XX и реактивным сопротивлением транс¬
форматора.
Расчет этих издержек за год:
^' = ^хх^клСэ + ЛгомСэ + еххСпост+еСпер, (6.22)
где Твкл и тном—годовое число часов работы (включения)
трансформатора и годовое время номинальных потерь КЗ,
ч/год; Сэ—тариф на электрическую энергию, руб/(кВт-ч); Q и
бхх—реактивная мощность, рассчитанная по формулам (6.6) —
(6.14); Спост—затраты на компенсацию постоянной реактивной
мощности, обусловленной током XX, руб/(квар • год); Спер—
затраты на компенсацию переменной реактивной мощности,
обусловленной реактивной составляющей напряжения КЗ ком¬
мутации трансформатора, руб/(квар • год).
Таблица 6.3
Типовая
мощность,
кВ-А
Устрой¬
ство ре-
гулиро-
вания
напряже¬
ния
Удельная заработная плата, руб/кг
G..P
з„
Зоб
*сб
’пр
GCt+GC6
2500—8000
ПБВ
0,015- 0,012
0,11 0,08
0,07 - 0,05
0,08
0,06
1,4 0,85
10 000 -
32 000
ПБВ
0,011-0.008
0,13—0,09
0,05-0,03
0,09-
-0,07
1,2—0,75
4000 8000
РПН
0,021—0,017
0,3- 0,18
0,23- -0,16
0,14
0,11
1,9—1,25
10 000 -
РПН
0,017— 0,011
0,32—0,18
0,40—0,18
0,12
-0,08
1,85—1,1
80 000
287
Таблица 6.4
Наименование затрат
Доля от основ¬
ной заработной
платы, %
Сумма, руб.
Сырье и основные материалы
-—
43 455
Покупные комплектующие изделия и полу¬
фабрикаты
—
4501
Возвратные отходы*
—
421
Итого прямых затрат на материалы и комплек¬
тующие изделия
—
47 535
Основная заработная плата производственных
рабочих
—
4443
Дополнительная заработная плата производствен¬
ных рабочих
9
400
Отчисления на социальное страхование
14
678
Расходы по освоению производства нового
трансформатора
—
—
Расходы по содержанию и эксплуатации обору¬
дования
126,6
5625
Цеховые расходы
48,5
2155
Общезаводские расходы
■ 96,3
4279
Прочие производственные расходы
—
—
Производственная себестоимость
.—
65 115
Внспроизводственные расходы (1.4% производст¬
венной себестоимости)
—
912
Полная себестоимость
—
66 027
Себестоимость без прямых материальных затрат
—
18 492
Прибыль (62% себестоимости без прямых мате¬
риальных затрат)
■—-
И 465
Оптовая цена
—
77 000
* Вычитаются.
Годовое число часов работы и годовое время номинальных
потерь трансформатора определяются условиями работы пре¬
образователя конкретного потребителя. Усредненное время
принимают по табл. 6.5.
Тариф на электрическую энергию принимается по данным
прейскуранта для соответствующей группы потребителей. Если
такие данные для каких-либо потребителей отсутствуют, то при¬
нимают в качестве среднего значения 0,018 руб/(кВт-ч). Затраты
на компенсацию реактивной мощности, обусловленной током
XX и реактивным сопротивлением трансформатора, принимают
в размере 2 руб/(квар • год) и 0,3 руб/(квар • год) соответственно.
6.6. РАСЧЕТ ЭКОНОМИЧЕСКОЙ ЭФФЕКТИВНОСТИ
Если у одного из сравниваемых вариантов все показатели
лучше, чем у другого, т. е. себестоимость изделий (Q и его
издержки в эксплуатации (И') меньше, то его экономическая
эффективность не вызывает сомнений.
288
Таблица 6.5
Режим работы
трансформатор¬
ного оборудова¬
ния
Потребитель (ориентировочно)
Г.К„’
ч/год
Т ,
ком’
ч/год
Односменный
Гальваническое производство
2000
1500
Двухсменный
Электропривод; гальваническое произ-
4000
2500
водство
Трехсменный
Городской транспорт; электропривод про-
8000
4500
Непрерывный
катных станов; некоторые электролизные
установки в химической промышленности
Магистральный железнодорожный транс-
8600
6500
порт; электролизные установки
Очевидно также, что предпочтительным следует считать
вариант трансформатора, который при одинаковой цене со
сравниваемым имеет улучшенные технические параметры или
меньшую себестоимость при одинаковых технических парамет¬
рах. Однако обычно снижение издержек в эксплуатации вызы¬
вает повышение себестоимости (цены) изделия и оптимальный
вариант выбирают исходя из интересов народного хозяйства.
Для сопоставления вариантов используют метод «приведенных
затрат», при котором экономичность капитальных вложений
характеризуется нормативным коэффициентом экономической
эффективности (Ен). Сумма затрат на производство изделия и
его эксплуатацию должна быть минимальной:
3=С+ЕнИ'->тт. (6.23)
Нормативный коэффициент эффективности принимают рав¬
ным 0,15.
В развернутом виде в соответствии с [6.2 и 6.3] эта формула
для определения народнохозяйственных затрат принимает сле¬
дующий вид:
Знх = С+ ЕНЕК+Ир+Е^к', (6.24)
где ЕК—удельные дополнительные капитальные затраты, свя¬
занные с созданием и организацией производства нового
трансформатора: при расчете затрат освоенного в производстве
трансформатора принимают ЛЛ?=0; ЕК'—дополнительные ка¬
питальные вложения потребителя (без учета стоимости рас¬
сматриваемого изделия), связанные с приобретением дополни¬
тельного оборудования, устройством фундаментов, капиталь¬
ными ремонтами, доливкой трансформаторного масла при
монтаже и т. п.; Рам— коэффициент отчислений на амортиза¬
цию при использовании потребителем трансформатора, значе¬
ние этого коэффициента принимают равным 0,0874; И’ — годо-
289
19-898
вые эксплуатационные издержки потребителя при использова¬
нии трансформатора, связанные с затратами на покрытие
потерь электроэнергии и обслуживание.
В процессе проектирования решается задача выбора опти¬
мального варианта, которая сводится к определению мини¬
мального значения Знх, при этом переменными являются
затраты производителя на изготовление изделия, на создание и
организацию производства нового изделия, а также затраты
потребителя на текущие эксплуатационные издержки и со¬
путствующие капитальные вложения. При поиске оптимального
варианта нет необходимости всегда полностью определять все
составляющие выражения (6.24). Оптимизацию можно предва¬
рительно проводить по показателям, которые являются опре¬
деляющими и дают достаточную уверенность, что выполненный
расчет условного оптимума будет близким к оптимальному
варианту. Так, в начальной стадии проектирования трансфор¬
матора расчет вариантов может выполняться по упрощенной
формуле
К\ К2
(6.25)
где И\—затраты на годовые потери электрической энергии.
Экономический эффект от создания нового трансформатор¬
ного оборудования по сравнению с базовым, освоенным в
производстве,
3 = C6a-(CH + £HAÆ) + ^^b^dïk^5 (6.26)
Рцы +
где С6, Сн, И'5, И'и- соответственно себестоимость и годовые
эксплуатационные издержки базового и нового трансформато¬
ров: Kg и к’и—дополнительные капитальные вложения потре¬
бителя, связанные с приобретением базового и нового транс¬
форматоров; а—коэффициент эффективности нового и базово¬
го трансформаторов.
Сравниваемые трансформаторы могут различаться некото¬
рыми параметрами, влияющими на производительность пи¬
таемого технологического оборудования, например парамет¬
рами регулирования напряжения под нагрузкой, возможностью
стабилизации тока преобразовательного агрегата или подстан¬
ции, типовой мощностью трансформаторного оборудования.
Они могут также различаться параметрами надежности и срока
службы. В связи с этим коэффициент эффективности
1/тб+Е
а = а.а7; а<=—; (.1?=-!—^—1
1 Д6’ 2 \!Та+Ек
(6.27)
где Ви, Въ, Ти, Тъ—соответственно производительность и срок
службы, обеспечиваемые новым и базовым трансформаторами.
290
В отдельных случаях, когда учесть изменение производи¬
тельности затруднительно, коэффициент aY определяется соот¬
ношением типовых мощностей нового (ST,H) и базового (STjC)
трансформаторов:
ai=(SH/S^6. (6.28)
Формулу (6.26) целесообразно применять, когда Сн<Сб и
эксплуатационные параметры нового изделия улучшаются не¬
значительно. В тех случаях, когда Сн>Сб и эксплуатационные
параметры существенно улучшаются, рекомендуется использо¬
вать выражение
Э = Ц5а-(Ця + ЕяАК) +
(И'6-И’я)-Ек(к'н-к$
Еаы + Ея
(6-29)
где Ц5, Ця — цены нового и базового трансформаторов соот¬
ветственно.
6.7. ПОКАЗАТЕЛИ ТЕХНОЛОГИЧНОСТИ ТРАНСФОРМАТОРОВ
При создании новых трансформаторов решается задача
достижения оптимальных затрат материалов, труда и средств
на изготовление, эксплуатацию и ремонт при установленных
показателях качества. Как было показано выше, оптимальный
вариант может быть выбран путем технико-экономических
расчетов и сравнений. Полученные результаты целесообразно
сравнить со стандартизированными базовыми показателями
технологичности конструкции, что позволяет судить об уровне
разработки нового изделия, анализировать направления со¬
вершенствования их показателей, а также технологической
подготовки производства. Они могут использоваться и при
расчете мощности предприятия и его участков, и для укрупнен¬
ного определения потребности в материалах, трудовых ресурсах
и т. д.
Для ПТ установлена номенклатура базовых показателей
технологичности, приведенных ниже.
Удельная трудоемкость изготовления, нормо-час/(кВ - А) Тя
Удельная технологическая себестоимость, руб/(кВ А) Ст
Удельная материалоемкость изделия, кг/(кВ - А) Ку м
Удельная материалоемкость проката черных металлов, кг/(кВ-А) ^>.п,ч
Удельная материалоемкость электротехнической стали, кг/(кВ - А) Kÿ.à.c
Удельная материалоемкость проводниковых материалов, кг/(кВ • А)
Кроме того, к базовым показателям технологичности
относят коэффициенты использования материалов, приведенные
в табл. 6.2.
