/
Author: Акимова Н.А. Сергеенков Б.Н. Киселев В.М.
Tags: электротехника электрические машины и аппараты электронно-и аппаратостроение электрические машины трансформаторы
ISBN: 5-06-000450-3
Year: 1989
Text
Б.Н. СЕРГЕЕНКОВ, В. М. КИСЕЛЕВ, Н. А. АКИМОВА
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ
МАШИНЫ
ТРАНСФОРМАТОРЫ
Б. Н. СЕРГЕЕМ КОВ, В.М. КИСЕЛЕВ, Н. А.АКИМОВА
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ
МАШИНЫ
ТРАНСФОРМАТОРЫ
Под редакцией профессора
И. П. Копылова
Допущено
Государственным комитетом СССР
по народному образованию
в качестве учебного пособия
для студентов
электромеханических специальностей
вузов
МОСКВА «ВЫСШАЯ ШКОЛА» 1989
ББК 31.261.8
С32
УДК 621.314.2
Рецензенты: кафедра электрических машин Всесоюзного за-
очного политехнического института (зав. кафедрой — д-р техн, наук,
проф. О. Д. Гольдберг); д-р техн, наук, проф. Г. А. Сипайлов (зав.
кафедрой ЭМА Томского политехнического института)
Сергеенков Б. Н. и др.
С32 Электрические машины: Трансформаторы: Учеб, по-
собие для электромех. спец. вузов/Б. Н. Сергеенков,
В. М. Киселев, Н. А. Акимова; Под ред. И. П. Копыло-
ва. — М.: Высш, шк., 1989. — 352 с.: ил.
ISBN 5-06-000450-3
Книге является очередной в намеченном к выпуску четырехтомнике.
В ней рассмотрены вопросы теории электромагнитных процессов, конструкции
магнитопроводов, обмоток, изоляции, систем охлаждения, систем регулирова-
ния напряжения и методов испытания современных трансформаторов общего
и специального назначения.
2202070300(4309000000)—636
С 001(01)—89
КБ—48—24—88
ББК 31.201.8
6П2.1.081
ISBN 5-06-000450-3
© Б. Н. Сергеенков, В. М. Киселев,
Н. А. Акимова, 1989
ПРЕДИСЛОВИЕ
Основным электротехническим оборудованием электростанций,
подстанций, линий электропередачи и других электроустройств
являются трансформаторы, для проектирования, производства и
эксплуатации которых требуются высококвалифицированные спе-
циалисты, обладающие глубокими профессиональными знаниями.
Авторы надеются, что настоящее учебное пособие поможет подго-
товить таких специалистов.
Особенностью построения данной книги является относительно
краткое изложение общих вопросов, относящихся к работе транс-
форматоров, теории основных процессов в них, и подробное рас-
смотрение вопросов, касающихся конструкции магнитопроводов,
обмоток, изоляции и систем охлаждения трансформаторов, элект-
родинамической стойкости трансформаторов при коротких замыка-
ниях, современных методов испытаний трансформаторов. Кроме
того, большое внимание уделено специальным трансформаторам
преобразовательных установок и системам плавного бесконтактно-
го регулирования напряжения трансформаторов под нагрузкой.
Авторы выражают благодарность рецензентам — коллективу
кафедры электрических машин Всесоюзного заочного политехниче-
ского института, руководимой д-ром техн, наук, проф. О. Д. Гольд-
бергом, и заведующему кафедрой электрических машин и аппара-
тов Томского политехнического института, заслуженному деятелю
науки и техники РСФСР, д-ру техн, наук, проф. Г. А. Сипайлову.
Авторы с благодарностью примут все замечания и пожелания
и просят направлять их в издательство «Высшая школа» по адре-
су: 101430, Москва, ГСП-4, Неглинная ул., 29/14.
Авторы
ВВЕДЕНИЕ
Трансформаторное оборудование, потребителями которого яв-
ляются фактически все отрасли народного хозяйства, в значитель-
ной степени определяет качество и надежность электроснабжения.
Поэтому в успешном претворении в жизнь Энергетической про-
граммы СССР производству трансформаторного оборудования
отводится существенная роль.
Для удовлетворения потребности страны в трансформаторном
оборудовании выпуск силовых трансформаторов за двенадцатую
пятилетку должен увеличиться на 35%, причем увеличение произ-
водства должно быть обеспечено за счет реконструкции и техниче-
ского перевооружения действующих заводов. Перестройка транс-
форматоростроения должна проводиться в свете принятого КПСС
курса на резкое ускорение научно-технического прогресса и ориен-
тацию всех отраслей народного хозяйства на интенсивный путь
развития.
Трансформаторостроение вступило в двенадцатую пятилетку,
имея мощный производственный и научный потенциал, который
должен быть направлен на решение сложных и масштабных задач
повышения эффективности экономики, укрепления оборонной мощи
страны. Создаваемые трансформаторы должны соответствовать
перспективному мировому уровню, обладать высокой конкуренто-
способностью на мировом рынке, необходимой для развития тор-
говли с зарубежными странами и расширения экспорта продукции,
выпускаемой промышленностью СССР.
§ В.1. МЕСТО И ПРИМЕНЕНИЕ
ТРАНСФОРМАТОРОВ В ЭНЕРГЕТИКЕ
Трансформаторы — электромагнитные статические преобразо-
ватели электрической энергии, имеющие две или большее число
индуктивно связанных обмоток и предназначенные для изменения
4
напряжения переменного тока. Трансформаторы применяются так-
же для преобразования числа фаз и частоты. В современной
электроэнергетике они применяются на всех стадиях выработки,
преобразования и использования электроэнергии.
Принцип действия трансформатора базируется на явлении
электромагнитной индукции, открытом М. Фарадеем в 1831 г.
Современная конструкция трансформатора основана на изобрете-
ниях русских ученых П. Н. Яблочкова (1876 г.) и И. Ф. Усагина
(1882 г.), англичан братьев Гопкинсонов (1884 г.), венгерских уче-
ных М. Дери, Б. Блати и К. Циммерновского (1885 г.).
Первые трехфазные трансформаторы были построены в 1889 г.
М. О. Доливо-Добровольским. Одна из предложенных им конст-
рукций трехфазного трансформатора с тремя стержнями, распо-
ложенными в одной плоскости, является классической до настоя-
щего времени.
Отечественное трансформаторостроение начинает свою исто-
рию с 1928 г., когда вступил в строй Московский электрозавод
им. В. В. Куйбышева. В настоящее время в электротехнической
промышленности СССР имеется около 20 специализированных за-
водов— в городах Запорожье, Тольятти, Чирчик, Свердловск,
Минск, Хмельницкий, Ереван и др. Построенный в послевоенные
годы Запорожский трансформаторный завод — крупнейший в
мире.
В решении всех важнейших задач трансформаторостроения
принимают участие многие научно-исследовательские организации,
в том числе Всесоюзный институт трансформаторостроения — ВИТ
(г. Запорожье), Всесоюзный электротехнический институт
им. В. И. Ленина — ВЭИ (г. Москва), учебные, отраслевые и ака-
демические институты.
Генераторы переменного тока на электростанциях вырабаты-
вают электрическую энергию при напряжении 6—30 кВ, а переда-
ча электроэнергии на дальние расстояния осуществляется при зна-
чительно больших напряжениях—НО, 150, 220, 330, 400, 500, 750,
1150 кВ. Поэтому на каждой электростанции устанавливают
трансформаторы, повышающие напряжение.
Распределение электрической энергии между промышленными
предприятиями, городами и сельскими районами, а также внутри
промышленных предприятий производится по воздушным и ка-
бельным линиям при напряжениях 220, НО, 35, 20, 10, 6 кВ. Сле-
довательно, во всех узлах распределительных сетей должны быть
установлены трансформаторы, понижающие напряжение. Такие
трансформаторы также необходимо устанавливать непосредствен-
но у потребителей электроэнергии, так как большинство потреби-
телей переменного тока работает при напряжениях 220, 380, 660 В.
Таким образом, электрическая энергия при передаче от элект-
рических станций к потребителям подвергается многократной
трансформации (5 раз и более). Трансформаторы, используемые
5
для преобразования электрической энергии в сетях энергосистем,
распределительных сетях и в установках, предназначенных для
приема и использования электроэнергии, называют силовыми.
К ним относят трехфазные трансформаторы мощностью 6,3 кВ-А
и более.
Трансформаторы, применяемые в схемах с полупроводниковы-
ми приборами (диодами, тиристорами, транзисторами), в кото-
рых осуществляется выпрямление переменного или инвертирование
постоянного тока, называют преобразовательными. Такие транс-
форматоры мощностью до сотен мегавольт-ампер применяются в
электрических установках промышленных предприятий. Кроме
этих трансформаторов выпускают другие специальные трансфор-
маторы для питания рудно-термических печей (электропечные
трансформаторы), электрической сварки, электротяги, питания
электронных устройств, а также измерительные трансформаторы
напряжения и тока.
Силовые трансформаторы имеют мощность в трехфазном ис-
полнении до 1250 МВ-А, в групповом исполнении из трех однофаз-
ных трансформаторов — до 2000 МВ-А; масса таких трансформа-
торов достигает 500 т.
В вентильных преобразователях, осуществляющих выпрямле-
ние или инвертирование, главное назначение трансформаторов
состоит в обеспечении нужной схемы включения вентилей и согла-
совании напряжений на входе и выходе преобразователя. Посколь-
ку соотношение напряжений на входе и выходе вентильных преоб-
разователей зависит от схемы включения вентилей, при подаче на
вход преобразователя стандартного напряжения на выходе напря-
жение будет нестандартным. Поэтому каждый преобразовательный
трансформатор проектируют для конкретной схемы включения
вентилей, определяющей специфику расчета и проектирования
схемных обмоток, к которым подключается вентильный преобра-
зователь.
Значительным техническим достижением в области создания
преобразовательных трансформаторов является построение уни-
кальных трансформаторов для линий электропередачи постоянного
тока, когда в начале линии осуществляется выпрямление перемен-
ного тока сверхвысокого напряжения с получением постоянного
напряжения 1500 кВ, а затем в конце линии осуществляется ин-
вертирование.
Особенность трансформаторов, применяемых для различных
технологических процессов (электросварки, выплавки стали и
др.), — относительно небольшие выходные напряжения — порядка
100—200 В. В связи с этим электропечные трансформаторы, осо-
бенно при мощности 50—100 МВ-А, проектируют на большие токи
вторичных обмоток, достигающие сотен килоампер.
Особенностью построения трансформаторов, применяемых для
питания электронных устройств, радиоаппаратуры, телевизионной
6
аппаратуры, устройств связи, автоматики, ЭВМ, является выпол-
нение их с большим числом вторичных обмоток, часто более 10,
при относительно небольшой общей мощности. Этих трансформа-
торов выпускается десятки миллионов в год. Они являются не-
отъемлемой частью повседневной бытовой аппаратуры — радио-
приемников, телевизиров, магнитофонов.
Измерительные трансформаторы используются для включения
электроизмерительных приборов и аппаратов защиты в электриче-
ские цепи высокого напряжения или цепи, по которым проходят
большие токи, для расширения пределов измерения и обеспечения
электробезопасности. Как правило, они имеют небольшую мощ-
ность, определяемую мощностью, потребляемой электроизмери-
тельными приборами, реле, информационными системами. Эти
трансформаторы отличаются высокой точностью исполнения при
реализации специальных конструкций, предусматривающих сведе-
ние к минимуму погрешностей измерения.
§ В.2. ТРАНСФОРМАТОРЫ ЛИНИН
ЭЛЕКТРОПЕРЕДАЧИ И ЭЛЕКТРОСТАНЦИИ
На электрических станциях и подстанциях устанавливают по-
вышающие и понижающие трансформаторы для связи с энерго-
системой и потребителями, а также для питания собственных по-
требителей станции (собственных нужд). Ввиду того что в сетях
энергосистем существует несколько ступеней трансформации,
количество трансформаторов и их мощность в несколько раз пре-
вышают количество и установленную мощность генераторов.
В настоящее время на каждый установленный киловатт генера-
торной мощности приходится 7—8 кВ-А трансформаторной мощ-
ности, а на вновь вводимый — до 12 кВ-А. Этот удельный показа-
тель возрастает в связи со все расширяющимися масштабами
электрификации нашей страны.
Единичные мощности и напряжения трансформаторов, уста-
навливаемых на электростанциях и в электрических сетях, непре-
рывно повышаются.
В блоке с генераторами 800 МВт используются трансформато-
ры мощностью 1000 МВ-А, освоен выпуск трансформаторов мощ-
ностью 1250 МВ-А. Максимальная мощность группы однофазных
трансформаторов на напряжение 500 кВ составляет 1600 МВ’А,
а на напряжение 750 кВ—1250 МВ’А. Освоен выпуск трансфор-
маторов на напряжение 1150 кВ.
Общее число трансформаторов, установленных на электростан-
циях, относительно невелико, однако они оказывают существенное
влияние на работу энергосистем. В энергосистемах преимущест-
венно применяются двух- и трехобмоточные трехфазные трансфор-
маторы. Трехо б Поточные трансформаторы устанавливают в тех
7
случаях, когда на электростанции питание потребителей и выдача
мощности производятся на двух напряжениях: среднем (СН) и вы-
соком (ВН) или среднем и низком (НН). Установка трехобмоточ-
ных трансформаторов экономит площади, материалы, капитальные
вложения, сокращает потери электроэнергии при эксплуатации.
Установка трехфазных трансформаторов предпочтительна и но
экономическим соображениям. Их стоимость, расход активных ма-
териалов (меди и стали) на 20—25%> а потери электроэнергии на
12—15% меньше, чем в однофазных трансформаторах.
В некоторых случаях обмотка одного и того же напряжения
двухобмоточного трансформатора состоит из двух или несколь-
ких параллельных изолированных друг от друга ветвей. Эти транс-
форматоры с расщепленными обмотками применяют для укруп-
ненных блоков мощных ТЭС или ГЭС, когда для упрощения
главной схемы и уменьшения токов короткого замыкания к одному
трансформатору присоединяют несколько генераторов. На пони-
жающих подстанциях и в схемах собственных нужд электростан-
ций трансформаторы с расщепленными обмотками применяют для
уменьшения токов короткого замыкания, облегчения шин и аппа-
ратуры.
На современных крупных электростанциях для связи двух выс-
ших напряжений применяют, как правило, автотрансформаторы,
обладающие существенными технико-экономическими преимущест-
вами по сравнению с обычными трансформаторами. Стоимость
автотрансформаторов, расход активных материалов, потери энер-
гии при эксплуатации значительно ниже, чем у обычных транс-
форматоров с той же номинальной мощностью. Предельная мощ-
ность автотрансформаторов также значительно больше, так как их
масса и габариты меньше, чем у обычных трансформаторов.
К числу недостатков автотрансформатора относят некоторое
усложнение релейной защиты и регулирования напряжения из-за
наличия в них не только электромагнитной, но и электрической
связи между обмотками, а также необходимость глухого заземле-
ния нейтрали, что приводит к увеличению токов короткого замы-
кания. Повышенную опасность для автотрансформаторов представ-
ляют атмосферные перенапряжения из-за электрической связи об-
моток ВН и СН.
Отечественной промышленностью выпускаются в основном
трехобмоточные автотрансформаторы с обмотками ВН, СН, НН,
причем автотрансформаторная связь вводится между обмотками
ВН и СН, а третья обмотка связана только электромагнитно. Об-
мотка НН, электрически не связанная с обмотками ВН и СН,
предназначается прежде всего для компенсации токов тройной
частоты, свободная циркуляция которых обеспечивается при соеди-
нении в треугольник. Кроме того, эта обмотка используется для
подсоединения генератора или синхронного компенсатора, а также
для питания потребителей собственных нужд электростанции.
8
§ В.З. ТРАНСФОРМАТОРЫ ПРОМЫШЛЕННЫХ
И СЕЛЬСКИХ РАСПРЕДЕЛИТЕЛЬНЫХ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЙ СЕТЕЙ
В настоящее время большинство потребителей электрической
энергии получает ее от электростанций энергетических систем,
при этом каждое предприятие имеет свою трансформаторную под-
станцию, силовые трансформаторы которой должны обеспечивать
в нормальных условиях питание всех приемников электроэнергии
предприятия.
Надежность электроснабжения предприятия достигается за
счет установки на подстанции двух трансформаторов, которые, как
правило, работают раздельно. При этом соблюдается условие, что
любой из оставшихся в работе трансформаторов (в случае выхода
из строя другого) полностью или с некоторым ограничением обес-
печивает питание предприятия. Обеспечение электроснабжения мо-
жет осуществляться не только за счет использования номинальной
мощности трансформаторов, но и за счет их перегрузочной способ-
ности (в целях уменьшения их установленной мощности).
В производственном электроснабжении, исходя из конкретной
специфики и внешних условий эксплуатации трансформатора, за
номинальую мощность принимают не паспортную мощность транс-
форматора, а ту мощность, на которую он может быть нагружен
непрерывно в течение всего срока службы (примерно 20 лет) при
нормальных температурных условиях охлаждающей среды. Под
этими условиями, согласно ГОСТ 14209—85 и 11677—85, пони-
мают следующие:
1) температура охлаждающей среды должна быть 20 °C;
2) превышение средней температуры масла над температурой
охлаждающей среды не должно составлять более 44 °C;
3) во время переходных процессов в течение суток наибольшая
температура верхних слоев масла не должна превышать 95 °C,
а наиболее нагретая зона обмоток не должна превышать 140 °C.
При необходимости в течение 4—5 ч возможна перегрузка
трансформатора на 30—40%, но не более чем на 50% в соответст-
вии с ГОСТ 14209—85.
Выбор рациональной мощности силовых трансформаторов яв-
ляется одной из основных задач при проектировании систем элект-
роснабжения промышленных предприятий. На подстанциях про-
мышленных предприятий СССР применяются трансформаторы с
различными коэффициентами шкалы номинальных мощностей:
100, 135, 180, 240, 320, 420, 560, 750, 1000 кВ-А и т. д. (коэффи-
циент шкалы Кш=1»35) и 100, 160, 250, 400, 630, 1000 кВ-А и т. д.
(Аш=1,6).
Трансформаторы с первой шкалой номинальных мощностей
устанавливаются на действующих предприятиях и при проектиро-
вании новых систем электроснабжения не применяются. Трансфор-
9
маторы со второй шкалой номинальных мощностей используются
повсеместно при проектировании новых и реконструкции старых
подстанций. Это связано с введением в 1961 г. новой шкалы номи-
нальных мощностей трансформаторов с /Сш=1,6.
Следует отметить, что при Лш=1,35 коэффициент загрузки
каждого из трансформаторов в нормальном режиме выбирают рав-
ным 0,65—0,7. При отключении одного из работающих трансфор-
маторов второй перегружается на 30—40% и мощность трансфор-
маторов используется полностью.
При /Сш=1,6 мощность трансформаторов не доиспользуется
примерно на 20—25% при допустимой их перегрузке на 35—40%.
В связи с этим при шкале номинальных мощностей силовых транс-
форматоров с шагом 1,6 нельзя обеспечить экономически целесооб-
разный режим работы трансформаторов в аварийных условиях и
номинальная мощность устанавливаемых на промышленных пред-
приятиях трансформаторов примерно на 20% превышает возмож-
ный минимальный уровень общей мощности используемых транс-
форматоров.
Широкое применение в системах промышленного электроснаб-
жения находят трехобмоточные трансформаторы для обеспечения
питания потребителей на разных напряжениях и трансформаторы
с расщепленной вторичной обмоткой. Такие трансформаторы ис-
пользуются в системах электроснабжения крупных промышленных
объектов при наличии резкопеременных нелинейных нагрузок, на-
пример мощных вентильных преобразователей электропривода
прокатных станов. В этих трансформаторах, установленных на
главных понизительных подстанциях, можно выделить приемники
с относительно спокойной нагрузкой на отдельную обмотку и тем
самым уменьшить степень воздействия на них резкопеременных и
нелинейных нагрузок.
Характерной особенностью использования трансформаторов на
современных промышленных предприятиях является расширение
функциональных свойств их систем регулирования напряжения
для повышения качества электроэнергии путем компенсации откло-
нений напряжения от номинального значения непосредственно на
входе приемников электроэнергии.
В связи с тем что длительные отклонения напряжения даже в
тех случаях, когда они не выходят за пределы ГОСТ 13109—67
(от 4-10 до —5%), вызывают значительный недовыпуск продук-
ции, а при снижении напряжения на 15—20% производительность
промышленных предприятий падает катастрофически, очень важно
оснащение трансформаторов электроснабжения промышленных
предприятий быстродействующими бесконтактными системами ре-
гулирования, обеспечивающими высокоточную стабилизацию на-
пряжения на зажимах питания прежде всего наиболее чувстви-
тельных к колебаниям напряжения автоматизированных производ-
ственных линий и электронно-компьютерного оборудования.
10
В системе сельского электроснабжения различают районные и
потребительские понижающие подстанции. На районных пони-
жающих подстанциях электрическая энергия трансформируется с
напряжения 500—35 кВ на напряжение 6—НО кВ. Эта энергия
от районной подстанции распределяется к группам удаленных
потребителей по воздушным и кабельным линиям.
Непосредственно около потребителей сооружаются потребитель-
ские понижающие подстанции. В сельской местности потребитель-
ские подстанции обычно строят для трансформации напряжения с
35, 10 и 6 кВ на 400 (380) В.
С целью удешевления строительства подстанций и упрощения
их эксплуатации в практике все более широкое применение нахо-
дят подстанции на напряжения ПО и 35 кВ без выключателей
на стороне высшего напряжения, что повышает требования к дина-
мической стойкости трансформаторов при коротких замыканиях,
которые в сельских сетях происходят относительно часто.
В современных схемах районных сельскохозяйственных под-
станций ПО (35) 10 кВ, как правило, используется два трехобмо-
точных трансформатора мощностью 6300 кВ-А и более с регули-
рованием напряжения под нагрузкой (РПН).
В связи с широким развитием электрификации сельского хо-
зяйства на базе присоединения сельских потребителей к мощным
энергосистемам число подстанций напряжением 35/10; 35/6 кВ в
сельской местности быстро возрастает.
Поэтому электропромышленность нашей страны разработала и
выпускает комплектные одно- и двухтрансформаторные подстан-
ции на 35/10; 35/6 кВ по схемам двенадцати различных модифика-
ций с трансформаторами мощностью от 1000 до 6300 кВ-А с регу-
лированием напряжения под нагрузкой.
§ В.4. СПЕЦИАЛЬНЫЕ ТРАНСФОРМАТОРЫ.
ТРАНСФОРМАТОРЫ ЭЛЕКТРОННОЙ
ТЕХНИКИ И АППАРАТУРЫ
В настоящее время преобразование переменного тока в посто-
янный осуществляется с помощью статических преобразователь-
ных агрегатов. В состав большинства статических преобразова-
тельных агрегатов входит трансформаторное оборудование: сило-
вые преобразовательные трансформаторы, уравнительные и токо-
ограничивающие реакторы, анодные делители, дроссели насыщения
и др. Они позволяют обеспечить необходимое значение и фазность
напряжения на входе преобразователя, заданный уровень пульса-
ций выпрямленного напряжения и тока, аварийных токов, а в не-
которых установках выполняют функции делителей тока и напря-
жения.
11
Преобразовательные установки используются в цветной метал-
лургии и химической промышленности, тиристорном электроприво-
де прокатных станов в черной металлургии, в электротермии,
электрифицированном железнодорожном и городском транспорте,
в системах возбуждения мощных турбо- и гидрогенераторов.
Для этих преобразовательных установок разработаны и освое-
ны в производстве трансформаторы ТЦНП-40000/10, рассчитанные
на ток 50 кА и напряжение 450 В, для химической промышленно-
сти; трансформаторы ТНЦП-80000/20 на ток 63 кА и напряжение
850 В для цветной металлургии; серия трансформаторов мощ-
ностью 2500—3200 кВ-А для тиристорных электроприводов прокат-
ных станов; трансформаторы серии ТМПУ мощностью до
20000 кВ-А для городского электрифицированного транспорта, су-
хие трансформаторы ТСЗП мощностью до 1600 кВ-А для метро-
политена.
Значительное место в трансформаторостроении занимает вы-
пуск специальных трансформаторов, предназначенных для питания
электрических печей различного назначения: дуговых сталепла-
вильных, рудно-термических, индукционных плавильных, печей
электрошлакового переплава.
Для питания дуговых сталеплавильных печей выпускаются две
серии трансформаторов. Трансформаторы первой серии для элект-
ропечей емкостью 0,5—12 т имеют встроенные токоограничиваю-
щие резисторы и регуляторы, изменяющие напряжение при отклю-
ченном от сети трансформаторе.
Регулирование напряжения в трансформаторах второй серии
для электропечей емкостью 25—100 т производится под нагрузкой.
Для рудно-термических печей применяются трансформаторы с
наиболее глубоким диапазоном регулирования (до 80%) и систе-
мами регулирования, рассчитанными на интенсивное переключе-
ние ступеней трансформации, обеспечиваемое благодаря повышен-
ному ресурсу работы применяемых в них переключающих
устройств.
Для питания индукционных плавильных электропечей выпуска-
ются однофазные трансформаторы мощностью 400—2500 кВ-А с
регулированием напряжения без возбуждения и под нагрузкой.
Предусмотрена также поставка трехфазных • трансформаторов
мощностью 1600, 2500, 6300 кВ-А с регулированием напряжения
в обмотке НН, предназначенных для применения с устройствами
симметрирования напряжения, компенсирующими несимметричную
нагрузку фаз, создаваемую индукционными плавильными печами.
Для питания установок электрошлакового переплава выпуска-
ются трансформаторы, которые при глубоком диапазоне регулиро-
вания обеспечивают изменение напряжения очень малыми ступе-
нями, порядка 1%. Трансформаторы имеют универсальную конст-
рукцию, обеспечивающую питание установок ЭШП при различных
схемах включения.
12
Чрезвычайно широкое применение имеют трансформаторы для
питания и связи различных цепей радиоэлектронной аппаратуры.
В радио- и телевизионных приемниках используются входные пи-
тающие трансформаторы, выходные трансформаторы звука, строч-
ной и кадровой развертки. Многие малогабаритные трансформато-
ры работают при повышенных частотах—до 20 кГц и напряжениях
до 30 кВ.
Трансформаторы являются важными и ответственными узлами
радиоэлектронной аппаратуры. От их технического уровня значи-
тельно зависят надежность и габаритные размеры аппаратуры.
Трансформаторы малой мощности выпускаются сотнями миллио-
нов штук, поэтому совершенствование их конструкции, методов
расчета и технологии изготовления является важной задачей.
В радиоэлектронной промышленности достигнут значительный
прогресс в создании новых серий трансформаторов на основе при-
менения новых материалов и технологических процессов. Освоены
усовершенствованные принципы трансформации с применением вы-
сокочастотных модулирующих устройств, переводящих трансфор-
маторы в высокочастотный режим работы со значительным увели-
чением частоты по сравнению с частотой питающей сети.
Для радиоэлектронной промышленности в настоящее время соз-
даны унифицированные ряды малогабаритных трансформаторов с
повышенной надежностью в эксплуатации, новые типы плоских
трансформаторов, которые должны полнее удовлетворять требова-
ниям конструкторов микроминиатюрной аппаратуры.
Обновление элементной базы в радиоэлектронной промышлен-
ности повысило значение систем регулирования и стабилизации
напряжения питающих трансформаторов в связи с большой вос-
приимчивостью интегральных схем и транзисторной передающей
аппаратуры к повышениям напряжения в цепях питания. Элект-
ронно-ламповые схемы, как правило, могут выдерживать повыше-
ния напряжения на 20—40% в течение небольших интервалов вре-
мени. Интегральные схемы и мощные высокочастотные передатчи-
ки на транзисторах при таких повышениях питающего напряжения
повреждаются значительно быстрее, что приводит к необходимости
создания специальных систем защиты и трансформаторных быст-
родействующих стабилизаторов напряжения, исключающих даже в
переходных процессах недопустимые увеличения напряжения пи-
тания.
Особое значение имеет развитие бестрансформаторных источ-
ников питания, в которых входной питающий трансформатор
включается через высокочастотный полупроводниковый преобразо*
ватель, позволяющий за счет повышения частоты напряжения зна-
чительно уменьшить габариты и массу трансформатора, что и дало
основание называть такие источники питания бестрансформа-
торными.
13
Для современной радиоаппаратуры характерно также примене-
ние специальных мощных высоковольтных трансформаторов на
передающих и ретрансляционных станциях. При генерировании
сверхмощных радиосигналов широко используются импульсные
трансформаторы с мгновенным значением мощности 500—
1000 МВт.
§ В.5. ОСНОВНЫЕ НАУЧНЫЕ
И КОНСТРУКТОРСКИЕ РАБОТЫ
ПО СОВЕРШЕНСТВОВАНИЮ ТРАНСФОРМАТОРОВ
Определяющая тенденция в развитии трансформаторострое-
ния — повышение напряжений и единичных мощностей. Создание
трансформаторов больших мощностей связано с ростом мощности
генераторов. За годы двух последних пятилеток выполнен большой
объем научно-исследовательских и опытно-конструкторских работ
по созданию новых типов и серий трансформаторов мощностью в
одной единице до 1250 кВ*А и на напряжение до 1150 кВ.
Поскольку энергию, вырабатываемую электростанциями, при-
ходится трансформировать на различные напряжения, значительно
расширена номенклатура трансформаторов. Например, для блока
300 МВт налажен выпуск трехфазных повышающих трансформато-
ров мощностью 400 MB-А с напряжением 110, 150, 220, 330,
500 кВ. Соответственно для обеспечения связи и перетоков энергии
между сетями различных напряжений имеется серия автотранс-
форматоров разных мощностей с различными сочетаниями напря-
жений. В девятой и десятой пятилетках разработаны автотранс-
форматоры напряжением 750/500 и 750/330 кВ групповой мощ-
ностью 1250 и 1000 МВ-А. Они пущены в эксплуатацию на
подстанциях Трансукраинской линии электропередачи (ЛЭП)
750 кВ, связывающей энергосистемы Донбасса, Днепра и Запад-
ной Украины.
В 1975 г. введена в эксплуатацию ЛЭП 750 кВ между энерго-
системами Москвы и Ленинграда. В одиннадцатой пятилетке вве-
дены в эксплуатацию автотрансформаторы 1150/500 кВ групповой
мощностью 2000 МВ-А для опытно-промышленной линии 1150 кВ
Экибастуз — Кустанай, связывающей энергосистемы Сибири и Куз-
басса, ЛЭП которых построены на напряжение 500 кВ.
В перспективе ЛЭП с напряжением 1150 кВ предназначены для
использования в качестве системообразующих связей в объеди-
ненных энергосистемах СССР.
Трансформаторы класса напряжения 1150 кВ, имеют групповое
исполнение до 2000 МВ-А, а также увеличенное число стержней
магнитопровода, нетрадиционную схему расположения обмоток на
стержне, усовершенствованные конструкции главной и продольной
изоляции.
Параллельно с разработками электрооборудования класса на-
14
пряжения переменного тока 1150 кВ разработано электрооборудо-
вание для ЛЭП постоянного тока напряжением 1500 кВ.
Эксплуатация трансформаторного оборудования для ЛЭП
постоянного тока связана с особыми трудностями, так как, рабо-
тая в установках с инверторными и выпрямительными агрегатами
высокого напряжения, оно подвергается специфичным воздейст-
виям, еще недостаточно изученным. Например, закономерности
поведения высоковольтной изоляции при воздействии постоянного
напряжения сильно отличаются от закономерностей при воздейст-
вии переменного напряжения.
В десятой и одиннадцатой пятилетках дл? ЛЭП постоянного то-
ка созданы уникальные трансформаторы ОДЦТНП-320000/400/500
и ОДЦТНП-320000/750/500, обеспечивающие связь выпрямитель-
ных и инверторных преобразователей, примыкающих к линиям
переменного тока 500 кВ. Трансформаторы оснащены системами
регулирования под нагрузкой, включаемыми в нейтраль обмотки
500 кВ. Главная изоляция этих трансформаторов разработана с
учетом воздействия напряжения сложной формы, содержащего
кроме основной гармонической постоянную и высокочастотные
составляющие. Решена проблема размещения двух обмоток высо-
кого напряжения на одном стержне магнитопровода. Обмотки
допускают протекание в нормальном режиме высших гармоник
тока, кратных 6к±1, и наряду с этим трансформатор выполнен с
минимальными добавочными потерями.
Важнейшая задача трансформаторостроения — усовершенство-
вание систем регулирования напряжения. Все сетевые трансфор-
маторы и автотрансформаторы по новым государственным стан-
дартам должны оснащаться устройствами для регулирования на-
пряжения под нагрузкой (РПН).
Создана новая серия быстродействующих переключающих
устройств с активными токоограничивающими сопротивлениями
на напряжения до 500 кВ и токи до 2 кА. Ведутся работы по соз-
данию переключающих устройств с использованием новых прин-
ципов гашения электрической дуги. Изготовлены и эксплуатиру-
ются трансформаторы с тиристорно-контакторными переключающи-
ми устройствами. Успешно ведутся работы по созданию
бесконтактных переключающих устройств.
На базе широко поставленных электромагнитных исследований
разработаны надежные методы расчета и снижения добавочных
потерь в элементах конструкции трансформаторов, использование
которых при проектировании дало возможность уменьшить в сред-
нем на 40% добавочные потери от магнитных полей рассеяния,
исключить опасные местные перегревы в элементах конструкции
и повысить эксплуатационную надежность трансформаторов.
Одной из актуальнейших проблем современного трансформато-
ростроения является достижение динамической стойкости обмоток
мощных трансформаторов при воздействии механических усилий,
15
возникающих при коротких замыканиях. Так, по данным амери-
канской статистики, в последние годы из общего числа поврежде-
ний мощных трансформаторов около 70% составляют динамиче-
ские повреждения при коротких замыканиях в сети.
За последние годы значительно усовершенствованы методы
расчетов прочности и устойчивости обмоток, внедрен ряд техноло-
гических и конструктивных мер, обеспечивающих повышение ус-
тойчивости трансформаторов к воздействию усилий при коротких
замыканиях.
Повышению технического уровня и качества трансформаторов
в значительной степени способствовало внедрение:
трансформаторной стали с улучшенными характеристиками,
благодаря чему удалось снизить потери холостого хода на
15—20%;
технологических усовершенствований в трансформаторах сверх-
высоких напряжений (СВН), что позволило сократить размеры
изоляционных промежутков на 20—25%;
транспонированных и многожильных проводов, что упростило
и ускорило намотку обмоток при одновременном снижении доба-
вочных потерь в них;
новых марок трансформаторных масел с улучшенной стабиль-
ностью и повышенным сроком службы;
новых методов расчета на ЭВМ электрической прочности изо-
ляционных конструкций, электродинамической стойкости обмоток
при коротких замыканиях, оптимизационных расчетов трансфор-
маторов.
§ В.6. СОВРЕМЕННЫЕ МЕТОДЫ
ИССЛЕДОВАНИЯ И РАСЧЕТОВ
С ПРИМЕНЕНИЕМ ЭВМ И СОЗДАНИЕ СИСТЕМ
АВТОМАТИЗИРОВАННОГО ПРОЕКТИРОВАНИЯ
(САПР)
Применение ЭВМ открывает большие возможности при поиске
оптимального варианта, соответствующего наилучшим экономиче-
ским показателям и удовлетворяющего всем заданным техниче-
ским условиям. Использование методов классической математики
при этом во многих случаях весьма затруднительно из-за большого
числа переменных величин, имеющих явно дискретный характер,
а также из-за значительного числа технических требований, выра-
жаемых и формализуемых в виде неравенств. В то же время
простой перебор всех сочетаний независимых переменных неприем-
лем по затратам машинного времени.
Наиболее значительные исследования по созданию САПР для
расчета трансформаторов выполнены Всесоюзным институтом
трансформаторостроения (ВИТ) (г. Запорожье) и Всесоюзным
электротехническим институтом им. В. И. Ленина (ВЭИ) (Моск-
16
ва). Основой разработанных методов является использование в
алгоритме итерационного цикла с целью получения заданного на-
пряжения короткого замыкания в процессе раскладки обмоток.
Разработанный алгоритм расчета и оптимизации построен по
методу динамического программирования. При переборе незави-
симых переменных производится ограничение числа рассматривае-
мых вариантов с помощью уравнения связи напряжения короткого
замыкания с геометрическими размерами обмоток трансформато-
ра, а также путем уменьшения диапазона вариации ряда перемен-
ных на основе имеющегося опыта.
Общепринятым критерием оптимизации является минимум
приведенных расчетных затрат на трансформацию, причем возмо-
жен автоматический поиск оптимума или выдача заполненных
формуляров нескольких лучших вариантов для последующего ин-
женерного анализа.
При разработке математической модели трансформатора для
определения оптимальных геометрических размеров и электромаг-
нитных нагрузок на ЭВМ необходим выбор правильного соотно-
шения между точностью модели, зависящей от количества учиты-
ваемых факторов, и быстродействием алгоритма, определяющего
затраты машинного времени.
В процессе проектирования на ЭВМ выполняется расчет боль-
шого количества вариантов при изменении в широких пределах
независимых переменных: индукции в стержне, плотности тока в
обмотках, размеров обмоток и отдельных проводников. Наряду с
этим решаются задачи для каждого рассчитываемого варианта по
определению магнитного поля рассеяния и электрических полей,
воздействующих на изоляцию трансформатора в режимах, соот-
ветствующих испытаниям электрической прочности повышенным
синусоидальным напряжением и испытательным импульсным на-
пряжением. В составе каждого варианта точно определяются ос-
новные и добавочные потери, нагрев обмоток, стойкость при ко-
ротком замыкании.
Особое значение имеет применение ЭВМ для расчета электри-
ческого и магнитного полей, перенапряжений в обмотках, механи-
ческих сил при коротких замыканиях, расчеты которых на маши-
нах единой серии позволили значительно повысить эффективность
проектирования трансформаторов.
Системы автоматического проектирования (САПР). Двенадца-
тая пятилетка является новым этапом реализации энергетической
программы СССР. Перед конструкторскими, проектными органи-
зациями и предприятиями энергетики ставится задача оптимизи-
ровать параметры выпускаемой продукции с точки зрения массы,
ресурса работы, надежности и энергоемкости. К актуальным воп-
росам относится и снижение трудоемкости изготовления.
На XXVII -съезде КПСС подчеркнута необходимость расширения
автоматизации проектно-конструкторских работ с применением
17
электронно-вычислительной техники. В связи с этим первостепен-
ное значение имеет развитие систем автоматизации научных иссле-
дований (АСНИ) и систем автоматизации проектирования
(САПР).
В настоящее время в области трансформаторостроения накоп-
лен определенный опыт разработки и практического применения
алгоритмов и программ оптимального промышленного проектиро-
вания силовых трансформаторов. Однако в основном созданные
алгоритмы решают отдельные наиболее важные задачи и, как
правило, не связаны единой информационной базой.
В связи с развитием технических и программных средств сов-
ременных ЭВМ появилась принципиально новая возможность соз-
дания более совершенных математических моделей, методов опти-
мизации и технологии промышленного проектирования силовых
трансформаторов.
Разработка комплекса взаимосвязанных алгоритмов и программ
в виде САПР силовых трансформаторов позволила реализовать
сквозной характер процесса проектирования от формирования
технического задания до выпуска необходимой документации. При
этом использованы методы системного анализа, теории графов и
математического программирования. При реализации алгоритмов
использован модульный принцип построения программных систем.
Впервые в трансформаторостроении САПР для силовых транс-
форматоров введена в промышленную эксплуатацию в 1981 г.
применительно к трансформаторам классов напряжений 10—
35 кВ с последующим распространением на трансформаторы более
высоких классов напряжения. Разработанная математическая мо-
дель процесса проектирования обеспечивает поиск альтернативных
решений на основе оптимизационных и поверочных расчетов с
различным конструктивным выполнением обмоток. Использован
также метод автоматизированного архивного поиска технических
решений, заключающийся в сравнении заданных параметров про-
ектируемого трансформатора с параметрами разработанных транс-
форматоров, а также изысканием и введением в расчет требуемых
проектных материалов из архива.
В процессе проектирования определяют сортамент обмоточных
проводов на производственную программу, основываясь на анализе
результатов дискретной оптимизации обмоток по критерию мини-
мальной стоимости с учетом заданных ограничений на общее ко-
личество типоразмеров проводов.
Внедрение САПР трансформаторов дает значительный эконо-
мический эффект за счет оптимизации проектных решений и сокра-
щения сроков проектирования. Промежуточные результаты выда-
ются в виде полностью сформированных расчетных записок в удоб-
ной для проектировщика форме, а конечные результаты имеют
форму полностью законченной документации, включающей в себя
комплекты расчетных записок, спецификации и типовых чертежей.
18
1
Электромагнитные
процессы
в трансформаторах
В трансформаторе передача электрической энергии из первич-
ной обмотки во вторичную осуществляется, как и во всех электри-
ческих машинах, посредством магнитного потока. Однако электро-
движущие силы в обмотках вращающихся электрических машин
наводятся вращающимся потоком (постоянным по значению,
но изменяющим свое направление в пространстве), в то время как
в трансформаторах, представляющих собой статические электро-
магнитные устройства, электродвижущие силы в обмотках наво-
дятся пульсирующим, т. е. изменяющимся во времени, магнитным
потоком. Это вносит специфические особенности в электромагнит-
ные процессы, имеющие место в трансформаторах.
§ 1.1. ПРИНЦИП РАБОТЫ
И УСТРОЙСТВО трансформатора
В основе работы трансформатора лежит явление электромаг-
нитной индукции, в соответствии с которым значение электродви-
жущей силы (ЭДС), наведенной в контуре, пропорционально ско-
рости изменения потока Ф, пронизывающего этот контур. При
этом направление наведенной ЭДС определяется законом Ленца,
по которому ток, вызванный этой ЭДС, стремится воспрепятство-
вать изменению потока Ф, пронизывающего контур. Следователь-
но, ЭДС, наведенная в замкнутом контуре,
di/ t/Ф
е—-----±-= —да-----
dt dt
где w — число витков контура; ф=и»Ф — потокосцепление кон-
тура.
Учитывая, что потокосцепление контура можно также выразить
через его индуктивность L и ток i, протекающий по контуру, т. е.
19
(1.1)
ty=iL, уравнение (1.1) запишем в виде
dt dt
а при L=const
di i dL
di dt ’
(1.1а)
т di
е= —L —.
di
(1.16)
Принцип работы трансформатора рассмотрим на примере прос-
тейшего однофазного двухобмоточного трансформатора, электро-
магнитная система которого приведена на рис. 1.1.
Рис. 1.1. Электромагнитная система одно-
фазного двухобмоточного трансформатора:
/ — первичная обмотка; 2 —вторичная обмотка;
3 — магнитопровод; 4 — стержень магнитопровода;
5 — ярмо магнитопровода
Такой трансформатор со-
стоит из замкнутого магни-
топровода и двух обмоток с
ЧИСЛОМ ВИТКОВ И W2.
Обмотки трансформатора
служат для создания маг-
нитного поля, посредством
которого осуществляется пе-
редача электрической энер-
гии, а также обеспечивают
наведение ЭДС, требуемых
по условиям эксплуатации
трансформатора. Обмотки
выполняют из медных или
алюминиевых изолирован-
ных проводов круглого или
прямоугольного сечения. Об-
мотку трансформатора, к ко-
торой подводится электриче-
ская энергия, называют пер-
вичной, а обмотку, от кото-
рой энергия отводится, —
вторичной.
Магнитопровод транс-
форматора служит для уси-
ления магнитной связи меж-
ду обмотками и является
конструктивным основанием
для установки и крепления
обмоток, отводов и других
деталей трансформатора. Магнитопровод набирают из изолирован-
ных листов специальной электротехнической стали с относительным
содержанием кремния до 4—5%. Толщину листов выбирают из ус-
ловия получения приемлемого уровня потерь от индуцированных в
них вихревых токов при заданной частоте питающего трансформа-
тор источника переменного тока. При частоте 50 Гц в современных
20
силовых трансформаторах толщина листов стали магнитопровода
равна 0,35—0,27 мм. Часть магнитопровода, на которой располага-
ется обмотка трансформатора, называют стержнем, а часть магни-
топровода, замыкающая стержни, на которой не располагаются
обмотки, называют ярмом.
Если первичную обмотку трансформатора при разомкнутой
вторичной подключить к сети переменного тока с напряжением Ut,
то по ней потечет ток i\=io. Обусловленная током t'o магнитодви-
жущая сила (МДС) первичной обмотки iqWi создает в магнито-
проводе трансформатора переменный магнитный поток Ф, который
будет сцеплен почти полностью со всеми витками первичной и
вторичной обмоток. Магнитный поток Ф в соответствии с законом
электромагнитной индукции наведет в первичной обмотке ЭДС
самоиндукции
е , (1.2)
1 1 dt 1 dt ' '
во вторичной обмотке — ЭДС взаимной индукции
e2=-w2-^=Mi2^. (1.3)
В (1.2) и (1.3) Li — индуктивность первичной обмотки, Мц—
взаимная индуктивность первичной и вторичной обмоток.
Согласно второму закону Кирхгофа, для первичной обмотки
трансформатора запишем
«i==-^i+Vi> (1-4)
т. е. ЭДС ei, наведенная в первичной обмотке, совместно с паде-
нием напряжения на ее активном сопротивлении iVi уравновеши-
вает подводимое к этой обмотке напряжение сети «ь
Аналогично, для вторичной обмотки
«2 = ^2- (1-5)
Из (1.4) и (1.5) с учетом (1.2) и (1.3) видим, что, подбирая
соответствующим образом числа витков обмоток, можно при за-
данном напряжении сети Ut получить требуемое выходное напря-
жение трансформатора и2. При этом если «i>«2» то a>i>a»2 и
трансформатор называют понижающим, если и\<и2, то а>1<и>2 и
трансформатор — повышающим.
Если вторичную обмотку трансформатора подключить к сопро-
тивлению нагрузки ZH, то по ней потечет переменный ток i2. Обус-
ловленная током i2 МДС вторичной обмотки, согласно закону
Ленца, направлена встречно МДС первичной обмотки и, следова-
тельно, стремится изменить созданный этой МДС поток Ф. Однако
в действительности заметного изменения магнитного потока не
происходит, так как одновременно с появлением тока во вторич-
21
ной обмотке в первичной обмотке также возникает ток, который
компенсирует размагничивающее действие тока i2 и поддерживает
магнитный поток постоянным (Ф« const), чем, согласно (1.4),
обеспечивается равновесие между ЭДС et, наведенной в первичной
обмотке, и напряжением сети «ь
Таким образом, при нагрузке поток Ф трансформатора созда-
ется совместным действием МДС первичной и вторичной обмоток,
сумма которых приблизительно равна МДС первичной
обмотки IqWi при холостом ходе:
г iwi+~ •
При замкнутом магнитопроводе и номинальной нагрузке транс-
форматора МДС первичной обмотки при холостом ходе ioWt сос-
тавляет 0,5—3% от МДС первичной iiWi и вторичной t2a)2 обмоток,
что позволяет, не делая заметной ошибки, положить i’o®i=O. При
этом допущении iia»i+i2tt>2«0, т. е. при нагрузках, близких к но-
минальной, токи й и i2 сдвинуты между собой на угол примерно
180° и в магнитном отношении МДС первичной и вторичной обмо-
ток трансформатора уравновешивают друг друга в той мере,
в какой это небходимо для сохранения магнитного потока Ф. Допу-
щение ioWi=O позволяет также сделать вывод, что в трансформа-
торе токи, протекающие в первичной и вторичной обмотках, об-
ратно пропорциональны отношению чисел их витков:
Отметим также, что, поскольку коэффициент полезного действия
современных трансформаторов составляет 0,97—0,99, без большой
погрешности можно допустить равенство мощностей первичной и
вторичной обмоток, т. е. tiWi = i2«2, откуда ii/t2=u2/«i и, следова-
тельно, токи при трансформировании изменяются обратно пропор-
ционально напряжениям.
Для трансформирования трехфазного тока и напряжения при-
меняют или три однофазных трансформатора (рис. 1.2,а), или
один трехфазный трансформатор (рис. 1.2,6), в котором общий
для трех фаз магнитопровод может быть образован из трех одно-
фазных. Действительно, если три однофазных трансформатора
расположить, как показано на рис. 1.3, а, то стержни магнитопро-
водов, на которых не размещены обмотки, можно было бы конст-
руктивно объединить в один. Учитывая, что в трехфазной системе
Za+/b+7c=0, а следовательно, и Фа + Фв+Фс=0, надобность в
объединенном стержне вообще отпадает. Полученный таким обра-
зом магнитопровод (рис. 1.3,6) является пространственным трех-
фазным. Если у пространственного магнитопровода убрать ярма
фазы В и расположить все три стержня в одной плоскости, то по-
лучим магнитопровод (рис. 1.3,в), называемый плоским стержне-
вым трехфазным.
Трехфазные трансформаторы с плоским стержневым магнито-
проводом получили наибольшее распространение,-а свойственная
им магнитная несимметрия фаз, как будет показано далее, не
22
имеет сколько-нибудь существенного практического значения при
их эксплуатации. Поскольку трехфазный трансформатор представ-
ляет собой конструктивное объединение трех однофазных, уста-
новленные выше соотношения для однофазного трансформатора
справедливы и для каждой фазы трехфазного.
Рис. 1.2. Трансформация трехфазных токов:
а —группой однофазных трансформаторов; б — трехфазным трансформатором
Рис. 1.3. Образование пространственного (а, б) и
плоского (в) трехфазного магнитопровода из трех
однофазных
В дальнейшем исследование электромагнитных процессов, про-
исходящих в трансформаторах, будем проводить на базе однофаз-
ного трансформатора, считая, что в каждой фазе трехфазного
трансформатора при установившемся симметричном режиме его
работы имеют место аналогичные электромагнитные процессы,
но со сдвигом относительно друг друга во времени на 120°. При
исследовании же неустановившихся, несимметричных и других ре-
жимов работы трехфазного трансформатора будем учитывать
особенности электромагнитных процессов, связанных с наличием
общего (магнитно связанного) магнитопровода.
Потребность в трансформации электрической энергии встреча-
ется в самых разнообразных областях промышленности и техники.
23
В соответствии с этим существует большое разнообразие транс-
форматоров как по назначению, так и по мощности и напряжению.
Однако все они имеют общую конструктивную схему, которая
включает в себя (рис. 1.4): замкнутую магнитную систему — маг-
нитопровод из листовой электротехнической стали; электрическую
систему — две или несколько
обмоток, охватывающих стерж-
ни магнитопровода и изолиро-
ванных относительно их; ох-
лаждающую систему — воз-
душную, масляную, водяную
или комбинированную, служа-
щую для отведения теплоты,
возникающей вследствие по-
терь энергии в магнитопроводе
и обмотках; механическую си-
стему, обеспечивающую меха-
ническую прочность всей конст-
рукции трансформатора, воз-
Рис. 1.4. Конструкционная схема одно-
фазного трансформатора:
1 — магнитопровод; 2 — обмотки высшего и
низшего напряжения; 3 — трубы для цир-
куляции масла и его охлаждения; 4 — яр-
мовая балка; 5 — масляный бак; 6 — вводы
высшего и низшего напряжения; 7 — масло
можность его перемещения,
подъема, транспортирования
и др.
В качестве примера на
рис. 1.4 приведена конструктив-
ная схема однофазного транс-
форматора с масляным охлаждением. В таком трансформаторе
магнитопровод с обмотками помещен в бак, заполненный трансфор-
маторным маслом, которое обладает хорошими теплоотводящими
и изолирующими свойствами.
§ 1.2. РЕЖИМ ХОЛОСТОГО ХОДА
ТРАНСФОРМАТОРА
Холостым ходом трансформатора называют такой режим его
работы, при котором первичная обмотка включена в сеть перемен-
ного тока с частотой fb а вторичная разомкнута (рис. 1.5). Проте-
кающий в этом случае по первичной обмотке ток i0 называют то-
ком холостого хода. При холостом ходе через трансформатор
электрическая энергия не передается, он только возбужден и подо-
бен катушке со стальным сердечником, включенной в сеть пере-
менного тока. Однако наличие у трансформатора двух (или более)
обмоток приводит к тому, что линии магнитного поля, созданного
током io> не одинаково сцеплены с витками первичной и вторичной
обмоток. В связи с этим для более наглядного представления ра-
бочего процесса трансформатора целесообразно представить его
магнитное поле в виде наложения двух полей: основного поля,
поток Ф которого замыкается по магнитопроводу и сцеплен со
24
всеми витками первичной и вторичной обмоток, и поля рассеяния,
поток Фоо которого замыкается частично или полностью вне маг-
нитопровода и сцеплен только с витками первичной обмотки
(рис. 1.5).
Потокосцепления основного магнитного потока Ф с первичной
и вторичной обмоток соответственно ф1о=^1Ф и ф20=и»2ф.
Основной поток Ф замыкается на всем своем пути по магнито-
проводу из ферромагнитного материала, магнитное сопротивление
которого зависит от напряженности магнитного поля. При малых
значениях напряженности магнитного поля зависимость ф=/;(10)
имеет линейный характер, а при больших значениях напряженно-
сти магнитного поля, когда начинает проявляться магнитное насы-
щение, эта зависимость имеет нелинейный характер. Примерный
вид зависимости ф=/(10), получившей название кривой намагни-
чивания трансформатора, показан на рис. 1.6.
Рис. 1.5. Режим холостого хода
трансформатора
Рис. 1.6. Кривая намагни-
чивания трансформатора
Кроме магнитного насыщения переменный магнитный поток Ф
в магнитопроводе трансформатора вызовет появление вихревых
токов и явление гистерезиса, которые в основном и определяют
потребление электрической энергии трансформатором на холостом
ходу.
Магнитное сопротивление для потока рассеяния Ф0о определя-
ется главным образом немагнитными (воздушными или масля-
ными, изоляционными) участками, которые поток на своем пути
встречает и у которых магнитная проницаемость постоянна
(p,=const), благодаря чему поток Ф0о остается пропорциональным
МДС, его вызывающей.
Магнитные потоки Ф и Ф0о создаются одной и той же МДС
tott’i, но из-за большой разницы магнитных сопротивлений участ-
25
ков, по которым они проходят, эти потоки, согласно закону Ома
для магнитных цепей
Ф=/Оги1/7?И, (1.6)
будут существенно различны по значениям. Так, в современных
трансформаторах при работе на холостом ходу ф<ю=0,1-?0,25%
от Ф.
Основной поток трансформатора Ф наведет в первичной и вто-
ричной обмотках ЭДС
(1.7)
1 1 dt dt v '
d$ ^4*20 /1
e’’—•>-,----------------51-. <L8>
(1.9)
а поток Фао наведет в первичной обмотке ЭДС рассеяния
_ _ да, ^Ф»о _
ев0 — wl ——— — —— .
at at
Наведенные в первичной обмотке ЭДС е\ и е<л совместно с па-
дением напряжения на ее активном сопротивлении уравновешива-
ются подводимым к ней напряжением сети, т. е.
«1=— et — (1-10)
а напряжение вторичной обмотки при холостом ходе не отличает-
ся от наведенной в ней ЭДС, т. е.
и2=е2, (1.11)
При холостом ходе трансформатора падение напряжения на
активном сопротивлении первичной обмотки не превосходит 0,1—
0,3% от ЭДС еи в связи с чем им, как и ЭДС рассеяние е<>о, можно
пренебречь из-за незначительности потока рассеяния Ф<ю по срав-
нению с основным Ф. С учетом сделанных допущений уравнение
(1.10) имеет вид
(1.12)
Уравнение (1.12) получило название уравнение напряжения
первичной обмотки идеального трансформатора. Здесь отсутствуют
потери энергии, т. е. сопротивления обмоток и потери в стали маг-
нитопровода равны нулю, а также отсутствуют потоки рассеяния,
т. е. магнитный поток, созданный МДС первичной обмотки транс-
форматора, полностью замыкается по магнитопроводу и сцеплен с
обеими обмотками.
Согласно (1.12), в идеальном трансформаторе напряжение се-
ти Ui, подводимое к первичной обмотке, в любой момент времени
уравновешивается индуцированной в этой обмотке ЭДС ер При
26
этом очевидно, что ЭДС ех должна иметь ту же форму кривой,
что и напряжение Ui, но находиться относительно него в проти-
вофазе.
Если первичная обмотка трансформатора подключается к на-
пряжению сети, изменяющемуся синусоидально, т. е. ux—Uxms\na>t,
что характерно для современных электрических сетей, то индуци-
рованная в этой обмотке ЭДС ех также будет изменяться синусои-
дально:
^=—o»I-^-==£,1/Bsin(a>/ —л). (1.13)
at
Решая (1.13) относительно потока Ф, получим
ф=—Csin (wi — л) sin
Wl J (JiWl
/ . л \ _ . / . л \
(«>/-у] = Фи81П -----
где
Ф — Elm .
m u>W\
— амплитуда магнитного потока.
Из (1.14) с учетом (1.13) следует,
что если первичное напряжение транс-
форматора синусоидально, то магнит-
ный поток идеального однофазного
трансформатора также синусоидален.
При этом поток Ф отстает от напряже-
ния сети «1 на угол л/2 и опережает
наведенную им ЭДС ei на угол л/2.
Так как вторичная обмотка трансфор-
матора пронизывается тем же пото-
ком Ф, то ЭДС е2 совпадает по фазе с
ЭДС вь Она синусоидальна и отстает
от потока Ф на угол л/2 (рис. 1.7).
Согласно (1.15), амплитудные зна-
чения ЭДС
(1.14)
(1.15)
Рис. 1.7. Изменение напряже-
ний, ЭДС и магнитного потока
трансформатора во времени
Д1т=ша>1Фя1=2л/1то1Фт,
Д2я1=^2Фт=2n/iW2®m-
Действующие значения ЭДС
£1=Д1Я1//2=4,44/1^1Фт, (1.16)
^2=£2т//5=4,44/1^2Фт. (1.17)
Отношение
exle2—ExJE2m= Ех/Е2=А (1.18)
27
называют коэффициентом трансформации. Согласно ГОСТ 16110—
82, коэффициент трансформации k~^\ определяется как отношение
ЭДС обмотки высшего напряжения к ЭДС обмотки низшего на-
пряжения (или отношение чисел их витков).
При холостом ходе однофазного понижающего трансформатора
Ei^Ui и Ez=U2q\ следовательно,
A=£1/£2=t/1/t/20.
При эксплуатации трансформатора коэффициент трансформа-
ции определяют как отношение номинальных напряжений. При
этом следует иметь в виду, что номинальное первичное напряже-
ние— это напряжение, подводимое к первичной обмотке трансфор-
матора и удовлетворяющее ГОСТ 13109—67, а номинальное вто-
ричное напряжение — это напряжение вторичной обмотки при
холостом ходе трансформатора и номинальном первичном напря-
жении.
Преобразовав (1.18) к виду
eB=£i/Wi = £?2/w2,
можно сделать вывод, что в каждом витке каждой
й,*-Ё, обмотки трансформатора наводятся ЭДС одинако-
вые по значению.
Таким образом, в идеальном однофазном транс-
форматоре при синусоидальном первичном напря-
жении поток в магнитопроводе, а также наведенные
. им в обмотках ЭДС синусоидальны, что позволяет
записать уравнения (1.11) и (1.12) в комплексной
4'4» форме, т. е.
44
(1.19)
и -Ё
U 2 ===
Рис. 1.8. Векторная
диаграмма идеаль- , - оч
ного трансформато- и построить векторную диаграмму (рис. 1.8).
ра при холостом Уравнение (1.19), несмотря на принятые допуще-
ходе ния, позволяет оценить многие явления, возникаю-
щие в рабочем процессе трансформатора.
В соответствии с (1.16) и (1.19) амплитудное значение потока
в магнитопроводе трансформатора
Ф —-----1——------1—
4,44/iWi 4,44/iWj
(1.20)
и при заданных частоте сети fi и числе витков первичной обмотки
ц>1 определяется только значением напряжения сети.
Ток, необходимый для создания потока Ф, называют намагни-
28
Рис. 1.9. Определение формы кривой намагни-
чивающего тока трансформатора
чивающим или реактивной составляющей тока холостого хода.
В идеальном трансформаторе /о=/ор; амплитудное значение его
/орш определим из (1.6):
/ __ $т п
7 Орт—
где /?м — магнитное сопротивление магнитопровода трансфор-
матора.
С учетом (1.20)
т _____________________ р
10pm 9
4,44 f\w\
Следовательно, намагничивающий ток трансформатора при за-
данных частоте сети fi и числе витков первичной обмотки Wi опре-
деляется не только напря-
жением сети, но и значе-
нием магнитного сопро-
тивления магнитопровода,
которое, в свою очередь,
в основном определяется
степенью насыщения пос-
леднего.
Если магнитопровод
трансформатора ненасы-
щен, то намагничивающий
ток /Ор — синусоидальный,
если насыщен, то /0Р — не-
синусоидальный. Однако
в обоих случаях он совпа-
дает по фазе с потоком Ф.
Ток Zop в случае насы-
щенного магнитопровода
определяют с помощью
кривой намагничивания
трансформатора, представляющей собой зависимость между мгно-
венными значениями потока и МДС первичной обмотки трансфор-
матора iio^i или намагничивающего тока /ор, пропорционального
этой МДС (рис. 1.9).
Кривую намагничивания ф=/(10Р) можно получить расчетным
(см. § 2.5) или опытным путем. При определении опытным путем
зависимость ф=/(10р) снимают на постоянном токе. В этом случае
зависимость между мгновенными значениями потока и намагничи-
вающего тока получается без учета магнитных потерь, что и соот-
ветствует мгновенным значениям реактивной составляющей тока
холостого хода трансформатора.
С помощью кривых намагничивания и изменения потока магни-
топровода трансформатора во времени можно достаточно просто
29
найти кривую изменения во времени намагничивающего тока
Для этого в первом квадранте (рис. 1.9) строят кривую
намагничивания Ф=/(10) (кривая III), а во втором — изменение
потока во времени Ф=Фтз1п(о/ (кривые I и II). Последователь-
ность графических построений при определении намагничивающего
тока показана на рисунке стрелками. Начав от потока Ф в точке 1,
перемещаемся через точку 2 к точке 3, далее, начав снова от по-
тока Ф в точке 1 и перемещаясь через точки 4 и 5, на пересечении
вертикали от точки 3 и горизонтали от точки 5 находим в четвер-
том квадранте соответствующий ток i0P.
Как видно из рис. 1.9, если амплитудное значение потока Фт
(кривая I) не вызывает насыщения магнитопровода, то ток iOp—
синусоидальный (кривая V); если амплитудное значение потока
Фот (кривая II) вызывает насыщение магнитопровода трансформа-
тора, то ток iQp — несинусоидальный (кривая IV). Следовательно,
чем больше насыщение магнитопровода трансформатора, тем бо-
лее искажается форма намагничивающего тока iOp.
В этом случае, перед тем как исследовать работу трансформа-
тора на холостом ходу аналитически с помощью уравнений в комп-
лексной форме, в которой могут быть представлены уравнения,
связывающие только гармонически изменяющиеся во времени на-
пряжения, ЭДС и токи, необходимо несинусоидальный намагничи-
вающий ток трансформатора заменить эквивалентным синусои-
дальным, имеющим то же действующее значение, т. е.
/Ор—"J/ J, •
Ток /ор, как и поток Ф, отстает от напряжения сети О\ на угол
л/2, следовательно, активная мощность, потребляемая идеальным
трансформатором из сети, равна нулю.
Реальный же трансформатор потребляет из сети активную
мощность Рр, поскольку при переменном магнитном потоке возни-
кают потери энергии в магнитопроводе от гистерезиса и вихревых
токов, а также потери энергии в активном сопротивлении первич-
ной обмотки. В результате этого ток холостого хода реального
трансформатора /о имеет две составляющие: намагничивающую
(реактивную) с действующим значением /Ор> создающую основной
магнитный поток Ф и совпадающую с ним по фазе (рис. 1.10),
и активную составляющую ZOa, идущую на покрытие магнитных
потерь в магнитопроводе трансформатора и электрических потерь
в его первичной обмотке и практически совпадающую по фазе с
первичным напряжением. Исходя из изложенного ток холостого
хода реального трансформатора
/о=Ла + /ор (1.21)
30
или
(1.22)
Л —/Oa+ZOp’
В обычных трансформаторах активная составляющая тока /Оа,
как правило, составляет не более 10% от тока /о и, следовательно,
оказывает малое влияние на значение тока холостого хода. Не-
сколько большее влияние ток /оа оказывает на форму и фазу тока
/о (рис. 1.11).
Рис. 1.10. Ток холостого хо-
да трансформатора н его
составляющие
Рис. 1.11. Влияние активной со-
ставляющей тока t’oa на форму
и фазу тока холостого хода i0
В реальном трансформаторе, работающем в режиме холостого
хода, кроме основного потока Ф существует поток рассеяния Фоо,
сцепленный только с первичной обмоткой. Так как поток Ф^о замы-
кается главным образом в немагнитной среде, имеющей постоян-
ную магнитную проницаемость, и пропорционален вызывающему
его току, то можно считать, что индуктивность рассеяния первич-
ной обмотки трансформатора
=‘ш1Фа0/10=const.
Тогда ЭДС рассеяния е^, наведенная потоком Фоо,
- ____ /
at
При синусоидальном изменении тока мгновенное значение ЭДС
рассеяния первичной обмотки
е.о*= = -Z.o р—•
at at \ Z J
Вводя обозначение
Xi —
31
где Xi — индуктивное сопротивление, обусловленное потоком рас-
сеяния первичной обмотки, получим
e<,o=x1/Onjsin (со/ —л/2).
Это уравнение показывает, что ЭДС рассеяния е<л отстает по
фазе от создающего ее тока io на угол л/2 и ее действующее зна-
чение, выраженное в комплексной форме,
Д аО ‘ j 1 qX 1 •
Тогда уравнение напряжения для первичной обмотки реального
трансформатора в комплексной форме
Ui — — Ёх — £“0о4-/ог i= — ^14_/^ол:1_ЬЛг 1
или-
Рис. 1.12. Векторная диа-
грамма трансформатора
при холостом ходе
где Zy=г 1+/Х1 — полное сопротивление
первичной обмотки трансформатора.
Исходя из этого уравнения, характери-
зующие работу реального трансформато-
ра в режиме холостого хода в комплек-
сной форме, запишем в виде
/7 __р !
2 2’ . . (1-23)
/1 = /о = ^Оа“ЬЛр>
Л=о.
В соответствии с (1.23) на рис. 1.12 при-
ведена векторная диаграмма трансформа-
тора при холостом ходе.
В силовых трансформаторах падение
напряжения на первичной обмотке при
холостом ходе Д17=/оП+/7оХ1 не превос-
ходит 0,5% от б'ь в связи с чем векторная
диаграмма на рис. 1.12 отражает прак-
тически только качественные явления,
имеющие место в реальном трансформа-
торе.
§ 1.3. РАБОТА ТРАНСФОРМАТОРА
ПРИ НАГРУЗКЕ
Работа трансформатора при нагрузке характеризуется нали-
чием тока iz во вторичной обмотке, изменение которого вызывает
32
изменение тока h в первичной обмотке, поскольку первичная об*
мотка электромагнитно связана со вторичной (рис. 1.13).
Токи ii и is создают первичную и вторичную МДС F1=iia>j и
Fa=i2WS, совместным действием которых создается магнитное поле
Рис. 1.13. Действительные значения МДС обмоток трансформатора (а) и
частичные системы МДС с вызываемыми ими полями (б, в)
трансформатора. С целью упрощения анализа электромагнитных
процессов, происходящих в трансформаторе при нагрузке, магнит-
ное поле, как и при исследовании холостого хода, представим в
виде наложения двух полей: основного поля, или поля взаимной
индукции, и поля рассеяния, или поля самоиндукции;
Для этого представим сумму МДС первичной и вторичной об-
моток как МДС Fo некоторого намагничивающего тока, про-
текающего по первичной обмотке:
Z0w1=ZjWi4-/2®>2- (1-24)
Из (1.24) следует
, (1.25)
W1
т. е. первичный ток трансформатора при нагрузке имеет как бы две
составляющие: намагничивающий ток и. ток —wjwi, обуслов-
ленный нагрузкой. При холостом ходе, т. е. при 1'2=0, весь первич-
ный ток является намагничивающим. При нагрузке намагни-
чивающее действие вторичного тока fe компенсируется составляю-
щей —ii wa!w\ первичного тока i\.
Теперь МДС первичной обмотки Лич можно представить в виде
суммы МДС Zo^i и МДС — iiWi^iiWi—ioWi, уравновешивающей
МДС вторичной обмотки fawt:
/1Wi=/owt+( —/2^2).
2-1468
33
МДС первичной обмотки io®: создает как основное магнитное
поле (поле взаимной индукции), поток Ф которого замыкается по
магнитопроводу трансформатора (рис. 1.13) и индуцирует в его
первичной и вторичной обмотках ЭДС е\ и е2, так и поле рассея-
ния, поток Фоо которого замыкается в основном вне магнитопро-
вода (рис. 1.13) и индуцирует в первичной обмотке ЭДС ем.
Взаимно уравновешенные МДС первичной обмотки — 4а>2=
=iiWi—ioWi и МДС вторичной обмотки i2w2 создают ноле рассея-
ния, поток Ф« которого замыкается главным образом вне магнито-
провода, поскольку полный ток двух обмоток —12^2+1'2^2=0 и,
следовательно, неодинаково сцеплен с витками первичной и вто-
ричной обмоток/
В связи с этим поток рассеяния Ф„ трансформатора целесооб-
разно представить в виде суммы двух потоков, один из которых,
Ф«1, сцеплен только с витками первичной обмотки, а другой, Ф«2,
сцеплен только с витками вторичной обмотки (рис. 1.13). Отметим,
что чем ближе располагаются друг к другу первичная и вторичная
обмотки, тем меньше поток рассеяния Ф„. В пределе, если вообра-
зить первичную и вторичную обмотки совмещенными, поток рас-
сеяния Ф„=0, поскольку МДС обмоток полностью компенсируют
друг друга. Потоки рассеяния первичной Ф«,1 и вторичной Ф<й обмо-
ток индуцируют в них ЭДС и е<&.
Таким образом, магнитное поле рассеяния в трансформаторе
При нагрузке можно представить в виде двух полей: поля рассея-
ния, линии которого сцеплены только с первичной обмоткой и обра-
зуют с ней потокосцепления от тока i0 и ф01 от тока й—io, и по-
ля рассеяния, линии которого сцеплены только со вторичной обмот-
кой и образуют с ней потдкосцепления фй от тока 12. Так как
потоки рассеяния Фоо, Ф„1 и Фй замыкаются в основном в немаг-
нитной среде, магнитная проницаемость которой р,—const, то пото-
косцепления фоо, ф<>1 и фа2 пропорциональны соответственно обра-
зующим их токам io, й—i0,1'2- Следовательно, индуктивности рассея-
ния обмоток, определяемые как
^«0—фво/io»
^«Wi-io)»
L<a=^<a/i2,
(1.26)
являются постоянными для данного трансформатора параметрами,
зависящими только от размеров немагнитных промежутков и чи-
сел витков в обмотках (см. § 5.7).
Пренебрегая различием между L<a и L<n и предположив, что
Leq^boi, запишем выражение для полного потокосцепления рассея-
ния первичной обмотки:
ФаО Ф«1=se i()^«o 4' (ij —io) •~ii^,«i===<l,«i.
34
Уравнения напряжений для первичной и вторичной обмоток
трансформатора при нагрузке согласно второму закону Кирхгофа
имеют вид
«1+*!+^=^. | (1.27)
^2~Г^<'2 — 12Г2~Г J
В силовых трансформаторах при номинальном токе нагрузки
падение напряжения в первичной обмотке не превышает 2—5% от
£Лном. Вследствие этого без большой погрешности можно принять
1/1«Е1=4,44/1Ш1Фот и считать, что при изменении тока нагрузки
трансформатора от нуля до номинального значения основной маг-
нитный поток Ф остается практически неизменным. Поэтому ЭДС
ei и е2 при нагрузке выражают через магнитный поток Ф, как и при
холостом ходе, соответственно по (1.7) и (1.8).
ЭДС e„i и е«й индуцируются потоками рассеяния Ф<,1 и Фо2, ко-
торые пропорциональны соответственно токам первичной ii и вто-
ричной 12 обмоток:
d®„l
e,i=-Wi—— =
dt
d$a<>
e<a= —W2——=
dt
, dli
----------'
dt--------dt*
dit<,2 , dl2
dt ’2 dt
(1.28)
Подставляя (1.7), (1.8) и (1.28) в (1.27), получим
.. _ rf(ho' 1/ dli
U1~ dt
U2 = _ -^2£L_ £j2-£*_-i2r2 =
2 dt dt 22
(1.29)
где ф1 = фю + 'ф<,1 = И’1Ф + «’1Ф01 И ф2=ф2о + фа2 = а’2Ф + И’2Фо2 — ПОЛ-
ные потокосцепления соответственно первичной и вторичной об-
моток.
При постоянной магнитной проницаемости стали магнитопрово-
да, т. е. без учета его насыщения, для потокосцеплений первичной
Ф1 и вторичной ф2 обмоток запишем:
Ф1 = ^1/14-7И12/2» ) (130)
<]>2 = £2424-Af2lZ1, J
где Li и Lt — полные индуктивности первичной и вторичной обмо-
ток, соответствующие всему сцепленному с данной обмоткой пото-
ку; Afi2=Af2i=Af — взаимные индуктивности обмоток.
2* . 35
Подставляя (1.30) в (1.29), получим
at dt
Л <н <t31)
at at
Уравнения (1.31) получили название дифференциальных урав-
нений трансформатора. Они широко используются при исследова-
нии переходных процессов, но неудобны для исследования рабоче-
го процесса трансформатора в установившемся режиме. Для
приведения этих уравнений к виду, удобному для анализа устано-
вившихся процессов, для токов q и 1'2, согласно (1.25), запишем
i —i Z Л2 Z — Z W1 Z W1
Wi W2 W2
Подставив эти выражения в (1.31), получим
«!=(lx - м -2Ц + м -^-4-/1
1 \ w2) dt ' w? dt ' 1
u2=k2-M^]^-M^-^2r2
\ ] dt dt
или
dt dt
где kis—wi/w2 — коэффициент трансформации; £„!==£,—ЛТдо1/ш>2 и
Lo2—L2—Mwt/wi — индуктивности рассеяния первичной и вторич-
ной обмоток.
При синусоидальных напряжениях и токах, учитывая равенства
<о£в1 = <» (Zl—k12M)=хх,
wkl2M=xc, Г1 Jxx == Zj,
Vi>Lt2 = <0 (L2— £jj.A1) = X2, ^*2 H-/'"^2 == ^2»
получим систему комплексных уравнений, характеризующих рабо-
ту трансформатора при нагрузке:
t/i — 1 xZy -f- jfqX0,
U2 = — jl 0^21-^0 — 2^2
Л4" ^21^2*
(1-32)
36
Здесь
— —JIqXq,
Ёч= — j'l 0^0^21; 621=
При насыщении магнитопровода намагничивающий ток i0 будет
несинусоидальным. Как и при исследовании холостого хода, неси*
нусоидальный ток io может быть заменен эквивалентным сину*
соидальным намагничивающим током с действующим значением
/0 в У ^оа“г^ор» активная составляющая которого связана с потеря-
ми в стали магнитопровода. Эта замена позволяет записать урав-
нения МДС (1.24) в комплексной форме:
(1.33)
а ЭДС первичной и вторичной обмоток — в виде
--------/ 0Z0,
^2'—----10^21^0) t
(1.34)
где Z0=r0+/Xo — комплексный коэффициент пропорциональности
между током и ЭДС (см. § 1.4).