При расчете удельных показателей технологичности ПТ за
базу принимают их номинальную типовую мощность. Эти
291
Таблица 6.6
Типовая
мощность кВ-А
Устройство
регулирования
напряжения
Базовые показатели технологичности
Т„, нормо-час/
/(кВ А)
Ст, руб/(кВ А)
К ы, кг/(кВ А)
2500- -8000
ПБВ
0,35 0,18
3,8—
2,5
3,8—
2,9
10000 32000
ПБВ
0,22 0,12
2,6
1,6
2,3—
1,8
4000 -8000
РПН
0,57—0,41
5,1
3,7
4,3—
3.2
10000 -80000
РПН
0,41—0,17
4,0—
1,6
2,9—
1,7
показатели устанавливают для определенных групп изделий в
зависимости от их назначения и конструктивных особенностей
на основании технико-экономических показателей лучших оте¬
чественных конструкций, при этом удельные материалоемкости
АуіП Ч, А’УіЭЛ. и Л’УіПіМ являются вспомогательными (расчетными) и
обычно не нормируются.
В табл. 6.6 приведены базовые показатели технологичности
для групп масляных ПТ с классами напряжения СО 6, 10 и
35 кВ.
Широкие пределы значений базовых показателей техноло¬
гичности, приведенные в табл. 6.6, объясняются многообразием
конструктивных исполнений и параметров ПТ, к которым
следует отнести различия в схемах соединений обмоток, в
схемах и способах их расщепления (исполнение трансформа¬
торов с двумя раздельными активными частями в одном баке, с
расщеплением обмоток на разных концентрах или на одном
концентре), в классе напряжения обмоток, в значениях вып¬
рямленного тока, в способах охлаждения (М, Д, ДЦ или Ц)
и. др.
Очевидно, например, что значения показателей технологич¬
ности для конструкций с двумя активными частями в баке хуже,
чем для конструкции с расщеплением ВО на нескольких
концентрах и особенно на одном концентре трансформатора.
Аналогично прй одинаковой типовой мощности более метал¬
лоемкими и трудоемкими являются трансформаторы на боль¬
шие выпрямленные токи, особенно при относительно малых
выпрямленных напряжениях. Базовые показатели технологич¬
ности трансформаторов с РПН существенно зависят от способа
и параметров регулирования, например мелкоступенчатое по¬
фазное регулирование существенно увеличивает значения Тн и
Ст. Кроме того, следует учесть, что при расчете базовых
показателей технологичности принимают не расчетную типовую
мощность трансформатора (по номинальному выпрямленному
току и выпрямленному напряжению), а типовую мощность по
шкале номинальных мощностей в соответствии со стандартом,
что несколько искажает эти показатели.
292
Поэтому, хотя базовые показатели технологичности норми¬
руются в отдельных стандартах, они не могут служить в
качестве обязательного критерия для оценки технического
уровня проектируемого трансформатора—ими следует поль¬
зоваться для прикидочных расчетов и приближенных сравнений.
Глава седьмая
ОСОБЕННОСТИ ИСПЫТАНИЙ И ЭКСПЛУАТАЦИИ
ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЬНЫХ ТРАНСФОРМАТОРОВ
7.1. ПРИЕМО-СДАТОЧНЫЕ ИСПЫТАНИЯ
В процессе проведения опытно-конструкторских работ, про¬
изводства, эксплуатации и после ремонта трансформаторное
оборудование, в том числе для преобразовательных установок,
подвергается испытаниям. Испытания проводят в целях опре¬
деления качества изготовленного или отремонтированного
оборудования и его соответствия требованиям стандартов и
технических условий. Испытания подразделяются на приемо¬
сдаточные, квалификационные, типовые и периодические. Кро¬
ме того, при создании новых изделий производят пред¬
варительные испытания опытных образцов для определения
возможности их предъявления междуведомственным комис¬
сиям, которые проводят приемочные испытания и решают
вопрос о целесообразности постановки новых изделий на
производство.
Приемо-сдаточным испытаниям подвергают каждый выпус¬
каемый предприятием-изготовителем трансформатор или реак¬
тор. В объем этих испытаний входят внешний осмотр, проверка
коэффициента трансформации и групп соединения обмоток,
измерение сопротивления обмоток постоянному току, проверка
масла или негорючей жидкости, измерение характеристик
изоляции, испытание электрической прочности изоляции, изме¬
рение потерь и тока XX, измерение напряжения и потерь КЗ,
испытание трансформатора на герметичность, испытание его
переключающих устройств и блока автоматического управления
приводом.
Рассмотрим кратко объем, методы и особенности приемо¬
сдаточных испытаний ПТ и другого оборудования.
Внешнему осмотру подвергают все трансформаторы и
комплектующие вспомогательные устройства. Проверяют це¬
лостность фарфоровых вводов и других частей, а также наличие
пломб или клейма. У трансформаторов с заполнением маслом
или негорючей жидкостью проверяют состояние всех уплотне¬
ний и уровень жидкости.
293
Коэффициент трансформации и группу соединения обмоток
ПТ всех типов проверяют по ГОСТ 3484-77 (СТ СЭВ 1070-78)
[7.2]. Согласно ГОСТ 16772-77 коэффициент трансформации
трансформаторов с сетевым напряжением 0,38 кВ и более
может отличаться от заданного не более чем на +0,5%. Лишь
для трансформаторов с коэффициентом трансформации фазных
напряжений, равным 3 и меньше, или когда это особо
оговаривают в технических условиях, для отдельных видов
трансформаторов разрешается допуск +1%. Коэффициент
трансформации принимают равным отношению напряжений на
зажимах двух обмоток в опыте XX и измеряют на всех
ответвлениях обмоток и для всех фаз. На ответвлениях,
недопустимых для измерения после сборки, коэффициент
трансформации определяют до пайки отводов и полной сборки
трансформатора. Для трехобмоточных трансформаторов коэф¬
фициент трансформации достаточно проверять для двух пар
обмоток, у которых напряжение КЗ наименьшее. В трансфор¬
маторах с расщепленной обмоткой коэффициенты трансфор¬
мации замеряют для каждой части расщепленной обмотки.
Кроме того, для одной из частей расщепленной обмотки
определяют коэффициент трансформации на всех ступенях
переключателя ответвлений при одном из положений переклю¬
чателя диапазонов, а также в одном из крайних положений
переключателя ответвлений и остальных положениях переклю¬
чателя диапазонов. Для остальных частей расщепленной об¬
мотки коэффициент трансформации проверяют только на
номинальной ступени переключателя ответвлений и в одном
положении переключателя диапазонов.
При испытании трехфазных трансформаторов одновременно
измеряют линейные напряжения между одноименными и ли¬
нейными зажимами обеих проверяемых обмоток. Допускается
также определять коэффициент трансформации по фазным
напряжениям соответствующих пар СО и ВО. В последнем
случае коэффициент трансформации проверяют при однофаз¬
ном или трехфазном возбуждении трансформатора. Измерение
коэффициента трансформации при трехфазном возбуждении
допускается проводить в тех случаях, когда предварительно
установлено, что несимметрия напряжения практически не
снижает точность измерений. В трехфазных трансформаторах
с соединением обмоток по схемам треугольник—звезда
или звезда—треугольник коэффициент трансформации при
измерении фазных напряжений определяют с поочередным
закорачиванием отдельных фаз обмотки, соединенной в тре¬
угольник. Для этого замыкают накоротко два соответствую¬
щих линейных ввода и при однофазном возбуждении оп¬
ределяют коэффициент трансформации оставшейся свободной
пары фаз.
294
Группы соединения обмоток ПТ проверяют так же, как и
силовых трансформаторов общего назначения,— по методике
испытаний, изложенной в ГОСТ 3484-77.
Сопротивления обмоток ПТ и другого оборудования изме¬
ряют по ГОСТ 3484-77. В ПТ с соединением ВО по схеме две
обратные звезды с встроенным уравнительным реактором
измеряют все линейные сопротивления каждой из звезд и
сопротивления между одним из линейных выводов Каждой из
звезд и соответствующим выводом уравнительного реактора.
Фазные сопротивления ВО и сопротивления ветвей уравнитель¬
ного реактора
7?ф = 0,57?л; Яр = Дп-Яф, (7.1)
где R„—сопротивление между линейными выводами ВО обмот¬
ки трансформатора; Rn фазное сопротивление ВО трансформа¬
тора, включая сопротивление одной ветви уравнительного реак¬
тора; Rp—сопротивление одной ветви уравнительного реактора.
Если уравнительный реактор выполнен с отдельными выво¬
дами или если начала и концы обмотки реактора выведены из
бака, то сопротивление обмоток реактора постоянному току
измеряют независимо от измерения сопротивления обмоток
трансформатора.
Линейные сопротивления трансформаторов с переключаю¬
щим устройством любого типа измеряют при всех положениях
переключающего устройства. При наличии реверсора или
переключателя диапазонов сопротивление обмоток измеряют
при всех положениях переключающего устройства в одном
положении реверсора или переключателя диапазонов. Кроме
того, дополнительно производят по одному измерению на
последней ступени переключателя при других положениях
реверсора или переключателя диапазонов.
В ПТ с масляным охлаждением испытывают трансформа¬
торное масло на электрическую прочность и измеряют тангенс
угла диэлектрических потерь. Эти испытания проводят в
соответствии с требованиями классов напряжения 35 кВ и выше
и трансформаторов мощностью более 10 ООО кВ • А независимо
от напряжения, пробу масла берут из бака трансформатора.
Для остальных трансформаторов проба масла для испытания
на электрическую прочность берется из емкости, в которой
хранится масло, не реже 1 раза в день. Тангенс угла
диэлектрических потерь масла измеряют для ПТ класса
напряжения ПО кВ и выше. Указанные испытания проводят
также для трансформаторов, заполненных негорючей жид¬
костью. Электрическую прочность и тангенс угла диэлектри¬
ческих потерь пробы негорючей жидкости из бака трансформа¬
тора измеряют в соответствии с требованиями отраслевых
стандартов и технических условий.
295
На предприятии-изготовителе измеряют также характерис¬
тики изоляции. У всех ПТ измеряют сопротивление изоляции.
Для трансформаторов мощностью 10000 кВ-А и более класса
напряжения 35 кВ и для всех трансформаторов класса напря¬
жения НО кВ и выше определяют тангенс угла диэлектрических
потерь изоляции и емкость.
На всех ПТ испытывают электрическую прочность изоляции
напряжением, приложенным от постороннего источника с
частотой 50 Гц и напряжением, индуктированным в самом
трансформаторе, по методике ГОСТ 1516.2-76 и ГОСТ 22756-77
[7.3, 7.4]. Значения испытательных напряжений от постороннего
источника частотой 50 Гц для СО приведены в табл. 1.9 и 1.10.
Индуктированное в самом трансформаторе напряжение должно
быть равно двойному номинальному напряжению. Испыта¬
тельные напряжения изоляции ВО, обмоток реакторов выби¬
рают в соответствии с табл. 1.11. Испытательные напряжения
изоляции между частями вентильной обмотки трансформатора
или ветвями уравнительного реактора указывают в технических
условиях, однако эти напряжения не должны превышать
значений, приведенных в табл. 1.11.
Опыт XX проводят для всех ПТ в целях определения потерь
и тока XX при номинальном напряжении. В трансформаторах
класса напряжения до 35 кВ включительно с вентильными
обмотками, состоящими из нескольких частей, в опыте XX
напряжение подают на сетевую обмотку. Во всех других
случаях трансформатор возбуждают со стороны ВО. Если
вентильные обмотки испытуемого трансформатора занимают
часть высоты всей обмотки, то для правильного определения
потерь в стали магнитопровода необходимо соединять между
собой параллельно все ВО с разными числами витков,
расположенные по всей высоте стержня трансформатора.
В целях выявления возможных дефектов, возникших при
сборке и появившихся в процессе испытания в трансформаторах
и автотрансформаторах типовой мощностью 10000 кВ-А и
менее, опыт XX при номинальном напряжении проводят после'
испытания изоляции. Для всех ПТ установлены допуски по
потерям XX 15% и по току XX 30%. В трансформаторах
мощностью 10000 кВ-А и более потери XX измеряют также
при малом напряжении. Эти измерения позволяют осущест¬
влять контроль потерь XX в условиях эксплуатации, где
нередко нет условий для проведения опыта XX при номиналь¬
ном напряжении. Потери холостого хода определяют при
напряжении 5—10% номинального, но одно измерение потерь
должно быть выполнено при напряжении 380 или 220 В.
Измерения напряжения и потерь КЗ (опыт КЗ) проводят на
всех трансформаторах и автотрансформаторах мощностью
свыше 10 кВ А, а также на уравнительных реакторах. Схемы
296
соединения выводов ВО в опыте КЗ и основные соотношения
электрических параметров указаны в табл. 7.1. Цифры у фазных
зажимов ВО в табл. 7.1 указывают на порядок чередования фаз.
В табл. 7.1 приняты обозначения: UBO- -действующее значение
номинального междуфазного напряжения ВО в режиме XX;
Іл—действующее значение линейного тока СО, приведенное к
номинальному току преобразователя, при равенстве междуфаз¬
ного напряжения сети и фазного напряжения ВО для нулевых
схем и равенстве междуфазного напряжения сети междуфазному
напряжению ВО для мостовых схем; ZdHOM — номинальный ток
преобразователя; Udio- теоретическое среднее значение напря¬
жения между положительным и отрицательным вводами пре¬
образователя (преобразовательной секции) при XX без учета
падения напряжения в преобразователе и без учета повышения
напряжения XX в схемах с уравнительным реактором; Ра, Рь,
Рс—потери КЗ при испытании опыта КЗ, соответствующие а, Ь,
с в табл. 7.1. иа, иь, ис—напряжения КЗ при испытаниях в
опытах а, Ь, с; к—отношение потерь ВО к потерям СО при
опыте КЗ, причем потери вычислены по сопротивлениям
обмоток постоянному току.
Стандартами разрешается допуск +10% на потери КЗ.
Напряжение КЗ для всех ПТ с выпрямленным напряжением
более 100 В не должно отличаться от заданного более чем на
±10%. Для ПТ с выпрямленным напряжением до 100 В
включительно допускается отклонение напряжения КЗ до
±20%.
Опыт КЗ проводят при токе 0,25—1 номинального после
заполнения бака трансформаторным маслом или негорючей
жидкостью и при включении переключателя ответвлений на
основную ступень. Если потери * КЗ на этой ступени не
наибольшие, то опыт КЗ проводят на ступени ответвлений,
соответствующей наибольшим потерям. Пониженное напря¬
жение в опыте КЗ рекомендуется подводить к сетевой обмотке
при замкнутых накоротко вентильных обмотках.
Если в схемах преобразования однофазной нулевой, две
обратные звезды с уравнительным реактором и эквивалентной
двенадцатифазной мостовой ВО расщеплена на более чем две
части, то для определения напряжения КЗ коммутации замы¬
кают накоротко выводы всех частей с одинаковой схемой
соединения. При определении напряжения частичного КЗ
замыкают накоротко выводы одной части ВО. Если при
эквивалентной двенадцатифазной схеме преобразования на¬
пряжения КЗ коммутации частей ВО со схемой соединения
звезда или треугольник отличаются более чем на 20%, то
нормируют значения напряжения КЗ коммутации, определяе¬
мые в опытах а и b (см. табл. 7.1). Если ВО трансформатора
расщеплена на две и более частей, то в опытах КЗ ни в одной
• 297
Таблица 7.1. Схемы и параметры опытов КЗ
298
299
части СО или ВО ток не должен превышать номинальный. Для
эквивалентной двенадцатифазной и двадцатичетырехфазной
схем преобразования допускается изменение основных соотно¬
шений электрических параметров и соединений выводов ВО для
определения потерь и напряжений КЗ. Эти соотношения и
соединения выводов указывают в стандартах или технических
условиях на конкретные группы и типы трансформаторов. В
эквивалентной двадцатичетырехфазной схеме иа определяют как
среднеарифметическое значение результатов четырех опытов.
Для масляных трансформаторов и реакторов, а также для
сухих трансформаторов и реакторов с классами изоляции В и Е
приведенные к номинальному току потери и напряжения КЗ
приводят к температуре 75' С. Для сухих трансформаторов и
реакторов с классами изоляции F, Н, С приведение осущест¬
вляют к температуре 115° С.
При приемо-сдаточных испытаниях масляные трансформа¬
торы и трансформаторы с заполнением негорючей жидкостью
проверяют на герметичность в соответствии с требованиями
ГОСТ 3484-77.
В объем испытаний ПТ с ПБВ или РПН входят также
испытания переключающих устройств и блока автоматического
управления приводом. Переключающие устройства ПБВ испы¬
тывают в соответствии с требованиями ОСТ 16 0.686.962-82,
устройства РПН—по ГОСТ 24126-80 [7.5, 7.6], а блоки
автоматического управления приводом—по отраслевым стан¬
дартам или техническим условиям. Проверяют соответствие
предъявляемым требованиям панелей защиты, контактных
датчиков, защитных элементов, электрической изоляции, изме¬
ряют усилия контактного нажатия, переходные сопротивления
контактов, вращающий момент на выходном валу привода,
зазоры между контактами вакуумных дугогасительных камер,
сопротивление токоограничивающего резистора, а также про¬
изводят обкатку переключающего устройства приводным ме¬
ханизмом.
Для всех типов реакторов измеряют потери в меди; для всех
реакторов, кроме уравнительных, измеряют индуктивность.
В уравнительных реакторах измеряют также потери в стали.
7.2. КВАЛИФИКАЦИОННЫЕ, ТИПОВЫЕ И ПЕРИОДИЧЕСКИЕ ИСПЫТАНИЯ
Квалификационные * испытания проводят на первом образце
каждого нового типа трансформатора или реактора до начала
серийного или единичного повторяющегося производства.
Типовым испытаниям подвергают изделия по полной или
сокращенной программе при изменении конструкции, материа-
* Ранее эти испытания называли типовыми, приемочными.
300
лов или технологии производства, если эти изменения могут
оказать влияние на характеристики изделий.
Периодические испытания проводят в объеме и в сроки,
достаточные для обеспечения соответствия трансформаторного
оборудования стандартам и техническим условиям на конкрет¬
ные группы и типы изделий, но не реже 1 раза в пять лет для
трансформаторов и реакторов мощностью менее 10 МВ-А и
1 раза в восемь лет для трансформаторов и реакторов
мощностью 10 МВ-А и более.
В квалификационные и периодические испытания входят все
виды приемо-сдаточных испытаний, а также дополнительно
следующие испытания: на нагрев, на электрическую прочность
изоляции напряжениями грозовых импульсов и электрическую
прочность внешней изоляции (воздушных промежутков), на
стойкость при КЗ, баков на механическую прочность, на
уровень шума, на стойкость к климатическим и механическим
воздействиям. При периодических испытаниях трансформатор¬
ного оборудования испытания на стойкость при КЗ не являются
обязательными.
Испытания на нагрев проводят по любому из методов,
рекомендованных ГОСТ 3484-77, причем схемы соединения
зажимов и закорачивания обмоток выбирают так, чтобы токи в
обмотках и потери электроэнергии в опытах соответствовали
режимам работы трансформаторного оборудования в составе
преобразовательной установки. Допустимые превышения тем¬
пературы отдельных частей масляного трансформатора или
трансформатора с заполнением негорючей жидкостью над
температурой охлаждающей среды не должны превышать
значений, приведенных в табл. 7.2.
Таблица 7.2
Части трансформатора (реактора)
Превышение
температуры,
С
Метод измерения
Обмотки:
при естественной циркуляции или при¬
нудительной с ненаправленным пото¬
ком масла
при принудительной циркуляции с на¬
правленным потоком масла
60
65
По изменению сопротив¬
ления
Поверхности магнитопровода и конст¬
руктивных элементов
Масло или другой жидкий диэлектрик
в верхних слоях:
исполнение герметичное или с расши¬
рителем
исполнение негерметичное без расши¬
рителя
75
60
55
Термометром или тер¬
мопарой
То же
301
В отдельных обоснованных случаях допускается превышение
температуры обмоток трансформатора и встроенных уравни¬
тельных реакторов или других встроенных в бак изделий до
65' С. В трансформаторах для преобразователей с выпрямлен¬
ным напряжением до 100 В и выпрямленным током свыше
6300 А в отдельных точках магнитопровода и конструктивных
элементов допускается превышение температуры металлической
поверхности до 85е С.
Испытание электрической прочности изоляции СО масляных
трансформаторов напряжениями грозовых импульсов, а также
электрической прочности внешней изоляции (воздушных про¬
межутков) испытательными напряжениями при промышленной
частоте и грозовыми импульсами выполняют по методам
ГОСТ 15162-76 и ГОСТ 22756-77 [7.7]; значения испытательных
напряжений приведены в табл. 1.9. Трансформаторы классов
напряжения 3—35 кВ с РПН при диапазоне регулирования
напряжения более 20% импульсным испытаниям не подверга¬
ются, так как они предназначены для работы в электрических
установках, не подверженных воздействиям атмосферных пере¬
напряжений или снабженных специальными устройствами гро¬
зозащиты. Трансформаторы с заполнением негорючей жид¬
костью и сухие испытываются коммутационными волнами
и импульсными напряжениями, их значения приведены в
табл. 1.10.
На стойкость при КЗ испытывают все ПТ мощностью до 80
МВ-А. Точность методов расчета электродинамической
стойкости обмоток при КЗ недостаточна. Их можно ис¬
пользовать только для предварительной оценки стойкости
конструкции новых трансформаторов или сравнения пока¬
зателей аналогичных трансформаторов, достаточно близких по
конструкции, мощности и технологии производства. Поэтому
испытания на стойкость при КЗ являются основным, наиболее
достоверным методом определения фактической электродина¬
мической стойкости трансформатора. Они позволяют обна¬
ружить неустойчивые узлы и дать рекомендации по их
усилению.