Если через Ри обозначить магнитные потери в стали магнито-
провода от вихревых токов и гистерезиса, то
Рм ~ 1Л)а = 0»
откуда Го=Рм//2о — коэффициент пропорциональности между по-
терями jp стали магнитопровода и квадратом намагничивающего
тока (см. § 1.4).
Таким образом, учитывая потери в стали, систему уравнений в
комплексной форме при работе трансформатора под нагрузкой за-
пишем в виде
U2S== — ^2j/0£0 — А^-2 ~^2~|~А^2»
(1.35)
Уравнения (1.35) можно представить на комплексной плоскости
в виде векторной диаграммы. Однако так как числовые значения
первичных и вторичных напряжений и токов сильно отличаются
друг от друга, то изображение их на векторной диаграмме в одном
масштабе весьма неудобно. Кроме, того, непосредственное сумми-
рование ЭДС или токов двух несоединенных электрических цепей,
какими являются первичная и вторичная обмотки трансформатора,
не представляется возможным из-за разного числа витков. Эти
37
затруднения устраняются тем, что обмотки трансформатора приво-
дят к одинаковому числу витков, либо к числу витков первичной
обмотки, либо к числу витков вторичной обмотки. Обычно приводят
вторичную обмотку к первичной.
Физический смысл приведения состоит в том, что вторичная
обмотка с числом витков и>2 заменяется обмоткой, у которой число
витков w'2=wt. При этом все параметры вторичной обмотки при-
водятся к числу витков первичной обмотки таким образом, чтобы
физические процессы в приведенном трансформаторе оставались
такими же, как в реальном. Все параметры, относящиеся к приве-
денной вторичной обмотке, обозначают теми же символами, что и
действительные, но со штрихом сверху: Е'г, Г2, г'2, х'2, и т. д.
Для приведения вторичной обмотки трансформатора к первич-
ной необходимо обеспечить:
1) равенство МДС приведенной и реальной вторичной обмотки:
1'2W'2 = I2W2, откуда //2=/2И’2/йУ1 =/2/^12',
2) равенство электромагнитных мощностей приведенной и ре-
альной обмоток: Er2l'2=E2l2, откуда E'2=E2l2ll'2=k\2E2', анало-
гично, из равенства полных мощностей UW 2=^212 получим
[/'2=Л12С/2;
3) равенство потерь: /'222г,2=^22^2, откуда г'2=^212^2;
4) равенство углов между токами и ЭДС tp=arctg(x/r):
Xf2lr'2=X2lr2, откуда x'2=k?i2X2.
С учетом сделанных преобразований запишем комплексные
уравнения для приведенного трансформатора:
Оч = Ё2—
(1.36)
Векторные диаграммы, соответствующие (1.36), приведены на
рис. 1.14.
Последовательность построения диаграммы зависит от того, ка-
кими параметрами задан режим работы трансформатора и значе-
ния каких величин требуется найти путем графических построений.
Из приведенных на рис. 1.14 векторных диаграмм нетрудно заметить, что при
постоянном первичном напряжении l7i=const любое изменение тока нагрузки 1%
приводит не только к изменению первичного тока /ь но и к соответствующему
изменению вторичного напряжения Так, при активной и активно-индуктивной
нагрузках (рис. 1.14, а, б) увеличение тока // вызовет некоторое уменьшение
а при активно-емкостной нагрузке (рис. 1.14, в) — некоторое его увеличение.
Векторные диаграммы позволяют также рассмотреть процесс преобразования
энергии в трансформаторе, который, как известно, в целях переменного тока ха-
рактеризуется активной и реактивной мощностями.
Рассмотрим процесс преобразования активной мощности, потребляемой пер-
вичной обмоткой трансформатора из сети и определяемой по формуле
Р1 ==£71/1 cos
38
Заменим проекцию вектора напряжения Oi на вектор тока Д суммой проек-
ций вектора ЭДС и вектора падения напряжения Ли (рис. 1.14):
М cos fi) Л == (Ei cos fl 4- Z^i) /i = £1/1 cos Ф1 4- ,
где /12Г1«=РЭ1 — электрические потери в первичной обмотке; EJi cos ф1 — мощ-
ность, передающаяся магнитному полю трансформатора. Если заменить проекцию
тока /1 на направление ЭДС £ь то
£1/1 cos fi = £i/q cos fo + /£ cos Фг»
Рис. 1.14. Векторные диаграммы трансформатора:
а —при активной нагрузке; б —при активно-индуктивной нагрузке;
а —при активно-емкостной нагрузке
Здесь £i/o cos фов=£1/оагаРм —потери в стали трансформатора; EJJ cos фа«*
== Рэм — электромагнитная мощность, которая передается электромагнитным пу-
тем из первичной обмотки во вторичную.
При £i cos cos Фз+4гз/ электромагнитная мощность
Рэм = £14 COS фу = Z/j/j COS f2 + 4*4 = + ^92»
где Pn^l'irf — электрические потери во вторичной обмотке; Pi*»U*'h' cos фа—
активная мощность трансформатора, отдаваемая им во вторичную цепь.
Диаграмма преобразования активной мощности в трансформаторе представ-
лена на рис. 1.15, а.
Аналогично рассмотрим преобразование реактивной мощности в трансфор-
маторе.
Реактивная мощность, поступающая в первичную обмотку,
Qi=(£/i sin?i) A =(£i sMi4-/i*i)/i = £i/isiHi 4-Qai.
Здесь Qel«=/i2JCi— реактивная мощность для образования магнитного поля
рассеяния первичной обмотки;
39
Рис. 1.15. Диаграмма преобразования
активной (а) и реактивной (б) мощ-
ностей в трансформаторе
E\Ii sin ф1» E\I$ sin Фо + Е\Г2 sin фг — Qu + Рэи»
где QM»s£i7o sin фо==£1/ор~ реактивная мощность для образования магнитного
поля взаимной индукции; Q8m=£i/2'sinф2= sinфг+Л'^')/2'=Q2+Q^2—ре-
активная мощность, передаваемая электромагнитным путем из первичной обмотки
во вторичную; здесь, в свою очередь, Q<j2 =/2,2^2,~ реактивная мощность для
образования магнитного поля рассеяния вторичной обмотки; Q2s«C/27/ sin фа —
реактивная мощность трансформатора, отдаваемая им во вторичную цепь.
Диаграмма преобразования реактив-
ной мощности в трансформаторе пред-
ставлена на рис. 1.15,6.
Напомним, что реактивная мощность
считается положительной (Q>0) при
отстающей от напряжения реактивной
составляющей тока и отрицательной
(Q<0) при опережающей реактивной
составляющей тока. Тогда, при активно-
емкостной нагрузке трансформатора Q2<
<0 и при Qi<0 реактивная мощность
передается из вторичной обмотки в пер-
вичную. Если же Qi>0, то реактивная
мощность потребляется трансформато-
ром одновременно из первичной и вто-
ричной цепей и идет на намагничивание
магнитопровода.
§ 1.4. СХЕМА ЗАМЕЩЕНИЯ
Расчет характеристик транс-
форматора в различных режимах
удобно производить с помощью электрической схемы замещения, в
которой электромагнитные связи между первичной и вторичной об-
мотками заменяются на чисто электрические.
Действительно, если вторичную обмотку трансформатора при-
вести к первичной, что в математическом отношении соответствует
переходу от исходных реальных переменных O2t h к новым (приве-
денным) переменным [7'2, /'2, то все электрические величины и па-
раметры обмоток трансформатора будут приведены к одному (пер-
вичному) напряжению и трансформатор с его двумя электрически
не соединенными, но магнитно связанными обмотками может быть
представлен в виде одной электрической цепи (схемы замещения).
Эквивалентное сопротивление Дкв схемы замещения определим
из системы уравнений (1.36). С учетом (1.35) и X)'2=l'2Z'n запи-
шем уравнения (1.36) в следующем виде:
471в/о^о+/Л, (1.37)
а.зв)
7^/о-Л. (139)
Подставив в (1.38) значение /'а из (1.39), найдем
40
(1.40)
Подставив (1.40) в (1.37), получим
—° (^2 + £»)
Zp + Z2 + ZH
(1.41)
Сопротивлению соответствует схема, представленная на
рис. 1.16, а, которая называется Т-образной схемой замещения
трансформатора.
Рис. 1.16. Электрическая схема замещения трансформатора:
а —с последовательным соединением активного и индуктивного сопротивлений намаг*
ничивающего контура; б — с параллельным соединением активного и индуктивного со*
противлений намагничивающего контура
В схеме замещения:
активные сопротивление первичной и приведенной вторичной обмоток;
Xi, *2 — индуктивные сопротивления первичной и приведенной вторичной обмоток,
обусловленные потоками рассеяния;
Zo — полное сопротивление намагничивающего контура.
Ток /овЛ+Л', протекая по намагничивающему контуру, создает поток Ф
взаимной индукции, сцепленный с первичной и вторичной обмотками и индуци-
рующий в каждой из них ЭДС £1=^'; х0 — индуктивное сопротивление намаг-
ничивающего контура; г0 —активное сопротивление намагничивающего контура»
В бтличце от сопротивления п и г2' сопротивление го не имеет никакой связи
ни с активным сопротивлением проводниковых материалов, ни с магнитным со-
противлением среды. Это коэффициент пропорциональности между Ро и /о2»
В схеме замещения сопротивления Z\ и Z'2 принимаются по-
стоянными, а сопротивление Z'H задается условием работы. При
£Л=const ЭДС £*1 = ^1—1\Z\ изменяется мало, так как 17i>>/iZi.
Вследствие этого насыщение магнитопровода меняется так же ма-
ло и можно приближенно считать, что Zo=const Потери в стали
магнитопровода, равные/^г0=—^-г0, при ro=const пропорциональ-
но
ны £2ь а следовательно, пропорциональны Ф2 или В2.
Схему замещения на рис. 1.16, а можно несколько видоизменить
41
и представить, как показано на рис. 1.16, б. В данной схеме заме-
щения возможно раздельное определение активной /о« и реактив-
ной /Ор составляющих намагничивающего тока:
/oa = ^Vr12, 70р—
Из сопоставления двух схем следует
г 12= ZjJr0; Xi2=Z^/x0
ИЛИ
Z -а Г12/*12 — '12 *12(Г12~ 7*12)
“° И2 4-А12 (П2 + 7*12) (r12 ~/*12>
^12*12 . . 4*12 „ . . '
= ---2—г 7 ----Г =Го+/^О-
Г]г + *12 4 *1**12
Параметры схемы замещения можно определить расчетным (см.
§ 2.5 и 5.7) или опытным путем. Для опытного определения пара-
метров схемы замещения проводят исследование режимов холосто-
го хода и короткого замыкания трансформатора.
При опыте холостого хода вторичная обмотка разомкнута,
а к первичной подводится регулируемое напряжение в пределах
(0,24-1,2) Uтом (рис. 1.17). Построенные по данным измере-
ния зависимости 7о=/(£Л), Po—f(Ui) и cos<po=f(^i) (рис. 1.18)
называют характеристиками холостого хода и объясняют следую-
щим образом.
Рис. 1.17. Схема проведения опыта хо-
лостого хода и короткого замыкания
трансформатора
Кривая практически повторяет кривую намагничива-
ния стали магнитопровода (см. рис. 1.6), так как Ф~Ui и намаг-
ничивающая (реактивная) составляющая тока /0 пропорциональна
напряженности поля. Поэтому нелинейная зависимость тока хо-
лостого хода трансформатора от напряжения обусловлена насыще-
нием стали магнитопровода.
Кривая зависимости Po=f(Ui) близка к параболе, поскольку
P0^U3i.
Коэффициент мощности cos <р0 с увеличением напряжения па-
дает, так как при насыщении стали магнитопровода растет реак-
тивная мощность.
По кривым на рис. 1.18 при £71=СЛном определяют значения /о
и Р0.
42
Расчетом находят эквивалентные входные параметры схемы
замещения трансформатора при холостом ходе (рис. 1.19, а):
Рис. 1.18. Характеристики хо- Рис. 1.19. Схемы замещения трансформатора
лостого хода трансформатора при холостом ходе (а) и коротком замыка-
нии (б)
В трансформаторах В результате можно счи-
тать, что
гл^г0, хх^х0, Zj^Zq и Ро~^ог0- (1-43)
Таким образом, из опыта холостого хода определяют парамет-
ры намагничивающего контура схемы замещения трансформатора.
При опыте холостого хода также определяют коэффициент
трансформации:
k = UjUm.
Выражение (1.43) показывает, что практически вся активная
мощность, потребляемая из сети при холостом ходе, расходуется
на потери в магнитопрбводе . трансформатора. Действительно,
электрические потери в первичной обмотке /2оГ1 при холостом ходе
относительно невелики, так как ток /о при (Дном у силовых транс-
форматоров не превышает 0,354-8% от 1И (см. табл. 11.5—11.7).
В то же время потери Ро определяются при J7i=C/ihom, a P0~U2i.
Следовательно, основными потерями при холостом ходе трансфор-
матора являются потери в стали магнитопровода.
В современных силовых трансформаторах мощностью
10—1000000 кВ-А потери холостого хода составляют 1,5—0,05%
и оказывают существенное влияние на значение годового КПД
трансформатора, особенно работающего с сезонной нагрузкой. Это
объясняется тем, что потери холостого хода, как будет показано в
43
§ 1.6, практически не зависят от нагрузки и имеют место все время,
пока трансформатор включен в сеть.
При опыте короткого замыкания вторичная обмотка замкнута
накоротко, а к первичной через регулятор подводится пониженное
напряжение, при котором токи в обмотках не превышают
(14-1,2) /„ом.
Если при замкнутой накоротко вторичной обмотке к первичной
подвести номинальное напряжение, то токи в обмотках во много
раз превысят номинальные значения, резко возрастут действующие
на обмотки электродинамические силы, а также потери в обмотках,
в результате чего обмотки трансформатора могут быть разрушены.
Таким образом, в реальных условиях эксплуатации режим корот-
кого замыкания является аварийным.
Если же режим короткого замыкания создать при пониженном
первичном напряжении, то он может быть использован, так же как
и режим холостого хода, для исследования трансформатора.
С этой целью опыт короткого замыкания проводят при пони-
женном напряжении. Его изменяют от нуля до значения, при кото-
ром токи в обмотках становятся равными номинальным. Схема
опыта приведена на рис. 1.17 (ключ К замкнут).
Построенные по данным опыта
зависимости IK=f(UK), PK=f(UK) и
cos<pK=f(Uk) называют характери-
стиками короткого замыкания и по-
казаны на рис. 1.20. Они объясня-
ются следующим образом. Так как
опыт проводится при пониженном
напряжении, то магнитопровод нена-
сыщен и параметры схемы замеще-
, ния постоянны.
мость /к=/(£/к) будет
a COS фк=/(t/к) —постоянным, Рк=
=РкГк — парабола.
Намагничивающий ток при опы-
те короткого замыкания мал, так
им можно пренебречь. Тогда схема за-
мещения при опыте короткого замыкания принимает вид, показан-
ный на рис. 1.19,6.
Мощность, измеряемая ваттметром, при опыте короткого замы-
кания в основном учитывает потери в металле обмоток:
Рис. 1.20. Характеристики ко-
роткого замыкания трансформа-
тора
как СЛ== (0,024-0,1) (Дном, и
Поэтому зависи-
линейна,
к»
откуда активное сопротивление Гк=Рк№к, полное сопротивление
обмоток Zk - U J In, индуктивное сопротивление Хк=х\+хг2=
=1^z2K—'2к, коэффициент мощности при коротком замыкании
COS <рк — РJ(Uic/g)*
44
Сопротивления rt и г'2, xi и х'г отдельно опытным путем не
определяются, но для силовых трансформаторов можно принять
Г1 г» г; % ' Xi« X' яг xj2.
При опыте короткого замыкания определяется весьма важная
для эксплуатации трансформаторов величина — напряжение ко-
роткого замыкания UK. Под UK понимают такое напряжение, кото-
рое необходимо подать на,одну из обмоток трансформатора при
замкнутой другой, чтобы по обмоткам протекали номинальные
токи. Напряжение короткого замыкания принято выражать в про-
центах от номинального напряжения:
«к-7^-100%.
^НОМ
В современных силовых трансформаторах ик—4,54-14,5% и
имеет важное значение для оценки их эксплуатационных свойств.
Оно оказывает непосредственное влияние на изменение вторичного
напряжения трансформатора (см. § 1.6), определяет значение
ударного и установившегося токов при коротком замыкании транс-
форматора при номинальном напряжении (см. § 5.8) и в значи-
тельной степени определяет распределение нагрузки между парал-
лельно работающими трансформаторами (см. § 1.9). Большее ик
вызывает большие колебания вторичного напряжения, но сильнее
ограничивает токи короткого замыкания. Для силовых трансфор-
маторов значения мк стандартизованы. Соответствующие данные
приведены в табл. 11.5—11.10.
При коротком замыкании трансформатор описывается следую-
щими уравнениями:
0 = £
(1.44)
Лк — — iw
Учитывая, что Ei=£'2=1'2*Zj, преобразуем первое уравнение
(1.44) и подставим в него уравнение токов:
о г = - ГъЛ + = /1к (Zt+zi) = /1KZK. (1.45)
Уравнению (1.45) соответствует векторная диаграмма в режиме
короткого замыкания (рис. 1.21), которую также называют тре-
угольником короткого замыкания. При номинальном токе гипоте-
нузой этого треугольника является напряжение короткого замыка-
ния UK, а катетами — активная и реактивная составляющие этого
напряжения. Составляющие напряжения короткого замыкания так-
же выражают в процентах от номинального напряжения:
=-^2-100 = 1^Гк- 100, (1.46)
ка Umll
45
Икр = 100 = -***. 100. (1 -47)
U ном Uном
Составляющую мКа можно определить и по каталожным данным трансфор-
матора, умножив числитель и знаменатель (1.46) на /Ном:
«ка = 100----100 =
U НОМ * ном U ном^ном
^К.ном [Вт] 100___^К.ном [Вт] J 48
I000ShoB4 [кВ-А] ~ 10$ном [кВ-А] * V ‘ '
Рис. 1.21. Векторная Диаграмма трансформа-
тора при коротком замыкании
Из (1.48) нетрудно заметить, что по мКа можно судить о процентном значении
электрических потерь в обмотках трансформатора или потерь короткого замыка-
ния при номинальных токах.
Потери короткого замыкания Рн; как и потери холостого хода Ро, определя-
ют КПД трансформатора (см. § 1.6) и поэтому имеют важное эксплуатационное
значение. В современных Шиловых трансформаторах Рк/Ров 2,54-6, причем мень-
шее значение относится к трансформаторам большей мощности.
Уравнение (1.45) ,и векторная диаграмма (рис. 1.21) показы-
вают, что Uк является функцией параметров трансформатора. Так,
более мощные трансформаторы, имеющие, как правило, более вы-
46
сокие напряжения по сравнению с трансформаторами средних
мощностей, имеют и более высокое значение напряжения UK, так
как при увеличении мощности и напряжения увеличиваются разме*
ры обмоток и изоляционные расстояния между ними, что ведет к
увеличению потоков рассеяния, а следовательно, и параметров схе-
мы замещения Xi и х'?.
$ 1.5. ОБОЗНАЧЕНИЯ, СХЕМЫ И ГРУППЫ
СОЕДИНЕНИЯ ОБМОТОК ТРАНСФОРМАТОРА
Для силовых трансформаторов, согласно ГОСТ 11677—85, уста-
новлены стандартные обозначения (маркировка) начал и концов
(выводов) обмоток и их ответвлений (отводов).
В однофазном трансформаторе начало и конец обмотки высшего
напряжения (ВН) обозначают соответственно прописными латин-
скими буквами А и X, а начало и конец обмотки низшего напряже-
ния (НН)—строчными латинскими буквами а и х. При наличии
третьей обмотки с промежуточным (средним) напряжением (СН)
начало и конец ее обозначают соответственно Ат и Хт.
В трехфазном трансформаторе начала и концы обмоток ВН
обозначают соответственно Л, В, С и X, Y, Z; начала и концы об-
моток СН—Ат, Вт, Ст и Хт, Ym, Zm\ начала и концы обмо-
ток НН — а, Ь, с и х, у, г. При этом чередование фаз А, В, С при-
нято считать слева направо, если смотреть на трансформатор со
стороны отводов ВН.
Если обмотка ВН или НН имеет регулировочные ответвления,
то их обозначают теми же буквами, что начало и конец обмотки,
но с цифровыми индексами 1, 2, 3 и т. д. (см. рис. 9.1).
В трехфазных трансформаторах обмотки могут быть соединены
по схемам «звезда», «треугольник» или «зигзаг» (рис. 1.22), кото-
рые соответственно обозначают русскими буквами У и Д и латин-
ской Z. При выводе от нейтрали у схем «звезда» или «зигзаг» отво-
да (ответвления) его обозначают: О — на высшем и низшем, От —
на среднем напряжении. При этом к буквенным обозначениям схем
соединения обмоток добавляют индекс «н» (Ув, ZH).
Следует отметить, что в технической литературе и в ранее выпущенных транс-
форматорах можно встретить обозначение схемы звезды знаком Т или латинской
буквой Y, схемы треугольника—знаком Д или греческой буквой Д, схемы зигзаг—
знаком »а при наличии выведенной нейтрали — соответственно
или Т о и
Схемы соединения обмоток трехфазного трансформатора обоз-
начают в виде дроби, в числителе которой ставят обозначение схе-
47
мы соединения обмотки ВН, а в знаменателе — обмотки НН. Так,
если у трансформатора обмотка ВН соединена в треугольник, а об-
мотка НН — в звезду с выведенной нейтралью, то такое сочетание
схем соединения обмоток обозначают Д/Ун. При наличии третьей
Рис. 1.22. Схемы и векторные диаграммы соединения обмоток трансформа-
тора:
а —звезда; б — треугольник; в —зигзаг
обмотки СН, соединенной, например, в звезду, обозначение схем
соединения обмоток трансформатора будет иметь вид Д/У/Ун, т. е.
обозначение схемы соединения обмотки СН располагают между
обозначениями схем соединения обмоток ВН и НН.
Напомним, что при соединении обмоток звездой фазное напряжение в V 3 раз
меньше линейного, а фазный ток равен линейному. При соединении обмоток тре-
угольником фазное напряжение равно линейному, а фазный ток в У*3 раз меньше
линейного. При одних и тех же значениях линейного напряжения и тока, плот-
ности тока в обмотках, индукции в магнитопроводе трансформатора соединенная
звездой обмотка имеет в Уз раз меньше витков, но в Уз раз больше сечение
провода, чем обмотка, соединенная треугольником.
Следует также иметь в виду, что отношение первичных и вторичных линей-
ных напряжений (коэффициент трансформации линейных напряжений) ил\ и
зависит не только от чисел витков обмоток Wi и w2, но от схемы их соединения.
При У/У и Д/Д
При У/Д
— ^л1/^л2 = УЗ О'1/^2»
при Д/У
Ьл = бЛпДЛя =* wi/(y3w2).
48
. При соединении обмотки зигзагом соотношения между напряжениями и то-
ками получаются такими же, как и при соединении обмотки звездой. Но для вы-
полнения соединения зигзагом при заданном фазном напряжении обмотки не-
обходимо на 16% увеличить число витков по сравнению с числом витков при со-
единении звездой. Для пояснения этого обратимся к рис. 1.22. Каждая фаза об-
мотки, соединенной в зигзаг, состоит из двух одинаковых половин, размещенных
на разных стержнях магнитопровода и соединенных последовательно так, что
сдвиг фаз между ЭДС, наводимых в них, равен 60°. В этом случае по сравнению
с ЭДС каждой половины обмотки результирующая ЭДС в -/3 раз больше, но
она все же меньше в 2/}^3 = 1,16 раза, чем при размещении обеих половин об-
мотки на одном стержне. Положительной особенностью соединения обмоток
трансформатора зигзагом является то, что при несимметричной нагрузке практи-
чески отсутствует искажение фазных напряжений (см. § 1.10).
В СССР силовые трехфазные двухобмоточные трансформаторы
общего назначения выпускаются со следующими схемами соедине-
ния обмоток: У/Ун, У/Д, Ун/Д, У/2Н, Д/Ун и Д/Д. Применение того
или иного соединения обмоток зависит от ряда причин. Так, в се-
тях с напряжением ПО кВ и выше обычно применяют трансформа-
торы с соединением обмоток Уя/Д. Это связано с тем, что при
заземлении нулевой точки напряжение отводов ВН трансформатора
и проводов линии передачи относительно земли будет в и 3 раз
меньше линейного, что приводит к снижению стоимости изоляции
и облегчает борьбу с перенапряжениями. В трансформаторах мощ-
ностью до 2500 кВ-А широко применяется соединение У/Уи, основ-
ным достоинством которого является то, что по сравнению с соеди-
нением Д/Ун изготовление обмотки ВН дешевле и технологичнее.
Однако с точки зрения влияния высших гармонических (см. § 2.3)
и работы трансформатора при несимметричных нагрузках (см.
§ 1.10) предпочтительнее соединение Д/Уя, а там, где не требуется
вывод нулевой точки, со стороны НН, — соединение У/Д. С анало-
гичной целью в трансформаторах мощностью до 250 кВ-А исполь-
зуется соединение У/Z вместо У/Ун, хотя в этом случае расход ме-
ди увеличивается.
В практике эксплуатации трансформаторов кроме указания схем
соединения необходимо знать взаимное направление ЭДС в обмот-
ках ВН и НН.
На рис. 1.23 показаны две обмотки 1 и 2, которые размещены
на одном стержне и пронизываются одним и тем же потоком Ф.
Если обмотки имеют одинаковое направление намотки и одинако-
вое обозначение выводов (концов) (рис. 1.23,а), то наведенные в
них ЭДС в рассматриваемый момент времени одинаково направ-
лены (от концов к началам) и, следовательно, совпадают по фазе.
Если у одной из обмоток, например у обмотки 2, изменить обозна-
чение начала и конца на обратное (рис. 1.23,6), то направление
наведенной ЭДС по отношению к выводам обмотки изменится на
противоположное и ЭДС и £г будут сдвинуты по фазе на 180°.
Аналогичный сдвиг фазы на 180° между ЭДС Д и можно полу-
49
чить, изменив направление намотки одной из обмоток (обмотки 2
на рис. 1.23,в).
Таким образом, фазовый сдвиг между фазными ЭДС обмо-
ток ВН'й НН зависит как от обозначения их выводов (концов),
так и от направления намотки. При размещении обмоток ВН и НН
на одном стержне этот сдвиг может быть равным 0 или 180°.
а) Ш-0 б) 1/1-6 в) i/1-б
Рис. 1.23. Группы соединения однофазных трансформаторов
Фазовый сдвиг между линейными ЭДС обмоток ВН и НН зави-
сит еще и от схем их соединения и, как будет показано далее,
во всех случаях кратен 30°.
Для характеристики относительного сдвига фаз линейных ЭДС
обмоток ВН и НН вводится понятие группы соединения обмоток
трансформатора.
Группа соединения обозначается целым числом, получающимся
от деления на 30° угла сдвига между линейными ЭДС на одно-
именных выводах обмоток ВН и НН трансформатора, причем от-
счет угла производят от вектора ЭДС обмотки ВН по направлению
часовой стрелки.
Трансформаторы, имеющие одинаковый сдвиг фаз между линей-
ными ЭДС обмоток ВН и НН, относятся к одной и той же группе
соединения.
В трехфазных трансформаторах схемы соединения У, Д, Z мо-
гут образовывать 12 различных групп со сдвигом фаз линейных
ЭДС через 30е. В связи с этим на практике принято определять
группу соединения с помощью стрелок на часовом циферблате,
на котором располагаются, как известно, 12 цифр, а угол между
двумя любыми цифрами кратен 30°.
Для определения группы соединения с помощью 'стрелочных
часов необходимо совместить минутную стрелку с вектором линей-
ной ЭДС обмотки ВН, а часовую — с вектором линейной ЭДС об-
мотки НН. Далее, либо произвести отсчет угла от минутной стрел-
ки к часовой по направлению их вращения, либо повернуть обе
50
стрелки одновременно так, чтобы минутная совпала с цифрой 12(0),
тогда часовая укажет тот час, которому соответствует данная груп-
па соединения.
Схемы соединений обмоток трехфазных трансформаторов У/У,
Д/Д, Д/Z могут образовать четные группы 2, 4, б, 8, 10, 0, а схемы
соединений обмоток У/Д, Д/У, У/Z— нечетные группы 1, 3, 5, 7,
9, 11.
В качестве примера на рис. 1.24 приведены схемы соединения
обмоток У/У и соответствующие векторные диаграммы для нуле-
Рис. 1.24. Группы соединений обмоток трехфаз-
ных трансформаторов 0 (а) и 6 (о)
вой (рис. 1.24, а) и шестой (рис. 1.24,6) групп, которые обознача-
ются У/У—0 и У/У—6. На рис. 1.25 приведены схемы соединения
обмоток У/Д и соответствующие векторные диаграммы для один-
надцатой (рис. 1.25, а) и пятой (рис. 1.25,6) групп, которые обоз-
начаются У/Д—И и У/Д—5.
При построении векторных диаграмм следует руководствовать-
ся следующим: направление намотки всех обмоток принимают оди-
наковым; векторы ЭДС обмоток ВН и НН, размещенных на одном
и том же стержне, совпадают по фазе, если в рассматриваемый
момент времени ЭДС этих обмоток направлены к одноименным
61
выводам (см. рис. 1.23, а), а если наоборот (см. рис. 1.23,6),
то сдвинуты на 180°; для более удобного взаимного ориентирова-
ния векторов ЭДС два одноименных вывода обмоток ВН и НН
считают электрически соединенными.
Трехфазныё трансформаторы с соединением обмоток У/У, Д/Д
JJJZ образуют группы 0 и 6, а с соединением обмоток У/Д, Д/У и
У/Z —группы 11 и 5,
а) А В С
Рис. 1.25. Группы соединений обмоток трехфазных
трансформаторов 11 (а) и 5 (б)
если на каждом стерж-
не магнитопровода раз-
мещены одноименные
фазы. Если же у одной
из обмоток сделать
круговое перемещение
(перемаркировку) обо-
значений выводов (без
изменения самих соеди-
нений), например вме-
сто а—Ь—с сделать
с—а—Ь и затем b—
—с—а, то можно полу-
чить из группы 0 соот-
ветственно группы 4 и
8, из группы 6 — груп-
пы 10 и 2, из груп-
пы 11 — группы 3 и 7,
а из группы 5 — груп-
пы 9 и 1.
В табл. 1.1 приведе-
ны схемы и группы сое-
динений обмоток трех-
фазных трансформато-
ров.
Следует отметить, что с помощью соединения обмотки в зигзаг, в сочетании
со схемами «звезда» и «треугольник» можно получить любой сдвиг фаз между
линейными ЭДС обмоток ВН и НН (рис. 1.26). Если число витков на стержне
равно w, то, разбив витки на две неравные части t»'«aw и (1—a)w и соеди-
нив их в зигзаг, получим
УЗа
2 — a
откуда найдем значение а для заданного угла р:
д_ 2tgp
tg?+/3 *
С помощью такого соединения обмотки в зигзаг можно получить не только
группы 1, 2, 3,...» но и любые промежуточные.
52
Таблица 1.1
Схемы и группы соединений обмоток
трехфазных трансформаторов
Четные группы Нечетные группы
\ Группа I Уелодое смеще- ниездс Векторная диаграмма линейный эд с Схемы соединения и обозначения дыдодод
у у Д/Д Л/2
И 0* В и А ВС а ь с АВС
4 120' (0+120$ схема та же Схема та же Схема та же
А» В» С» с» а» J*
8 ,240е, (0+240$ № «1Л1М
А* В* С» Ь* с» а»
6 180° в ХДС АВС АВС
10 300’, (180+12$ в ат—*С окопа та же тоже
Ат Вт Ст ст ат Ьт
2 00’ (180+24$ Vе Схема I та же 1 схема та же 1 схема 1 та же
А» В* С» ъ* с* а»
Группа Углодое смеще- ние здс Секторная диаграмма линейных эд с Схемы соединения и обозначения Оыбодоб
У/Д Д/У y/z
0 330е в ьА А А 8 С ‘Ш Xjt
3 90* №+12$ А. & схема та же Схема тоже Схема тоже
А* В* С» с» а» Ъ»
7 210'. (130+24$ с ,/V
А* В* £• Ъ* с* а»
0 100’ в аЛ. c<$r^ ъ А В С ш
9 270 , (100+18$ схема та же Ж"
А» В» С» • с» а» Ь»
1 30е (100+2401 Схема 1 та же 1 W1 ж?
Ат Вт Ст Ът ст ат
Из всех возможных групп соединения трехфазных двухобмоточ-
ных трансформаторов в СССР стандартизованы, согласно
ГОСТ 11677—85, только две группы: Он И—с выводом в случае
необходимости нулевой точки звезды или зигзага (У/Ун—О»
Ун/Д-11, y/zH—П).
В однофазных трансформаторах возможны только две группы
соединения: 0 и 6 (см. рис. 1.23). В СССР изготовляются однофаз-
ные трансформаторы только с соединением обмоток 1/1—0.
§ 1.6. ИЗМЕНЕНИЕ ВТОРИЧНОГО
НАПРЯЖЕНИЯ И КПД ТРАНСФОРМАТОРА
ПРИ НАГРУЗКЕ
Изменение тока нагрузки трансформатора вызывает изменение
падения напряжения и потерь активной мощности в его обмотках,
53
что приводит к изменению вторичного напряжения и КПД транс-
форматора.
Изменение вторичного напряжения обычно выражают в процен-
тах и определяют по формуле
юр = Ui 100=-^°ц~10Q, (1.49)
£'2иом ^2 ном ^1но“
Рис. 1.26. Соединение обмоток в неравно-
пЛечий зигзаг:
Е — ЭДС, наводимая в фазе при последова-
тельном соединении всех витков стержня
нены в одно уравнение:
где (/жом, ^2ном — номинальные
первичное и вторичное напря-
жения трансформатора (т. е.
напряжения при холостом хо-
де); U2— вторичное напряже-
ние трансформатора при номи-
нальной нагрузке.
Для определения значения
Дм воспользуемся упрощенной
схемой замещения (рис.
1.27,а), в которой сопротивле-
ние намагничивающего конту-
ра Z0=oo, т. е. ток холостого
хода трансформатора Iq—0.
При /0=0 первичный ток
трансформатора равен приве-
денному вторичному току /]==
=—1'2, а уравнения напряже-
ний для первичной и вторичной обмоток (1.36) могут быть объеди-
(1.50)
где ZK—Zi+Z/2=rK+jxK— сопротивление короткого замыкания
трансформатора.
Векторная диаграмма, соответствующая уравнению (1.50), при-
ведена на рис. 1.27,6, Из этой диаграммы, предварительно допол-
нив ее построениями, показанными на рис. 1.27,6 пунктирными
линиями, имеем
Обозначив
°--№ОЛ ) 100^(1
V ОС2 — CD1 — АР
.ОС
AF “Ь D _______ /jrK । м
------------------COS <р2 + Sin <Р2
U 1ном
п
„ AD
т =---
ОС ОС и 1НОМ
_ CD СЕ-РЕ
ОС ОС
COS
И
U 1ком
54.
получим
Да=(I rn) 100,
Так как п в обычных случаях значительно меньше единицы, то,
воспользовавшись приближенным равенством У1 —л2ж 1 -|-л2/2,
найдем
Ди-=(т4-л2/2) 100. (1.51)
Подставив значения т и п в (1.51) и учитывая (1.46) и (1.47),
получим
. о, - t • , . о, (uKPc°sf2-««aS'nT2>2 „ ГЛ.
ДИ =» ₽ (Ин, COS ?2 + «кр Sin %)+02---—----------- , (1.52)
zuu
где ₽===Л/71ном—Лг/Лгяом — коэффициент нагрузки.
В большинстве случаев вторым членом в (1.52) пренебрегают
из-за его относительно малого значения. Тогда (1.52) принимает
вид
Aa=?(aKacos<p24-uKPsin?2). (1.53)
Из (1.52) видно, что при заданных
параметрах короткого замыкания из-
менение выходного напряжения транс-
форматора зависит как от значения,
так и от характера тока нагрузки.
Зависимость Au=f((3) при созф2=
—const имеет практически линейный
характер (рис. 1.28), так как первый
член в (1.52) изменяется пропорцио-
нально нагрузке, а второй член в силу
его малости не оказывает заметного
влияния на значение Ди.
Зависимость Au=f(cos<p2) при
₽=const имеет относительно сложный
характер (рис. 1.29). Для выделения
характерных точек на этой зависимо-
сти воспользуемся приближенной фор-
мулой (1.53). Так, при <р2==0 измене-
ние напряжения Ди== ₽иКа, а при <р2==
=±90° изменение напряжения Ди=
=±₽икр. Наибольшее изменение на-
пряжения Диmax— ₽ик имеет место при
ф2=фк, что следует непосредственно из
векторной диаграммы рис. 1.27, б. При
Ф2=—(90°—фк) изменение напряже-
ния Ди=0.