Выбор режимов электродинамических испытаний ПТ связан
с особенностями их конструкции и возможных аварийных
ситуаций. Вентильная обмотка может состоять из двух, трех
или четырех частей, занимающих соответственно половину,
треть или четверть высоты стержня. При больших мощностях
каждая часть обмотки работает на отдельный преобразователь.
Номинальные токи ВО часто достигают десятков тысяч ампер.
Это обусловливает в аварийных режимах амплитудные мгно¬
венные значения токов до 400 кА. Большие выпрямленные токи
требуют выполнения сложной ошиновки, а также специальных
вводов, способных выдержать токи КЗ.
302
При эксплуатации трансформаторов, питающих полупро¬
водниковую преобразовательную установку, возможны сле¬
дующие аварийные режимы:
КЗ на вводах ВО трансформатора. Это наиболее тяжелый
режим, особенно когда КЗ возникает на вводах одной из
частей ВО;
КЗ в преобразователях или на шинах постоянного тока.
В этом режиме токи КЗ несколько ограничены сопротивлениями
ошиновки, реакторов, элементов преобразователей.
Для СО в большинстве случаев наиболее тяжелым является
режим, при котором все части ВО закорочены и имеют
минимальное эквивалентное сопротивление. Для ВО наиболее
тяжелым является режим, когда замкнута одна ее часть. Этот
режим особенно опасен, если закороченная часть ВО занимает
часть высоты стержня. При этом на стыке закороченной и
разомкнутой частей обмотки возникает большое радиальное
поле рассеяния, вызывающее значительные осевые силы.
Перечисленные факторы определяют выбор испытательных
режимов, однако их количество на одном испытуемом транс¬
форматоре должно быть сведено до минимума. При этом
необходимо проводить испытание части ВО, подверженной
наибольшим силам и определяемой на основании расчета
динамических усилий. Режимы КЗ указываются в программах
испытаний на конкретные типы трансформаторов, причем в
каждом режиме трансформатор должен подвергаться пяти
опытам КЗ длительностью от 0,5 до 1 с. Последовательность
режимов испытаний выбирают соответственно ожидаемому
увеличению расчетных сил.
При наличии мощного сетевого стенда, способного ста¬
бильно поддерживать напряжение в установившемся аварийном
режиме, кроме электродинамических испытаний проводят ис¬
пытания термической стойкости трансформатора при относи¬
тельно длительном воздействии аварийного тока. Для этого
один из режимов внезапного КЗ, как правило последний,
проводят в течение 5 с. Это испытание позволяет оценить
правильность выбора сечений обмоток, подводящих шин,
прочность изоляционных покрытий и качество пайки.
Учитывая, что напряжение, как правило, подается на
высоковольтную сетевую обмотку, для обеспечения достаточ¬
ной надежности изоляции трансформаторы испытывают пол¬
ностью собранными в собственном баке с трансформаторным
маслом. Это дает возможность также учесть влияние бака на
поля рассеяния и одновременно испытать вводы на стойкость
при КЗ.
В тех случаях, когда СО, на которую подается напряжение
при предварительно замкнутой ВО, является внутренним
концентром, принимают меры, исключающие насыщение маг¬
303
нитной системы. Для этой цели принудительно намагничивают
трансформатор постоянным током с помощью специального
источника питания [7.10].
При испытаниях на стойкость при КЗ преобразовательных
трансформаторов в основном придерживаются методов, изло¬
женных в ГОСТ 20243-74 и РТМ 16.688.026-74, и осциллогра-
фируют следующие основные электрические величины: первич¬
ное напряжение, первичный и вторичный токи. Осциллограммы
позволяют определить значения подводимого напряжения,
ударного и установившегося токов, длительность и характер
протекания аварийного режима. Первичное напряжение осцил-
лографируют через измерительный трансформатор напряжения,
а ток—через трансформатор тока с номинальным током,
близким к ударному значению тока в опыте. Встроенные в
отводы ВО трансформаторы тока для записи аварийных токов
непригодны, так как при испытаниях ток в десятки раз
превышает номинальный и погрешность измерения возрастает
недопустимо.
При электродинамических испытаниях особенно важны
следующие этапы: методы обнаружения повреждений; осцил-
лографирование тока и напряжения во время аварийного
режима; проведение опыта XX и измерение напряжения КЗ
после осуществления каждого из серии очередных режимов в
целях определения возможного виткового замыкания или
смещения обмоток; приемо-сдаточные испытания после полного
цикла электродинамических режимов, подтверждающие неиз¬
менность электромагнитных характеристик; внешний осмотр
активной части, тензометрические измерения усилий в обмот¬
ках, воздействующих на ярмовые балки. При подозрениях на
повреждение внутренних обмоток производят полный демонтаж
обмоток.
В соответствии с отраслевыми стандартами или техничес¬
кими условиями баки масляных трансформаторов мощностью
1000 кВ - А и более испытывают на механическую прочность при
остаточном давлении 50 кПа внутри них, и, кроме того, их
испытывают на механическую прочность при избыточном
внутреннем давлении 50 кПа.
Допускается распространять на трансформатор данного
типа, если он идентичен ранее прошедшему испытания транс¬
форматору другого типа, результаты следующих испытаний: на
нагрев; переключающих устройств и блока автоматики управ¬
ления приводом; на стойкость при КЗ; бака на механическую
прочность при вакууме и повышенном внутреннем давлении.
Допускается также распространять результаты испытания на
стойкость при КЗ одного типа трансформатора на новый тип
аналогичной (но не полностью идентичной) конструкции, если
на основании расчетных данных и типовых испытаний стой-
304
Таблица 7.3
Типовая мощ¬
ность, кВ • А
Допустимый уровень шума, дБ ■ А, не более, для класса
напряжения трансформаторов, кВ
6; 10
35
ПО
220
1000
57
—
—
—
1600
59
—
—
—
2500
61
—
—
—
4000
63
65
—
—
6300
65
67
70
—
10000
68
68
71
—
16000
70
70
73
75
25000
72
72
75
77
40000
74
74
76
78
63000
75
75
77
79
10000
81
81
81
83
типа трансформатора
при КЗ
оценивается
кость нового
достаточной.
Допустимые значения среднего уровня звука нормируют, так
же как и для силовых масляных трансформаторов общего
назначения, по ГОСТ 12.2.024-76 в зависимости от типовой
мощности и класса напряжения. Они приведены в табл. 7.3.
Уровень шума измеряют на линии, расположенной на
расстоянии 0,3 м от условной излучающей шум поверхности
трансформатора, при номинальном напряжении и номинальной
частоте на основных ответвлениях обмоток в режиме XX. Для
трансформаторов с установленной системой охлаждения видов
Д и ДЦ уровень шума измеряют при отключенном дутье на
расстоянии 0,3 м и при включенном дутье на расстоянии 2 м от
поверхности излучения. Допустимый уровень шума трансфор¬
маторов с заполнением негорючей жидкостью, а также реакто¬
ров независимо от способа охлаждения не должен превышать
80 дБ ■ А, если в технических условиях на конкретные типы
изделий не предусмотрены другие нормы.
Испытания трансформаторов и реакторов к климатическим
воздействиям в зависимости от климатического исполнения и
категории размещения изделия проводят по методам ГОСТ
16962-71 в следующем объеме: испытание на воздействие смены
температур; испытание на теплостойкость в эксплуатации;
испытание на влагостойкость; испытание на холодостойкость
при транспортировании, хранении и эксплуатации; испытание на
воздействие инея с последующим его оттаиванием; испытание
на брызгозащищенность. Эти испытания могут проводиться и
на составных частях (узлах) трансформаторов и реакторов
[7-12].
При испытаниях на стойкость к механическим воздействиям
определяют механическую прочность изделий при транспорти-
305
20-898
Таблица 7.4
Класс напряжения,
кВ
Мощность, кВ-А
Минимально допустимые значения сопро¬
тивления межлистовой изоляции постоян¬
ному току, Ом
до насадки
обмоток
после зашихтовки
верхнего ярма
До 35
До 10000
Сопротивление не измеряется
До 35
10000 и более
1,2
0,8
35
До 10000
1,2
0.8
35
10000 и более
0,017) *
НО и выше
Любая мощность
*D—диаметр стержня магнитопровода, мм.
ровании по ГОСТ 23216-78. Испытания проводят по методам
ГОСТ 23216-78 при транспортировании железнодорожным или
автомобильным транспортом в зависимости от условий транс¬
портирования—легких Л, средних С, жестких Ж, которые
установлены для конкретных типов изделий.
Кроме рассмотренных выше в процессе производства про¬
водят и ряд других испытаний, имеющих цель выявить
возможные отклонения и дефекты на ранней стадии произ¬
водства. У магнитопроводов проверяют мегаомметром сопро¬
тивление изоляции ярмовых балок, прессующих шпилек и
пластин, а также сопротивление изоляции листовой стали.
Минимально допустимые сопротивления межлистовой изоляции
постоянному току приведены в табл. 7.4.
В многопараллельных дисковых обмотках определяют коэф¬
фициенты трансформации всех параллельных ветвей до запайки.
В ВО проверяют правильность выполнения транспозиций и
отсутствие замыкания между параллельными проводами [7.14].
7.3. ВОПРОСЫ ЭКСПЛУАТАЦИИ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЬНЫХ
ТРАНСФОРМАТОРОВ
Надежность работы трансформаторного оборудования пре¬
образовательных установок определяется не только качеством
конструктивных и технологических решений, принятых при
проектировании, но и качеством изготовления, а также усло¬
виями транспортировки, хранения, монтажа и эксплуатации
изделий. За последние годы повысилась степень готовности
трансформаторов к включению, уменьшен объем работ при
монтаже и включении в эксплуатацию.
306
Масляные трансформаторы и реакторы типовой мощностью
до 2000 кВ • А отправляют на место установки полностью соб¬
ранными и заполненными трансформаторным маслом. Масля¬
ные трансформаторы мощностью 2500 кВ • А и выше транспор¬
тируют частично демонтированными: с них снимают расшири¬
тель, охладители, каретки для передвижения и ряд других узлов
и деталей. Активная часть находится в герметизированном
баке, заполненном маслом до уровня 80—200 мм ниже крышки.
Трансформаторы мощностью свыше 80 000 кВ • А или массой
более 100 т транспортируют без масла. Для сохранения свойств
изоляции трансформаторы заполняют азотом и снабжают
установками автоматической подпитки баков азотом.
Все трансформаторы с заполнением негорючей жидкостью
транспортируют полностью собранными. На время транспор¬
тировки с них снимают лишь электроконтактные термометры и
мановакуумметры. Трансформаторное оборудование с воздуш¬
ным охлаждением (сухие) отгружают на место установки
полностью собранным и упакованным в ящики, предохраняю¬
щие от механических повреждений и непосредственного воз¬
действия атмосферных влияний.
Для погрузочно-разгрузочных работ трансформаторы всех
типов снабжают специальными крюками для подъема всего
трансформатора, приспособлениями для подъемных домкратов,
каретками или салазками для передвижения.
Несмотря на усиление конструкции крепления активных
частей в баках, трансформаторы не допускают при транспорт¬
ных операциях резких толчков и рывков, а их угол наклона при
передвижении не должен превышать 15 .
Правильное хранение трансформаторов перед вводом в
эксплуатацию существенно влияет на эксплуатационные харак¬
теристики. Масляные трансформаторы для наружной установ¬
ки, полностью заполненные маслом, можно хранить на откры¬
том воздухе. Если трансформаторы поставляются частично
демонтированными, перед вводом в эксплуатацию на них
устанавливают расширитель, доливают масло, подсоединяют к
расширителю силикагелевый воздухоосушитель. Трансформа¬
торы, транспортируемые без масла, целесообразно заполнять
маслом как можно скорее. До заполнения трансформатора
маслом баллоны с азотом, входящие в состав устройства
подпитки, должны обеспечивать давление свыше 2 • ІО5 Па. При
падении давления ниже 2 • ІО5 Па баллоны заменяют.
Трансформаторы с заполнением негорючей жидкостью сле¬
дует хранить в закрытых помещениях. При длительном
хранении нужно соблюдать требования ухода, которые пре¬
дусмотрены для трансформаторов, находящихся в резерве.
Особенного внимания к условиям хранения требуют сухие
трансформаторы. Их хранят в закрытых сухих помещениях при
307
температуре воздуха не ниже 1° С и относительной влажности
не более 80% при температуре 20° С. Недопустимо хранить
сухие трансформаторы на открытых площадках под воздейст¬
вием солнечных лучей и атмосферных осадков.
Современные конструкции трансформаторов, как правило,
допускают включение в эксплуатацию без ревизии активной
части. Масляные трансформаторы мощностью более 2000 кВ • А
требуют проведения монтажа системы охлаждения, расширите¬
ля, предохранительной трубы, кареток, термосифонных фильт¬
ров, влагопоглотителей, контрольных кабелей, систем сигнали¬
зации и защиты, а для некоторых типов также монтажа вводов.
Перед включением трансформаторы испытывают на масло¬
плотность избыточным давлением столба масла высотой 0,6 м
над высшим рабочим уровнем в расширителе в течение 3 ч.
Помимо того, проверяют качество трансформаторного масла,
измеряют характеристики изоляции (тангенс угла диэлектри¬
ческих потерь и сопротивление изоляции обмоток постоянному
току), проверяют коэффициент трансформации.
Состояние изоляции трансформатора имеет важнейшее зна¬
чение для его успешной эксплуатации. В случае увлажнения
изоляции трансформаторы подвергают подсушке с маслом или
же производят сушку активной части без масла. Контрольная
подсушка производится при температуре верхних слоев масла
80° С и максимально допустимом конструкцией бака остаточ¬
ном давлении. Длительность подсушки без учета времени
нагрева не должна превышать 48 ч. Сушка активной части
производится в вакуум-сушильных печах, в специальных каме¬
рах с естественным давлением или в собственном баке с
определенным остаточным давлением. Сопротивление изоляции
R60 и тангенс угла диэлектрических потерь tg8, измеренные во
время монтажа и перед включением, приведенные к температу-
Таблица 7.5
Показатель качества масла
Значения показателей качества
масла
до заливки
непосредственно
после заливки
Минимальное пробивное напряжение, кВ:
класс напряжения до 15 кВ включительно
класс напряжения до 35 кВ включительно
класс напряжения НО кВ
Тангенс угла диэлектрических потерь при 90" С,
не более
Кислотное число, мг КОН на 1 г масла, не более
Температура вспышки, ° С, не более
Содержание механических примесей
Содержание водорастворимых кислот и щелочей
Температура застывания, °C, не выше
30
35
60
2,2
Отсу
Отсу
-45
25
30
55
2,6
3,02
135
тствуют
гствуют
308
ре измерения на заводе, должны составлять соответственно не
менее 70 и не более 130% значений, указанных в заводском
паспорте. Значения tg 8, приведенные к температуре заводских
измерений, равные или меньше 1%, считают удовлетворитель¬
ными без сравнения с паспортными значениями. Трансформа¬
торное масло должно удовлетворять требованиям, приведен¬
ным в табл. 7.5.
Трансформаторы с заполнением негорючей жидкостью
имеют высокую готовность, и дополнительные работы перед их
включением сводятся к установке мановакуумметра и термо¬
метрического сигнализатора и проверке герметичности. Герме¬
тичность трансформатора проверяют сухим азотом при избы¬
точном давлении 2 • 104 Па, которое не должно снижаться в
течение 6 ч. После испытания на герметичность избыточное
давление в трансформаторе необходимо снизить до 5 • ІО3 Па
при 25° С. Перед включением проверяют сопротивление изоля¬
ции обмоток, сопротивление обмоток постоянному току при
всех положениях переключающего устройства ПБВ. Сопротив¬
ление изоляции обмоток должно быть не меньше 70% значения,
измеренного на заводе. Электрическая прочность совтола
должна быть не ниже 30 кВ при температуре 65° С.
В реакторах, магнитопроводы которых выполнены с немаг¬
нитным зазором, перед включением необходима проверка ка¬
чества прессовки. В связи с тем что обмотки и магнитопровод
имеют зависимую осевую прессовку, перед затяжкой магнито¬
провода необходимо ослабить прессовку обмоток. Обмотки за¬
крепляют после прессовки магнитопровода нажимными винта¬
ми. Эта особенность подготовки к включению реакторов связа¬
на с необходимостью снизить до минимума их вибрацию и шум.
Условиями обеспечения параллельной работы ПТ с распре¬
делением нагрузки пропорционально номинальным мощностям
являются тождественность схем и групп соединения обмоток,
равенство коэффициентов трансформации с точностью до
+ 0,5% и равенство напряжений КЗ в пределах .+10%.
Возможна параллельная работа различных трансформаторов
при условии, что внешние характеристики таких преобразова¬
тельных агрегатов отличаются незначительно.
Включение трансформатора под напряжение производится
толчком, после чего его выдерживают под напряжением не
менее 30 мин. После этого трансформатор можно включать на
нагрузку.
Допустимые циклические перегрузки ПТ соответствуют
ГОСТ 16772-77 и приведены в табл. 7.5. В аварийных случаях
масляные и совтоловые трансформаторы допускают одну из
кратковременных перегрузок сверх номинального тока в соот¬
ветствии с ГОСТ 14209-85: 30% —120 мин, 45% — 80 мин,
60%—45 мин, 75% — 20 мин, 100% —10 мин, 200% —1,5 мин.
309
Масляные трансформаторы с дутьевым охлаждением могут
длительно нести нагрузку 60% номинальной при отключенном
дутье. Сухие трансформаторы допускают в аварийных случаях
одну из следующих кратковременных перегрузок сверх номи¬
нального тока: 20% — 60 мин. 30%—45 мин, 40% — 32 мин,
50% —18 мин и 60% — 5 мин.
В агрегатах со схемой выпрямления две обратные звезды
необходимо ограничивать небаланс токов ветвей уравнитель¬
ного реактора. Небаланс токов возникает при несимметрии
управляющих импульсов вентилей преобразователя и приводит
к насыщению уравнительного реактора. Последнее может
вызвать перегрузку одной из ВО и сетевой обмотки. Если же
при этом СО соединена в звезду, то возникает поток
вынужденного намагничивания и увеличиваются потери в стали
магнитопровода и в конструктивных элементах. Необходимо
принимать меры, устраняющие небаланс средних токов групп
вентилей прямой и обратной звезд свыше 0,5—1% номиналь¬
ного выпрямленного тока.
Увеличение напряжения питающей сети сверх номинального
с учетом его колебаний не должно превышать 5% напряжения,
указанного на табличке технических данных трансформатора
для данного положения переключающего устройства.
Для защиты обслуживающего персонала и аппаратуры
низкого напряжения при пробое СО на ВО трансформаторы
снабжают пробивными предохранителями. Предохранители ус¬
танавливают на вентильных обмотках с междуфазным напря¬
жением до 690 В при напряжении СО свыше 1000 В.
Преобразовательные трансформаторы в эксплуатации сис¬
тематически подвергают текущему контролю без отключения от
сети, периодическим ревизиям при полном отключении транс¬
форматора и капитальным ревизиям со вскрытием трансфор¬
матора. Текущий контроль и периодические ревизии проводят в
сроки, устанавливаемые в соответствии с местными условиями.
Капитальные ревизии масляных трансформаторов также про¬
водят в сроки, зависящие от условий эксплуатации преобразо¬
вательных агрегатов, но не реже 1 раза в 5—6 лет.
Трансформаторы с заполнением негорючей жидкостью капи¬
тальным ревизиям не подвергаются. Работа с совтолом (гек¬
солом) требует принятия специальных мер предосторожности.
При работе с негорючей жидкостью надевают спецодежду, ко¬
торую снимают после работы и хранят отдельно. Лицо и руки
после работы с жидкостью тщательно моют теплой водой с
мылом. Если жидкость попала на кожу, ее смывают сначала
растворителем, а затем теплой водой с мылом. Работы выпол¬
няют в отдельном помещении с хорошей вентиляцией. При ра¬
боте около больших открытых поверхностей с жидкостью
нужно применять местную вытяжную вентиляцию или пользо-
310
ваться защитными масками и противогазами. При соблюдении
указанных мер предосторожности работы с жидкостью не
представляют опасности для здоровья человека.
Надежная работа переключающих устройств является одним
из основных факторов, обусловливающих безаварийную работу
трансформаторов. Быстродействующие переключающие уст¬
ройства с вакуумными дугогасительными камерами (ВДК)
имеют высокие характеристики при меньших затратах на
эксплуатацию, но требуют высокой квалификации обслужи¬
вающего персонала. Особенно важно высококачественное вы¬
полнение всех операций, связанных с предпусковой наладкой
устройства и его включением в работу. Наличие быстродейст¬
вующего механизма со сложной кинематикой требует проведе¬
ния проверочных испытаний с определением методом осцилло-
графирования времени срабатывания контактов [7.15].
Время замкнутого состояния ВДК от 38 до 55 мс, предусма¬
триваемое для исключения разрыва цепи при переходе с одной
ступени регулирования на другую, характеризует скорость рабо¬
ты контактора и возможность его использования в диапазоне
температур трансформаторного масла от —30 до +100° С. Про¬
межуток времени от момента размыкания до момента замыка¬
ния контактов ВДК четных и нечетных положений длительно¬
стью не менее 23 мс гарантирует переход тока нагрузки с
одного ответвления обмотки на другое без КЗ ступени даже в
случае отключения тока в течение двух полупериодов.