В практике эксплуатации трансформатора
часто пользуются его внешней характеристикой,
Рис. 1.27. Упрощенные схема
замещения (а) и векторная диа-
грамма трансформатора (б)
55
под которой обычно понимают зависимость выходного напряжения от
тока нагрузки, т. е. [/2ef(/2), или ^2=f(0) при постоянных первичном напря-
жении (Ui = t/щом) и частоте питающей сети (Л=Лном) и при неизменном харак-
тере нагрузки (cos ф2== const). Для построения внешней характеристики может
быть использована формула ^2=^2ном(1—Да/100), где Дм определяется по (1.52)
или (1.53)
Рис. 1.28. Зависимость Ди=/(0) при Рис. 1.29. Зависимость Ди==/(ф2) при
cos фз=const: Р=1
/ — активно-индуктивная нагрузка; 2 —ак-
тивная нагрузка; 3 — активно-емкостная
нагрузка
На рис. 1.30 приведены внешние характеристики трансформатора при раз-
личном характере нагрузки, которые вследствие линейности зависимости Ди=/(0)
также линейны.
Важной величиной, характеризующей экономичность работы
трансформатора, является КПД, равный отношению активной
4
Рис. 1.30. Внешние характери-
стики трансформатора:
/ — активно-емкостная нагрузка;
2 — активная нагрузка; 3— актив-
но-индуктивная нагрузка
Рис. 1.31. Зависимость КПД
трансформатора от нагрузки
мощности, отдаваемой трансформатором во вторичную сеть, к ак-
тивной мощности, потребляемой им из первичной сети:
Р% __ cos Ф2
Pl CVlCOSfl
(1.54)
56
Первичную активную мощность можно представить так:
Р1 = Р2+Рм4-Рв1+Р#2. (1.55)
Магнитные потери Ри, или потери в стали трансформатора,
принимают (см. § 1.3) равными потерям холостого хода Ро. Они
зависят от частоты питающей сети (Ри~[1,8) и магнитной индук-
ции (Рм~Вг). При l/i«const и const магнитные потери прак-
тически от нагрузки не зависят и поэтому получили название
постоянных, т. е.
Рл—Р0= const. (1.56)
Электрические потери P,i+PS2 пропорциональны квадрату то-
ка в обмотках трансформатора и поэтому называются перемен-
ными. Электрические потери, включая добавочные, обычно выра-
жают через потери короткого замыкания Рк при номинальных
токах в обмотках трансформатора. При /1=—//
/’9i+/5,?=/>i+/;,r;=/^=(/1//1HOjvurK=?i) 2pK. (1.57)
Следует отметить, что, согласно ГОСТ 3484—77, за расчетную (условную)
температуру обмоток трансформатора, к которой должны быть отнесены элек-
трические потери, принимают для изоляционных материалов классов нагрево-
стойкости А, Е, В (см. § 4.2) 75°С; Н, С, F— 115° С.
Вторичная активная мощность трансформатора при
«£7ihoi4=const
2 == ^АА COS фг == ^АномА COS Фг == ^Аном Анон (А/А ном) COS ф2==я
=«SBon₽c°s<?2- 0-58)
Подставляя (1.55)—(1.58) в (1.54) и пренебрегая падением
напряжения при переходе от режима холостого хода к режиму
нагрузки, получим
i) = l-------Ро+^Рк------- . (!.59)
Р^ном c°s Ф2 4* Pq + к
Зависимость n=f(p), приведенная на рис. 1.31, имеет макси-
мум, который можно определить, приравняв нулю производную
di\ld$. При этом получим, что КПД имеет максимальное значение
при равенстве потерь холостого хода (постоянных потерь) и по-
терь короткого замыкания (переменных потерь):
Р0=?2Л- (1.60)
В современных силовых трансформаторах Ро/^к“ 0.2 ч-0,4 и
максимальное значение КПД, имеющее порядок 0,98—0,995, по-
лучается при нагрузке 3=0,45ч- 0,65. Такая нагрузка обычно соот-
ветствует средней нагрузке' при эксплуатации трансформатора.
Отметим также, что в диапазоне изменения нагрузки 0,4<₽<1,5
КПД трансформатора изменяется относительно мало.
57
§ 1.7. АВТОТРАНСФОРМАТОРЫ
В тех случаях, когда по условиям эксплуатации требуется пе-
редача электрической энергии с незначительным изменением
напряжения и тока, применяют так называемый автотрансформа-
тор, у которого в отличие от обычного трансформатора обмотки
связаны между собой не только магнитно, ио и электрически.
Автотрансформатор, как и трансформатор, может быть понижаю-
щим (рис.. 1.32, а) и повышающим (рис. 1.32, б). Если число вит-
ков между зажимами А и X (рис. 1.32) обозначить через wit а
число витков между зажимами анх — через Ша, то в автотранс-
Рис. 1.32. Однофазные понижающий (а) и повышающий
(б) автотрансформаторы
форматоре соотношения между напряжениями и токами получа-
ются такими же, как и в обычном трансформаторе:
Однако автотрансформатор по сравнению с трансформатором
имеет особенности, для выявления которых обратимся к рис. 1.32.
Ток У», протекающий по обмотке а—х, равен геометрической
сумме первичного и вторичного токов: /12=—li+h-
Пренебрегая током холостого хода, можно считать, что токи
/1 и /2 находятся в противофазе и их гебметрическая сумма рав-
на арифметической разности. В понижающем автотрансформато-
ре I2>h и
/и=/2-Л. (1.61)
В повышающем автотрансформаторе //>/2 и
/„-Л-Л. (1.62)
Учитывая, что при допущении /о=О, /1=—/2 Юз/вЧ» для пони-
жающего автотрансформатора получим
/в=/2 (1 — W2/W1) =“ 4 (1 ~ 1М
Б8
для повышающего автотрансформатора
Л2=Л(1 —а^®У2)==Л(1 —1/£).
В автотрансформаторе обмотки А—а и а—х магнитно уравно-
вешены, т. е. их МДС равны и противоположно направлены, что
видно из следующего:
для понижающего автотрансформатора
/ ,2^2 = /2 (1 — ^2/^1) w2 = — Л (W! — W2),
для повышающего автотрансформатора
/12^1 = Л (1 — ®t/w2) Wi = — /2 (w2 — Wi).
Решив (1.61) относительно Z2 и умножив полученное выраже-
ние на Us, получим
Z 2 = I12U 2 = I iU2-\-12Z72(1 — 1/Л)
или
•*2=59л+S,M, (1.63)
где S2 — полная (номинальная) мощность автотрансформатора,
поступающая из первичной сети во вторичную и получившая на-
звание проходной мощности; 5ЭЛ— электрическая мощность авто-
трансформатора, поступающая из первичной сети во вторичную
электрическим путем (передается по проводам); S8M — электро-
магнитная мощность автотрансформатора, поступающая из пер-
вичной сети во вторичную электромагнитным путем и получив-
шая название расчетной мощности.
Размеры трансформатора независимо от того, включен он по
обычной схеме без электрической связи между обмотками или
по автотрансформаторной схеме, определяются только той мощ-
ностью, которая передается через него электромагнитным путем.
Электромагнитная мощность автотрансформатора из (1.63)
$.м=52 - 59л=S2 (1 - 1/Л). (1.64)
Уравнение (1.64) показывает, что электромагнитная (расчет-
ная) мощность автотрансформатора в 1/(1—1/k) раз меньше
такой же мощности двухобмоточного трансформатора. Причем
чем ближе значение коэффициента трансформации k к единице,
тем меньше габариты, масса и стоимость трансформатора.
Практически снижение расчетной мощности в автотрансфор-
маторе получается за счет того, что в понижающем автотранс-
форматоре (рис. 1.32, а) обмотку, обтекаемую током первичной
сети, а в повышающем (рис. 1.32, б) обмотку, обтекаемую током
вторичной сети, рассчитывают на разностное напряжение первич-
59
ной и вторичной сети, а не на полное напряжение, как в обыч-
ном трансформаторе. Соответственно обмотка, к которой прило-
жено входное или выходное напряжение, обтекается разностным
током первичной и вторичной сети, а не полным током, как в
обычном трансформаторе. Благодаря этому автотрансформаторы
находят широкое применение для соединения высоковольтных
электрических сетей, для пуска двигателей переменного тока
большой мощности, в схемах автоматики, радиотехнических уст-
ройствах и т. д.
В автотрансформаторе за счет уменьшения массы металла
обмоток и стали магнитопровода по сравнению с трансформато-
ром такой же номинальной мощности потери и изменение напря-
жения меньше, а КПД выше.
В то же время автотрансформатор по сравнению с трансфор-
матором обладает рядом недостатков, которые ограничивают его
применение.
Так, поскольку напряжение короткого замыкания автотранс-
форматора в 1/(1—1/k) раз меньше напряжения короткого замы-
кания трансформатора, ток короткого замыкания автотрансфор-
матора превышает во столько же раз ток короткого замыкания
трансформатора. Кроме того, при коротком замыкании наблюда-
ется значительное перенасыщение магнитопровода автотрансфор-
матора и увеличение его тока холостого хода, так как с замы-
канием накоротко обмотки а—х или А— X (рис. 1.32) напряже-
ние на обмотке А—а возрастает со значением Ui—U2 до U\. Су-
щественным недостатком автотрансформатора является возмож-
ность появления высокого напряжения на стороне низкого из-за
электрической связи между обмотками, что опасно для оборудо-
вания и обслуживающего персонала. Отметим также, что из-за
электрической связи обмоток изоляция сети низкого напряжения
автотрансформатора должна быть такой же, как и высокого.
Именно поэтому автотрансформаторы применяются при k^.2,
когда удорожание изоляции сети низкого напряжения окупается
уменьшением потерь и массы автотрансформатора.
При использовании трехфазных автотрансформаторов его об-
мотки могут иметь те же соединения, что и трехфазные транс-
форматоры (см. § 1.5).
Наиболее распространенной схемой соединения обмоток трехфазных авто-
трансформаторов является звезда (рис. 1.33,а), в которой треугольники первич-
ных и вторичных линейных напряжений параллельны друг другу, т. е. не имеют
фазового сдвига (рис. 1.33,6).
При соединении обмоток трехфазного автотрансформатора треугольником
(рис. 1.34, а), треугольники первичных и вторичных напряжений имеют сдвиг по
фазе (рис. 1.34,6), равный
к — 1
a = arctg/3 -—— ,
о — к
60
где
К« = ^А-а + ^а-Х = . Ua-q
аВ. Ua-x S Ua-x
Из диаграммы на рис. 1.34, б имеем
#а-Х==
иАВ
2
Ц\в
12 ’
(1.65)
UA-a^
Uab
2
У2ав
12
(1.66)
+
Из (1.65) и (1.66) следует, что при соединении обмоток трехфазного авто-
трансформатора треугольником t/2^^1/2 и линейный коэффициент трансформа-
ции может быть в пределах
Рис. 1.33. Трехфазный автотранс-
форматор с соединением обмоток
звездой:
а — схема соединений; б — диаграмма
напряжений
Если при соединении обмоток
треугольником требуется большее
значение линейного коэффициента
трансформации, то можно использо-
вать схему треугольника с продол-
женными сторонами (рис. 1.35), в
которой напряжение на обмотке Л—
а можно найти* по выражению
Соединение обмоток трехфазного автотрансформатора в зигзаг возможно, но
ввиду сложности применяется крайне редко и поэтому ие приводится.
1 < кл -С 2.
Рис. 1.35. Трехфазный автотранс-
форматор с соединением обмоток
треугольником с продолжеинымн
сторонами:
а — схема соединений; б — диаграмма
напряжений
Рис. 1.34. Трехфазный автотрансфор-
матор с соединением обмоток тре-
угольником:
а —схема соединений; б —диаграмма на-
пряжений
61
§ 1.8. МНОГООБМОТОЧНЫЕ ТРАНСФОРМАТОРЫ
В различных отраслях народного хозяйства широко использу-
ются многообмоточные трансформаторы, имеющие более двух
электрически не связанных обмоток. Применение многообмоточ-
ных трансформаторов позволяет уменьшить первоначальную сто-
имость установки и эксплуатационные расходы по сравнению с
эквивалентной группой двухобмоточных трансформаторов.
Конструкция и принцип работы многообмоточного трансфор-
матора принципиально не отличаются от конструкции и принци-
па работы двухобмоточного трансформатора. На стержнях магни-
топровода многообмоточного трансформатора располагается
столько обмоток, сколько цепей или систем переменного тока
необходимо соединить при одной и той же частоте.
Уравнение МДС многообмоточного трансформатора по анало-
гии с уравнением двухобмоточного имеет вид
/jWi 4- 'l2w2 + /sw3 +... + inwn = 70W!.
Уравнения напряжения обмоток без учета потерь в стали име-
ют вид
:/1 = уш(Л£1 + /2Л412+/зЖп + ...+/пМ1я) + /1г1,
й2= —jw{i1L2-\-ixM2X-\-izM2z-\-...-\-i пм2п)—/2г2,
= 1М314-/2М324-...-|-/яЛ7зя) —/3г3,
(1.67)
Un~ ~/ш(7я£я4-ЛМя14-72Мя2-|-...-|-/л_1Л1Я(Я_!1) — 1пГп
Уравнения (1.67) — наиболее общее выражение для электро-
магнитных процессов, происходящих в многообмоточном транс-
форматоре.
Среди силовых многообмоточных трансформаторов наиболее
широкое распространение получили трехобмоточные трансформа-
торы, имеющие одну первичную и две вторичные обмотки (рис.
1.36). Такие трансформаторы, заменяя собой два двухобмоточных
трансформатора, используются для питания распределительных
сетей с различными номинальными напряжениями.
Установившиеся электромагнитные процессы в трехобмоточ-
ном трансформаторе по аналогии с двухобмоточным трансформа-
тором описываются уравнениями
£?!— —Д14-/ 1Г14- jl iXt-jZp
и2 = Ё2 — 1-2Г2 — J/2X2 — Ё2 — I2Z2,
Uz—Ёз— /3Г3 — 7/3X3 = £3— I3Z3,
7о = Л+724-/з»
(1.68)
62
где
^1-=£72й12; O3=tf3 -^=ад3;
/2=/г~7—; /з=/3——; Zi—Z^kn; Zs=Z3ku.
*12 *13 — — — —
Системе уравнений (1.68) соответствуют схема замещения (рис.
1.37, а) и векторная диаграмма “(рис. 1.37, б), из которых видно,
что характерным для трехобмоточного трансформатора является
Рис. 1.36. Трехобмоточный трансформа-
тор
Рис. 1.37. Схема замещения (а) н век-
торная диаграмма (б) трехобмоточного
трансформатора
взаимное влияние вторичных обмоток, вследствие чего изменение
тока в одной йз них влияет на напряжение не только этой об-
мотки, но и на напряжение другой обмотки независимо от ее на-
63
грузки. Обычно с целью уменьшения этого влияния первичную
обмотку располагают между вторичными (см. рис. 1.36), что при-
водит к уменьшению сопротивления £ за счет уменьшения его
реактивной составляющей Хь
Параметры схемы замещения рассчитывают или определяют
экспериментально, так же как в двухобмоточном трансформаторе
(см. § 1.4).
При опытном определении_£; £2'; ZJ проводят три опыта ко-
роткого замыкания: ~
1) при замкнутой накоротко обмотке 2 и разомкнутой обмот-
ке 3 пониженное напряжение подводится к обмотке 1 и опреде-
ляется как
ДгВвГ«И-4" УА'к12=!'21“Ь^2 = г 14'Г24‘^(Л'14-Л'2)’ (1-69)
2) при замкнутой накоротко обмотке 3 и разомкнутой обмот-
ке 2 пониженное напряжение подводится к обмотке 1 и опреде-
ляется как
£к1з=г кв+/хкхз=Д+ £з~г14* гз+J (*14-*з)’ (1-70)
3) при замкнутой накоротко обмотке 3 и разомкнутой обмот-
ке 1 пониженное напряжение подводится к обмотке 2 и опреде-
ляется как
^.к23 = ^к2з”Ь^'Ак23И^2-Ь^З==^2_|" /(А2~1”Аз) ’ 0-71)
Совместное решение уравнения (1.69)—(1.71) позволяет опре-
делить Zi; Za'; ZJ и их составляющие:
(1.72)
Гк!2 + Гкц — Г23
(1.73)
64
•*к12 4* 'К13 -*23
-^К12 + -*к23 ^К13
2
•*к!3 + х к23 -*к12
Следует отметить, что Xi, х?', хз' не являются действительными
индуктивными сопротивлениями соответствующих обмоток, а пред-
ставляют собой эквивалентные индуктивные сопротивления, обус-
ловленные индуктивностями обмоток и взаимными индуктивно-
стями всех трех пар обмоток, и могут иметь отрицательные зна-
чения.
Сопротивление намагничивающего контура ZQ находится из
опыта холостого хода, как и для двухобмоточного трансформа-
тора.
Изменения вторичных напряжений трехобмоточного трансфор-
матора (в %) можно определить по следующим формулам:
AUj2 =----—-----100 = WKal2 COS ?2 ”1“ ^кр!2 Sin <р2 “Ь Ика1(3) COS фз"]"
С/!
+«кр1 (3) Sin <р8 + (кка12 sin <?2 - «кр12 cos <?2+«ка1 (з) sin <р3 —
— %<Р1(3) COS <Рз)2; (1.75)
ДИ13= -1.100 = «Ка1зСО5?з + икр135Ш <р3+ Ика1(2) sin <р2-|-
4- Икр1(2) sin ф2 + -ёг- («ка13 Sin <Рз — WK₽13 cos ?з + «ка1(2) sin <р2 —
— «кр1<2) cos <рг)2. (1-76).
В (1.75) и (1.76)
«каи^-^100’ «кР12=-^Ю0,
с/i Ui
«Kal(3)= 100, «кр1(3)=-^- ЮО,
Кка13 = -^100’ “к₽13=2§512-100,
с/i
= 100, Ич,1(2>:-ЮО.
3—1468
6S
КПД трехобмоточного трансформатора
, Л) + + ^2Г2 +
1) = 1--------------------------------------.
$2 cos ?2 + $з cos Тз + Л) + l}r\ + 'Ь 4-
В настоящее время трехобмоточные трансформаторы выпуска-
ются с обмотками, имеющими равные номинальные мощности по
100% каждая. При этом трансформатор может отдавать 100%
мощности в одну из вторичных обмоток или суммарную мощ-
ность, равную 100%, в обе вторичные обмотки.
Ранее выпускались также трансформаторы со следующими
соотношениями номинальных мощностей обмоток:
100% 100% 67%
100% 67% 100%
100% 67% 67%
Трехфазные трехобмоточ-
ные трансформаторы имеют
схемы соединения У/Ун/Д —
0-11 или Ун/Д/Д—11—11,
а однофазные — 1/1/1—0—0.
К многообмоточным транс-
форматорам также можно от-
нести, по существу, и так назы-
ваемый двухобмоточный транс-
форматор с расщепленной пер-
вичной или вторичной обмот-
кой (рис. 1.38). Расщепление,
т. е. разделение обмотки на две
электрически не связанные об-
мотки, питающие две независи-
мые сети, используется для
уменьшения токов короткого
замыкания.
§ 1.9. ПАРАЛЛЕЛЬНАЯ РАБОТА
Рис. 1.38. Однофазный двухобмоточный ТРАНСФОРМАТОРОВ
трансформатор с расщепленной обмоткой
НН На практике для обеспече-
ния бесперебойного энерго-
снабжения потребителей в случае аварии или необходимости' ре-
монта трансформаторов широко применяется параллельное включе-
ние двух (или более) трансформаторов. Кроме того, при таком
включении обеспечивается возможность работы трансформаторов с
максимальным КПД, поскольку всегда может быть включено на
параллельную работу такое количество трансформаторов, при ко-
тором каждый из них будет нагружен оптимально.
При параллельном включении трансформаторов их первичные
66
и вторичные обмотки присоединяются соответственно к общим
шинам питающей сети и потребителя (рис. 1.39).
Для включения трансформаторов на параллельную работу не-
обходимо выполнение следующих условий:
1) первичные и вторичные номинальные напряжения трансфор-
маторов должны быть соответственно равны, что практически
сводится к требованию равенства коэффициентов трансформации;
2) трансформаторы должны
иметь одну и ту же группу сое-
динений;
3) напряжения короткого
замыкания трансформаторов
должны быть одинаковы.
При выполнении этих усло-
вий у параллельно работающих
трансформаторов общая на-
грузка может быть распределе-
на соответственно их номи-
нальным мощностям.
ГОСТ 11677—85 допускает
параллельную работу транс-
форматоров при условии, что
их коэффициенты трансформа-
ции отклоняются не более чем Рис- 1-39. Схема включения трансформа-
на 0,5% от среднего арифмети- торов при паралельной работе
ческого значения. Допускается
также отклонение по напряжениям короткого замыкания, но не бо-
лее чем на 10% от среднего арифметического значения. Кроме того,
различие номинальных мощностей параллельно работающих транс-
форматоров должно быть не более 3:1.
Параллельная работа трансформаторов с различными груп-
пами соединений не допускается, так как в этом случае по об-
моткам трансформатора будут протекать уравнительные токи,
которые могут достигать значения тока короткого замыкания.
Действительно, если трансформатор, имеющий, группу соеди-
нений 0, включить на параллельную работу с трансформатором
группы 6, то при обходе по контуру вторичных обмоток их ЭДС
будут совпадать по фазе и уравнительный ток
> £21 + £211
У
при равенстве коэффициентов трансформации и сопротивлений
короткого замыкания будет равен току короткого замыкания.
Наименьшее значение уравнительного тока, протекающего по
обмоткам параллельно включенных трансформаторов, имеет мес-
то, если группа трансформаторов отличается на единицу. Однако
3* 67
и в этом случае уравнительный ток в несколько раз больше но-
минального.
Рассмотрим, в какой степени ухудшается использование транс-
форматоров при их параллельном включении и несоблюдении
равенств коэффициентов трансформации и напряжений короткого
замыкания.
Пренебрегая токами холостого хода трансформаторов и ис-
пользуя упрощенную схему замещения, в которой первичная об-
мотка приведена ко вторичной, запишем
-£72=ЛД-Дгк1, (1.77)
— U2 — ku(Ji 7nZKn, (1.78)
где Ai=a>2i/a>n и ^11=0’211/^’111— коэффициенты трансформации;
ZKI и Z«n — сопротивления короткого замыкания со стороны вто-
ричных обмоток.
Учитывая, что /2=Л+Ль запишем (1.77) и (1.78) в следую-
щем виде:
- 4W Д - /2ZK1 + /nZKl, (1.79)
—472=Лц471 72ZKII-|-/Izltll. (1.80)
Решая (1.77) и (1.80) относительно Л, а (1.78) и (1.79) отно-
сительно, 1ии, получим
-к|1 , (1.81)
£к! + Zjtll + £к11
/„ = _ J*L±*n)£i_ 4- /2----. (1.82)
Zki + £kIi Zki +ZkII
Из (1.81) и (1.82) видно, что ток каждого трансформатора
состоит из уравнительного тока, обусловленного различием коэф-
фициентов трансформации ki и ku и части тока нагрузки, опреде-
ляемой сопротивлениями короткого замыкания трансформаторов
Zki и Zkii. При этом уравнительные токи протекают по обмоткам
трансформаторов и при токе нагрузки 1а=0.
При ki=kn уравнительный ток равен нулю, а ток нагрузки
распределяется между трансформаторами обратно пропорцио-
нально Zki и Zjui. В практических расчетах при ki—ku использу-
ют выражение
1/Л1=(^7кц/^к1)(5н1/5и11)» (1.83)
которое наглядно показывает, что нагрузка распределяется меж-
ду параллельно работающими трансформаторами прямо пропор-
ционально их номинальным мощностям и обратно пропорциональ-
но напряжениям короткого замыкания.
68
При включении на параллельную работу трехобмоточных трансформаторов
соблюдение указанных условий необходимо для соответствующих пар обмоток
обоих трансформаторов. При этом необходимо, чтобы оба трансформатора имели
одинаковое расположение вторичных обмоток относительно первичной. Следует
также отметить, что, поскольку в трех обмоточных трансформаторах напряжение
одной вторичной обмотки зависит от нагрузки другой, возможно самопроизволь-
ное перераспределение мощности между параллельно работающими трехобмоточ-
ными трансформаторами.
На практике, перед включением трансформаторов на парал-
лельную работу, опытным путем проверяют правильность выпол-
нения первого и второго условий. При выполнении этих условий
напряжение между зажимами ключа К равно нулю (рис. 1.39).
§ 1.10. НЕСИММЕТРИЧНАЯ НАГРУЗКА
ТРЕХФАЗНЫХ ТРАНСФОРМАТОРОВ
При эксплуатации трехфазных трансформаторов часто встре-
чаются случаи неравномерного распределения токов по фазам
вследствие неравномерного распределения однофазных приемни-
ков нагрузки, а также вследствие аварийных режимов, возника-
ющих при однофазных и двухфазных коротких замыканиях или
при обрыве одной из фаз линии электропередачи. Возникающая
при этом несимметрия вторичных напряжений трансформатора
весьма неблагоприятно отражается на потребителях. Так, у дви-
гателей переменного тока при питании их несимметричным нап-
ряжением снижается допустимая мощность, у ламп накаливания
при питании их повышенным напряжением резко уменьшается
срок службы, а при питании пониженным напряжением сущест-
венно уменьшается сила света. Для самого трансформатора не-
симметричная нагрузка может вызвать перегрузку отдельных его
обмоток, а также чрезмерное повышение фазных напряжений и
насыщение магнитопровода. Поэтому исследование процессов,
возникающих в трансформаторах при несимметричной нагрузке,
имеет большое практическое значение, поскольку знание послед-
ствий того или иного несимметричного режима позволит дать
рекомендации, при какой допустимой несимметрии нагрузки обес-
печивается работоспособность как потребителя, так и самого
трансформатора.
Задачей исследования работы трансформатора в несимметрич-
ных режимах будем считать определение при заданных несиммет-
ричных линейных первичных напряжениях Оав, Овс, Оса и несим-
метричных сопротивлениях нагрузки Za, Zb, Zc всех остальных
электрических величин, характеризующих работу трансформато-
ра, т. е. вторичных линейных и фазных напряжений и токов, пер-
вичных фазных напряжений и линейных и фазных токов.
Для исследования работы трансформаторов в несимметричных
режимах широко используется метод симметричных составляю-
щих.
69
Сущность этого метода состоит в том, что любая трехфазная несимметричная
система токов /в, /ь, /с может быть представлена в виде суммы трех симметрич-
ных систем прямой, обратной и нулевой последовательностей, которые отличают-
ся друг от друга последовательностью прохождения токов через максимумы
(рис. 1.40):
«Ли 4- /*а2 4- ЛаО»
h +*Ь2 4-/до»
1с — I cl + 1с2 4“ /до*
(1.84)
Токи, образующие систему прямой последовательности, достигают максимумов
последовательно в фазах а, Ь, с. Токи, образующие систему обратной последо-
вательности, достигают максимумов последовательно в фазах а, с Ь. Токи же ну-
левой последовательноеги во всех трех фазах имеют одно направление (нулевой
сдвиг).
Рис. 1.40. Разложение несимметричной системы токов на симметричные
составляющие
Для удобства вычислений вводится комплексный коэффициент
7 з 2л л . 2л 1
а=е «cos— +J sin — = — —- + J
о о Z
Умножение вектора на этот коэффициент не изменяет его абсолютного зна-
чения, но изменяет его аргумент на 2л/3, т. е. поворачивает вектор на угол
2л/3«120° в сторону вращения векторов. Умножение вектора на а2 поворачивает
вектор на угол 4л/3==240° в ту же сторону. Нетрудно заметить, что
аЗ=1, 1 4-а2 = 0, а4 = аЗа==а.
Введя в уравнения (1.84) коэффициенты а и а2, получим
/а = Jal 4“ 1а2 4" Л)п»
а%1 fli 4* 4* /оп»
Iс » а!а\ 4- а2/а2 4- Лоп»
(1.85)
где 1ъ2**о1лъ /в1»Л/аЬ 1<я~(Г1аЪ I аою1ьо*=1сов/ оп.
Из (1.85) токи прямой, обратной и нулевой последовательностей могут быть
выражены через несимметричные в следующем виде:
70
/1 Ua Л-оМс)* <3 /2-4-(4+««4 + а/Д <3 (1.86)
Л) ~ (^а + 4 + Л)* ' «3
Аналогичные уравнения получаются для симметричных составляющих задан-
ной несимметричной системы напряжений:
Ub = <&Ua 1 4~ а&а2 + ^0п>
Uс ~ al 4” а2 “Ь £^0л>
Ual = 4- (йа + айь + сЮс),
<3
#а2----l-(Ua + a2Ub+aUe),
«3
й0 = -^-(йа+йь+йе).
«3
Преимущество данного метода состоит в том, что с симмет-
ричной системой каждой последовательности можно оперировать
независимо от системы других последовательностей обычными
методами математического и графического анализа. Но так как
метод симметричных составляющих основан на использовании
принципа наложения, который, как известно, справедлив только
для линейных систем, то применительно к трансформаторам это
приводит либо к допущению отсутствия насыщения стали магни-
топровода, т. е. Zq~const, либо к пренебрежению током холосто-
го хода, т. е. Zo=°°- Примем также в дальнейшем равными чис-
ла витков первичной и вторичной обмоток, т. е. и>1=а>2, и коэф-
фициент трансформации ki2=wi/w2=l, что равносильно приведе-
нию обмоток к общему числу витков и позволяет не различать
неприведенные и приведенные величины и обозначать последние
штрихами. Это не сужает общности анализа, так как при иссле-
довании несимметричной нагрузки реального трансформатора
можно ввести соответствующую коррекцию.
Следует также отметить, что в отличие от вращающихся элек-
трических машин в трансформаторе сопротивления прямой после-
довательности равны сопротивлениям обратной последовательно-
сти. Действительно, если у трансформатора, работающего с сим-
метричной нагрузкой, изменить порядок чередования фаз (поме-
нять местами два провода из трех, с помощью которых к пер-
вичной обмотке подводится напряжение сети), то изменится на
обратное и чередование токов фаз трансформатора, но, очевидно,
71
внутренние сопротивления трансформатора остаются неизменны-
ми. Следовательно, токи обратной последовательности трансфор-
мируются из вторичной обмотки в первичную так же, как и токи
прямой последовательности и имеют одни и те же схемы заме-
щения (см. рис. 1.16), применяемые при анализе работы транс-
форматора в симметричных режимах. Это значительно упрощает
исследования работы трансформатора в несимметричных режи-
мах, так как вместо отдельного рассмотрения составляющих пря-
мой и обратной последовательностей можно рассматривать их
геометрическую сумму.
Исходя из этого, для несимметричной системы токов запишем:
Л = Л11 “Г Лй + Л>0 = + Л>0>
Iь = Iь\~\~ 1 Iь-\-1ыь
Ц— Лй+Лй + Ло— Л + Ло-
Сопротивления нулевой последовательности отличаются от
сопротивлений прямой и обратной последовательностей как по
значению, так и по характеру, поскольку токи нулевой последо-
вательности во всех трех фазах равны между собой, имеют оди-
наковое направление и их сумма /ао+Ло+Ло^О.
Как будет показано далее, сопротивление нулевой последова-
тельности, а также схемы замещения для токов нулевой после-
довательности зависят как от схемы соединения обмоток, так и
от конструкции магнитной системы трансформатора.
Рассмотрим работу трехфазных трансформаторов при несим-
метричной нагрузке при следующих схемах соединения обмоток:
У/У, У/Ун, У/Д, У/Zh, Д/У, Д/Ун, У/Д/Ун.
Рис. 1.41. Несимметричная нагрузка трансформатора при соединении его
обмоток У/У:
а —схема соединений; б — векторная диаграмма
При исследовании работы трансформатора при всех случаях
несимметричной нагрузки и при всех соединениях его обмоток
током холостого хода пренебрегаем и считаем, что нам известны
линейные первичные напряжения, для которых всегда справедли-
во равенство Uab+Ubc+Uca~O, и сопротивления нагрузки Za,
Zb, Zc.
72
Несимметричная нагрузка при соединении обмоток трансфор*
матора У/У. В рассматриваемой схеме соединения (рис. 1.41) пер-
вичная и вторичная обмотки не имеют нулевого провода и для
линейных первичных и вторичных токов можно записать:
Л+4 + 4=0, (1.87)
4+4+4=0. (1.88)
В соответствии с (1.87) и (1.88) в данной схеме токи нулевой
последовательности отсутствуют, поскольку, согласно (1.86),
до = 4ю=со=~ 4 а + 4 + 4) = 0,
О
4о=4о=4о=—(4+4+4)=о.
о
При отсутствии токов нулевой последовательности, как указы-
валось, системы прямой и обратной последовательности имеют
одни и те же схемы замещения, применяемые при анализе сим-
метричных режимов работы трансформатора, и, следовательно,
одни и те же сопротивления короткого замыкания.
Согласно закону полного тока для трехстержневого трансфор-
матора (см. рис. 1.2, б), при wi — wz и /о=О имеют место равен-
ства
/а + 4-4-4 = 0, (1.89)
4+4“4-4=о. (1.90)
Решая уравнения (1.87)—(1.90) совместно, получим:
4=-4, iB=-ib, ic=-h- (i.9i)
Следовательно, при соединении обмоток трансформатора У/У
в отсутствие токов нулевой последовательности первичные и вто-
ричные токи равны и противоположны по фазе как при симмет-
ричной, так и при несимметричной нагрузке. Этот вывод, как бу-
дет показано далее, распространяется на все случаи несиммет-
ричной работы трансформаторов, когда отсутствуют токи нулевой
последовательности, т. е. если действительны уравнения (1.87)
и (1.88).
В обмотках, соединенных в звезду, линейные и фазные напря-
жения связаны равенствами
йАВ=йА-ив,
и вс=йв—Ос,
(Jca=Oc-ua.
(1.92)
73
В свою очередь, фазные напряжения
^а=-^а + Л£1.
^в=-^в+^1. (1.93)
Uc= EC^ICZX. |
Соединение обмоток по схеме У/У применяется, как правило,
только в трехстержневых трансформаторах (см. § 2.2), в которых
Фа+Фв+Фс=0, и, следовательно, сумма индуцируемых этими
потоками ЭДС должна быть также равна нулю:
£д+£в-Ь£с=0. (1.94)
Складывая соответственно левые и правые части уравнений.
(1.93), имеем
U а + Uв 4- йс = — (Ё а 4- Ёв Ёс)+(7 а 4- / в + 7С) % 1 •
Принимая во внимание (1.87) и (1.94), получим
Ua-\-Ub+Uc=Q. (1.95)
Тогда из (1.92) с учетом (1.95) первичные фазные напряже-
НИЯ иА = ? Uab-CTca 3
Ов = . и ВС —АВ 3 ’ (1.96)
. ^СА — ^ВС 3
Таким образом, в рассматриваемой схеме соединения обмоток
первичные фазные напряжения, как и линейные, не зависят от
нагрузки и их нейтраль совпадает с центром тяжести треуголь-
ника, образованного линейными напряжениями (рис. 1.41, б).
Учитывая, что центр тяжести треугольника находится в точке
пересечения медиан, а медианы делятся в этой точке в отноше-
нии 2: 1, фазные напряжения определяют также по формулам
^А~~т~УГ U2ab-\- Uca-\-^U ABcos а,
3
и в = 4- /^вс4-^ав4-2^всСоэ?,
3
£/с=4- /7/L4-^c4-2t7CAcosY.
3
74
Согласно рис. 1.27, а, вторичные фазные напряжения
^=-^а+/а£к,
иь—uB+iBz„
uc=-uc-\-iczK.
Вторичные линейные напряжения определяют
фазных напряжений:
uab=Oa-ub,
йЬс=йь-йс,
йса=ис-йа.
(1-97)
как разность
(1.98)
Для определения первичных и вторичных токов, согласно рис.
1.41 запишем
Oa-Ub=IaZ_a-IbZb,
Oa-uc=iaza-'iezc.
(1.99)
Решая уравнения (1.97) и (1.99) совместно с (1.87) и (1.91),
получим
(£?а - ив) (ZK + Ze) - Me - (ZK + Zb)
(2K+Za)(ZK+ZJ)+(ZK+Zs)(Z1[+Zf)+(ZI{+Zc)(Z|{+Ze) ’
(иB - l7c) (ZK + Zfl) - (t>A - t/в) (git + ze)
&+£,)& +?»)+(£«+24)(ZK+Zf)+(ZK+Zc)(ZK+Ze) ’
(1.100)
у (^C-^A)(gK + g»)-(^B-^c)(ZK+Za)
C <?K+?e)(2K+gft)+(gK+Z6)(glt+Ze)+(Zi£+Zj(ZK+Za) •
I
Таким образом, определены все интересующие нас величины,
так как при заданных первичных линейных напряжениях и лю-
бых сопротивлениях нагрузки уравнения (1.96) позволяют опре-
делить первичные фазные напряжения, уравнения (1.100) и
(1.91)—первичные и вторичные токи, а уравнения (1.97) и
(1.98) —вторичные фазные и линейные напряжения.
Построение векторной диаграммы для рассмотренного случая
может быть произведено по уравнениям (1.97)—(1.100).
Следует отметить, что при симметричных первичных линейных
напряжениях и несимметричной нагрузке трансформатора несим-
метрия вторичных фазных и линейных напряжений, согласно
уравнениям (1.97) и (1.98), получается исключительно из-за раз-
75
личного падения напряжения в фазах трансформатора. Но так
как сопротивление короткого замыкания трансформатора ZK по
отношению к номинальному сопротивлению нагрузки мало, то
падение напряжения в фазах трансформатора по отношению к
номинальному также мало и, следовательно, несимметричная на*
грузка трансформатора при схеме соединения его обмоток У/У
вызывает незначительное искажение симметрии вторичных линей-
ных и фазных напряжений.
Предельным случаем несимметричной нагрузки для схемы соединения обмо-
ток трансформатора У/У является двухфазное короткое замыкание (рис. 1.42, а).