При проверке углов срабатывания переключающего уст¬
ройства необходимо убедиться в том, что угол опережения
срабатывания контактов избирателя по отношению к углу
срабатывания ВДК составляет не менее 60°. Такого опережения
можно добиться только изменением взаимного расположения
цилиндрических шестерен передачи избирателя после расчлене¬
ния контактора с избирателем, но при обязательном сохранении
положения разъема. В механизмах с ВДК достигнуть этого же
угла срабатывания изменением положения соединительных
валов между приводным механизмом и избирателем не
представляется возможным.
Вакуумная дугогасительная камера обладает высокой элект¬
рической прочностью и при расстоянии между контактами 3 мм
выдерживает испытательное напряжение не менее 40 кВ. Отли¬
чительной особенностью ВДК является быстрое восстановление
электрической прочности промежутка между контактами.
Электрическая прочность межконтактного промежутка является
надежным критерием работоспособности ВДК, отсутствия в ней
натекания, которое может возникнуть в результате нарушения
герметичности. Как правило, камеры с натеканием, возникшим
из-за производственного дефекта при их изготовлении, выяв¬
ляются в течение первого года их хранения. Перед вводом в
311
эксплуатацию ВДК следует проверить испытанием на пробой
межконтактного промежутка размером 3 мм напряжением
20 кВ промышленной частоты в течение 1 мин. Контакты, не
выдержавшие испытания, должны быть заменены.
Регулярная работа переключающих устройств в течение
срока эксплуатации трансформаторов обеспечивает высокую
работоспособность, при этом исключается образование пленки
на трущихся и контактных поверхностях, а также улучшаются
характеристики ВДК, так как возникающая при разрыве тока
дуга обладает свойствами, способствующими восстановлению
вакуума. В случае относительно длительных перерывов в работе
целесообразно перед включением переключающего устройства
произвести несколько десятков переключений. Количество пе¬
реключений новых устройств не следует ограничивать, так как
их достаточно высокие ресурс и надежность работы гаранти¬
руются на основании проведенных испытаний и исследований.
В переключающих устройствах ПБВ с диапазоном +5%
(+2x2,5%) и в переключателях диапазонов также рекоменду¬
ется для очистки контактной системы от оксидов и возможного
зашламления производить около десяти переключений в одну и
другую сторону 1 раз в полгода.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
В.1. ОСТ 16 0.800.919-82. Трансформаторы и реакторы преобразовательные.
Типы и основные параметры. Типаж.
1.1. Забродин Ю. С. Промышленная электроника. М.: Высшая школа, 1982.
1.2. Размадзе Ш. М. Преобразовательные схемы и системы. М.: Высшая
школа, 1967.
1.3. Петров Г. Н. Электрические машины. Ч. I. М.: Энергия, 1974.
1.4. Фишлер Я. Л., Урманов P. Н. Преобразовательные трансформаторы.
М.: Энергия, 1974.
1.5. ГОСТ \f>Tïl-Tl. Трансформаторы и реакторы преобразовательные.
Общие технические условия. М.: Изд-во стандартов, 1984.
1.6. ГОСТ 18142.1-85. Выпрямители полупроводниковые мощностью выше
5 кВт. Общие технические условия. М.: Изд-во стандартов, 1986.
1.7. Сапожников А. В. Уровни изоляции электрооборудования высокого
напряжения. М.: Энергия, 1969.
1.8. ГОСТ 1516.1-76. Электрооборудование переменного тока напряжения
от 3 до 500 кВ. Требования к электрической прочности изоляции. М.: Изд-во
стандартов, 1977.
1.9. ГОСТ 22855-77. Трансформаторы масляные мощностью от 10000 до
40000 кВ-А для преобразовательных агрегатов электролизных установок.
Технические условия. М.: Изд-во стандартов, 1978.
1.10. Повышение надежности и экономичности систем электроснабжения
предприятий цветной металлургии / В. Г. Сальников. Я. Л. Фишлер. Л. М. Пест-
ряева, Р. А. Шарина. М.: ЦНИИцветмет экономики и информации, 1982.
312
1.11. Пестряева Л. М., Фишлер Я. Л. Трансформаторы для полупроводни¬
ковых преобразовательных агрегатов на токи 50—63 кА. М.: Информэлектро,
1.12. Урмаиов P. Н., Ветлугин Е. М. К теории регулирования напряжения
трансформатора дросселями насыщения//Изв. вузов. Электромеханика. 1965.
№ 2. С. 146—157.
1.13. Ветлугин Е. М., Урмаиов P. Н. Некоторые вопросы теории комбини¬
рованного регулирования напряжения трансформатора//Электричество. 1966.
№ 11. С. 37—40.
1.14. Фишлер Я. Л. Некоторые вопросы совершенствования конструк¬
ций трансформаторов для преобразователей//Электротехника. 1973. № 3.
С. 13—17.
1.15. Фишлер Я. Л., Демидова Н. А. Новые серии масляных трансформато¬
ров для вентильного электропривода постоянного тока//Электротехника. 1975.
№ 4. С. 46—49.
1.16. ГОСТ 23733-79. Трансформаторы масляные для тиристорных электро¬
приводов постоянного тока. Технические условия. М.: Изд-во стандартов, 1985.
1.17. Фишлер Я. Л., Вииник В. 3., Демидова Н. А. Типаж трансформатор¬
ного оборудования для преобразовательных установок 1974—1980 гг.//Сб.
Электротехническая промышленность. Сер. Аппараты высокого напряжения,
трансформаторы, силовые конденсаторы. 1975. Вып. 7 (51). С. 27—29.
1.18. А. с. 838668 СССР. МКИ3 С 05Г 1/14. Устройство регулирования
переменного напряжения/Б. А. Аржанников, Р. Н. Урманов, Я. Л. Фишлер,
В. С. Шлентов//Б. И. 1981. № 22.
1.19. А. с. 951255 СССР. МКИ3 С 05Г 1/14. Устройство для регулирования
переменного напряжения/Б. А. Аржанников, Р. Н. Урманов, Я. Л. Фишлер,
В. С. Шлентов//Б. И. 1982. № 30.
1.20. Вииник В. 3., Зборовский И. А., Фишлер Я. Л. Основные характеристи¬
ки новых серий трансформаторов для мощных тиристорных электроприво¬
дов//Электротехника. 1984. № 6. С. 43—46.
1.21. Фишлер Я. Л. Основные проблемы и перспективы развития трансфор¬
маторного оборудования для преобразовательных установок//Электротехника.
1984. № 6. С. 39—43.
1.22. А. с. 797020 СССР, МКИ3 H 02М 7/06. Двадцатичетырехфазный
преобразователь переменного напряжения/И. А. Зборовский, В. В. Павлов,
Л. М. Пестряева, Р. А. Шарина//Б. И. 1981. № 2.
2.1. Сапожников А. В. Конструирование трансформаторов. М.-Л.: Госэнер-
гоиздат, 1959.
2.2. ГОСТ 11677-85. Трансформаторы силовые. Общие технические условия.
М.: Изд-во стандартов, 1986.
2.3. Магнитопроводы силовых трансформаторов (технология и оборудова¬
ние)/А. И. Майорец, Г. И. Пшеничный, Я. 3. Чечелюк и др. М.: Энергия, 1973.
2.4. А. с. 862250 СССР, МКИ3 Н 01Г 27/28. Обмотка трансформа¬
тора/Л. В. Алексеева, Н. А. Иванец, Л. М. Пестряева//Б. И. 1981. № 33.
2.5. А. с. 790029 СССР, МКИ3 Н 01Г 27/28. Непрерывная обмотка
трансформатора/В. В. Павлов, Л. М. Пестряева, Ф. А. Абулнагимов//Б. И.
1980. № 47.
2.7. А. с. 495717 СССР, МКИ Н 01 27/28. Винтовая обмотка трансформа¬
тора/А. П. Юрченко, В. 3. Винник, Я. Л. Фишлер и др.//Б. И. 1975. №46.
2.8. А. с. 781990 СССР, МКИ3 Н 01Г 27/28. Винтовая обмотка трансфор¬
матора/Г. Б. Бревда, В. В. Павлов, В. С. Шуняков//Б. И. 1980. № 43.
2.9. А. с. 943875 СССР, МКИ3 Н 01Г 27/28. Расщепленная обмотка
трансформатора/Д. Д. Бродский//Открытия. Изобретения. Промышленные об¬
разцы. Товарные знаки. 1982. № 26.
2.10. А. с. 1107182 СССР, МКИ3 И 01Г 27/28. Трансформатор / Б. А. Выход¬
цев, Б. В. Пономарев, А. И. Склизков, Я. Л. Фишлер//Открытия. Изобретения.
Промышленные образцы. Товарные знаки. 1984. № 29.
2.11. А. с. 464916 СССР, МКИ Н 01 27/30. Прессующий узел/А. И. Склиз-
ков//Б. И. 1975. № 11.
313
2.12. А. с. 1081682 СССР, МКИ3 Н 01Г 41/06. Устройство для осе¬
вой прессовки обмоток масляных индукционных аппаратов/В. В. Володин,
А. А. Рудой, Б. Г. Тихонов//Открытия. Изобретения. Промышленные образцы.
Товарные знаки. 1984. № 11.
2.14. А. с. 621027 СССР, МКИ2 Н 01Г 27/36. Магнитный экран/А. В. Аге-
носов, Н. К. Васильев, М. А. Ротацкин, В. К. Шадрин//Б. И. 1978. №31.
2.15. А. с. 866591 СССР, МКИ3 И 01Г 27/28. Трансформатор / А. В. Аге-
носов, А. Л. Амромин, М. А. Ротацкин, А. А. Шмелев//Б. И. 1981. №35.
2.16. Фишлер Я. Л., Уткин А. И., Дроздов Г. К. Переключающие уст¬
ройства РПН для преобразовательных трансформаторов средней мощнос¬
ти//Сб. Электротехническая промышленность. Сер. Аппараты высокого на¬
пряжения, трансформаторы, силовые конденсаторы. 1975. Вып. 3(47). С. 24—
27.
2.17. Аншин В. Ш., Крайз А. Г., Мейксон В. Г. Трансформаторы для про¬
мышленных электропечей. М.: Энергоиздат, 1982.
2.18. Годунов А. М., Сещенко Н. С. Охлаждающие устройства трансформа¬
торов. М.: Энергия, 1976.
3.1. Тихомиров П. М. Расчет трансформаторов. М.: Энергоатомиздат, 1986.
3.2. Лейтес Л. В. Электромагнитные расчеты трансформаторов й реакторов.
М.: Энергия, 1981.
3.3. Лурье С. И. Электродинамическая стойкость трансформаторов при
коротких замыканиях и пути ее повышения//Электротехника. 1975. № 8.
С. 28—31.
3.4. Зенова В. П., Лурье С. И., Мильман Л. И. Стойкость сжимаемых об¬
моток трансформаторов при действии радиальных усилий короткого замыка¬
ния//Электротехника. 1975. № 4. С. 39—43.
3.5. РТМ 16800.428-77. Трансформаторы силовые. Расчет электродинами¬
ческой стойкости обмоток при коротком замыкании.
3.6. РТМ 16800.491-77. Трансформаторы силовые масляные с системами
охлаждения ДЦ и Ц. Тепловой расчет обмоток.
3.7. РТМ 16800.690-79. Трансформаторы силовые. Расчет потерь и тока
холостого хода.
3.8. Ривкин Г. А. Преобразовательные устройства. М.: Энергия, 1970.
3.9. Глебов Л. В., Горлов Ю. И., Струве Г. А. Кольцевая схема выпрямле¬
ния для многопостовых сварочных установок//Электротехника. 1972. № 1.
С. 30—33.
3.10. Рогацкин М. А., Амромин А. Л. Расчет тока в обмотках и напряжения
короткого замыкания мощных преобразовательных трансформаторов//Элект¬
ротехника. 1971. № 11. С. 20—23.
3.11. Амромин А. Л. Определение индуктивных сопротивлений рассея¬
ния трансформаторов//Сб. Электротехническая промышленность. Сер. Аппа¬
раты высокого напряжения, трансформаторы, силовые конденсаторы. 1972.
Вып. 10(19) -11(20). С. 27 30.
3.12. Амромин А. Л., Кубарев Л. П., Павлов В. В. Средняя длина витка при
расчете индуктивности рассеяния трансформатора//Электротехника. 1975. № 4.
С. 32—33.
3.13. РТМ 16 800.881-81. Трансформаторы силовые масляные с системами
охлаждения М и Д. Тепловой расчет обмоток.
3.14. РТМ 16 800.666-79. Трансформаторы силовые масляные с системами
охлаждения М и Д. Расчет системы охлаждения М и Д.
3.15. РТМ 16 800.369-76. Трансформаторы силовые масляные с системой
охлаждения ДЦ. Тепловой расчет системы охлаждения.
4.1. Лейтес Л. В., Пиннов А. М. Схема замещения многообмоточных транс¬
форматоров. М.: Энергия, 1974.
4.2. Винник В. 3., Зборовский И. А. Зависимость параметров схемы замеще¬
ния трансформатора от расположения частей расщепленной обмотки//Сб.
Электротехническая промышленность. Сер. Аппараты высокого напряжения,
трансформаторы, силовые конденсаторы. 1976. Вып. 9(65). С. 7—10.
314
4.3. Павлов В. В., Пестряева Л. М. Выравнивание токов нагрузки по частям
вентильных обмоток трансформаторов//Сб. Электротехническая промышлен¬
ность. Сер. Аппараты высокого напряжения, трансформаторы, силовые конден¬
саторы. 1974. Вып. 11(43). С. 20—22.
4.4. Индуктивные сопротивления рассеяния преобразовательных транс¬
форматоров/А. Л. Амромин, В. 3. Винник, В. В. Павлов, Л. М. Пестряева,
М. А. Рогапкин // Сб. Электротехническая промышленность. Сер. Аппараты вы¬
сокого напряжения, трансформаторы, силовые конденсаторы. 1974. Вып. 5(37).
С. 10—12.
4.5. Зборовский И. А. Влияние электромагнитной связи между обмотками на
гармонический состав токов двенадцатифазного преобразователя с параллель¬
ным соединением мостов//Электричество. 1981. № 5. С. 34—41.
4.6. Винник В. 3., Рогацкин М. А. Некоторые особенности расчета сетевой
обмотки преобразовательного трансформатора, работающего в двенадцати¬
фазной схеме выпрямления//Сб. Электротехническая промышленность. Сер.
Аппараты высокого напряжения, трансформаторы, силовые конденсаторы. 1973.
Вып. 11(31). С. 12—14.
4.7. Виноградов А. В., Павлов В. В. Расчет тока сетевой обмотки преобра¬
зовательного трансформатора, работающего в двенадцатифазной схеме вы¬
прямления//Сб. Электротехническая промышленность. Сер. Аппараты высокого
напряжения, трансформаторы, силовые конденсаторы. 1980. Вып. 4(108).
С. 1—3.
4.8. Виноградов А. В. Расчет потерь от вихревых токов в обмотках
преобразовательных трансформаторов // Сб. Электротехническая промышлен¬
ность. Сер. Аппараты высокого напряжения, трансформаторы, силовые конден¬
саторы. 1981. Вып. 1(114). С. 4—6.
4.9. Рогацкин М. А. Поля рассеяния и добавочные потери в обмотках
преобразовательных трансформаторов, имеющих на стороне ВО сочетание схем
«звезда» и «треугольник». М.: Информэлектро, 1967.
4.10. Снижение местных добавочных потерь в вентильных обмотках
преобразовательных трансформаторов серий ТДНПВ и ТДНП/В. В. Володин,
Л. М. Пестряева. Я. Л. Фишлер, М. А. Рогацкин // Сборник «Уралэлектротяж-
маш». Проектирование, исследование и производство электротехнического обо¬
рудования. Свердловск: Средне-Уральское книжное изд-во, 1974. С. ПО—120.
4.11. Володин В. В., Пестряева Л. М., Фишлер Я. Л. Вопросы снижения
добавочных потерь в обмотках мощных преобразовательных трансформато¬
ров//Сборник «Уралэлектротяжмаш». Свердловск: Средне-Уральское книжное
изд-во, 1974. С. 101 — 109.
4.12. Фишлер Я. Л., Пестряева Л. М. Вопросы регулирования напряжения
преобразовательных трансформаторов / Вопросы энергоснабжения электриче¬
ских железных дорог/Тр. УЭМИИТ. Вып. 49. Свердловск. 1976. С. 37—46.
4.13. Урманов Р. Н., Мангилева А. А., Световосов В. П. Некоторые вопросы
работы параметрического источника тока с выпрямителем//Вопросы энерго¬
снабжения электрических железных дорог/Тр. УЭМИИТ. Вып. 49. Свердловск.
1976. С. 74—81.
4.14. Гуттерман К. Д., Мангилева А. А. Влияние ступенчатого регулирова¬
ния на стабилизацию тока нагрузки в управляемом источнике тока//Исследо¬
вание систем и устройств автоматического регулирования уровня напряжения в
контактной сети/Тр. УЭМИИТ. Вып. 58. Свердловск. 1978. С. 35—43.
4.15. Урманов P. Н., Мангилева А. А. Нелинейные характеристики управ¬
ляемых реакторов в схеме параметрического источника тока//Изв. вузов.
Электромеханика. 1985. № 2. С. 104—108.
4.16. Урманов P. Н., Мангилева А. А. Влияние законов управления реакто¬
рами на характеристики параметрического источника тока//Исследование
систем и устройств автоматического регулирования напряжения в контактной
сети/Тр. УЭМИИТ. Вып. 68. Свердловск. 1982. С. 68—73.
4.17. Фишлер Я. Л., Пестряева Л. М. Вопросы изоляции в преобразователь¬
ных трансформаторах с глубоким регулированием напряжения//Вопросы
315
электрификации на железнодорожном транспорте / Тр. УЭМИИТ. 1971.
С. 74—79.
4.18. Исследование и расчет уравнительного тока в двенадцатифазной
мостовой схеме выпрямления / В. В. Павлов, М. А. Рогацкин, А. С. Митрошина,
Г. Б. Бревда//Сб. Электротехническая промышленность. Сер. Преобразователь¬
ная техника. 1984. Вып. 5(163). С. 1—3.
5.1. Трансформаторный агрегат ТА 160000/110/35 для выпрямительного
агрегата 100 кА, 600 В в электролизных установках//Технический проектѣ
Регистрационный № 78019457. Свердловск. УЭТМ. 1979.
5.2. А. с. 970494 СССР, МКИ3 Н 01Г 29/02. Многофазный трансформатор¬
ный агрегат с регулированием напряжения. / А. В. Виноградов, Л. М. Пестряева,
Я. Л. Фишлер//Б. И. 1982. № 40.
5.3. А. с. 773758 СССР, МКИ2 И 01 27/28. Преобразовательный трансфор¬
матор/В. В. Павлов, Л. М. Пестряева//Б. И. 1980. № 39.
5.4. А. с. 938323 СССР, МКИ3 И 01Г 27/30. Вентильная обмотка
преобразовательного трансформатора / А. В. Виноградов//Б. И. 1982. №23.
5.5. Бунин А. Г., Виногреев М. Ю., Конторович Л. И. Расчет распределения
токов и напряжений в обмотках трансформаторов//Электротехника. 1977. № 4.
С. 8—11.
5.6. Расчет импульсных воздействий в обмотках трансформаторов с
применением ЭВМ (обзор)/3. М. Белецкий, А. Г. Бунин, А. Ф. Горбунцов,
Л. Н. Конторович. М.: Информэлектро, 1978.
5.7. Лейтес Л. В., Пестряева Л. М. Расчет токов холостого хода трансфор¬
матора при пофазном регулировании напряжения//Сб. Электротехническая
промышленность. Сер. Аппараты высокого напряжения, трансформаторы,
силовые конденсаторы. 1977. Вып. 7(35). С. 11—14.
5.8. Пестряева Л. М. Расчет внешней характеристики двенадцатифазного
выпрямительного агрегата при пофазном регулировании напряжения преобра¬
зовательного трансформатора//Электротехника. 1977. №4. С. 26—29.
5.9. Пестряева Л. М. Расчет токов в преобразовательном трансформаторе
при пофазном регулировании напряжения//Электротехника. 1976. № 4.
5.10. Michat Jabtonski. Ргаса transformatora trôjfazowego prsy niesymetrycznej
regulacji przektadni//Rozprawy Elektrotechnicze. XIV. Z. 2. 1968.
5.11. A. c. 687476 СССР, МКИ2 H 01Г 21/12. Способ пофазного регулиро¬
вания напряжения трехфазного трансформатора/Л. М. Пестряева//Б. И. 1979.
№ 35.
5.12. А. с. 706889 СССР, МКИ2 Н 01Г 21/12. Трехфазный трансформатор с
пофазным регулированием напряжения и способ его регулирования / Л. М. Пест¬
ряева//Б. И. 1979. № 48.
6.1. Поволоцкий Л. Я. Экономическая эффективность новой техники в
трансформаторостроении. М.: Энергия, 1980.
6.2. Инструкция по определению экономической эффективности новой
техники, изобретений и рационализаторских предложений в электротехнической
промышленности. Утв. ГНТК СССР, Минэлектротехпромом, Госкомизобрете-
ний СССР, Госкомцен СССР. М.: Информэлектро, 1978.