В этом случае вторичные токи
Дг " — = 7^ = 0.
Первичные токи в соответствии с (1.91)
/д=—/в = /к> Л? = 0-
В соответствии с (1.97) вторичные фазные напряжения
Ua —
ub== -uB-tKzK,
ис~ -йс.
(1.101)
Учитывая, что при коротком замыкании —17б=0, т. е. и складывая
в (1.101) первое и второе уравнения, найдем
Рис. 1.42. Двухфазное короткое замыкание трансформатора
при соединении его обмоток У/У:
а — схема соединений; б — векторная диаграмма
В соответствии с (1.98) вторичные линейные напряжения
йаь=о, Dbc — .Ua + ub . + йс, (гса —йс + .
76
Вычитая в (1.101) второе уравнение из первого, найдем
/д=а—7в=в/к
О А-О В
2£к
и АВ
На рис. 1.42,6 приведена векторная диаграмма для рассмотренного случая
двухфазного короткого замыкания при 2к=/хк(гк=0).
Отметим, что трехфазная система токов или напряжений считается практи-
чески симметричной, если отношение тока или напряжения обратной последова-
тельности соответственно к току или напряжению прямой последовательности не
превышает 5%.
При симметричном первичном напряжении и двухфазной нагрузке допустимой
нагрузочный ток трансформатора, при котором вторичные напряжения практически
симметричны, можно определить по формуле
5/3(1 — Да/100) ,
<2 < *2чом> (1.102)
Як
где Ди и ик — соответственно падение напряжения и напряжение короткого замы-
кания трансформатора, выраженные в процентах.
Из (1.102) видно, что двухфазные нагрузки трансформаторов при токах, не
превышающих номинальные, искажают симметрию вторичных напряжений прак-
тически в пределах значений напряжения короткого замыкания.
Несимметричная нагрузка при соединении обмоток трансфор*
матора У/Ун. В рассматриваемой схеме соединения (рис. 1.43)
Рис. 1.43. Несимметричная нагрузка трансформатора при соединении
его обмоток У/Ун:
а — схема соединений; б — векторная диаграмма
Л4-/в4-/с=о, (1.ЮЗ)
^+4+4+4-о. (1.Ю4)
В данном случае, как и при соединении обмоток У/У, первич-
ные токи содержат составляющие только прямой и обратной по-
следовательностей, так как 1до=1во—Тсо= */з (/а+/в+/с) =0, т. е.
J А~ I Al^f А2~ 1 А,
IВ~'1В2 = 1в>
77
I С —1 Cl'3!'IСЪ —I о
Вторичные же токи содержат составляющие всех последова*
тельностей:
Л=^в1 + Л2 + ^а0 = ^<1+^а0»
Л=Л14" Лг+Ло= b+Ло>
4=Л1+Ля+4о == Л+4о-
(1.105)
Согласно (1.86) и (1.104), токи нулевой последовательности
Геометрическая сумма токов прямой и обратной последова-
тельностей каждой из фаз вторичной обмотки трансформатора:
ib — Al"|_/i2 = A — Ata— /яп,
о
Iс2 h Ап ^с~^~ 2 Лш'
Токи прямой и обратной последовательностей вторичной об-
мотки трансформатора уравновешиваются соответствующими то-
ками первичной обмотки и свободно трансформируются в нее, т. е.
I А*= I л— — Iа-
IB — I В——1Ь——^6“Ь^0п»
/с=/с= —/с= —/с4-/оп-
(1.106)
Токи нулевой последовательности вторичной обмотки не урав-
новешиваются токами нулевой последовательности первичной
обмотки, так как/ао=/во=7со=1/з(Аа + /.в+/с) =0, и, следова-
тельно, не трансформируются в первичную обмотку. Поэтому
токи нулевой последовательности, протекая только по вторичным
обмоткам трансформатора, являются намагничивающими и соз-
дают в каждом стержне магнитной системы трехфазного транс-
форматора потоки нулевой последовательности Фоп, равные и
одинаково направленные, поскольку /О0=/Ьо=7со=—1/з1яП==1оа.
Вследствие этого поток нулевой последовательности, имеющий
место в любом из стержней трехстержневой магнитной системы
трансформатора (рис. 1.44), не может замкнуться через другие,
так как в каждом из них встречает поток, равный ему по значе-
нию, но направленный противоположно, в результате чего он
78
замкнется от ярма к ярму через окружающее обмотки простран-
ство.
В трехстержневых трансформаторах поток нулевой последова-
тельности ФОп относительно мал, поскольку замыкается от одного
ярма к другому через воздух или трансформаторное масло, а
также через различные крепежные детали
и стенки кожуха или бака трансформатора.
Замыкание потока Фоп через крепежные де-
тали и стенки кожуха или бака трансфор-
матора вызывает в них дополнительные по-
тери на вихревые токи. В этом отношении
поток нулевой последовательности Фоп ана-
логичен потоку третьей гармонической Фз,
возникающему вследствие насыщения маг-
нитной системы трехфазного трансформато-
ра (см. § 2.3). Но между ними есть и суще-
ственная разница, заключающаяся в сле-
дующем: 1) поток Фз практически имеет
одно и то же значение как при холостом Рис. 1.44. Картина по-
ходе, так и при нагрузке, в то время как
поток Фоп зависит от нагрузки трансформа-
тора; 2) поток Фз пульсирует с тройной час-
тотой сети, а поток Фоп имеет частоту сети;
3) поток Фз искажает форму фазных ЭДС
ля, созданного током
нулевой последова-
тельности:
/ — первичная обмотка;
2 — вторичная обмотка
в первичной и вторичной обмотках, но не нарушает их симметрии,
тогда как поток Фоп, как будет показано далее, не искажает формы
кривых фазных ЭДС, но нарушает их симметрию.
Поток Фоп, созданный переменным током 70п, наводит в об-
мотках каждой фазы одинаковую ЭДС нулевой последовательно-
сти £©• В соответствии с этим уравнения напряжений для первич-
ной обмотки имеют вид
йл——ЁА~
йв = —Ёв — Ёй-\-1вЕь
(1.107)
Введем обозначение £о=—/оп£рп, где 20п=гоп+/*оп— полное
сопротивление нулевой последовательности и, в свою очередь,
хОп — индуктивное сопротивление, обусловленное потоком нуле-
вой последовательности ФОп; гОп— активное сопротивление, учи-
тывающее потери в стали магнитопровода и других металличе-
ских частях трансформатора, по которым проходит поток Фоп.
Складывая уравнения (1.107) и учитывая (1.87), а также то,
что геометрическая сумма ЭДС, наведенных суммой потоков пря-
79
мой и обратной последовательностей, равна нулю, т. е. £д+£в+
+£с=0, получим
t7x+t7B-bt/c=-3Fo=3/tozon. (1.108)
Из (1.92) с учетом (1.108) фазные первичные напряжения
^7Д— иАВ~СГсА +1^=й\+1^=й'А+йА0,
о
^=-^^^+/0п^оп=^+Лп£оп=^+^0,
о
(1.109)
= Oc\°BC^l\nZ^UcYl^a=Uc+Uco.
В соответствии с (1.109) на рис. 1.43 построена векторная ди-
аграмма первичных напряжений, из которой видно, что потен-
циал нулевой точки первичной обмотки из-за наличия токов нуле-
вой последовательности сместился из центра тяжести треуголь-
ника линейных напряжений на /оп^оп.
С учетом (1.97) и (1.105) вторичные фазные напряжения
йа = —йа~\~ aZ\ — I «Z2 — 7 aq^2= —^/д +1AZK — I ^aZ2,
Ub = —tjB 4“ Iв^к ~ 70iZ2,
Подставив (1.109) в (1.110), получим
О a U'a + IaZk - l\a(Zto + Z^
ub=-u'B 4- IBZK - 70n (Zo„+z2>,
*Л= -Uc + ICZK - /оя (Zo„ + Z2).
(1.110)
(1.111)
Уравнения (1.111) показывают, что смещение потенциала ну-
левой точки вторичной обмотки несколько больше, чем первич-
ной, поскольку Zon+Z2=ZoHOM>Zpn, но это отличие незначительно.
Вторичные линейные напряжения определим, подставив урав-
нения (1.110) в (1.98):
= Uа - и ь=- и А + / AZK - 70nZ2 + и в - /; ZK +
+70Л2=б7д+^+(/д _ iB) zK=-uAB+(iA - iB)Z_K,
ubc= -йв-I- Ос+(7в—Z*—вс~\~ив—ic) zK,
Uca——Uc-\-CjA~v(^C — A>Z_K— —UcA~\~(jc — i A^Zj.'
(1.112)
80
Из уравнений (1.112) видно, что на значения вторичных ли-
нейных напряжений токи нулевой последовательности не влияют.
Этот вывод понятен и без уравнений (1.112), поскольку падения
напряжения от тока нулевой последовательности в каждой фазе
трансформатора равны, одинаково направлены и, следовательно,
в линейном напряжении, представляющем геометрическую раз-
ность двух фазных напряжений, взаимно компенсируют друг дру-
га. Поэтому с точки зрения искажения вторичных линейных нап-
ряжений при несимметричной нагрузке схема соединения У/Ун
аналогична схеме соединения У/У, т. е. на значения вторичных
линейных напряжений оказывают влияние только токи прямой и
обратной последовательностей.
Диаграмма вторичных напряжений аналогична диаграмме пер-
вичных напряжений (см. рис. 1.43) и поэтому не приводится.
Для определения токов, протекающих в обмотках трансфор-
матора, предварительно отметим, что
&а—1а^а— (^а"ЬЛо) %а—(—Afb-Ajn) ^а»
иb = I — Ь-\-1 ъо) ^Ь — {~ ^в+^Оп)^»»
t7c=/czf=(/;+/cO)zc=(-/c+/On)zr,
и, подставив (1.113) в (1.110), получим
UA=h (ZK + Zj^Z0n(Z2+Z.),
иВ = 1 В (^к + — Л)п (^2 Ч~ ^),
Из уравнения (1.114) первичные токи
/ UА + А)П (^2 + 2д)
•* А—---------=--=— »
Z +Z
у &В 4е /01 4" Zb)
‘—?.+£,
• и С 4- Л)п (^2 4- Zc)
(1.113)
(1.114)
(1.115)
(1.116)
(1.117)
Значение тока /оп определим, решая совместно уравнения
(1.114) и (1.103):
f _ ^A(ZK + Zb)(ZK + Zc) + UB(lK^rZa){ZK+^c) +
Оп ^+Zb)(ZK + Zc)(Z.i + Za) +
81
_ _________________+(rc{ZK^za)(ZK + zb)______________ (1.118)
+ (?к + -J (-к + ?c) (?2 + -b> + (?K + -а) (-к + £*X-2 + &
Ток в нейтральном проводе трансформатора
Лт = ~(Л> + Л “ЬЛ:) == —3/оп.
Вторичные токи в обмотках трансформатора:
^а= Д 4"^а0 =—а4" А)п>
Д=/»4-/и=—^в4"Лп»
4 = Л + 4о = —'с+Дп-
Таким образом, при соединении обмоток трансформатора по
схеме У/Ун и несимметричной нагрузке в первичных и вторичных
обмотках появляется дополнительная ЭДС: £o=/onZon. Сопро-
тивление Zon определяет искажение первичных фазных напряже-
ний, а сопротивление Дп+2£==ДНом— искажение вторичных фаз-
ных напряжений. Оба сопротивления _Дп и Дном называются соп-
ротивлениями нулевой последовательности, и, как указывалось,
они мало отличаются друг от друга. В практике эксплуатации
трансформаторов сопротивление Дном называют номинальным
сопротивлением нулевой последовательности, и именно оно при-
водится в каталогах.
В трехстержневых трансформаторах
ДнОМ = ДоМ^-ОиОм/^НОМ = 1 >
где t/ном и Дом — номинальные фазное напряжение и ток транс-
форматора.
Система фазных напряжений считается симметричной, если
смещение нулевой точки не превышает 5% от среднего значения
фазных напряжений, т. е. /оп2оном/{/ном^О,05. Исходя из этого,
значение тока нулевого провода, при котором фазные напряжения
трансформатора практически симметричны, определим из следу-
ющих выражений:
/рпДном /ном ._. Ди /номДном < О ПН /1 11 (И
г г t д/ II ’ (l.liyj
и МОМ * ном ном и нои
1HU 0» 15/дом/Дном’
При zohom=0,6 допустимое значение тока нулевого провода
трансформатора, при котором фазные напряжения еще симмет-
ричны, в соответствии с (1.119) составит /нп=0,25 Дом.
Расчет сопротивления Z0Hom для трехстержневых трансформа-
торов затруднителен, так как поле нулевой последовательности
имеет сложную картину, различную для масляных и сухих транс-
82
форматоров, в которых магнитная система окружена разными
деталями и баком из ферромагнитного материала. В практиче-
ских расчетах сопротивление Z0nou обычно определяют опытным
путем. Для этого необходимо так включить обмотки трансформа-
тора, чтобы в них протекали одинаковые по значению и направ-
лению токи, что обеспечит появление в каждом стержне одинако-
вых по величине и направлению магнитных потоков. Этому усло-
вию соответствует схема на рис. 1.45, а, где вторичные обмотки
трансформатора включены последовательно и подключены к ис-
точнику однофазного тока, а первичные обмотки разомкнуты.
Схема замещения в этом случае для одной фазы трансформато-
ра показана на рис. 1.45, б. По показаниям приборов (рис. 1.45,
а) определяют
^Оном^^ДЗ/), Л)иом= ^/(З/2), •£оном==1/”^0ном Гоном-
В трехфазной группе, состоящей из трех однофазных транс-
форматоров, и в трехфазных броневом и бронестержневом транс-
форматорах (см. § 2.2) потоки нулевой последовательности за-
Рис. 1.45. Экспериментальное определение сопротивления ну-
левой последовательности трансформатора для схемы соеди-
нения обмоток У/Ун:
а —схема опыта; б —схема замещения
мыкаются по замкнутому магнитопроводу аналогично основному
потоку фазы трансформатора. Вследствие этого сопротивление
Zohom велико и практически равно Zo. В этом случае даже при
малом значении /оп ЭДС нулевой последовательности £оном=
=—/оп^оном и £оп=—7оп2оп достигают больших значений и полу-
чаются существенные смещения нулевых точек, а следовательно,
и существенные искажения первичных и вторичных фазных нап-
ряжений. Поэтому ни трехфазная группа, ни трехфазный броне-
вой и бронестержневой трансформаторы с соединением обмоток
У/Ун на практике не применяются.
Рассмотрим крайний случай несимметричной нагрузки для схемы соединения
У/У — однофазное короткое замыкание (рис. 1.46), когда, например, Z««0,
«=Ze=°o. При этом
f/a = 0, /а = ^к~^ип И =
83
Согласно (1.86),
Л:1 == ^д2 = ^дО Л)п == ~ = ^нп •
Подставляя в (1.93)
/ 1 . 1 . \ 2 .
^а = 0 и 7д = —/ = —(/ai 4- Л12) = —I “Лх 4* “Л: ) == ~ “T”Az,
\ О о / о
получим значение тока однофазного короткого замещения, протекающего по вто-
ричной обмотке трансформатора:
= 4 = -3(/;/(2ZK + Z0hom).
В соответствии (1.106) и с учетом (1.103) первичные токи
, __2_>
3 2ZK 4* ^Оном
1в~ —1^ — —Um 4- Лг)« —(я2Лн 4- aiad в~з~^к*
1с—К—
Первичные фазные напряжения определим из (1.109) с учетом того, что
. . . • ., 2Гоп
дД0 = Дво = ^со = Won------Уд Z- 1 д-------. (1-120)
4” £0нои
Вторичные фазные напряжения в соответствии с (1.110)
= — & в 4-
I к (%к — ^*2)
3
Лс (^ — ^2)
о
В соответствии с (1.112) вторичные линейные напряжения
&ab = —& АВ — I к^к>
&Ъс~—&ВС>
& са~ иСАЛ"!к^к •
Векторная диаграмма, соответствующая однофазному короткому замыканию
для схемы У/Ун, в предположении, что ZK==/хк(гк=0), 20Номв /Ховом (гоном=0) и
линейные первичные напряжения симметричны, приведена на рнс. 1.46. При до-
пущении равенства активных сопротивлений гк и г0ЯОм нулю ток /к отстает от
напряжения на угол 90°, вследствие чего поток нулевой последовательности Фоп
направлен встречно основному потоку короткозамкнутой фазы, смещение нейт-
рали трансформатора из точки О в точку О\ происходит в направлении к точке
А, причем Oui==Z7ao, и определяется уравнением (1.120). При этом фазные на-
пряжения Сь и &е заметно возрастают, что может неблагоприятно отразиться на
работе потребителей, питаемых от этих фаз.
84
Отметим, что в трехфазной группе однофазных трансформаторов и в трех-
фазном броневом трансформаторе ток короткого замыкания достигает практиче-
ски только значения тока холостого хода, поскольку уже при /к=»/о поток нуле-
вой последовательности равен основному потоку короткозамкнутой фазы и пол-
ностью размагничивает ее. Поэтому нейтраль фазных напряжений трансформатора
смещается практически в точку А и фазные первичные и вторичные напряжения
становятся равными линейным.
Рис. 1.46. Однофазное короткое замыкание трансформатора при
соединении обмоток У/Ун:
а — схема соединения; б — векторная диаграмма
Несимметричная нагрузка при соединении обмоток трансфор*
матора У/Д. В рассматриваемой схеме соединения (рис. 1.47)
токи нулевой последовательности отсутствуют. Для этой схемы,
как и для схемы У/У, справедливы уравнения (1.87) и (1.88).
Из условия магнитного равновесия первичной и вторичной обмц-
ток в соответствии с уравнениями (1.89) и (1.90) имеем:
I А——iВ=—I Ьф’ —Лф» .U-121)
где /вф» 1ьф, 1сф фазные токи вторичной обмотки.
Рис. 1.47. Схема соединения обмоток транс-
форматора У/Д при несимметричной нагруз-
ке
Следовательно, при наличии уравнения (1.87) имеем
I аф "Ь Ьф I сф
85
Вторичные линейные токи при соединении обмотки в треуголь-
ник равны геометрическим разностям фазных токов, т. е.
.<• .<* .<* 1 1 1 •& •& •j* (1.122)
тогда с учетом (1.121) получим аф=(^'a I 1ьф=(1ь — Л)/3> (1.123)
4Ф=(4-Л)/з. .
Из (1.23) следует, что центр звезды фазных вторичных токов
совпадает с центром тяжести треугольника, образованного линей-
ными вторичными токами.
Из рис. 1.47 уравнения напряжения цепи нагрузки имеют вид
Ua=<l\
2_а — (Iь — а) £»»
йь = й ь — I а)%ь — (l с — I b)Zc.
(1.124)
Учитывая, что вторичные напряжения определяются уравне-
ниями (1.97) и при соединении вторичной обмотки в треугольник
t7e+£7d + ^=O, (1.125)
а также решая совместно уравнения (1.124), (1.125), (1.97),
(1.121), получим:
й, (Z.. + z„ + 2z\ + (fD (Z„ - Zx
j ___________1 Z.b ______с/ 1 —в'______
А~ & + *»+2^)(£к+Ь+2£с)+ (£,-?№-£)
•,_________VB(ZK + Zc + 2Za) + l/c(Zc-Zb}___
(?к + L + 2Ь) (?к + ?с + 2£а) + “ £,) (£ ~ 2в)
&c(ZK + za + 2Z.b) + (jA(Za-zc)
с (£к+^ + 2^)(^ + гв+2^) + (г₽-гв)(2а-гр
Для определения первичных фазных напряжений просуммиру-
ем уравнения (1.97) и, учитывая (1.96) и (1.125), получим
Ua + Ub+Uc=Q. (1.126)
Из (1.126) вытекает важный вывод о том, что при наличии в
трансформаторе одной из обмоток, соединенной в треугольник,
центр звезды фазных напряжений другой обмотки, соединенной в
86
звезду, совпадает е центром тяжести треугольника линейных нап-
ряжений. Исходя из этого, фазные первичные напряжения при
соединении обмоток У/Д можно определить по уравнениям (1.96).
Таким образом, при соединении обмоток трансформатора У/Д
несимметричная нагрузка, как и в схеме У/У, вызывает искаже-
ние симметрии линейных и фазных напряжений за счет падения
напряжения в сопротивлении короткого замыкания ZK трансфор-
матора.
Рассмотрим предельный случай несимметричной нагрузки для схемы У/Д —
однофазное короткое замыкание (рис. 1.48), когда например, 7о=2ь«=0 и Zc=oo.
При этом t7e=0, ia=lb и /с=0.
Из первого уравнения системы (1.97) получим
/д = -7вф = £7л/2к. (1.127)
Суммируя второе и третье уравнения системы (1.97) и учитывая (1.126), по-
лучим
1в = 1с = -'эф = ~/сф = -Л/2 = -4^/(2^). (1.128)
В соответствии с (1.122) линейные вторичные токи
/a = /d = -3^A/(2ZK), 4 = 0.
Из (1.127) и (1.128) нетрудно заметить, что МДС первичнрй и вторичной об-
моток в каждой фазе взаимно уравновешены, вследствие чего в магнитопроводе
трансформатора не могут возникнуть дополнительные магнитные потоки и, следо-
вательно, при соединении вторичной обмотки треугольником каждую фазу можно
рассматривать как независимый однофазный трансформатор.
Рис. 1.48. Однофазное короткое замыкание трансформатора при соединении
обмоток У/Д:
а — схема соединений; б — векторная диаграмма
Первичные фазные напряжения можно определить по (1.96), а вторичные —
по (1.97).
На рис. 1.48 по уравнениям (1.97), (1.92), (1.125), (1.128) построена вектор-
ная диаграмма при симметричных первичных линейных напряжениях и
(«-О).
87
Несимметричная нагрузка при соединении обмоток трансфор-
матора Д/У. В рассматриваемой схеме соединения (рис. 1.49),
как и в предыдущем случае, уравнения (1.87) и (1.88) сохраня-
ют свое значение. Из условия магнитного равновесия первичной
и вторичной обмоток имеем: 1аф=—1а, 1вф=1ь, 1сф——1с-
Линейные первичные токи определяются как разность фазных
токов:
1л=1Аф~ 1Сф»
1В — 1 Вф — 1 Аф >
1с = 1сф~ 4вф>
где фазные первичные токи /дф, Твф и /сф можно определить по
(1.100).
Рис. 1.49. Схема соединений обмоток трансфор-
матора Д/У при несимметричной нагрузке
Первичные фазные напряжения равны заданным линейным, а
вторичные фазные напряжения определяются из выражений
и^-йА+1Афгк,
йь=-ивУ1вфЬ,
йе=-Ьс+'1с&,
Вторичные линейные напряжения определяются по (1.128). Из
приведенных соотношений следует, что при несимметричной на-
грузке трансформатора схема соединений обмоток Д/У аналогич-
на схеме соединения У/Д и в одинаковой мере может быть ис-
пользована в трансформаторах с любой конструкцией магнито-
провода.
Несимметричная нагрузка при соединении обмоток трансфор-
матора Д/Ун. В рассматриваемой схеме соединения (рис. 1.50)
для первичных линейных и вторичных токов, как и в схеме сое-
88
динения обмоток У/Ун (см. рис. 1.43), независимо от распределе-
ния нагрузки между отдельными фазами трансформатора спра-
ведливы уравнения (1.103) и (1.104) и, следовательно, вторич-
ные токи содержат составляющие прямой, обратной и нулевой
последовательностей и для них также справедливы уравнения
(1.105). Но в отличие от схемы соединения обмоток У/Ун в схеме
соединения Д/Ун в первичную обмотку из вторичной трансформи-
руются не только токи прямой и обратной последовательностей,
но и токи нулевой последовательности. Это происходит потому,
Рис. 1.50. Схема соединений обмоток трансфор-
матора Д/Уц при несимметричной нагрузке
что поток нулевой последовательности Фоп, созданный нулевой
составляющей вторичного тока /Оп, наведет в фазах первичной
обмотки совпадающие по значению и направлению ЭДС нулевой
последовательности ЕОп, в результате чего будет протекать и за-
мыкаться внутри треугольника первичной обмотки ток — 10п. При
допущении равенства нулю активного сопротивления первичной
обмотки и отсутствия поля рассеяния между первичной и вторич-
ной обмотками ток —10а будет равен току нулевой последователь-
ности вторичной обмотки /Оп, но противоположно ему направлен.
Следовательно, при схеме соединения Д/Ун МДС обмоток на каж-
дом стержне практически взаимно уравновешены и поэтому сме-
щение нейтрали и искажение фазных напряжений при несиммет-
ричной нагрузке значительно меньше, чем в схеме соединения
У/Ун.
В соответствии с изложенным для первичных фазных токов
можно записать:
/дф=^Лф +/оп== “(+ Ди)=~Л’
^Дф=^Вф+Л)п= — (Л+Лп)==_
/сф — ^Сф4“/0п = — (Л + Дп)в“~Л«
(1.129)
89
Линейные первичные токи не имеют составляющих нулевой
последовательности, поскольку
IA = I— I B = I Вф ^Аф= (1.130)
^С = ^Сф — ^Вф =
Связь между фазными вторичными и первичными напряже-
ниями с учетом (1.129) может быть выражена следующими урав-
нениями:
Uа'= —U д-|~ IАф^к ~Ь Опорном»
UВ~ —&В~\~ I4" ^Оп^-Оном»
^С~Ь^Сф^к4~^0п^0ном»
(1.131)
где Zohom — полное сопротивление нулевой последовательности.
Значение /оном в схеме соединения обмоток Д/Ун может быть
определено опытным путем по схеме на рис. 1.51, а. Схема заме-
Рис. 1.51. Экспериментальное определение сопротивления нулевой по-
следовательности трансформатора для схемы соединения обмоток
Д/У»:
а — схема опыта; б — схема замещения
щения в этом случае для одной фазы трансформатора приведена
на рис. 1.51, б. Данная схема замещения аналогична схеме заме-
щения трансформатора при коротком замыкании, в которой Zon
соответствует _Zo, поскольку в схеме соединения Д/Ун первичная
обмотка трансформатора, замкнутая в треугольник, по отноше-
нию к токам нулевой последовательности является короткозамк-
нутой. По опытным данным (рис. 1.51, а) и в соответствии со схе-
мой замещения (рис. 1.51, б) имеем
7 U ___7 t ZiZpn ____7 j______Z\____
Оном 3Z 2 + Zi + Z()n 2‘ 14-Zi/Zon’
Так как Zon>Zb то с достаточной точностью можно принять,
ЧТО Zqbom Zj + Z>2 e Zr.
90
Тогда уравнения (1.131) запишем в следующем виде:
йь—— йв~г i
^=-^с+/СфА-
(1.132)
В соответствии с рис. 1.50 уравнения напряжений для цепей
нагрузки имеют вид
(Ja-='!aza, ub=ibzb, uc=iczc. (1.133)
Заменяя в (1.133) вторичные токи первичными, взятыми, со-
гласно (1.129), с обратными знаками, и подставляя полученные
выражения в (1.132), получим:
I UА г — Ub г Uc
Z + Z ’ Вф z +Z. ’ с* z + Z
_к _а _к ~ _i _к~_с
Ток в нулевом проводе трансформатора
7 _ ч / — I &В I #с
Н.п 0» z +z * z +Z. z +z
(1.134)
(1.135)
С учетом (1.133) и (1.134) фазные вторичные напряжения оп-
ределяют также по следующим формулам:
Рис. 1.52. Однофазное короткое замыка-
ние трансформатора при соединении об-
моток Д/Ун:
йс=-ис~~- (1.136)
В обычных условиях эксплуатации трансформатора со-
противления нагрузки £а, Zb,
Zc значительно больше сопро-
тивления короткого замыкания
ZK и, следовательно, согласно
(1.136), несимметрия вторич-
ных напряжений определяется
практически лишь несимметри-
ей первичных напряжений.
Рассмотрим крайний случай не-
симметричной нагрузки для схемы со-
единения Д/Ун — однофазное короткое
замыкание (рис. 1.52). На рисунке
Za=0; Zb«Zc«oo и токи, протекающие по обмоткам трансформатора, в соот-
ветствии с (1.34)
1А* = -'1а~(ГА12к> /вф = ~1ь = Ь. /сф«-7с = 0. (1.137)
91
Согласно (1.130), линейные первичные токи
^А=^Аф = —^а> Лв = ~/Аф = Лм Л? = 0-
Фазные вторичные напряжения в соответствии с (1.136)
tre = o, Ub = -(JB, йс = -ис. (1.138)
Таким образом, при однофазном коротком замыкании в схеме Д/Ун в пер-
вичной и вторичной обмотках токи протекают только в одной (короткозамкну-
той) фазе трансформатора, тогда как при аналогичном случае однофазного ко-
роткого замыкания в схеме соединения У/Ун токи протекают по всем трем фазам.
Кроме того, МДС первичной и вторичной обмоток короткозамкнутой фазы взаим-
но уравновешены, поток нулевой последовательности отсутствует и вторичные на-
пряжения двух других фаз определяются только несимметрией первичных на-
пряжений. Причем это справедливо при любой конструкции магнитопровода.
Несимметричная нагрузка при соединении обмоток трансфор-
матора У/Д/Ун. В мощных высоковольных трансформаторах по
условиям изоляции обмоток часто применяется схема соединения
У/Ун. В этом случае для уменьшения искажений фазных напря-
жений при несимметричной нагрузке и кривой основного магнит-
ного потока при насыщении стали магнитопровода трансформа-
тора применяется дополнительная, так называемая компенсаци-
онная обмотка, соединенная в треугольник и электрически не свя-
занная ни с питающей сетью, ни с нагрузкой. Схема соединения
обмоток такого трансформатора приведена на рис. 1.53.
Рис. 1.53. Несимметричная нагрузка трансформатора при соединении обмо-
ток У/Д/Ун:
а — схема соединений; б — схема замещения
Для токов, протекающих по обмоткам трансформатора, запи-
шем:
/д4-^в+Л;=0,
Л+Л+Л+Лш=0>
Д-\~1а — Ц — IД — I В~ I A~\~ I a~l b~ I В = ®>
92
откуда
IА~ la нп/3= ~~^а 10ns —Ли
^B~ ~ Л ~ ^нп/З = “А ~ Joa— ~h,
?С— с ин/3 = —Iс — 0п= —«•
(1.139)
Из (1.139) видно, что токи прямой и обратной последователь-
ностей вторичной обмотки трансформируются в первичную. Ток
же нулевой последовательности при соединении первичной обмот-
ки в звезду протекать по ней не может, но в компенсационной
обмотке вызовет циркулирующий однофазный ток, который при
допущениях равенства нулю активного сопротивления компенса-
ционной обмотки и отсутствия рассеяния между вторичной и ком-
пенсационной обмотками вычисляют по формуле
I Да 1ДЬ =~ 1 Дс -^нп/З ~* Л)п •
Таким образом, при схеме соединения У/Д/Уя по всем трем
обмоткам трансформатора протекают токи. Для дальнейшего ана-
лиза работы рассматриваемой схемы соединения воспользуемся
теорией трехобмоточного трансформатора (см. § 1.8).
В соответствии со схемой замещения (рис. 1.53, б) для фазы А
имеем
uA-iAZi+iaZy=-Ua>
(1.140)
или, согласно (1.139),
—Оа.
Учитывая, ЧТО Zi4-Z2=Zki2 и Оа — laZa =— (lA + Ton)Za, получим
&а — ^А (ZKi2-}-Za) — /од (Z2 -f- Z^a)=о,
й В~ ^в(^к124"^)— i 0n(Z2"\~ Zj>) — 0»
(^* К12 ~}~Zf) IOn (^2 ~\~Ze) = 0.
(1.141)
Решая (1.141) относительно первичных токов и тока нулевой
последовательности получим уравнения, аналогичные уравнениям
(1.126)—(1.129), в которые вместо ZK необходимо подставить
ZKt2=Zi+Z2.
Из схемы замещения на рис. 1.53, б имеем также:
С7А — /AZt -|- /д^з—йА — IAZ\ 4-I оп^з=‘ йда>
Uв~1aZi-Jr iоп^з= —Uдъ,
Uс — ICZ1 -|- / 0nZ3= —Ц_де.
(1.142)
93
Складывая уравнения (1.142) и принимая во внимание, что
компенсационная обмотка соединена треугольником и ее напря-
жения подчинены условию Ода+Одъ+Одс—0, получим
^а+^ + ^С==-3/оп£з- (1.143)
Решая совместно (1.92) и (1.143), определим значение фаз-
ных первичных напряжений:
—/0п-£з=^-/0п2з,
^вс-Сав—I^z^u'b-I^
О — ~’
£/с = ..^4-^-
О -
(1.144)
Фазные и линейные вторичные напряжения находим соответ-
ственно из уравнений (1.140) и (1.98).
Из (1.144) следует, что чем меньше эквивалентное сопротив-
ление компенсационной обмотки, тем меньше искажение фазных
напряжений.
Несимметричная нагрузка при соединении обмоток трансфор-
матора VIZ,,, В рассматриваемой схеме соединения (рис. 1.54)
Рис. 1.54. Распределение токов нулевой последовательности
при соединении обмоток У/2Я
вторичная обмотка каждой фазы состоит из двух частей, распо-
ложенных на разных стержнях магнитной системы трансформа-
тора и включенных между собой встречно. В результате этого
при несимметричной нагрузке токи нулевой последовательности
протекают по обеим частям вторичной обмотки в противополож-
ных направлениях (рис. 1.54). При одинаковом числе витков в
каждой половине вторичной обмотки сумма МДС от токов нуле-
вой последовательности в каждой фазе равна нулю. В этом слу-
чае токи нулевой последовательности создают только поля рас-
94
сеяния и сопротивление нулевой последовательности Z0hom чис-
ленно равно сопротивлению короткого замыкания между двумя
половинами вторичной обмотки, расположенными на одном стер-
жне магнитопровода трансформатора.
Таким образом, в схеме соединения y/ZH на каждом стержне
магнитопровода трансформатора имеет место магнитное равнове-
сие и смещение нейтрали фазных напряжений будет незначитель-
ным, поскольку сопротивление нулевой последовательности Z0Hom
мало.
В этом отношении схема соединения y/ZH выгодно отличается
от схемы соединения У/Ун, где токи нулевой последовательности
вызывают значительное смещение нейтрали фазных напряжений.
Схема y/ZH может быть использована как в трехфазной группе,
так и в трехфазном броневом трансформаторе.
Обобщая проведенный анализ работы трехфазных трансфор-
маторов в несимметричных режимах, можно сделать следующие
выводы.
В трансформаторах со схемами соединения обмоток без нуле-
вого провода составляющие нулевой последовательности в токах,
напряжениях и ЭДС первичных и вторичных обмоток отсутству-
ют и несимметрия вторичных напряжений при симметричных пер-
вичных зависит только от сопротивления короткого замыкания.
Так как сопротивление короткого замыкания трансформатора не
зависит от схемы соединения его обмоток, то при несимметрич-
ной нагрузке все схемы соединения трансформатора без нулево-
го провода при любой конструкции магнитопровода равноценны
в отношении искажения симметрии вторичных фазных и линей-
ных напряжений.
В трансформаторах со схемами соединения обмоток с нуле-
вым проводом искажение симметрии напряжений зависит не толь-
ко от сопротивления короткого замыкания, но и от сопротивле-
ния нулевой последовательности, значение которого определяется
как схемой соединения обмоток, так и конструкцией магнитопро-
вода.
Наибольшее искажение симметрии фазных напряжений даже
при малейшей несимметрии нагрузки имеет место при схеме сое-
динения обмоток У/Ун в трехфазной группе и в трехфазных бро-
невом и бронестержневом трансформаторах. В этих случаях по-
ток нулевой последовательности замыкается по магнитопроводу,
сопротивление нулевой последовательности велико и практически
равно сопротивлению взаимной индукции. Поэтому ни трехфаз-
ная группа, ни трехфазные броневой и бронестержневой транс-
форматоры с соединением обмоток У/Ун на практике не приме-
няются.
В трехстержневых трансформаторах с соединением обмоток
У/Ун фазные напряжения искажаются меньше, чем в трехфазной
группе и трехфазных броневом и бронестержневом трансформа-
95
торах, поскольку поток нулевой последовательности здесь замы-
кается в основном вне магнитопровода и сопротивление нулевой
последовательности Zqhom~ (5-ь8) Zk. В соответствии с ГОСТ
11677—85 при работе трехстержневого трансформатора допустимо
иметь ток в нулевом проводе до 25% номинального. При выпол-
нении этого условия искажение фазных напряжений не превосхо-
дит 5%. Что же касается искажения вторичных линейных напря-
жений, то схема У/Ун аналогична схеме У/У, так как падения
напряжения от тока нулевой последовательности в каждой фазе
трансформатора равны и одинаково направлены, а в линейном
напряжении, представляющем собой геометрическую разность
двух фазных напряжений, взаимно компенсируют друг друга.
В других схемах соединения обмоток трехфазных трансфор-
маторов, подобных Д/Ун, У/Zh, У/Д/Ун, независимо от конструк-
ции магнитопровода сопротивление нулевой последовательности
практически равно сопротивлению короткого замыкания и иска-
жение фазных напряжений в них меньше, чем в схеме У/Ун.
Поэтому ГОСТ 11677—85 для схем Д/Ун и У/Zh допускает, что-
бы ток в нулевом проводе составлял до 75% от номинального.
Значение же тока нулевого провода для схемы У/Д/Ун определя-
ется мощностью компенсационной обмотки (обмотка, соединенная
в треугольник).
Вопросы для самоконтроля
1. Для каких целей применяют трансформаторы?
2. Что называется током холостого хода и потерями холостого хода транс-
форматора?
3. Объясните взаимодействие МДС обмоток трансформатора?
4. Нарисуйте 1 -образную схему замещения и объясните физический смысл
входящих в нее параметров.
5. Дайте определение напряжения короткого замыкания трансформатора. Чем
определяется н от чего зависит значение ик?
6. Нарисуйте внешние характеристики трансформатора при активной, индук-
тивной и емкостной нагрузках и объясните их отличие друг от друга.
7. Что понимают под группой соединения обмоток трансформатора?
8. Перечислите условия включения трансформаторов на параллельную работу.
Какие из них допускают отклонения, какие — нет и почему?
9. Какие преимущества и недостатки имеет автотрансформатор по сравнению
с двухобмоточным трансформатором?
10. Почему в трехобмоточном трансформаторе изменение тока нагрузки в од-
ной из вторичных обмоток влияет на значение напряжения другой вторичной об-
мотки?
11. В каком трансформаторе, имеющем схему соединения обмоток У/Ун, бу-
дет больше «смещение нулевой точки» при несимметричной нагрузке:
а) в трехстержневом трансформаторе или состоящем из трех однофазных
трансформаторов;
б) в трансформаторе, помещенном в стальной бак, или в трансформаторе без
бака?
12. Какова частота тока нулевой последовательности, протекающего по ну-
левому проводу при несимметричной нагрузке?
2
Магнитные
системы
трансформаторов
Магнитная система трансформатора является его конструктив-
ной и механической основой и служит для локализации в ней
основного магнитного поля. Трансформаторы с рационально спро-
ектированной магнитной системой имеют относительно малые
потери и ток холостого хода, экономичны в эксплуатации.
§ 2.1. ЭЛЕТРОТЕХНИЧЕСКИЕ СТАЛИ,
ПРИМЕНЯЕМЫЕ
В ТРАНСФОРМАТОРОСТРОЕН И И
Для изготовления магнитных систем (магнитопроводов) транс-
форматоров применяются специальные тонколистовые электро-
технические стали, имеющие повышенное (до 5%) содержание
кремния. Кремний способствует обезуглероживанию стали, что
приводит к увеличению магнитной проницаемости, снижает поте-
ри на гистерезис и увеличивает ее удельное электрическое сопро-
тивление. Увеличение удельного электрического сопротивления
стали позволяет уменьшить потери в ней от вихревых токов.
Кроме того, кремний ослабляет старение стали (увеличение по-
терь в стали с течением времени), уменьшает ее магнитострикцию
(изменение формы и размеров тела при намагничивании) и, сле-
довательно, шум трансформаторов. В то же время наличие крем-
ния в стали приводит к повышению ее хрупкости и затрудняет
ее механическую обработку.
Магнитные свойства электротехнической стали зависят от на-
правления, в котором производится намагничивание листов. Это
связано с тем, что кристаллическая решетка электротехнической
стали представляет собой объемно центрированный куб (рис. 2.1),
который обладает магнитной анизотропией, т. е. неодинаково
намагничивается вдоль различных кристаллографических направ-
лений. В кубическом кристалле имеется три типа кристаллогра-
фических направлений: вдоль ребра куба, вдоль диагонали грани
4—1468 97
и вдоль пространственной диагонали. Установлено, что в крис-
талле электротехнической стали направление вдоль ребра куба
совпадает с направлением легкого намагничивания I, направле-
ние вдоль диагонали грани — с направлением среднего намагни-
чивания II, а направление вдоль пространственной диагонали —
с направлением трудного намагничивания ///. Это приводит к
Рис. 2.1. Основные кристал-
лографические направления
в объемно центрированном
кубе кристаллической решет-
ки электротехнической стали
Рис. 2.2. Схематическое рас-
положение кристаллов горя-
чекатаной стали
тому, что для получения одного и того же значения индукции по
направлениям легкого, среднего и трудного намагничивания необ-
ходимо приложить соответственно слабое, среднее и сильное маг-
нитное поле.
В течение многих лет для изготовления магнитных систем
трансформаторов в основном использовалась горячекатаная сталь
толщиной 0,5 и 0,35 мм с рабочей индукцией в магнитопроводе
1,4—1,45 Тл*. Горячекатаная сталь имеет поликристаллическую
структуру, в которой кристаллы расположены хаотично (рис. 2.2).
Равновероятное расположение направлений легкого, среднего и
трудного намагничивания по различным направлениям в плоско-
сти листа приводит практически к изотропности (одинаковости)
ее магнитных свойств. Тем не менее удельные потери в горяче-
катаной стали относительно высоки.
В настоящее время для изготовления магнитопроводов сило-
* Ограничение рабочей индукции до 1,4—1.45 Тл для горячекатаной и 1,6-*
1,65 Тл для холоднокатаной стали связано с тем, что при большем значении ин-
дукции сталь насыщается, вызывая резкое увеличение намагничивающего тока
трансформатора. Так, при увеличении индукции в магнитопроводе трансформато-
ра, выполненного из горячекатаной стали, с 1,4 до 1,5 Тл намагничивающий ток
увеличивается примерно в 2 раза, а при увеличении индукции до 1,8 Тл намаг-
ничивающий ток увеличивается примерно в 20 раз. Кроме того, увеличение на-
магничивающего тока вызывает увеличенное потребление трансформатором на-
магничивающей (реактивной) мощности и мощности холостого хода (потерь хо-
лостого хода). Это и заставляет ограничить максимальное значение индукции до
1,4—1,45 Тл для горячекатаной стали и до 1,6—1,65 Тл для холоднокатаной.
98
вых трансформаторов применяется холоднокатаная анизотропная
сталь толщиной 0,35; 0,30 и 0,27 мм, удельные потери которой
в 2—2,5 раза ниже, чем горячекатаной. Холоднокатаная сталь
позволяет увеличить индукцию в магнитопроводе до 1,6—1,65 Тл
при одновременном уменьшении массы стали магнитопровода, а
следовательно, и массы металла обмоток, что существенно сни-
жает потери в трансформаторе. Так, в мощных силовых транс-
форматорах с магнитопроводами, изготовленными из холоднока-
Рис. 2.3. Холоднокатаная электротехническая сталь с
ребровой текстурой:
а — схематическое расположение кристаллов; б — направление
кристаллографических осей
таной стали, потери холостого хода составляют 0,1—0,2% от но-
минальной мощности трансформатора, в то время как в транс-
форматорах, магнитопроводы которых изготовлены из горячека-
таной стали, эти потери составляют 0,3%.
Холоднокатаная сталь в отличие от горячекатаной прокатыва-
ется в горячем состоянии только до толщины примерно 3 мм, а
затем уже в холодном состоянии прокатывается до требуемой
толщины. Благодаря прокатке в холодном состоянии в стали фор-
мируется так называемая «ребровая текстура», в которой крис-
таллы ориентированы в определенном кристаллографическом
направлении (рис. 2.3), что приводит к резкой анизотропии маг-
нитных свойств холоднокатаной стали. На рис. 2.4 приведены
зависимости магнитной индукции и удельных потерь от угла меж-
ду направлением прокатки и направлением намагничивания для
холоднокатаной стали толщиной 0,35 мм.
На рисунке Вюо—Взооо — магнитная индукция (Тл), измеренная в постоянном
магнитном поле при напряженности, равной соответствующей цифре при букве
В (//=1004-5000 А/м); Po.e/so—Pi,s/so — удельные потери (Вт/кг) при перемагни-
чивании ее с частотой 50 Гц и максимальных значениях индукции соответственно
0,8—1,5 Тл.
Как видно из рис. 2.4, наибольшая анизотропия магнитных
свойств холоднокатаной стали толщиной 0,35 мм при индукциях
1,2 Тл и выше проявляется при угле 55—60°. При этом удельные
потери возрастают в 3 раза, а удельная намагничивающая мощ-
ность и, следовательно, намагничивающий ток увеличиваются в
99
12 раз (рис. 2.5) по сравнению с потерями и намагничивающей
мощностью вдоль прокатки. Поэтому при проектировании и изго-
товлении магнитных систем трансформаторов из холоднокатаной
стали необходимо учитывать анизотропию ее магнитных свойств
(см. § 2.2).
Рис. 2.4^ Зависимость магнитной индукции
и удельных потерь от угла между направле-
нием прокатки стали и направлением на-
магничивания для холоднокатаной электро-
технической стали толщиной 0,35 мм
ц,ВА/кг
Рис. 2.5. Зависимость удельной на-
магничивающей мощности от угла
между направлением намагничи-
вания и направлением прокатки
В'соответствии с ГОСТ 21427.1—83 отечественными заводами
выпускается холоднокатаная изотропная электротехническая
сталь в виде листов, рулонов и резаной ленты следующих марок:
3411, 3412, 3413, 3414, 3415, 3404, 3405, 3406, 3407, 3408, 3471 и
3472.
Напомним, что структурное обозначение марок электротехнических сталей
следующее:
X X X X
Класс по структурному состоянию и I I
виду прокатки
Класс по содержанию кремния __________________I
Группа по основной нормируемой ха-
рактеристике
Порядковый номер стали ___________________________
Обозначение марок холоднокатаной стали:
первая цифра 3 — холоднокатаная изотропная с ребровой структурой;
вторая цифра 4 — содержание кремния свыше 2,8 до 3,8% включительно;
третья цифра 0 —удельные потери при В«»1,7 Тл и f«50 Гц (Pi,?/w);
/ — удельные потери при В» 1,5 Тл и f»50 Гц (Рм/во);
7 —* индукция в средних магнитных полях при напряженности поля
10 А/м (В10);
четвертая цифра — 1, 2, 3, 4, 5, 6, 7, 8 —улучшение магнитных свойств по мере
возрастания номера.
100
Магнитные свойства холоднокатаной электротехнической ста-
ли различных марок приведены в табл. 2.1.
В настоящее время для изготовления пластин магнитопрово-
дов трансформаторов в основном используют рулонную электро-
техническую сталь, применение которой по сравнению с листовой
позволяет почти полностью механизировать и в значительной сте-
пени автоматизировать процесс изготовления пластин, а также
Та блица 2.1
Магнитные свойства холоднокатаной электротехнической стали
Марка стали Толщина, мм Магнитная индукция, Тл Удельные потери, Вт/кг
*100 *2800 ^1,8/80 ^1,7/80
3411 0,35 - . 1,75 1,75
3412 0,35 1,80 1,50 *х
3413 0,35 _Х 1,85 1,30 _х
0,30 1,85 1,19 хх.
3414 0,35 _х 1,88 1,10 «.*»
0,30 «XX 1,88 1,03 «XX
0,27 —» 1,85 1,03 «X
3415 0,35 — 1,9 1,03 Т—
0,30 *х 1,9 0,97 WX
3404 0,35 1,60 хм . IX 1,60
0,30 1,60 XX. «XX 1,50
3405 0,35 1,61 «Их* XX 1,50
0,30 1.61 х-> мх 1,40
0,27 1,61 •и* «-Х 1,38
3406 0,35 1,62 XX. 1,43
0,30 1,62 — XX. 1,33
0,27 1,62 X— XX. 1,27
3407 0,35 1,72 — «XX 1,36
0,30 1,72 XX. XX* 1,26
0,27 1,72 — XX* 1,20
3408 0,35 1,74 •X «XX 1,30
0,30 1,74 хх. «XX 1,20
0,27 1,74 — 1,14
существенно уменьшить количество отходов стали.
Рулонная сталь изготовляется шириной 650, 700, 750, 800, 860
и 1000 мм при массе рулона не более 4,5 т. При этом внутренний
диаметр рулона равен (500±10) мм, а наружный не более
1300 мм. Листовая сталь изготовляется с теми же размерами по
ширине, что и рулонная, при длине пластины 1500 или 2000 мм.
Резаную ленту изготовляют шириной 170, 180, 190, 200, 240, 250,
300, 325, 360, 400, 465 и 500 мм. Масса ленты в рулоне, состоя-
щем из одного отрезка, составляет 0,5 кг на 1 мм ширины ленты.
Как правило, для изготовления магнитопроводов используют-
ся стали с электроизоляционным термостойким покрытием с тол-
щиной на сторону 0,005 мм и коэффициентом заполнения 0,94—
101
0,96. Коэффициент старения по удельным магнитным потерям для
стали марок 3411, 3412, 3413, 3414 и 3415 не превышает 4%, а
для стали марок 3404, 3405, 3406, 3407 и 3408 — 2%. Плотность
стали и удельное электрическое сопротивление соответственно
составляет 7650 кг/м3 и 0,45—0,5 Ом-мм2/м.
§ 2.2. КОНСТРУКЦИИ МАГНИТОПРОВОДОВ
ТРАНСФОРМАТОРОВ
Несмотря на большое разнообразие конструкций магнитопро-
водов трансформаторов, все они могут быть отнесены к двум ос-
новным типам: стержневому и броневому.
Стержневой тип магнитопровода (рис. 2.6) характеризуется
тем, что ярма соединяют концы разных стержней и каждое ярмо
располагается только со стороны
торцов стержней и обмоток транс-
форматора. При этом по ярму про-
ходит поток, равный потоку стерж-
ня. Данный тип магнитопровода по-
лучил преимущественное примене-
ние как в силовых трансформато-
рах, так и в трансформаторах ма-
лой мощности.
Рис. 2.6. Стержневые магнито-
проводы однофазного (а) и
трехфазного (о) трансформа-
тора:
1 — стержень; 2 — торцевое (верхнее
и нижнее) ярмо
Броневой тип магнитопровода
(рис. 2.7) характеризуется тем, что
оба конца каждого стержня соеди-
няются не менее чем двумя боковы-
ми ярмами, т. е. ярма охватывают не
только торцы обмоток, но и их боко-
вые стороны, как бы «бронируя» обмотки. При этом по ярму прохо-
дит поток, равный половине потока стержня, и, следовательно, сече-
ние ярма меньше сечения стержня в два раза. Следует отметить,
что в трехфазных броневых трансформаторах (рис. 2.7, б) для по-
лучения потока в ярме, равного половине потока стержня, необхо-
димо изменить маркировку или направление намотки обмоток
средней фазы по отношению к обмоткам других фаз. В противном
случае поток в ярме возрастет в У~3 раз, что потребует соответст-
вующего увеличения его сечения. Данный тип магнитопровода ши-
роко применяется в однофазных трансформаторах малой мощности.
Трансформаторы средних и больших мощностей выпускаются толь-
ко отдельными зарубежными фирмами.
В силовых трансформаторах мощностью 100000 кВ-А и выше,
размеры по высоте которых ограничиваются условиями транспор-
тировки по железной дороге, применяют стержневой магнитопро-
вод с разветвленными ярмами (рис. 2.8), называемый бронестер-
жневым магнитопроводом. Для него характерно, что в однофаз-
102
ной конструкции (рис. 2.8, а) каждый стержень имеет одно боко-
вое ярмо и поток ярма равен половине потока стержня, а в трех-
фазной конструкции (рис. 2.8, б) только два стержня из трех
имеют боковые ярма и поток ярма меньше потока стержня в
раз. За счет применения боковых ярм в бронестержневом
Рис. 2.7. Броневые магнитопроводы одно*
фазного (а) и трехфазного (б) трансформа-
торов
Рис. 2.8. Бронестержневые магнитопроводы
однофазного (а) и трехфазного (б) транс»
форматора:
1 — стержень; 2 — торцевое ярмо; 3 — боковое яр-
мо
магнитопроводе по сравнению со стержневым высота торцевых
ярм в однофазной.конструкции может быть уменьшена в 2 раза,
а в трехфазной — в V 3 раз, вследствие чего высота магнито-
провода и трансформатора в целом существенно уменьшается.
По взаимному расположению стержней и ярм магнитопрово-
ды подразделяют на плоские, у которых продольные оси всех
Рис. 2.9. Пространствен- Рис. 2.10. Стыковые магнитопроводы:
ный магнитопровод тран- а — собранный из плоских пластин; б — на-
Сформатора витой из ленты, разрезной
стержней и ярм расположены в е&ной плоскости (см. рис. 2.6,
2.7, 2.8), и пространственные, у которых оси стержней и ярм рас-
положены в разных плоскостях (рис. 2.9).
Пространственная конструкция за счет более равномерного
распределения магнитного потока позволяет снизить массу маг-
103
нитопровода и уменьшить потери холостого хода на 12—15%.
В настоящее время пространственные магнитопроводы различных
типов (рис. 2.9, 2.14) достаточно широко применяются в силовых
трансформаторах мощностью до 6300 кВ>А.
По способу соединения стержней с ярмами магнитопроводы
подразделяют на стыковые, шихтованные и навитые (ленточные).
В стыковых магнитопроводах стержни и ярма собирают из
пластин электротехнической стали отдельно, а затем соединяют
(стыкуют) по плоскости разъема после насадки обмоток на стер-
жни (рис. 2.9 и 2.10). Они отличаются простотой сборки пластин,
но наличие относительно больших немагнитных зазоров в местах
стыков вызывает повышенное значение тока холостого хода, для
уменьшения которого применяют механическую обработку плос-
костей разъема магнитопровода, специальные магнитные клеи и
конструкции для стяжки стержней и
ярм, что приводит к повышению стои-
мости трансформатора в целом.
В шихтованных магнитопроводах
пластины стержней и ярм собирают в
переплет — шихтуют (рис. 2.11), бла-
годаря чему они не имеют сплошного
стыка в плоскости поперечного сечения,
что приводит к существенному умень-
шению немагнитных зазоров и тока хо-
лостого хода по сравнению со стыко-
Рис. 2.11. Сборка пластин маг-
ннтопр овода в переплет — ших-
товка:
Л 3 -пластины стержня и ярма;
2 —зазор между стыками пластин
выми магнитопроводами.
По форме стыка пластин стержней
и ярм шихтованные магнитопроводы
выполняют с прямыми, косыми и ком-
бинированными стыками. Схемы ших-
товки магнитопроводов с различными стыками представлены на
рис. 2.12. Использование того или иного стыка зависит от марки
стали, конструкции магнитопровода и мощности трансформатора.
При прямом стыке в узлах магнитопровода (рис. 2.13, а) имеется зона, в ко-
торой направления прокатки стали и магнитного потока не совпадают. При ис-
пользовании горячекатаной стали, обладающей практически изотропностью маг-
нитных свойств, несовпадение направлений прокатки и магнитного потока на по-
терях и токе холостого хода трансформатора практически не сказывается. При
использовании холоднокатаной стали, обладающей резкой анизотропией магнит-
ных свойств, несовпадение направлений прокатки и магнитного потока приведет
к существенному увеличению потерь и тока холостого хода трансформатора. Для
уменьшения потерь в углах можно применить двухрамную конструкцию магнито-
провода (рис. 2.13,6), в которой объем углов и потери в них снижаются в два
раза по сравнению с теми же параметрами при однорамной конструкции. Однако
наиболее эффективно уменьшение зоны несовпадения направления прокатки стали
с направлением магнитного потока в углах магнитопровода, изготовленного из
холоднокатаной стали, достигается применением косых стыков (рис. 2.13, в, г).
Оптимальным углом для стыкующихся между собой пластин стержней и ярм яв-
ляется угол, равный 45°. Для перекрытия стыков пластины смежных слоев маг-
104
6)
нитопровода смещают по длине, а выступающий за контур магнитопровода один
из острых углов пластин каждого слоя —«ус» (см. рис. 2.12)—обычно обреза-
ется. Применение косых стыков в магнитопроводах, выполненных из холоднока-
таной стали, позволяет уменьшить по-
тери холостого хода на 10—12%, а
ток холостого хода —на 25—30%.
Изготовление магнитопроводов с ко-
сыми стыками весьма трудоемко, в
связи с чем достаточно широко при-
меняют конструкции магнитопроводов
с комбинированными стыками (см.
рис. 2.12, в), которые наряду с неко-
торым увеличением потерь и тока хо-
лостого хода существенно менее тру-
доемки.
Следует отметить, что для насад-
ки обмоток на стержни шихтованно-
го магнитопровода необходимо верх-
нее торцевое ярмо вначале расшихто-
вать (разобрать), а затем после уста-
новки обмоток вновь зашихтовать
(собрать).
Применение в трансформа-
торостроении рулонной холод-
нокатаной электротехнической
стали позволило внедрить на-
витые (ленточные) магнито-
проводы, в которых отдельные
части навиваются из Лент ру-
лонной стали, а затем скрепля-
ются в единую конструкцию.
Конструкции навитых магни-
топроводов весьма разнооб-
разны.
На рис. 2.9 приведена конструк-
ция пространственного стыкового маг-
нитопровода, состоящего из двух на-
мотанных из лент рулонной стали
ярм треугольной формы и трех стерж-
ней либо ступенчатой формы, наби-
раемых из плоских пластин одинако-
вой длины, либо круглой формы, набираемых из пластин, изогнутых в поперечном
сечении по эвольвенте (см. рис. 2.17, б).
На рис. 2.10, б приведена конструкция плоского ленточного стыкового магни-
топровода, в котором для насадки обмоток стержни разрезаются перпендикуляр-
но их продольной оси.
На рис. 2.14, а приведена конструкция пространственного непрерывного лен-
точного магнитопровода, состоящего из трех овальных секций, имеющих фасонную
форму сечения и навитых из лент рулонной стали различной ширины (рис.
2.14,6). Магнитопровод на рис. 2.14,а неразъемный, вследствие чего обмотки
«вматывают» непосредственно на стержни на специальных станках.
На рис. 2.15 приведены конструкции ленточных магнитопроводов, нашедших
широкое применение в трансформаторах малой мошности.
а —с прямыми стыками; б —с косыми
стыками; в — с комбинированными стыка-
ми
105
Конструкции ленточных магнитопроводов, приведенные на рис. 2.10,6;
2.14, а; 2.15, обеспечивают практически полную механизацию и частичную авто*
матнзацию их Изготовления н позволяют осуществить переход от стержня к ярму
по кривой, совпадающей с направлением магнитного потока, т. е. наиболее полно
использовать анизотропные свойства холоднокатаной электротехнической стали.
Направление прокатки
Рис. 2.13. Формы стыков стержней и ярма:
Д —прямой стык; б— прямой стык двухрамного магнитопровода; в —косой стык;
а —косой стык двухрамного магнитопровода
Ленточные магнитопроводы нашли самое широкое применение
в трансформаторах малой и небольшой мощности, выпускаемых
в массовом количестве. Применение сложного технологического
оборудования, необходимого для изготовления трансформаторов
с ленточными магнитопроводами, экономически оправдано.
В силовых трансформато-
рах средней и большой мощно-
сти наиболее широкое приме-
нение получила плоская стерж-
невая шихтованная конструк-
ция магнитопровода (см. рис.
2.6). Поперечное сечение стер-
жней такого магнитопровода
обычно имеет вид симметрич-
ной ступенчатой фигуры, впи-
санной в окружность (рис.
2.16). Это связано с тем, что
обмотки силовых трансформа-
торов обычно имеют цилиндри-
ческую форму и сечение стерж-
ней стремятся приблизить к
Рис. 2.14. Пространственный непрерыв*
ный ленточный магнитопровод:
а — магннтопровод в сборе; б — секция магии*
топровода
кругу.
Диаметр окружности, в которую вписывают ступенчатую фи-
гуру сечения стержня, называют диаметром d стержня трансфор-
матора.
Каждая ступень сечения стержня образуется пакетом пластин
одинаковых размеров. При больших диаметрах стержня делают
охлаждающие каналы (рис. 2.16, б), ширина которых в мае ля-
106
Рис. 2.15. Ленточные магнитопроводы транс-
форматоров малой мощности:
а — стержневой; б —броневой; в — тороидальный
Рис. 2.16. Ступенчатое сечение
стержня:
а —с малым числом ступеней; б —с
большим числом ступеней
ных трансформаторах составляет 6 мм, а в сухих — 20 мм.
Число ступеней, определяемое по числу углов стержня в одной
четверти окружности, с увеличением диаметра стержня увели-
чивают. С увеличением числа ступеней растет коэффициент запол-
нения площади круга площадью ступенчатой фигуры. Так, при
трех ступенях в сечении стержня (рис. 2.16, а) коэффициент за-
полнения площади круга АКр=* 0,851, а при девяти ступенях
&Кр=0,913 (рис. 2.16, б). Следует иметь в виду, что при увеличе-
нии числа ступеней растет трудоемкость изготовления магнито-
провода из-за увеличения числа типов пластин, имеющих различ-
ные размеры. В современных трансформаторах мощностью 25—
80000 кВ-А число ступеней в сечении стержня колеблется от 5
до 16. При этом коэффициент заполнения круга £кр« 0,89-5-0,92.
Для увеличения kKp применяют стержни с практически круг-
лым сечением, образующимся путем радиальной шихтовки плос-
ких пластин (рис. 2.17, а) или набором пластин, изогнутых по
эвольвенте (рис. 2.17, б). Магнитопроводы с круглым сечением
стержня широкого применения не нашли из-за их большой тру-
доемкости.
Форма поперечного сечения ярма в современных стержневых
магнитопроводах обычно повторяет форму поперечного сечения
стержня, за исключением двух-трех крайних пакетов, ширину ко-
торых принимают равной ширине второго или третьего пакета
(рис. 2.18), что улучшает прессовку и фиксацию ярм магнитопро-
вода. Для уменьшения потерь и тока холостого хода общее сече-
ние ярма выбирают на 2—5% больше сечения стержня. Следует
отметить, что, поскольку форма поперечного сечения ярм не свя-
зана с формой обмоток, нет необходимости приближать сечение
ярма к кругу. Однако в этом случае возможно неравномерное
распределение индукции между пакетами магнитопровода, что
приводит к увеличению потерь и тока холостого хода.
107
Стержни и ярма шихтованного магнитопровода стягивают
(прессуются) и скрепляют (фиксируются) таким образом, чтобы
обеспечивались необходимые форма и размеры поперечного сече*
ния магнитопровода.
Рис. 2.17. Круглое сечение стержня:
а— из радиально установленных пластин; б —из пла-
стин эвольвентной формы
ярма
Рис. 2.19. Прессовка стержней дере-
вянными планками и стержнями (а) и
стальными пластинами (б):
1 — стержень; 2 — цилиндр обмотки; 3 —
деревянные детали для прессовки; 4 —пла-
стина
Прессовка стержней магнитопроводов силовых трансформаторов мощностью
до 630 кВ • А производится путем установки между стержнем и обмоткой раскли-
нивающих деревянных планок н стержней (рис. 2.19, а). Прессовку стержней так-
же производят с помощью стальных пластин (из немагнитной стали) толщиной
3—6 мм, усиленных продольными ребрами жесткости (рис. 2.19,6).
В трансформаторах мощностью 1000 кВ*А и более стержни прессуют сталь-
ными ленточными бандажами или бандажами из стеклоленты, устанавливаемыми
по высоте стержня на расстоянии 12—24 см один от другого (рис. 2.20).
108
Прессовка ярм магнитопроводов трансформаторов мощностью до 630 кВ*А
производится ярмовыми балками, которые стягиваются шпильками, вынесенными
за пределы ярма (рис. 2.21,а). У более мощных трансформаторов ярма дополни-
тельно прессуются с помощью стальных полубандажей (рис. 2.21,6).
Рнс. 2.20. Прессовка стержней стальными бандажами (а) и банда-
жами из стеклоленты (б):
/ — стержень; 2 —стальная замковая пряжка; 3 — электрокартон; 4 —стальная
лента; 5 — пряжка нз изолирующего материала; 6 — стеклобандаж; 7 —сталь-
ная пластина
Рис. 2.21. Прессовка ярма внешними шпильками (а) и сталь-
ными полубандажами (б)
109
Магнитопровод со всеми узлами и деталями, служащими для
соединения его отдельных частей в единую конструкцию, назы-
вают остовом трансформатора (рис. 2.22).
При работе трансформатора металлические части остова под
действием электрического поля обмоток приобретают соответству-
ющие заряды. Так как электрический заряд отдельных частей
Рис. 2.22. Остов трехфазного трансформатора мощностью
25000 кВ*А класса напряжения 110 кВ
остова неодинаков, то между ними возникает разность потенциа-
лов, которая может вызвать разряды и в конечном счете вывести
трансформатор из строя. Поэтому все металлические части осто-
ва трансформатора должны быть надежно зазейлены.
§ 2.3. ОСОБЕННОСТИ ПРОЦЕССА
НАМАГНИЧИВАНИЯ
ТРЕХФАЗНЫХ ТРАНСФОРМАТОРОВ
При рассмотрении режима холостого хода однофазного транс-
форматора (см. § 1.2) было выяснено, что при синусоидальном
напряжении сети магнитный поток и ЭДС также синусоидальны,
а намагничивающий ток i0 вследствие нелинейности кривой на-
магничивания несинусоидален.
но
Искажение формы кривой тока i*o определяется наличием в
ней третьей, пятой и т. д. гармоник (рис. 2.23). Сильнее всего
сказывается влияние третьей гармоники, амплитуда которой в
отдельных конструкциях насыщенных магнитных системах транс-
форматоров может достигать 50—60% от амплитуды первой гар-
моники.
В дальнейшем при рассмотрении процесса намагничивания
трехфазных трансформаторов гармониками порядка выше тре-
тьей будем пренебрегать, поскольку они имеют относительно не-
большие значения и с практической точки
зрения особого интереса не представляют
В трехфазных трансформаторах первые
гармоники намагничивающего тока сдвину-
ты по фазе на 120°, а третьи гармоники
сдвинуты на 3-120°=360°, т. е. в каждый
момент времени совпадают по фазе. Это
приводит к тому, что третьи гармоники на-
магничивающего тока могут иметь место не
при всех схемах соединения обмоток трех-
фазных трансформаторов.
При соединении обмоток У/У или Z/У в
Рис. 2.23. Разложение
кривой намагничиваю-
щего тока на основ-
ную и высшие гармо-
ЦИКИ
намагничивающем токе третья гармоника
отсутствует, так как для нее нет проводя-
щего контура. При этом намагничивающий
ток синусоидален, а магнитный поток име-
ет несинусоидальную (уплощенную) форму
из-за третьей гармоники Фз (рис. 2.24).
В трехфазной группе однофазных трансформаторов и в трех-
фазном броневом трансформаторе поток Фз, как и поток Фь за-
Рис. 2.25. Кривая фазной
ЭДС в трехфазной группе
однофазных трансформа-
торов при соединении об-
моток У/У
Рис. 2.24. Построение кривой магнит-
ного потока при синусоидальном на-
магничивающем токе
111
мыкается по магнитопроводу, магнитное сопротивление которого
мало. В этом случае поток Фз может достигать 10—20% от Фь
а наводимые им в обмотках ЭДС третьей гармоники составят
30—60% от ЭДС первой гармоники. Это не только искажает кри-
вые фазных ЭДС первичной и вторичной обмоток, но и увеличи-
вает их амплитудное значение на 30—60% (рис. 2.25), вызывая
соответствующее возрастание напряженности электрического поля
в изоляции, понижая тем самым прочность последней. Одновре-
менно увеличивается на 5—17% и действующее значение фаз-
ных ЭДС.
В то же время, несмотря на существенное искажение фазных
ЭДС, линейные ЭДС остаются синусоидальными, поскольку в них
третьи гармоники отсутствуют.
В трехфазном бронестержневом трансформаторе поток Фз за-
мыкается по боковым ярмам магнитопровода, в каждом из кото-
рых значение потока третьей гармоники составит ЗФз/2.
В трехфазном трехстержневом трансформаторе поток Фз не
может замыкаться по магнитопроводу, поскольку во всех трех
стержнях он имеет одинаковое направление. В результате поток
Фз вынужден замыкаться через воздух или масло, конструктив-
ные детали и стенки бака трансформатора (рис. 2.26), встречая
на своем пути большое магнитное
сопротивление. Поэтому в этом слу-
чае поток Фз мал и обычно не пре-
вышает 5—7% от Фь вследствие че-
го кривые фазных ЭДС искажаются
незначительно. Однако, пульсируя с
частотой 3/1 и замыкаясь через стен-
ки бака и другие стальные детали,
поток Фз вызывает в них вихревые
токи, что может заметно увеличить
потери холостого хода трансформа-
тора и вызвать дополнительный на-
грев отдельных его частей.
Отметим, что при соединении об-
моток по схеме Ун/У или 7Н/У
третьи гармоники намагничивающе-
го тока замыкаются по нулевому
проводу, ток в котором iH=3io3- Следовательно, намагничивающий
ток в каждой фазе содержит третью гармонику, т. е. является
несинусоидальным, а магнитный поток и ЭДС — синусоидаль-
ными.
При соединении обмоток по схеме Д/У и Д/Z в намагничива-
ющем токе каждой фазы имеется третья гармоника и магнитный
поток и ЭДС практически синусоидальны. Это связано с тем, что
первичная обмотка, соединенная в треугольник, представляет со-
бой замкнутый контур, по которому беспрепятственно протекает
Рис. 2.26. Третьи гармонические
потоки в трехфазном стержневом
трансформаторе
112
намагничивающий ток третьей гармоники, поскольку он во всех
трех фазах направлен одинаково.
При соединении обмоток по схеме У/Д или Z/Д в намагничи-
вающем токе отсутствует третья гармоника, но магнитный поток
и фазные ЭДС, как и при соединении обмоток по схеме Д/У или
Д/Z, практически синусоидальны. Это объясняется тем, что во
вторичной обмотке, соединенной треугольником, третьи гармоники
фазных ЭДС направлены по контуру в одну сторону и создают
ток третьей гармоники, который практически компенсирует тре-
тью гармонику в магнитном потоке трансформатора.
§ 2.4. ПЕРЕХОДНЫЙ НАМАГНИЧИВАЮЩИЙ
ТОК ПРИ ВКЛЮЧЕНИИ ТРАНСФОРМАТОРА
При включении трансформатора в сеть может иметь место
кратковременный переходный процесс, при котором намагничива-
ющий ток резко возрастает, превышая в некоторых случаях но-
минальный ток трансформатора.
Рассмотрим процесс включения однофазного трансформатора
в сеть с синусоидальным напряжением при разомкнутой вторич-
ной обмотке.
В этом случае уравнение напряжения первичной обмотки име-
ет вид
= sin (ш/4-ЦГ0)=да*4-/0Г1, (2.1)
at
где То — угол, определяющий мгновенное значение напряжения
в момент включения трансформатора.
Уравнение (2.1) нелинейно, так как зависимость Ф=/(70) не-
линейна. Это позволяет решать (2.1) только приближенно. Для
этого сделаем допущение, что зависимость Ф=/(«о) линейна, т. е.
(2.2)
где Li — индуктивность, соответствующая всему потоку, сцеплен-
ному с первичной обмоткой.
Решая (2.2) относительно /0 и подставляя в (2.1), получим
-^51пИ+Т0)=-^-+-^-Ф. (2.3)
at Lx
Решение (2.3) имеет вид
Ф = Фу-|-Фс= Фт cos (<о/Т0)-|-Фп, cos ± Фосте-(г,/д,)<,
(2.4)
где Фу = Фтз1п((о/+То—л/2) =—Фтсоз((о/+То) — магнитный * по-
ток, соответствующий установившемуся режиму и отстающий от
напряжения сети на угол л/2; Фс=Фтсоэ Чгое_('‘‘/£’,/ —магнит-
ный поток, соответствующий переходному (свободному) режиму;
113
Фост — поток остаточного магнетизма в момент включения транс-
форматора в сеть (/=0).
Анализируя (2.4), можно сделать следующие выводы:
1) наиболее благоприятные условия включения трансформато-
ра в сеть будут при прохождении напряжения сети через макси-
мальное значение, т. е. ^о—п/2 при ФОСт=0. В этом случае
Ф= — om(cos«)/-|-n/2)=Omsin®/, (2.5)
т. е. переходный поток отсутствует, магнитный поток изменяется
по синусоидальному закону и необходимый намагничивающий
ток трансформатора практически 'устанавливается с момента
включения;
2) наиболее неблагоприятные условия включения трансфор-
матора в сеть будут при прохождении напряжения сети через
нулевое значение, т. е. 4^0=0, и когда поток Фос.т противополо-
жен по знаку потоку Фу. В этом случае
Ф=—Фт cos 4- Фте<-Г«/Д* +ФОсте<-г>/д>,/, (2.6)
т. е. имеет место переходный процесс (рис. 2.27, а), во время
которого поток Ф достигает максимального значения практиче-
ски через полпериода после включения (ш/«л).
В силовых трансформаторах riCoLi и Фост = (0,2-«-0,3) Фу.
Наибольшее значение потока Ф при составит
Фнаиб=(2,2-5-2,3)Фт. (2.7)
Намагничивающий ток, необходимый для создания такого по-
тока, можно определить по кривой намагничивания (рис.
Рис. 2.27. Переходный процесс при включении трансформатора
2.27, б). Увеличение магнитного потока более чем в два раза при-
ведет к многократному увеличению намагничивающего тока, ко-
торый может превысить в 4—6 раз номинальный ток трансфор-
матора. Из-за своей кратковременности этот ток опасности для
обмоток трансформатора не представляет, но должен быть учтен
при настройке релейной защиты.
114
При включении трехфазных трансформаторов следует всегда
ожидать бросков намагничивающих токов, так как всегда будет
фаза, напряжение которой в момент включения близко к нулю.
§ 2.5. РАСЧЕТ МАГНИТНОЙ ЦЕПИ
ТРАНСФОРМАТОРА
При проектировании трансформатора для определения тока
холостого хода и параметров намагничивающего контура схемы
замещения приходится произво-
дить расчет его магнитной цепи,
что позволяет найти зависимость
между основным магнитным пото-
ком и намагничивающим током
трансформатора.
Расчет магнитной цепи транс-
форматора проводится на основе
закона полного тока, в соответст-
вии с которым <jj Hdl=iQW\.