6.3. Дополнительные указания и нормативно-справочные материалы к
Инструкции по определению экономической эффективности новой техники.
Трансформаторное оборудование. М.: Информэлектро, 1981.
6.4. Полупроводниковые преобразователи. Рекомендация МЭК. Публикация
146. 2-е изд. 1973. М.: ОНТД ЮИ, 1976.
6.5. Внешняя характеристика и коэффициент мощности преобразователь¬
ного агрегата 600 В, 100 кА//ОСЯ.126.928-4. Свердловск. 1979.
6.6. Зборовский И. А. Влияние параметров трансформаторов на потребление
реактивной мощности вентильными преобразователями//Электротехника. 1987.
7.1. Испытание мощных трансформаторов и реакторов / Г. В. Алексенко,
А. К. Ашрятов, Е. В. Веремей, Е. С. Фрид. М.: Энергия, ,1978.
316
7.2. ГОСТ 3484-77. Трансформаторы силовые. Методы испытаний. М.:
Изд-во стандартов, 1977.
7.3. ГОСТ 1516.2-76. Электрооборудование и электроустановки переменного
тока на напряжение 3 кВ и выше. Общие методы испытаний электрической
прочности изоляции. М.: Изд-во стандартов, 1977.
7.4. ГОСТ 22756-77. Трансформаторы (силовые и напряжения) и реакторы.
Методы испытаний электрической прочности изоляции. М.: Изд-во стандартов,
1986.
7.5. ГОСТ 24126-80. Устройства регулирования напряжения силовых транс¬
форматоров под нагрузкой. Общие технические условия. М.: Изд-во стандартов,
1980.
7.6. ОСТ 16.0.686.962-82. Устройства переключения ответвлений обмоток
силовых трансформаторов без возбуждения. Общие технические условия.
7.7. Амромин А. Л., Раутярви Л. А., Фишлер Я. Л. Испытания мощных
преобразовательных трансформаторов на динамическую устойчивость // Сб.
Электротехническая промышленность. Сер. Аппараты высокого напряжения,
трансформаторы, силовые конденсаторы. 1972. Вып. 2(11). С. 10—13.
7.8. ГОСТ 20243-74. Трансформаторы силовые. Методы испытаний на
стойкость при коротком замыкании. М.: Изд-во стандартов, 1986.
7.9. РТМ 16.688.026-74. Трансформаторы силовые. Методы испытаний.
Испытания на стойкость при коротком замыкании.
7.10. Конов Ю. С. Насыщение магнитопроводов трансформаторов и авто¬
трансформаторов при коротком замыкании//Сб. Электротехническая промыш¬
ленность. Сер. Аппараты высокого напряжения, трансформаторы, силовые
конденсаторы. 1976. № 11(67). С. 4—8.
7.11. ГОСТ 12.2.024-76. Трансформаторы силовые масляные. Нормы до¬
пустимого шума и методы шумовых испытаний. М.: Изд-во стандартов, 1985.
7.12. ГОСТ 16962-71. Изделия электронной техники и электротехники.
Механические и климатические воздействия. Требования и методы испытаний.
М.: Изд-во стандартов, 1982.
7.13. ГОСТ 23216-78. Изделия электротехнические. Хранение, транспор¬
тирование, консервация, упаковка. Общие требования и методы испытаний. М.:
Изд-во стандартов, 1984.
7.14. Рогацкин М. А. Новые устройства для измерения токов в парал¬
лельных ветвях трансформаторов и реакторов // Сб. Электротехническая про¬
мышленность. Сер. Аппараты высокого напряжения, трансформаторы, силовые
конденсаторы. 1979. Вып. 9(101). С. 4- -6.
7.15. Фишлер Я. Л., Утквн А. И. Эксплуатация переключающих устройств
преобразовательных трансформаторов//Энергетик. 1974. № 9. С. 12—15.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие 3
Введение 5
Глава первая. Общие сведения. Режимы работы 9
1.1. Статические преобразователи. Функции преобразовательных
трансформаторов 9
1.2. Схемы и фазность преобразования 11
Нулевые схемы 13
Мостовые схемы 19
Кольцевая схема 20
Схемы с повышенной фазностью преобразования 21
1.3. Схемы и группы соединения обмоток трансформатора 23
1.4. Классификация напряжений и сопротивлений короткого замы¬
кания 29
1.5. Требования к сопротивлениям и напряжениям короткого замы¬
кания 35
1.6. Внешняя характеристика преобразователя 40
Трехфазная мостовая схема при Ld=<x> 41
Шестифазная схема с уравнительным реактором при Ld=<x> 42
Кольцевая схема преобразования при Ld=m 43
1.7. Регулирование выпрямленного напряжения и стабилизация вы¬
прямленного тока 44
1.8. Схемы регулирования напряжения и стабилизации тока 49
Ступенчатое регулирование напряжения трансформаторов при
отключении всех обмоток 50
Ступенчатое РПН 50
Схемы встроенного ступенчатого РПН для электролизных уста¬
новок 53
Плавное и бесконтактное РПН 56
Комбинированное РПН 64
Пофазное РПН 67
1.9. Выбор испытательных напряжений 68
1.10. Классификация и условные обозначения преобразовательных
трансформаторов 73
1.11. Классификация реакторов 75
Глава вторая. Особенности конструкции траиформаторов 77
2.1. Магнитопроводы 77
2.2. Выбор конструкции обмоток 83
Сетевые обмотки 87
Вентильные обмотки 89
Регулировочные обмотки 96
2.3. Установка и крепление обмоток на магнитопроводе 96
2.4. Отводы сетевых обмоток 101
2.5. Переключающие устройства 104
2.6. Отводы вентильных обмоток 107
2.7. Вводы 111
2.8. Сварные конструкции, общая компоновка трансформаторов 113
318
2.9. Системы охлаждения 118
2.10. Системы автоматики и контроля 121
Глава третья. Расчет основных параметров преобразовательных
трансформаторов 126
3.1. Исходные данные 126
3.2. Расчет токов, напряжений и мощностей 127
Действующее значение линейного тока вентильной обмотки 127
Действующее значение фазного напряжения холостого хода
вентильной обмотки и коэффициент трансформации трансфор¬
матора 128
Действующее значение линейного тока сетевой обмотки 128
Расчет мощностей 128
3.3. Электромагнитные нагрузки трансформаторов 130
Электромагнитная индукция 130
Расчет диаметра стержня магнитопровода и числа витков 131
3.4. Плотность тока в обмотках 133
3.5. Расчет геометрии обмоток 136
3.6. Расчет параметров короткого замыкания 140
3.7. Расчет индуктивного сопротивления отводов (шин) вентиль¬
ных обмоток 146
3.8. Расчет потерь электроэнергии при нагрузке 151
Основные потери в обмотках и отводах 151
Добавочные потери в обмотках от вихревых токов основной
частоты 153
Добавочные потери в отводах 157
Добавочные потери при несинусоидальном токе 158
Потери в конструктивных элементах 159
3.9. Расчет потерь и тока холостого хода 159
3.10. Расчет превышений температуры 166
Тепловой расчет катушечных обмоток 167
Тепловой расчет цилиндрических обмоток 171
3.11. Расчет систем охлаждения 176
Трансформаторы с естественным и дутьевым охлаждением 176
Трансформаторы с форсированными системами охлаждения
Ц и ДЦ 177
3.12. Особенности расчета токов короткого замыкания 179
Короткое замыкание на вводах ВО 179
Короткое замыкание на шинах (плюс-минус) преобразователя ... 183
Пробой вентиля 185
3.13. Расчет электродинамической стойкости обмоток 187
Глава четвертая. Особенности расчета трансформаторов для двенад-
цатнфазного режима преобразования 196
4.1. Схема замещения 196
4.2. Зависимость индуктивных сопротивлений трансформатора от
конструкции обмоток 199
4.3. Внешняя характеристика преобразователя. Условие равенства
токов преобразовательных секций 204
4.4. Расчет уравнительного тока 212
4.5. Расчет токов, напряжений и мощностей 216
4.6. Расчет добавочных потерь в обмотках 224
4.7. Особенности расчета аварийных токов 232
Глава пятая. Особенности конструкции и расчета трансформаторов
с РПН 235
5.1. Расчет числа витков регулировочной обмотки и типовой мощ¬
ности трансформаторов с учетом глубины регулирования 235
5.2. Конструкция обмоток и их расположение 242
319
5.3. Расчет параметров холостого хода при пофазном регулировании
напряжения 257
5.4. Расчет внешней характеристики преобразователя с пофазным ре¬
гулированием напряжения трансформатора устройством РПН .... 266
5.5. Расчет токов трансформатора с пофазным РПН при нагрузке 268
5.6. Особенности расчета параметрических источников тока 272
Глава шестая. Расчет технико-экономических показателей 279
6.1. Общие вопросы технико-экономической эффективности 279
6.2. Коэффициент полезного действия 281
6.3. Расчет потребляемой реактивной мощности 282
6.4. Цена преобразовательного трансформатора 285
6.5. Расчет эксплуатационных издержек 287
6.6. Расчет экономической эффективности 288
6.7. Показатели технологичности трансформаторов 291
Глава седьмая. Особенности испытаний н эксплуатации преобразова¬
тельных трансформаторов 293
7.1. Приемо-сдаточные испытания 293
7.2. Квалификационные, типовые и периодические испытания 300
7.3. Вопросы эксплуатации преобразовательных трансформаторов .... 306
Список литературы 312
Производственное издание
Фиш лер Яков Львович
Урманов Рифат Нурович
Пестриева Людмила Михайловна
ТРАНСФОРМАТОРНОЕ ОБОРУДОВАНИЕ ДЛЯ
ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЬНЫХ УСТАНОВОК
Редактор H. Н. Хубларов
Редактор издательства И. В. Боцманова
Художественные редакторы В. А. Гозак-Хозак,
Г. И. Панфилова
Технический редактор В. В. Ханаева
Корректор Г. А. Полонская
ИБ № 1068
Сдано в набор 23.01.89 Подписано в печать 02.06.89 Т-10955
Формат 60х88‘/ів- Бумага офсетная № 2 Гарнитура литературная.
Печать офсетная Усл. печ. л. 19,6 Усл. кр.-отт. 19,6 Уч.-изд. л. 20,73
Тираж 7650 экз. Заказ 898 Цена 1 р. 40 к.
Энергоатомиздат, 113114, Москва, М-114, Шлюзовая наб., 10
Ордена Октябрьской Революции и ордена Трудового Красного Знамени
МПО «Первая Образцовая типография» Госкомитета СССР по делам
издательств, полиграфии и книжной торговли. 113054, Москва, М-54,
Валовая, 28.
’рЛОй.