Для однофазного трансформа-
тора МДС первичной обмотки
Fo== У 2IoPWi, необходимая для
создания в магнитопроводе потока
а)
Рис. 2.28. Магнитные цепи однофазно-
го (а) и трехфазного (б) трансфор-
маторов
(рис. 2.28,а), определяется из
уравнения
/2/ор®,=2/7Л + 2НЯ1Я + Н.п 43, (2.8)
где Нс, Ня, Нб — напряженности поля соответственно в стержне,
ярме и зазоре; 1С, 1Я — средняя длина соответствующего участка
стержня и ярма магнитопровода; б — немагнитный зазор между
пластинами стержня и ярма (для шихтованных магнитопроводов
6 = 0,0350,05 мм); п. — число немагнитных зазоров между стер-
жнями и ярмами магнитопровода (для однофазных пв=4; для
трехфазных пв=7).
Напряженности поля Нс и Ня определяются по кривой намаг-
ничивания для стали, из которой изготовлен магнитопровод, а
значение индукции в стержне и ярме рассчитывают по формуле
D _
где 77с и Ля — площади сечения и ярма.
Напряженность Н. в немагнитном зазоре магнитопровода рас-
считывают, исходя из индукции В. и магнитной проницаемости
ц.«. Обычно принимают В.=ВС, а цв = Цо=4л1О“7 Гн/м.
Решая (2.8) относительно /ор, получим
_ 2НС1С + 2НЯ1Я + Htnti
/о₽_
115
В трехфазном трансформаторе (рис. 2.28, б) сначала опреде-
ляют ток /оР для крайних фаз с учетом того, что пв“3:
'Ор.кр-
а затем для средней фазы (Ч=»1)
У°’”с₽~ 1/2ю1
Расчетное значение /Ор принимают равным среднему арифметиче-
скому:
г____2/ Ор.кр + I Ор.ср
/ор- £ •
Следует отметить, что ток /Ор можно определить и по реактив-
ной мощности Qo=w^n>Zop, необходимой для намагничивания
трансформатора. Намагничивающая мощность трансформатора
рассчитывается по формуле
Qp=S<7CTGCT-f- t,
где ?ст и — соответственно удельные намагничивающие мощ-
ности стали и немагнитного зазора; GCT— масса стали участка
магнитопровода с постоянной удельной намагничивающей мощ-
ностью; Пб — площадь зазора.
Ток Zoa определяется как
Z 0а= PoKmU 1ф)>
где Рои2рстбст — потери холостого хода трансформатора, опре-
деленные по удельным потерям и массе стали для каждого
участка магнитопровода.
Ток холостого хода
/ = 1//2 4-/2
у0= V '0а“Г70р.
Параметры намагничивающего контура схемы замещения
^o=^i<j>/^o’ ro~ Po/tm/fy — го.
Вопросы для самоконтроля
1. Какие материалы используются для изготовления магиитопроводов транс-
форматоров?
2. Нарисуйте магнитопроводы трехфазного стержневого, трехфазного груп-
пового н трехфазного бронестержневого трансформаторов.
3. Как влияет схема соединения обмоток трехфазного трансформатора на
процессы намагничивания его магнитопровода?
4. Как замыкается третья гармоника магнитного потока в трехфазном трех-
стержневом трансформаторе?
5. В каком случае следует ожидать наибольшего броска токй Холостого хода
при включении трансформатора в сеть?
не
3
Обмотки
трансформаторов
Обмотки являются важнейшим элементом трансформатора.
Стоимость материалов, затрачиваемых на изготовление обмоток,
и их укладки составляет примерно 50% стоимости трансформа-
тора. Срок службы трансформатора почти всегда определяется
сроком службы его обмоток, которые работают в тяжелых усло-
виях и должны иметь необходимую электрическую, механическую
и термическую прочность.
Особое внимание при конструировании обмоток должно быть
обращено на обеспечение хорошей изоляции, а также на техноло-
гичность обмотки.
§ 3.1. ТИПЫ И КОНСТРУКЦИИ ОБМОТОК
Конструкции обмоток трансформаторов могут существенно
различаться в зависимости от мощности и напряжения. Опреде-
ляющими конструктивное исполнение обмотки являются число
витков, сечение витка и класс напряжения.
Классом напряжения обмотки трансформатора называют ее
длительно допустимое рабочее напряжение. Класс совпадает с
номинальным напряжением электрической сети, в которую обмот-
ка включается. Каждому классу напряжения соответствуют опре-
деленные испытательные переменные напряжения при промыш-
ленной частоте и импульсные. Классом напряжения трансформа-
тора считают класс напряжения обмотки ВН.
По расположению на стержне обмотки подразделяют на кон-
центрические (рис. 3.1, а) и чередующиеся (рис. 3.1, б).
Основным элементом каждой обмотки является виток, кото-
рый состоит из одного или нескольких параллельных проводни-
ков. Совокупность витков, соединенных последовательно, образует
117
катушку. Обмотка может состоять из одной или нескольких кату-
шек. Витки, вплотную намотанные на цилиндрической поверхно-
сти, образуют слой.
Направление магнитных силовых линий, создаваемых МДС
Рис. 3.1. Конструкция обмоток:
а — концентрические; б — чередующиеся
По конструктивно-технологическим
обмоток, как и направле-
ние ЭДС, индуцированной
в катушке при изменении
магнитного потока, зави-
сит от направления на-
мотки ее витков. Катушки
называют «правыми»,
если обход вдоль витков
совершается по часовой
стрелке, и «левыми», если
обход идет против часовой
стрелки (по аналогии с
обозначением резьбы вин-
та) (рис. 3.2).
По соображениям
удобства изготовления
большинство обмоток
трансформаторов выпол-
няют с левой намоткой,
признакам обмотки под-
разделяют на следующие основные типы.
1. Цилиндрические одно- и многослойные обмотки из прямо-
угольного и круглого провода.
а) Одно- и двухслойные цилиндрические обмотки из прямо-
угольного провода (рис. 3.3) применяют в качестве обмоток НН
при номинальных токах до 800 А. Витки каждого слоя наматы-
вают по винтовой линии вплотную друг к другу; виток состоит
Рис. 3.2. Обмотки левой и правой намотки:
а —двойные катушкн катушечной обмотки; б цилиндрическая однослой-
ная; б — цилиндрическая многослойная ‘
118
либо кабельная бумага,
Рис. 3.3. Цилиндрические обмотки
из прямоугольного провода:
а — однослойная (из восьми витков);
б — двухслойная
из одного или нескольких параллельных проводов, которые укла-
дывают плашмя или на ребро. Обычно применяют до 4—6 па-
раллельных проводов, как правило, одинакового сечения и раз-
меров.
Междуслойной изоляцией служи
либо между слоями выполняется ка-
нал, который по условиям охлажде-
ния может иметь размер не менее
4 мм.
Крайние витки обмотки, идущие
по винтовой линии, лежат в плоско-
сти, расположенной под углом к оси.
Для выравнивания торцевых поверх-
ностей к крайним виткам приматы-
вают изоляционные кольцевые
клинья.
Цилиндрические обмотки из пря-
моугольного провода просты в про-
изводстве, однако недостаточно ус-
тойчивы к воздействию осевых сил
короткого замыкания, так как ра-
диальный размер слоя невелик.
б) Многослойные цилиндриче-
ские обмотки выполняют из проводов круглого сечения и приме-
няют в основном в качестве обмоток ВН (до 35 кВ). Первый слой
обмотки наматывают на бумажно-бакелитовый цилиндр, между
слоями прокладывают изоляцию из кабельной или телефонной бу-
маги (рис. 3.4). Для увеличения поверхности охлаждения обмотку
выполняют из двух катушек, разделенных вертикальным каналом.
В случае применения многослойной цилиндрической обмотки
в качестве обмотки ВН витки, предназначенные для регулирова-
ния напряжения, располагают в наружном слое обмотки или при
большом числе слоев в двух наружных слоях. Регулировочные
ответвления часто выполняют путем вывода петли обмоточного
провода без его обрыва (рис. 3.4).
В масляных трансформаторах классов напряжения 10—35 кВ
мощностью от 1000 кВ-А и выше в качестве обмотки ВН (в не-
которых случаях НН) применяется многослойная цилиндрическая
обмотка из прямоугольного провода (рис. 3.4, в).
Обмотки этого типа получают широкое распространение для
напряжений НО кВ и выше. При больших токах наматывают
обмотку из транспонированного провода (см. § 3.3). Вертикаль-
ные слои обмотки отделены друг от друга изоляционными цилин-
драми с отогнутыми краями. Цилиндры выполняют жесткими из
электрокартона или другого изоляционного материала. Возмож-
но применение цилиндров, намотанных из большого числа листов
U9
тонкой бумаги. При использовании специальных экранов такие
обмотки обеспечивают равномерное распределение напряжения
при перенапряжениях (см. гл. 4).
Рис. 3.4. Многослойные цилиндрические обмотки:
а —. из круглого провода с осевым охлаждающим каналом; б — изоляция в торцевой
части обмотки; в —обмотка из прямоугольного провода
в) Катушечные многослойные цилиндрические обмотки разде-
лены по высоте на отдельные многослойные катушки, намотан-
ные из круглого провода. Между катушками устанавливают шай-
бы или горизонтальные прокладки, образующие охлаждающие
каналы (рис. 3.5). Катушки наматывают на бумажно-бакелито-
Рис. 3.5. Катушечная ци-
линдрическая обмотка
Рис. 3.6. Двухвитковая
обмотка ИЗ'листовой ме-
ди
120
Рис. 3.7. Винтовые обмотки:
а — одноходовая обмотка из четырех проводов в витке; б — двухходовая
обмотка; в —схема транспозиций в одноходовой обмотке; г —равномерно
распределенная транспозиция; д — общий вид одноходовой обмотки
вый цилиндр или на рейки из электрокартона, наклеенные на
цилиндр. Рейки образуют вертикальные охлаждающие каналы.
г) Шинные и листовые обмотки являются разновидностью ци-
линдрических слоевых обмоток. Они широко используются в ка-
честве обмоток НН трансформаторов, предназначенных для пита-
ния электрических печей. Обмотки выполняют с числом витков
1—2. Такие обмотки рассчитаны на большие значения токов (до
сотен кА).
На рис. 3.6 представлена двухвитковая обмотка, выполненная
из листовой меди. Канал между внутренним и наружным витка-
ми обеспечивается установкой реек из гетинакса, стеклотекстоли-
та или другого электроизоляционного материала.
2. Винтовые одно- и многоходовые обмотки выполняют из не-
скольких параллельных прямоугольных проводов (рис. 3.7). Вит-
ки обмотки укладывают по винтовой линии, имеющей один или
несколько ходов. Каждый ход может иметь от 4 до 20 парал-
лельных проводов, намотанных плашмя. Между витками и парал-
лельными ветвями (ходами) выполняют масляные каналы. При
относительно большом числе витков применяют винтовую обмот-
ку с каналами через один виток, если это допустимо по условиям
охлаждения.
Винтовую обмотку наматывают на рейках, установленных на
бумажно-бакелитовом цилиндре, либо на временном стальном
цилиндре-шаблоне.
Так как параллельные провода винтовой обмотки, расположен-
ные концентрично, находятся на разном расстоянии от оси обмот-
ки, то они имеют разную длину. Это приводит к различию актив-
ных сопротивлений проводов. Разное положение параллельных
проводов в магнитном поле рассеяния приводит к неравенству их
индуктивных сопротивлений. Для равномерного распределения
тока между параллельными проводами и уменьшения добавоч-
ных потерь винтовые обмотки выполняют с перекладкой (транс-
позицией) проводов, образующих один виток (см. гл. 5). При вы-
полнении транспозиций стремятся, чтобы каждый проводник
занимал попеременно все положения, возможные в пределах од-
ного витка: в одноходовой обмотке делают одну общую (стан-
дартную) и две групповые (специальные) перестановки; в двух-
и четырехзаходных обмотках применяют полную равномерно рас-
пределенную транспозицию (рис. 3.7, в, г). На рис. 3.7, д
представлен общий вид одноходовой обмотки: перестановка про-
водов выполнена в местах «разрыва» обмотки.
Винтовые обмотки применяют в качестве обмоток НН при
токе более 300 А, они могут иметь от 4 до 20 (и более) парал-
лельных проводов. Обмотки имеют значительную опорную поверх-
ность и обладают достаточной электродинамической стойкостью.
3. Непрерывные катушечные обмотки состоят из последова-
тельно соединенных дисковых катушек, намотанных* По спирали
122
непрерывно, т. е. без обрыва провода между отдельными катуш-
ками.
Непрерывные катушечные обмотки используются в качестве
обмоток ВН и НН ввиду их большой механической прочности и
надежности.
Между катушками выполняют каналы для охлаждения (рис.
3.8, а). При выполнении обмотки из двух (и более) параллель-
ных проводников провода при переходе из катушки в катушку
меняют местами, выполняя транспозицию.
Число катушек непрерывной обмотки, за очень редким исклю-
чением, четное. Начало и конец обмотки при этом размещены
либо оба снаружи, либо оба внутри обмотки (рис. 3.8, б, в). Не-
Рис. 3.8. Непрерывная обмотка:
а —общий вид; б, в — расположение концов непрерывной обмотки при чет*
ном числе катушек
четное число катушек применяют только в тех случаях, когда
необходимо вывести один конец снаружи, а другой — внутри об-
мотки.
В тех случаях, когда затруднительно выполнить обмотку не-
прерывной (по условиям сборки или изоляции обмоток), приме-
няется дисковая обмотка, собираемая из комплекта отдельно
намотанных двойных катушек. Обмотку выполняют дисковой, если
123
ее катушки имеют дополнительную изоляцию, общую для всех
витков катушки.
Витки, служащие для, регулирования напряжения в обмотках
ВН, необходимо располагать в отдельных катушках так, чтобы
регулировочные ответвления выполнялись на переходах между
катушками, а не от средних витков. Также в отдельных катуш-
ках размещают входные витки с усиленной изоляцией, которая
может быть выполнена в виде усиленной изоляции провода или
изолированием всей катушки лентой из кабельной бумаги или
лакоткани.
При размещении витков обмотки в катушке необходимо, чтобы
радиальные размеры катушек различных типов были близки по
размерам. Если этого нельзя достичь простым перемещением
витков в катушках, то можно производить выравнивание радиаль-
ного размера путем прокладки (вматывания) между витками
полосок электроизоляционного картона.
В трансформаторах классов напряжения 220 кВ и выше в
последние годы применяют переплетенные обмотки. Схема сое-
динения витков переплетенных обмоток представлена на рис. 3.9.
Переплетенные непре-
рывные обмотки обладают
рядом преимуществ перед
обычными непрерывными. В
процессе их намотки обес-
печивается переплетение
витков соседних катушек,
что приводит к равномерно-
му емкостному распределе-
нию напряжения (см. гл. 4).
Намотка такой обмотки ана-
логична непрерывной. На-
мотка осуществляется дву-
мя проводами. За каждый
оборот наматывают одно-
временно по два витка. Бо-
лее подробно процесс на-
мотки обмоток этого типа рассмотрен в § 3.4.
4. Обмотки из фольги (ленты). В последние годы для изго-
товления обмоток используется алюминиевая фольга (лента).
Использование в трансформаторостроении алюминия вместо дефи-
цитной меди достаточно известно. Однако такая замена сопряже-
на с увеличением габаритов трансформатора из-за большего, чем
у меди, удельного сопротивления алюминия.
Изготовление же обмоток из алюминиевой фольги позволило
оставить габариты обмоток практически без изменения. Кроме
того, обмотки из фольги обладают определенными преимущества-
ми перед обмотками из медного провода: улучшается охлажде-
124
Рис. 3.9. Схема устройства переплетенной*
обмотки:
/, // — переплетенные катушки; /, 2—12 — витки
катушки /; 13, 14—24 — витки катушки //
ние обмотки благодаря более равномерному распределению тем-
пературы по всему сечению катушки; уменьшаются осевые усилия
при коротком замыкании, так как обеспечивается сбалансирован-
ность МДС обмоток по высоте. За счет выравнивания межвит-
ковых емкостей вдоль обмотки увеличивается ее стойкость к
импульсным перенапряжениям (см. гл. 4). Использование алюми-
ниевой фольги позволяет обеспечить возможность механизирован-
ного процесса намотки обмоток.
В настоящее время приняты следующие конструктивные ис-
полнения обмоток из фольги:
однокатушечная слоевая обмотка, применяемая в качестве
обмотки НН, с шириной фольги, равной высоте катушки. Конст-
рукция обеспечивает максимальное заполнение окна магнитопро-
вода; обмотка имеет минимальное число отводов и межкатушеч-
ных соединений и наименьшую трудоемкость изготовления;
многокатушечная слоевая, применяемая в качестве обмотки
ВН; обычно обмотка состоит из четырех или шести катушек, раз-
деленных каналами.
Иногда применяют комбинированные конструкции: обмотка
НН — однокатушечная из фольги, а ВН — слоевая или катушеч-
ная из медного или алюминиевого провода.
С использованием алюминиевой фольги в качестве материала
для обмоток НН и ВН разработаны новые серии трансформато-
ров мощностью до 250 кВ*А. Выпуск этих серий осваивается на
трансформаторных заводах.
$ 3.2. ОСНОВНЫЕ ИЗОЛЯЦИОННЫЕ УЗЛЫ
И ДЕТАЛИ
Конструкция изоляций трансформаторов (см. гл. 4) выполня-
ется различно в зависимости от мощности, класса напряжения,
способа регулирования напряжения и ряда других специфических
особенностей. Однако для большинства трансформаторов типовые
конструктивные элементы изоляции одинаковы.
На примере трансформатора мощностью 1600 кВ* А (рис. 3.10)
рассмотрим основные детали изоляции: цилиндры, рейки, дистан-
ционные прокладки, шайбы, опорные кольца.
Основное назначение изоляционных цилиндров 7 и 19 — соз-
дание изоляционного барьера между обмотками или между обмот-
ками и магнитопроводом.
Цилиндр может быть жестким (бумажно-бакелитовым), явля-
ясь как бы каркасом обмотки, или мягким из листов электроизо-
ляционного картона, которые наматываются на стержень или
насаженную на стержень обмотку в процессе сборки трансфор-
матора.
Рейки 6, 20 имеют двойное назначение: они образуют верти-
кальные каналы между цилиндром и витками обмотки, на них
126
Рис. 3.10. Размещение обмоток и изо-
ляции трансформатора мощностью
1600 кВ-A класса напряжения 35 кВ:
/ — уравнительная изоляция; 2, 10 — ниж-
ний и верхний отводы обмотки НН; 3, Р —
нижняя и верхняя ярмовая изоляция; 4,
8 — нижнее и верхнее опорные кольца об-
мотки ВН; 5, 21 —- обмотки ВН и НН;
6 — опорный клин (рейка) обмотки ВН;
7, /Р —цилиндры; // — бумажная изоля-
ция верхнего отвода НН; /2 —лента за-
земляющая прессующего кольца; 13 — прес-
сующий винт; 14 — ярмовая балка; 15, 16—
стальной и изоляционный стаканы; 17 —
размещены дистанционные про-
кладки. В соответствии с этим
рейки имеют вид, представлен-
ный на рис. 3.11, г.
Дистанционные прокладки
(рис. 3.11, ж) служат для созда-
ния горизонтальных каналов меж-
ду витками или катушками об-
мотки. Прокладки создают опор-
ную поверхность, через которую
передаются осевые усилия, воз-
действующие на обмотки транс-
форматора. Они воспринимают
значительную механическую на-
грузку, особенно при коротких
замыканиях. Каждую прокладку
набирают из нескольких пластин
толщиной 0,5—3,0 мм до нужной
толщины. Чтобы связать рейки с
прокладками, в катушечных про-
кладках проштамповывают про-
сечки. Этими просечками про-
кладки надеваются на крайнюю
широкую полосу рейки при на-
мотке или сборке обмотки на
стержень. Широко применяют
прокладки с двумя просечками,
позволяющими выполнить допол-
нительное крепление прокладок
наружными рейками («прошив-
ку» обмоток).
В обмотках некоторых типов
(чередующихся или наматывае-
мых отдельными катушками)
применение реек оказывается не-
удобным. В этом случае приме-
няются так называемые замко-
иРижн^ю^ГорныеЛЬкЦольца\бмо7кГ?4нГ^ вые межкатушечные прокладки
клин (рейка); 22 —прокладки между ка- (риС. 3.12). ОсвВОИ КЭНЭЛ МвЖДу
тушками обмоткой и цилиндром образует-
ся специальными прокладками со сквозной просечкой 1. Эти про-
кладки и прокладки, образующие межкатушечные радиальные
каналы 2, прошиваются полоской картона 3, отгибаемой в межка-
тушечный канал. Такие замковые прокладки применяются в обмот-
ках, наматываемых на станке сразу на весь стержень или отдель-
ными дисками для последующей сборки на стержне.
126
4
Рис. 3.11. Детали изоляции силовых трансформаторов:
а» б — электрокартонная в деревянная уравнительная изоляции; в — угловая шайба: г —
клин (рейка); д —двойная прокладка; е —опорное кольцо; ж —прокладка между катуш*
ками; з — барьер; и —ярмовая изоляция; к, л— верхняя и нижняя ярмовая изоля-
ция с междуфазнымн перегородками; / — шайба из листового влектрокартона; 2, 7 —про-
кладки из прессованного влектрокартона; 3, 5 —деревянные детали; 4 — отверстия для
прессующих шпилек; 6 — сегмент ярмовой изоляции; 8 — междуфазная перегородка
Шайбы применяют в обмотках как детали концевой изоляции
или вместо прокладок между катушками. На рис. 3.13 каналы
между катушками чередуются с шайбами из электроизоляцион-
ного картона 1; для возможности установки при намотке шайбы
делают разрезными.
Концевая изоляция обмоток — один из элементов главной изо-
ляции (см. § 4.2) — служит для изоляции торцевых частей обмо-
ток от ярма, ярмовых балок и стальных прессующих колец.
В концевую изоляцию входит уравнительная и ярмовая изоляция.
Рис. 3.12. Обмотки с замковыми Рис. 3.13. Межкату-
прокладками без реек шечная изоляция
Ярмовая изоляция 3, 9 (см. рис. 3.10) изолирует обмотки от
ярм магнитной системы. Ярмовая изоляция трансформаторов 6—
ПО кВ представляет собой шайбу из электроизоляционного кар-
тона толщиной 2—3 мм с приклепанными или приклеенными к
ней с обеих сторон прокладками. Прокладки образуют каналы
для охлаждения ярма и прохода масла к обмоткам. Число и рас-
положение прокладок ярмовой изоляции соответствуют числу и
расположению прокладок в обмотке. Для прохода концов внут-
ренней обмотки в шайбах ярмовой изоляции делают соответству-
ющие вырезы, а в более мощных трансформаторах для облегче-
ния сборки шайбу делают разрезной с вынимающимся сектором
в зоне концов (см. рис. 3.11, и).
Уравнительная изоляция служит для выравнивания обращен-
ной к обмоткам полки ярмовой балки с плоскостью ярма. В рас-
сматриваемом случае она выполнена из дерева (бук) (см. рис.
3.11, б). В трансформаторах мощностью более 4000 кВ-А приме-
няют уравнительную изоляцию из электроизоляционного карто-
на, ее выполняют в виде сегментов или полуколец с наклепанны-
ми прокладками (см. рис. 3.11, а).
В трансформаторах небольшой мощности (до 250 кВ-А) и
напряжением до 15 кВ размеры изоляционного промежутка от
128
обмоток до ярма и смещение ярмовой балки относительно ярма
невелики. Концевая изоляция может быть выполнена в виде дере-
вянных* подкладок или деталей из электрокартона достаточно
простой формы, как бы совмещающих в себе ярмовую и уравни-
тельную изоляцию (рис. 3.14).
Рис. 3.14. Размещение обмоток и изо-
ляции трансформатора мощностью
160 кВ*А класса напряжения 6 кВ
Элементом изоляции обмоток является угловая шайба (см.
рис. 3.11, в) — кольцевой Г-образный барьер, охватывающий край
обмотки. Цилиндрическая и горизонтальная части угловой шай-
бы затрудняют развитие электрического пробоя как в радиаль-
ном направлении, так и в сторону ярма.
В настоящее время освоено производство угловых шайб из
мягкого электроизоляционного картона методом формования и
литья из целлюлозы.
§ 3.3. ПРОВОДНИКОВЫЕ
И ЭЛЕКТРОИЗОЛЯЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ
В качестве проводниковых материалов в трансформаторах
применяют медь и алюминий.
Красная электротехническая медь отличается высокой чисто-
той и качеством; удельное электрическое сопротивление состав-
ляет 0,0175 мкОм-м при 20 °C. Проволоку из мягкой (отожже-
ной) меди ПММ применяют для изготовления обмоточных про-
водов, из твердой ПМТ — для токопроводящих стержней, шин,
прутков и проводов с большой механической прочностью.
Алюминий обладает несколько худшими свойствами в отно-
шении электропроводности и механической прочности. Удельное
электрическое сопротивление алюминия 0,029 мкОм-м при 20°C,
т. е. в 1,65 раза больше сопротивления меди. Однако сравнитель-
ная дешевизна, малая плотность и сравнительно низкое сопротив-
ление позволяет широко применять алюминий при изготовлении
трансформаторов.
При изготовлении обмоток применяют провода круглого и пря-
моугольного сечения различных марок: ПБ, ПБУ, АПБ, АПБУ,
ПБД, АПБД, ПЭЛ, ПСД и др. Буквенные обозначения расшиф-
ровываются следующим образом: П — медный провод; Б — изо-
5-1468 129
лированный лентами кабельной или телефонной бумаги; БУ —
изолированный лентами высоковольтной кабельной бумаги; АП —
алюминиевый провод; БД — изолированный двумя слоями нитей
из хлопчатобумажной пряжи; ЭЛ — эмалированный, лакостой-
кий; СД — изолированный двумя слоями стеклянного волокна,
пропитанного лаком. Провод марки ПСД используют для обмо-
ток сухих трансформаторов; остальных марок — для изготовле-
ния обмоток масляных трансформаторов.
По нагревостойкости изоляции в пропитанном состоянии про-
вода указанных марок, кроме ПСД, относят к классу А, а провод
ПСД — к классу В или F (в зависимости от пропиточных лаков);
более подробно о классах нагревостойкости сказано ниже.
Для изготовления отводов применяют гибкие медные провода
круглого сечения марки ПБОТ с бумажной изоляцией, медные
шины и прутки. Провода ПБОТ состоят из тонких медных про-
водов, изолированных большим числом слоев кабельной бумаги,
они выпускаются сечением от 16 до 400 мм2 и более.
В настоящее время при намотке обмоток с большим числом
проводов в витке часто используют медные подразделенные про-
вода марки ПБП и транспонированные ПТБ, что позволяет повы-
сить качество обмоток и значительно снизить добавочные потери
(см. гл. 5).
Подразделенный провод ПБП (рис. 3.15, а) состоит из не-
скольких проводов ПБ, уложенных параллельно друг на друга
а)
в)
Рис. 3.15. Специальные провода:
а — транспонированный марки ПТБ; б — подразделенный
марки ПБП (двух* и трехжильный); в — подразделенный
транспонированный
широкой стороной и изолированных лентами обыкновенной или
многослойной кабельной бумаги до номинальной удвоенной тол-
щины изоляции 0,96 мм (на две стороны).
Транспонированный провод ПТБ состоит из большого числа
элементарных эмалированных проводников небольшого сечения,
уложенных в два ряда. Проводники на протяжении всей длины
непрерывно (по одному) переходят из одного ряда в другой.
Между рядами уложена изоляционная прокладка из кабельной
бумаги толщиной 0,12 мм, а все сгруппированные и переплетен-
ные таким образом элементарные проводники изолированы ка-
бельной бумагой до номинальной удвоенной толщины изоляции
130
0,96 мм (рис. 3.15, б, в). При использовании такого провода все
проводники на любом участке обмотки имеют одинаковую длину,
что позволяет не выполнять транспозиции и таким образом ис-
ключить трудоемкие технологические операции.
Выпускаются также транспонированные провода марки
ПТБУ с изоляцией из высоковольтной кабельной (уплотненной)
бумаги.
Число проводников в транспонированном проводе должно
быть нечетным и составляет обычно от 5 до 23 проводников.
Удвоенная номинальная толщина общей изоляции провода 0,72—
1,92 мм; для проводов марки ПТБУ она составляет 2,0—2,96 мм.
Круглый медный провод марки ПЭЛ изготовляют диаметром
0,38—1,16 мм; общая номинальная толщина удвоенной изоляции
(на две стороны) 0,17—0,22 мм.
Номинальные диаметры медной круглой проволоки марки ПБ,
применяемой при изготовлении обмоток трансформаторов, 1,2—
5,2 мм. Прямоугольный провод имеет следующие размеры сече-
ния: меньшая сторона — 0,8—5,6 мм, большая сторона — 2,0—
18,0 мм. В силовых трансформаторах в основном применяется
провод с размерами: меньшим — от 1,4 до 5,6 мм; большим —
от 3,75 до 15,0 мм с сечением 5,035—83,14 мм2. Удвоенная номи-
нальная толщина изоляции круглого провода 0,22—5,76 мм; пря-
моугольного— 0,27—1,92 мм.
Для проводов марки ПБУ предусмотрены размеры сечения:
меньший — от 1,8 до 5,6 мм и больший — от 6,7 до 19,5 мм; удво-
енная номинальная толщина изоляции 2,00—4,4 мм.
Алюминиевый обмоточный провод круглого и прямоугольного
сечения имеет номинальную удвоенную толщину изоляции, как у
медного провода. Диаметр круглого провода 1,35—8,0 мм; прямо-
угольный провод имеет размеры: меньший — от 1,81 до 7,0 мм; боль-
ший— от 4,1 до 22,0 мм.
Электроизоляционные материалы служат для изоляции токове-
дущих частей, находящихся под разными потенциалами друг от дру-
га и заземленных частей.
Изоляция трансформатора в процессе эксплуатации подвергает-
ся воздействиям различного характера (электрическим, механиче-
ским, тепловым, физико-химическим) и должна без повреждений
выдерживать эти воздействия. Совокупность разнообразных требо-
ваний, предъявляемых к изоляции, привела к тому, что в трансфор-
маторах используют сравнительно ограниченное число из многооб-
разных электроизоляционных материалов. Используемые материа-
лы не требуют сложной технологической обработки и достаточно
дешевы, что при большом объеме выпускаемого трансформаторного
оборудования немаловажно.
Электроизоляционные материалы, как известно, по нагревостой-
кости подразделяют на семь классов: Y, A, F, В, Е, Н, С. Для каж-
дого класса установлена предельно допустимая температура, при
5* 131
Таблица 3.1
Характеристика материалов по нагревостойкости
Класс взоляцин Предельно допустимая температура при длительной работе, °C Краткая характеристика основных электроизоляционных материалов
Y 80 Волокнистые материалы из целлюлозы, хлопка и натурального шелка, не пропитанные и не погру- женные в жидкий электроизоляционный материал
А 105 Волокнистые материалы из целлюлозы, хлопка или натурального, искусственного и синтетического шелка в рабочем состоянии, пропитанные или по- груженные в жидкий электроизоляционный мате- риал Синтетические органические материалы (пленки, волокна, смолы, компаунды и др.) Материалы на основе слюды (в том числе на органических подложках), асбеста и стекловолок- на, применяемые с органическими связующими и пропитывающими составами, пластмассы с неорга- ническим наполнителем; слоистые пластики на основе стекловолокна и асбестовых материалов
Е 120
В 130
F 155 Материалы на основе слюды, асбеста и стекло- волокна, применяемые в сочетании с синтетически- ми связующими и пропитывающими составами.
Н 180 Материалы на основе слюды, асбеста и стекло- волокна, применяемые в сочетании с кремнийорга- ническими связующими и пропитывающими соста- вами, кремнийорганические эластомеры Слюда, керамические материалы, стекло, кварц или их комбинации, применяемые без связующих или с неорганическими и элементоорганическими связующими составами. Температура применения этих материалов определяется их физическими, химическими и электрическими свойствами
С Свыше 180
которой материал может длительно работать. Характеристика мате-
риалов приведены в табл. 3.1. Большинство изоляционных материа-
лов, применяемых в масляных трансформаторах, относится к клас-
су А.
Для изоляции обмоточных проводов и отводов, а также межслое-
вой изоляции обмоток и других устройств применяют различные
электроизоляционные бумаги, изготовленные из химически обрабо-
танной древесной целлюлозы на специальных бумагоделательных
машинах. Помимо определенных требований в отношении диэлек-
трической проницаемости, угла диэлектрических потерь и электри-
ческой прочности одной из важных характеристик бумаг является
стойкость их к старению под воздействием температуры, влаги, кис-
лорода и каталитического воздействия металлов в масле. В мировой
практике известно использование изоляционных бумаг и картона,
132
параметры которых улучшены специальной обработкой, вследствие
чего температура на поверхности проводникового материала может
быть повышена на 15—20°С сверх допустимой для обычной изоля-
ционной бумаги. Применение нагревостойких бумаг для витковой
изоляции обмоток позволяет повысить нагрузочную способность
трансформаторов на 15—20% при сохранении электрических харак-
теристик.
Из изоляционных бумаг применяют электроизоляционную транс-
форматорную бумагу (вместо ранее используемой кабельной) ма-
рок Т-080, Т-120, ТМ-120, ТМП-120, ТВ-120, ТВУ-080 толщиной 80
и 120 мкм. Буквы в обозначениях марки означают: Т — трансформа-
торная обычная, В — высоковольтная, М — многослойная, П—уп-
рочненная, У — уплотненная. Выбор марки бумаги зависит от класса
напряжения трансформатора. Бумага поставляется на заводы в
рулонах шириной 500—1000 мм. Электрическая прочность сухой
трансформаторной бумаги составляет 6—9 кВ/мм, пропитанной в
сухом трансформаторном масле—70—90 кВ/мм (в зависимости от
толщины); диэлектрическая проницаемость сухой бумаги 2,2—2,7.
Для витковой изоляции обмоточных проводов и межслоевой
изоляции трансформаторов небольшой мощности (до 100 кВ-А)
используют телефонную бумагу КТ-50, выпускаемую в рулонах
(толщина бумаги 50 мкм).
Для изолирования отводов применяют крепированную электро-
изоляционную бумагу марки ЭКТМ, которая благодаря попереч-
ному крепу (гофрировке) обладает высокой эластичностью. Бума-
га выпускается толщиной 0,44 мм в рулонах шириной 1000 мм; она
обладает высокой электрической прочностью (25 кВ/мм при рабо-
те в трансформаторном масле).
Другим основным изоляционным материалом является электро-
изоляционный картон, который также изготовляют из древесной
целлюлозы. В зависимости от толщины электрическая прочность
картона в воздухе составляет 7—15 кВ/мм, в горячем сухом транс-
форматорном масле (при 90еС)—30—55 кВ/мм; диэлектрическая
проницаемость картона 4,3—4,5.
Электрокартон, предназначенный для работы в масле, отлича-
ется высокой механической прочностью, малой усадкой после суш-
ки, стойкостью к воздействию напряжения в направлении, перпен-
дикулярном поверхности, и к воздействию поверхностных разря-
дов. Картон выпускают пяти марок: AM, А, Б, В, Г.
Электрокартон марки AM обладает эластичностью, гибкостью,
высокой стойкостью к действию поверхностных разрядов. Приме-
няется для изготовления деталей главной изоляции высоковольт-
ных масляных трансформаторов (750 кВ и выше). Электрокартон
марки А обладает несколько меньшей стойкостью к действию по-
верхностных разрядов (по сравнению с маркой AM) и использует-
ся при напряжениях до 750 кВ, марки Б—до 220 кВ. Электрокар-
тон марки В характеризуется повышенной плотностью и малой
133
сжимаемостью и используется для изготовления деталей профиль-
ной изоляции. Картон марки Г имеет среднюю плотность и повы-
шенное сопротивление расслаиванию, применяется для изготовле-
ния склеенных изоляционных деталей в масляных трансформато-
рах.
Листовой электрокартон изготовляют толщиной 1,0; 1,5; 2,0;
2,5; 3,0 мм размером от 850X1000 до 3000X4000 мм (второй раз-
мер— по направлению волокон), а также в рулонах шириной
1000 мм при толщине 0,5 мм.
Электроизоляционные лакоткани, представляющие собой хлоп-
чатобумажную или шелковую ткань, пропитанную электроизоляци-
онным лаком, отличаются высокой электрической и механической
прочностью и эластичностью. В зависимости от пропитывающего
лака их подразделяют на черные и светлые.
Для масляных трансформаторов применяют светлую лакоткань
марки ЛХММ (лакоткань хлопчатобумажная на основе масляного
лака, маслостойкая) толщиной 0,17; 0,20; 0,24 мм. Лакоткань ис-
пользуется в виде лент шириной 2—3 см, наматываемых вручную,
для изоляции отводов, особенно в местах, где требуется эластич-
ность и механическая прочность (на изгибах, в местах пайки и т. д.).
В сухих трансформаторах, работающих при повышенной темпе-
ратуре и требующих изоляции повышенного класса нагревостойко-
сти, применяется электроизоляционная стеклолакоткань, изготов-
ляемая из стеклоткани на основе кремнийорганического лака мар-
ки ЛСК-155/180 и на основе битумно-масляного алкидного лака
марки ЛСБ-120/130. При обозначении марки ленты цифры означа-
ют температуру по нагревостойкости, соответственно F (155°С), Н
(180°С) и т. д. Стеклолакоткань марки ЛСБ выпускается толщи-
ной 0,12—0,24 мм, марки ЛСК — 0,05—0,24 мм.
Для механической защиты основной изоляции токоведущих час-
тей используются изоляционные ленты. Тафтяная хлопчатобумаж-
ная лента и киперная лента, используемые в масляных трансформа-
торах, при расчете электрической прочности изоляции во внимание
не принимается.
Электротехнический гетинакс получают прессованием пропитан-
ной бакелитовым лаком бумаги. Гетинакс применяют для изготов-
ления деталей переключающих устройств, крепления обмоток и
отводов. Он выпускается в виде досок различной толщины (от 8 до
50 мм). Обладает высокой электрической и механической прочно-
стью.
Бумажно-бакелитовые изделия изготовляют в виде трубок и ци-
линдров путем намотки лакированной бакелитовым лаком бумаги
с последующим запеканием и лакировкой. Они обладают высокой
электрической и механической прочностью. В трансформаторах при-
меняют в виде цилиндров различных диаметров и высоты для изо-
ляции между обмотками и от стержней магнитной системы, а также
в виде трубок для изоляции отводов и переключающих устройств.
.134
Электроизоляционные лаки (марок ГФ-95 и МЛ-92) используют
для пропитки с последующей запечкой обмоток трансформаторов.
Лак марки ГФ-95 представляет собой раствор глифталевой смолы,
растительного масла и канифоли; лак МЛ-92 получают добавлени-
ем к лаку ГФ-95 15%-ной меламиноформальдегидной смолы.
Бакелитовый лак используют в трансформаторах для склеива-
ния электрокартонных полос, колец и других деталей. Лак марок
ЛБС-1 и ЛБС-2 представляет собой раствор бакелитовой смолы в
этиловом спирте. Лак запекается при 120—130°С. Для склеивания
электрокартона применяют также водный раствор лака на основе
метилцеллюлозы.
Для пропитки обмоток сухих трансформаторов используют мас-
ляно-битумный лак. Растворителем лака являются бензин, толуол,
бензол.
Глифталево-масляная эмаль марки ГФ-92-ГС применяется для
покрытия пропитанных электроизоляционным лаком обмоток и
окраски стальных деталей сухих трансформаторов.
В современных силовых трансформаторах применяется твердая
изоляция в сочетании с жидкими диэлектриками. Жидкие диэлек-
трики (минеральное трансформаторное масло или синтетические
жидкости, например совтол 10) кроме изоляции являются также
охлаждающей средой.
Трансформаторное масло (продукт перегонки нефти) должно
удовлетворять ряду требований в отношении содержания влаги, ме-
ханических примесей, кислотности, электрической прочности и т. д.,
в частности электрическая прочность должна составлять 50—
60 кВ/мм, tgб при 70°С — не более 2,5%.
Буковая древесина применяется в трансформаторах в качестве
конструкционно-изоляционного материала. Обладает хорошими изо-
ляционными и механическими свойствами. При использовании бук
сушат и пропитывают трансформаторным маслом. Бук применяют
в качестве опорной изоляции обмоток и деталей крепления магнито-
провода, а также крепления отводов и переключателей.
§ 3.4. ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ ПРОЦЕСС
ИЗГОТОВЛЕНИЯ ОБМОТОК
Несмотря иа разнообразие типов и конструкций обмоток, последовательность
изготовления для большинства обмоток одинакова.
Витки обмотки из проводникового материала наматываются на специальных
намоточных станках. В процессе намотки обмотки выполняются все необходимые
радиальные и осевые изоляционные и охлаждающие каналы путем установки ди-
станционных прокладок и реек.
Для придания обмотке стабильных расчетных размеров по высоте после на-
мотки производится ее прессовка и сушка. При этом обмотка уплотняется и уда-
ляется влага из изоляции.
Непосредственно после намотки вводится промежуточная технологическая
операция — стяжка ^биоток, необходимая для исключения возможных поврежде-
ний обмотки и изоляции в процессе прессовки. При этом достигается равномерное
135
распределение усилия сжатия за счет установки специальных опорных плит, ко-
торые стягиваются между собой шпильками.
Технологическая операция намотки обмотки представляет собой комплекс
работ, выполняемых на одном рабочем месте рабочим-намотчиком и его помощ-
ником (при производстве обмоток трансформаторов мощностью более 630 кВ*А).
Эти работы включают как непосредственно намотку витков обмотки, так и вы-
полнение переходов, транспозиций, регулировочных отводов, установку и присо-
единение емкостных колец. В комплекс обмоточных работ входят также операции
по соединению пайкой (или сваркой) концов катушек или проводов, установке
деталей изоляции (реек, прокладок, шайб) и др.
Намотка обмоток производится на станках с горизонтальной или вертикаль-
ной осью вращения.
Намотка цилиндрических обмоток производится на бумажно-бакелитовый
цилиндр или гильзу, склеенную из картона.
Рис. 3.16. Рабочее место намотчика:
1 — передняя бабка; 2 — планшайба с поводком; 3 — шаблон для установки
?еек; 4 —рейка; 5 —шаблон (цилиндр) металлический; 6 — центр; 7 — пиноль;
— задняя бабка; Р —станина; 10 — педаль (пуск станка); // — стойка (ка-
ретка); /2 —барабаны с обмоточным проводом; 13 — натяжное приспособле-
ние
Непрерывные и винтовые обмотки наматываются либо на бумажно-бакелито-
вый цилиндр, остающийся в виде каркаса в обмотке после ее изготовления, либо
на оправку, которую вынимают по окончании намотки.
На рис. 3.16 показаны оборудование и оснащение, размещенные в таком по-
рядке, как это необходимо для намотки непрерывных и винтовых обмоток на оп-
равке — металлическом цилиндре. Для намотки используется горизонтально-намо-
точный станок. Установка барабанов с намоточным проводом производится с по-
мощью пятиместной каретки с натяжным пневматическим устройством. Каретка
перемещается по рельсам вдоль оси обмотки по мере смещения зоны намотки.
Оправку (шаблон) закрепляют с одной стороны в поводок планшайбы 2, второй
конец оправки поддерживается вращающимся цилиндром 6, установленным в пи-
ноль задней бабки станка. Для закрепления реек используют шаблон 3.
136
При намотке цилиндрических обмоток на бумажно-бакелитовый цилиндр его
закрепляют на шпинделе станка с помощью торцевых гетинаксовых шайб.
Намотка непрерывных и винтовых обмоток производится либо на свой бу-
мажно-бакелитовый цилиндр, либо на временный стальной цилиндр-шаблон. Бу-
мажно-бакелитовый цилиндр закрепляется на станке универсальным разжимным
шаблоном-оправкой. Затем с помощью мостового крана или другого подъемного
приспособления оправку с цилиндром устанавливают и закрепляют в центрах на-
моточного станка.
Стальной цилиндр-шаблон закрепляют в центрах намоточного станка 6. На
цилиндр укладывают вспомогательные деревянные планки с канавками для реек
обмотки. После намотки обмотки и ее сушки стальной цилиндр вынимают из
обмотки.
Существуют различные конструкции раздвижных шаблонов, используемые для
намотки обмоток различного диаметра и длины с числом реек по окружности от
12 до 48. Они достаточно подробно описаны в литературе.
Рассмотрим более подробно процесс намотки некоторых типов обмоток.
Технологические процессы намотки непрерывных обмоток для всех исполне-
ний обмоток напряжением от 10 до 330 кВ аналогичны. Однако вследствие раз-
нообразия конструкций применяются различные схемы их намотки. Намотка этих
обмоток может производиться как на горизонтальных, так и на вертикальных
намоточных станках.
Намотку каждой отдельной катушки можно начинать только с внутреннего
витка. При такой намотке всех катушек соединения между ними должны были бы
проходить в каналах между катушками (рис. 3.17,а), что недопустимо по усло-
Рис. 3.17. Схема непрерывной об-
мотки:
а — катушки обычной (без перекладок)
обмотки; б — половина катушек с пере-
кладкой витков
б)
цилиндр
виям охлаждения и изоляции. Поэтому непрерывная обмотка выполняется с со-
единениями соседних катушек в виде переходов, располагающихся поочередно
внутри и снаружи обмотки (рис. 3.17,6). Такое расположение достигается пере-
кладыванием витков половины общего числа катушек. Порядок укладки витков
схематически показан на рис. 3.18. В местах перехода провод изгибается на реб-
ро, при этом его изоляция может быть повреждена. После изгиба изоляцию обя-
зательно восстанавливают, а провод изолируют от соседних катушек (рис. 3.19).
Виток непрерывной обмотки может содержать несколько параллельных про-
водов. При двух (и более) проводах необходимо выравнивать их длину и поло-
жение в магнитном поле рассеяния (см. гл. 5), для чего при каждом переходе
из катушки в катушку выполняют транспозицию проводов. При этом число пе-
реходов получается равным числу параллельных проводов в витке. На рис. 3.20
показано изменение положения параллельных проводов при переходе из одной
катушки в другую. Для изменения положения проводов переходы смещают один
относительно другого обычно на один пролет между рейками. Места изгибов каж-
дого из параллельных проводов изолируют, как показано выше.
Намотку переплетенных (петлевых) обмоток (см. рис. 3.9) выполняют анало-
гично непрерывной. Поочередно производят намотку перекладных и постоянных
катушек, транспонируя параллельные провода витка при переходе из катушки в
катушку. Отличие состоит в том, что число обмоточных проводов, используемых
при намотке, равно удвоенному числу параллельных проводов витка обмотки.
На рис. 3.9 показана схема переплетенной обмотки, витки которой состоят
из одного провода. Намотка такой однопараллельной переплетенной обмотки про-
изводится двумя проводами одновременно, за каждый оборот станка наматывают
по два витка.
137
За первый оборот стайка двумя проводами I и II наматывают два витка
смежных катушек: / — первый виток первой катушки и 13 — первый виток второй
катушки. В рассматриваемом примере каждая катушка состоит из 12 витков, но
только одна половина из них располагается в одной катушке, а другая —в
смежной
Рис. 3.18. Порядок укладки витков в про- Рис. 3.19. Переходы проводов (а) и
цессе иамотки непрерывной обмотки (пе- изоляция переходов (б):
реКЛаДНЫМИ ЯВЛЯЮТСЯ нечетные КатуШКИ) 1, 2 —наружный и внутренний переходы
проводов; 3 — прокладки: 4 — провод верх-
ней катушки: 5 — коробочка из электро-
картона; 6 —киперная лента
Как и в непрерывной обмотке, сначала наматывают шесть сдвоенных витков
первой (перекладной) катушки. Затем производят перекладку витков этой ка-
тушки и выполняют переход во вторую (постоянную) катушку. При выполнении
перехода провода транспонируют: верхний провод (виток 6) переходит вниз (ви-
ток 7), а нижний провод (виток 18) переходит наверх (виток 19). После этого
производят намотку витков второй катушки и соединяют пайкой последний виток
первой катушки (виток 12) с первым витком второй катушки (виток 13). Этой
операцией осуществляется переплетение витков двух первых катушек. Таким
образом, ток, проходя по виткам двух смежных катушек, как бы делает петлю,
возвращаясь в предыдущую катушку (отсюда второе название этих обмоток —
петлевые).
Намотка винтовых обмоток производится аналогично для всех типов силовых
трансформаторов.
Рассмотрим процесс изготовления одноходовой винтовой обмотки (см. рис.
3.7, д). Каждый виток обмотки состоит из нескольких параллельных проводов,
укладываемых в один ряд вплотную друг к другу. Каналы между витками об-
разуются набором дистанционных про-
кладок, насаживаемых на продольные
рейки (аналогично непрерывной обмот-
ке).
Перед намоткой обмотки весь обмо-
точный провод перематывает на отдель-
ные барабаны по количеству параллель-
ных проводов в витке.
Намотку одноходовой винтовой об-
мотки с групповыми и общей транспо-
зицией начинают с комплектования на-
чального вывода, как показано на рис. 3.21. Витки обмотки образуют винтовую
поверхность, как в одноходовом винте. При намотке возникают значительные
силы упругости, которые стремятся раскрутить витки. Для предотвращения это-
138
Рис. 3.20. Транспозиция параллель-
ных проводов в непрерывной об-
мотке
го все параллельные провода зажимают в специальное приспособление, закреп-
ляемое на выступе универсального шаблона или упорного диска.
За каждый оборот станка производят намотку одного многопараллельного
витка. Намотку производят с небольшой частотой вращения (8—16 об/мин) и че-
редуют с установкой дистанционных прокладок. Для создания опорной поверхно-
сти обмотки между винтовой поверхностью крайнего
витка и опорным кольцом на каждой рейке устанав-
ливают разное количество прокладок.
Производят намотку 74 витков обмотки, разде-
ляя витки прокладками, до начала первой групповой
транспозиции. Провода в витке разделяют на две
группы и обе группы меняют местами (рис. 3.22, а).
В зоне транспозиции происходит как бы раздвоение
витка, а затем слияние, за счет чего увеличивается
канал.
Продолжают намотку витков до половины об-
мотки и выполняют общую транспозицию (рис.
3.22, б). После намотки 3/4 витков всей обмотки вы-
полняют вторую групповую транспозицию аналогично
первой.
После выполнения всех трех транспозиций про-
водники оказываются расположенными в обратном
порядке по сравнению с их начальным положением.
При намотке последнего витка обмотки винтовую
поверхность выравнивают, устанавливая разное число прокладок на каждой
рейке.
Процесс намотки двухходовой винтовой обмотки аналогичен намотке однохо-
довой обмотки. За каждый оборот станка производят намотку одного витка, со-
стоящего из двух ходов. Эти обмотки выполняют обычно с полной, равномерно
распределенной транспозицией. Выполнение транспозиций заключается в том, что
Рис. 3.22. Выполнение транспозиций в вин- Рис. 3.23. Перекладка двух
товой обмотке: проводов двухходовой винто-
а — групповая; б — общая ВОЙ обмотки
в указанном месте верхний провод ветви II укладывают на верх ветви Z, а ниж-
ний провод ветви I перекладывают на низ ветви II, как показано на рис. 3.23.
Число перекладок равно числу параллельных проводов обмотки.
Намотка винтовых обмоток значительно упрощается при использовании транс-
понированных проводов. Намотка обмотки, состоящей из одного транспонирован-
ного провода, производится так же, как намотка цилиндрической обмотки. Отличие
состоит лишь в том, что после намотки каждого витка устанавливают дистанци-
онные прокладки между витками.
При намотке винтовых обмоток, состоящих из нескольких ветвей транспони-
рованного провода, выполнение транспозиций необходимо, так как витки обмотки
состоят из нескольких проводов, уложенных один на другой в радиальном на-
139
правлении. Выполняют обычно три транспозиции аналогично общей и групповой
транспозициям, рассмотренным выше для одноходовой обмотки.
После выполнения всех обмоточных операций на станке производится прес-
совка обмоток. Перед прессовкой обмотка подвергается отделке. Операция от-
делки включает работы по обеспечению полного соответствия геометрических
размеров обмотки требованиям чертежа. Столбы дистанционных прокладок вы-
равнивают по отвесу или с помощью специального приспособления. Устраняют
наклон катушек с помощью специальных клиньев, добиваясь их строго перпенди-
кулярного положения относительно вертикальной оси обмотки. Устраняют по-
вреждения изоляции обмоточного провода и другие обнаруженные дефекты.
Прессовка обмоток производится на специальных гидравлических прессах,
позволяющих плавно создавать заданное усилие, которое равномерно распреде-
ляется по всем столбам прокладок. Прессовку обмоток в зависимости от требо-
ваний технологии производят с усилием 1000—35 000 Н.
При изготовлении прокладок из жесткого электроизоляционного картона со
стабильными характеристиками можно ограничиться при прессовке одноразовым
сжатием обмотки (без тренировочных циклов).
При использовании прокладок из электрокартона марки Б рекомендуется
производить три цикла разгрузки-нагрузки.
После прессовки осевой размер обмотки должен соответствовать размеру по
чертежу с учетом последующей сушки и прессовки. Расстояния между столбами
дистанционных прокладок должны быть одинаковыми, столбы прокладок — парал-
лельными, а дистанционные прокладки — перепендикулярными оси обмотки.
Технологические процессы сушки существенно влияют на качество, надеж-
ность и долговечность обмоток, так как даже незначительное содержание влаги
в бумажной изоляции резко снижает электрическую прочность и значительно со-
кращает срок службы. Наличие влаги в изоляции также способствует разбуханию
и размягчению бумаги и картона. Обмотки с увлажненной изоляцией, будучи стя-
нуты и опрессованы с большим усилием, после удаления из них влаги в процессе
сушки значительно уменьшаются в размерах, в основном в осевом направлении.
Сушка основана на использовании явлений влагопроводности и диффузии
пара с нагретой поверхности изоляции.
Процесс сушки включает нагрев изоляции конвекцией и излучением, парооб-
разование и диффузию паров влаги с поверхности изоляции в окружающее про-
странство, а также перемещение влаги из внутренних слоев изоляции наружу.
Внутри изоляции влага перемещается в основном в виде пара из мест с большим
содержанием влаги в места с меньшим ее содержанием (влагопроводность) и из
мест с более высокой температурой в места с низшей температурой (теплопровод-
ность) . Поэтому для ускорения перемещения влаги на поверхность материалов не-
обходимо обеспечить быстрый прогрев всей обмотки. Для ускорения сушки при-
меняется максимально допустимая для изоляции трансформатора температура
(100—110°С). В процессе сушки влага, содержащаяся в изоляции, перемещается
из ее внутренних слоев к поверхности и затем с поверхности в окружающую сре-
ду. Переход влаги с поверхности материала в окружающую среду обусловлен
разностью давлений пара непосредственно на поверхности и в окружающей среде:
чем ниже давление паров в окружающей среде по сравйению с давлением иа
поверхности, тем интенсивнее происходит удаление влаги с поверхности изоляции.
Вакуум служит для снижения температуры парообразования и удаления водяных
паров из специального шкафа, а также для поддержания на низком уровне от-
носительной влажности воздуха в сушильном шкафу. Следовательно, для уско-
рения сушки необходимо снижать давление паров в сушильном шкафу — сушить
под вакуумом и повышать давление на поверхности изоляции нагревом.
Обмотки на напряжение до 35 кВ включительно могут проходить сушку без
вакуума в сушильных камерах с различным типом обогрева (паровым, электро-
калориферным или аэродинамическим). Камеры должны быть оборудованы вы-
тяжной вентиляцией для удаления паров влаги. Температура в камере не должна
превышать 105—110°С. Время сушки устанавливается по наибольшей обмотке в
данной партии и в зависимости от температуры в камере.
140
Сушка обмоток на напряжения выше 35 кВ производится в вакуум-сушиль-
ных шкафах горизонтального и вертикального типа. Вакуум, создаваемый в шка-
фу, способствует улучшению процесса и сокращает время сушки. Паровоздушная
среда, образующаяся в вакуум-сушильном шкафу, откачивается вакуумными на-
сосами. На пути от шкафа к вакуум-насосу устанавливается конденсационная ко-
лонка, где проходящие пары конденсируются и стекают в виде конденсата (воды).
Колонка защищает вакуумные насосы от попадания в них воды и позволяет учи-
тывать количество влаги, выделившейся из обмотки.
Продолжительность сушки зависит от состояния и параметров обмотки, ре-
жима работы шкафа и составляет обычно 12—30 ч. Сушку заканчивают в случае
прекращения выделения влаги в течение 3 ч.
На трансформаторных заводах существует несколько технологических про-
цессов обработки обмоток. В каждом отдельном случае для обмотки конкретно
указывается технология ее обработки. Обмотки, подвергающиеся пропитке лаком,
должны пройти следующие операции: стяжку, отделку, прессовку, сушку, повтор-
ную отделку, пропитку, запекание.
Многолетними исследованиями установлено, что пропитка лаком и запекание
обмоток приводят к снижению их электрической прочности при незначительном
повышении механической прочности изоляции. Учитывая, что операция пропитки
лаком и последующее запекание требуют дополнительного расхода материалов,
удлиняют производственный цикл и приводят к увеличению трудоемкости, на за-
водах принят в основном вариант изготовления обмоток масляных силовых транс-
форматоров без пропитки лаком.
Вопросы для самоконтроля
1. На какие типы по конструктивно-технологическим признакам подразделяют
обмотки трансформаторов? Дайте характеристику основных типов обмоток.
2. С какой целью в винтовых обмотках выполняется транспозиция параллель-
ных проводов?
3. Поясните назначение основных изоляционных деталей (цилиндров, реек,
прокладок, шайб и т. д.).
4. Каковы основные преимущества непрерывных обмоток? Какие особенности
характерны для процесса их намотки?
5. Какие материалы используются в трансформаторах в качестве проводнико-
вых? Дайте характеристику основных марок проводов.
6. Какие изоляционные материалы используются в масляных трансформато-
рах? К какому классу нагревостойкости они относятся?
Изоляция
в трансформаторах
Изоляция трансформатора определяет срок его службы. Она
обеспечивается правильным выбором соответствующих изоляцион-
ных промежутков, которые в трансформаторах могут одновременно
выполнять роль охлаждающих каналов.
Изоляция трансформатора должна выдерживать без поврежде-
ний электрические, тепловые, механические и физико-химические
воздействия, которым она подвергается в процессе эксплуатации
трансформатора.
§ 4.1. ФАКТОРЫ, ВОЗДЕЙСТВУЮЩИЕ
НА ИЗОЛЯЦИЮ
При работе трансформатора его изоляция может подвергаться
различным воздействиям: электрическим, тепловым, механическим,
физико-химическим, причем воздействия различного характера мо-
гут возникать одновременно.
Электрические воздействия. Трансформатор в процессе эксплуа-
тации постоянно находится во включенном состоянии, и на его изо
ляцию длительно воздействует электрическое поле, соответствую-
щее номинальному рабочему напряжению. Это воздействие изоля-
ция должна без повреждений выдерживать неограниченно долгое
время.
При работе трансформатора в электрической системе возможны
также кратковременные перенапряжения, возникающие вследствие
нормальных коммутационных процессов (например, включение и
выключение больших мощностей) или процессов аварийного харак-
тера (короткие замыкания), а также импульсные волны перенапря-
жений, возникающие вследствие грозовых атмосферных разрядов.
142
Изоляция трансформатора должна выдерживать эти перенапряже-
ния.
Тепловые воздействия. Обмотки трансформатора и все его токо-
ведущие части при работе нагреваются в результате потерь, возни-
кающих в них. Воздействие высоких температур приводит к старе-
нию изоляции, вследствие чего она теряет эластичность, становится
хрупкой, снижает электрическую прочность и разрушается. В пра-
вильно спроектированном трансформаторе и при правильной его
эксплуатации изоляция, может служить 20—25 лет и более. Тепло-
стойкость изоляции, позволяющая обеспечить длительную безава-
рийную работу трансформатора, достигается ограничением темпе-
ратуры обмоток и изоляции, применением изоляционных материа-
лов соответствующего класса, а также конструкцией обмоток и
деталей изоляции, обеспечивающей их нормальное охлаждение.
В изоляции трансформатора, представляющей собой сложный
диэлектрик, под действием приложенного напряжения происходят
потери мощности (возникают так называемые диэлектрические
потери). Вследствие этого происходит нагревание изоляции. Зна-
чение диэлектрических потерь пропорционально значению прило-
женного напряжения и тангенсу угла диэлектрических потерь,
равному отношению активного и реактивного токов в изоляции:
tg 6=Za//p. Тангенс угла диэлектрических потерь экспоненциально
растет с ростом температуры, что в еще большей степени увеличи-
вает диэлектрические потери. Кроме того, повышение температуры
изоляции приводит к снижению удельного сопротивления материа-
ла изоляции и его электрической прочности. Увеличение темпера-
туры изоляции может привести к ее тепловому пробою, который
для твердой (а в некоторых случаях и для жидкой) изоляции яв-
ляется необратимым.
Механические воздействия. При протекании тока по обмоткам
и другим токоведущим частям между ними возникают механические
силы. Не оказывая существенного воздействия на обмотки и изоля-
цию при номинальных токах, механические силы в аварийных слу-
чаях (короткое замыкание) достигают существенных значений, спо-
собных вызвать разрушающие деформации в обмотках и изоляции.
В конечном счете эти усилия передаются на остов трансформатора
именно через изоляцию и опоры обмоток.
Широко применяемые изоляционные материалы (электроизоля-
ционный картон, кабельная бумага и т. д.) допускают значительные
механические напряжения. Использование соответствующих изоля-
ционных материалов, а также рациональная конструкция и распо-
ложение обмоток позволяют обеспечивать необходимую механиче-
скую прочность.
Физико-химические воздействия. Сложные физико-химические
воздействия на изоляцию возникают в результате взаимодействия
со средой охлаждающей обмотки (трансформаторным маслом или
другим заполнителем). Эти воздействия особенно неблагоприятны
143
при наличии в изоляции посторонних примесей и при повышенной
температуре. Изоляционные материалы, применяемые в трансфор-
маторостроении, не вступают в химическое взаимодействие с мас-
лом, поэтому они не разрушаются и не способствуют химическому
разложению или загрязнению масла.
Значительную роль в обеспечении электрической прочности
изоляции играет правильная технология ее обработки. Одной из
важнейших технологических операций обработки изоляции явля-
ется вакуумная сушка трансформатора после окончания сборки
перед заливкой трансформатора маслом.
§ 4.2. КЛАССИФИКАЦИЯ ИЗОЛЯЦИИ
При рассмотрении электрической прочности трансформатор
представляют состоящим из системы частей, находящихся под
напряжением, системы заземленных частей и изоляции.
Система частей, находящихся под напряжением, включает то-
коведущие части (проводники обмоток, отводы, проходные шины
и др.), а также все гальванически связанные с ними детали (за-
щитные экраны и т. п.), в которых рабочего тока нет. Токоведущие
части, определяющие электрическое поле определенного элемента
изоляции, называют электродами.
Система заземленных частей включает в себя магнитопровод с
металлическими деталями его крепления, бак и систему охлажде-
ния со всеми деталями и металлической арматурой в масляных
трансформаторах или защитный кожух в сухих трансформаторах.
В масляных трансформаторах обмотки, отводы, переключающие
устройства и соединяющие их провода размещены в баке, залитом
маслом. Вводы (проходные изоляторы) имеют две части: нижнюю,
находящуюся в масле бака, и верхнюю, воздушную, находящуюся
вне бака. В соответствии с этим различают внутреннюю (в масле)
и внешнюю (в воздухе) изоляцию масляных трансформаторов.
Внутреннюю изоляцию подразделяют на главную и продольную.
Главная изоляция — изоляция каждой из обмоток относительно
заземленных частей и других обмоток, электрически не связанных
с данной обмоткой.
Продольная изоляция — изоляция между различными элемента-
ми данной обмотки (между витками, слоями, катушками, деталями
емкостной защиты).
Аналогично можно подразделять также изоляцию отводов и пе-
реключателей.
К внешней изоляции трансформаторов относятся внешняя изоля-
ция вводов, воздушные промежутки между вводами и от вводов до
заземленных частей. Характерна зависимость электрической проч-
ности внешней изоляции от атмосферных условий.
144
§ 4.3. ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ,
ВОЗДЕЙСТВУЮЩИЕ НА ИЗОЛЯЦИЮ.
АНАЛИЗ ЯВЛЕНИЙ ПРИ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯХ
Электрическая прочность изоляции — один из основных показа-
телей, определяющих пригодность трансформатора к эксплуатации.
Требование электрической прочности состоит в том, что трансфор-
матор должен выдерживать неограниченно длительное воздействие
рабочего напряжения и различные перенапряжения (кратковремен-
ные воздействия), которые могут превышать рабочие напряжения
в десятки раз.
Уровень перенапряжений на зажимах обмотки трансформатора
определяется степенью электрической защиты, осуществляемой
разрядниками (или другими видами защиты), а также тем, зазем-
лена или изолирована нейтраль
электрической сети, в которой рабо-
тает трансформатор.
Воздействие перенапряжения на
изоляцию трансформатора зависит
как от амплитуды, так и от продол-
жительности. Атмосферные перена-
пряжения значительно выше ком-
мутационных и могут достигать де-
сятикратных значений фазного на-
пряжения, однако их продолжитель-
ность не превышает нескольких де-
сятков микросекунд.
Перенапряжения распространя-
ются вдоль линии электропередачи
со скоростью, близкой к скорости
света. Волна перенапряжения име-
ет форму апериодического импульса
с крутым фронтом (рис. 4.1, а). Вре-
мя, в течение которого напряжение
Рис. 4.1. Воздействие на трансфор-
матор волн перенапряжения
поднимается от нуля до амплитуд-
ного значения Um, соответствует
фронту волны (тф), составляющему
доли микросекунды или микросекунды. Длина волны, измеряемая
временем, в течение которого напряжение уменьшается до полови-
ны амплитудного напряжения, составляет десятки микросекунд.
Стандартная апериодическая волна, применяемая при испытаниях
импульсной прочности трансформаторов, имеет фронт 1,2-10-6 с и
длину 50 • 10—6 с.
Для снижения перенапряжений трансформаторы защищают раз-
рядниками Р, которые пробиваются при напряжении Vm (рис.
4.1, б). Таким образом, если до разрядника волна перенапряжения
имеет весьма большую амплитуду Umo, то после разрядника напря-
жение Um, достигающее обмотки трансформатора, оказывается зна-
чительно сниженным.
145
На рис. 4.1, в показана так называемая срезанная апериодиче-
ская волна. Такие волны появляются при перекрытии, происходя-
щем вблизи трансформатора на каком-либо дефектном элементе
изоляции подстанции. В этом случае апериодический процесс пре-
рывается и переходит в колебательный. Изоляция трансформатора
при этом подвергается резкому изменению напряжения на срезе
волны в дополнение к быстрому нарастанию напряжения на ее
фронте.
Процесс при подъеме напряжения от 0 до Um в течение времени
Тф может быть уподоблен включению трансформатора на перемен-
ное напряжение с амплитудой Um и периодом Тп=4тф (пунктирная
кривая на рис. 4.1, а). Такое переменное напряжение имеет весьма
высокую частоту для стандартной волны:
/п=о>|1/(2л)= 1/7'п= 1/(4тф)= 1/(4-1,2-10-6)=2,08-105 Гц. (4.1)
При такой частоте уже нельзя пренебрегать емкостными связя-
ми между элементами обмоток (продольные емкости) и между
элементами обмоток и заземленными частями (поперечные емко-
сти). В этом случае становится неприемлемой схема замещения,
учитывающая только индуктивные связи. Трансформатор теперь
должен быть представлен более сложной схемой замещения, в кото-
рую входят как индуктивности отдельных элементов обмоток и
емкости между ними, так и емкости этих элементов относительно
заземленных частей. Схема замещения в значительно упрощенном
виде показана на рис. 4.2.
Каждый элемент обмотки высшего (/, 2,..., п) и низшего (/',
2',..., л') напряжений имеет индуктивность, взаимную индуктив-
ность (на схеме не показаны) по отношению ко всем другим элемен-
там, активное сопротивление и емкости по отношению к соседним
элементам обмотки и зазем-
ленным частям. Активные со-
противления в рассматривае-
мом процессе должны отли-
чаться от сопротивлений при
номинальной частоте вследст-
вие неравномерного распреде-
ления тока по сечению провод-
ников при высоких частотах.
Теоретический анализ даже
такой упрощенной схемы до-
Рис. 4.2. Упрошенная схема замещения
обмоток ВН и НН трансформатора при
перенапряжениях
вольно сложен, поэтому в даль-
нейшем рассматривается более
простая схема замещения (рис.
4.3), где индуктивность L вклю-
чает как собственную, так и взаимные индуктивности каждого эле-
мента обмотки, а активные сопротивления приняты равными нулю
Как было сказано, в первый момент падения апериодической
146
волны с крутым фронтом создаются условия, аналогичные услови-
ям, создающимся при подведении к трансформатору напряжения
весьма высокой частоты fa. В этом случае можно считать, что токи
не протекают по виткам катушек обмотки вследствие их большого
индуктивного сопротивления ((onL), а протекают только по про-
дольным 1/(шпСй) и поперечным 1/((опСд) емкостным сопротивле-
ниям. Поэтому схема замещения для этого момента времени имеет
вид емкостной цепи (рис. 4.4).
Следовательно, в первый момент для набегающей волны пере-
Рис. 4.3. Дальнейшее упрощение
схемы замещения рис. 4.2
С
5— Q ? Q 9 9 G
HhHl+—--НН
t?Tt?T ^==
Рис. 4.4. Емкостная цепь обмотки
напряжения трансформатор является некоторой емкостью, назы-
ваемой «входной» Св (рис. 4.5).
Из курса теоретической электротехники известно, что напряже-
ние на зажимах трансформатора Uc изменяется по закону
2t/(l — е-//(гСв>)( (4.2)
где U — напряжение падающей волны; z— волновое сопротивле-
ние линии, Ом; Св — входная емкость.
В процессе зарядки входной емкости напряжение волны U на
выводах трансформатора вначале падает до нуля, а затем повы-
Рис. 4.5. Воздействие на транс-
форматор прямоугольной вол-
ны:
а — волна подходит к трансформа-
тору; б — волна отражается и за-
ряжает входную емкость С
а) |
WWWSWMSWWM
шается в пределе до двукратного значения 21/ ее амплитуды. Вре-
мя зарядки при этом обычно очень мало. Так, для воздушной ли-
нии передачи волновое сопротивление z составляет примерно
500 Ом, а входная емкость трансформатора Св=(10-10—10~12)Ф.
Таким образом, за время Y=3zCB=3-500(10-10—10~п) с=0,15ч-
0,015 мкс напряжение составляет 1,95 U, т. е. достигает почти двой-
ной амплитуды падающей волны через десятую долю микросекунды.
Рассмотрим, как напряжение, получающееся после зарядки ем-
костей, распределено по обмотке трансформатора. Предположим,
147
что обмотка и ее емкостная цепь однородны. Тогда полная «про-
дольная» емкость цепи
Crf-1/Z 1/С'4, (4.3)
полная «поперечная» емкость цепи
С?=2С;. (4.4)
Приняв длину всей обмотки за единицу, рассмотрим элемент
обмотки длиной dx, расположенный на расстоянии х от конца об-
мотки
мотки
земли
и имеющий напряжение относительно земли их и вдоль об-
dux. Емкости отдельных элементов обмотки относительно
включены параллельно; следовательно, емкость любого
участка пропорциональна его длине.
Таким образом, поперечная емкость
для элемента обмотки dx равна
Cqdx. Продольные емкости элемен-
тов обмотки соединены последова-
тельно, т. е. продольная емкость уча-
стка обмотки обратно пропорцио-
нальна его длине, а емкость элемен-
та длиной dx равна Cajdx (рис. 4.6).
Если заряды соседних элементов
обозначить через Q* и Q«—то
заряд поперечной емкости будет равен dQx (рис. 4.6). Применив
общее соотношение между зарядом, емкостью и напряжением и—
*=QIC к емкостям Cqdx и Cd/dx, получим
Ux^dQjcKCqdx),
dux—-^~ dx.
Cd
а» х
Рис. 4.6. Элемент емкостной цепи
обмотки
(4.5)
(4.6)
4»
Определив из (4.6) производную dQJdx и подставив ее в (4.5),
получим для напряжения их линейное дифференциальное уравнение
с постоянными коэффициентами:
J^£--£«-ax=0. (4.7)
dx* Cd
Решение этого уравнения имеет вид
«,.=Д1еа-Г4~ Дгв-11*, (4.8)
где
Постоянные интегрирования найдем из граничного условия: на
заземленном конце X обмотки при х=0, их=0; на линейном конце
А при х=1, Ux^ua, где uA=2U—напряжение на зажимах обмотки
после зарядки емкостной цепи трансформатора.
148
Следовательно,
u^Afi'+A-fi— при х— 1, (4.9)
ид.=Л14-Д2==0 при х=0, (4.10)
откуда
Д1= — Д2'=ил/(ев —e~*) = «A/(2sha). (4.11)
Начальное распределение напряжения при заземленном конце
обмотки
„ е®* —е ах shear , п.
— ua 9 . —иА . • (4.12)
Sil СБ Sil СБ
В большинстве современных силовых трансформаторов значение
коэффициента а лежит в пределах 5—15. При этом, как видно из
Рис. 4.7. Начальное распределе-
ние напряжения по емкостной
цепи обмотки в случае зазем-
ленного конца X обмотки
Рис. 4.8. Начальное распределе-
ние напряжения в случае изо-
лированного конца X обмотки
рис. 4.7, начальное распределение напряжения весьма неравно-
мерно.
При идеально равномерном распределении напряжения, соот-
ветствующем a «0, когда
«,=** « «л = «л^, (4.13)
sn a a
на первый от начала элемент обмотки Ах приходится напряжение
Аи,—илАх.
149
В реальной обмотке (а^З) на первый элемент обмотки Дх при-
ходится напряжение, вычисленное по (4.12):
Д« = (duxldx)x^ 1Дх=(«ла cth а) Дх=иладх,
(4.14)
которое в а раз превышает напряжение при равномерном распреде-
лении. (При выводе формулы (4.14) учитывается, что при а>3
cth а« 1.)
Аналогично можно найти распределение напряжения их обмотки
при незаземленном конце X. При этом продольная емкость послед-
него (у конца X) элемента обмотки не будет заряжена. (Считаем,
что емкость незаземленного конца обмотки относительно земли
весьма мала.)
Граничные условия при этом будут:
при х=0 Qx = 0; при х= 1 ux=Ua.
Из'первого граничного условия и выражения (4.6) получим
(d«x/c?xh_o=O.
Определив производную из (4.8), при х=0 получим
dtixldx= aAt — aA2 = 0,
откуда Ai=Az.
Из второго граничного условия следует, что при х= 1
«л = А1(е*-|-е-в),
т. е.
А1=А2=ил/(е*+е-“).
Таким образом, для случая незаземленного конца обмотки полу-
чаем
Как и при заземленном конце обмотки, начальное распределение
напряжения зависит от значения а: при а~0 ux—Ua. Из сравнения
кривых на рис. 4.8 видно, что при а>5 распределение напряжения
практически не зависит от степени связи конца X с землей.
Определим напряжение, приходящееся на первый элемент об-
мотки, по (4.15) для а>3:
Ди = (du.x!dx)x. 1Дх = (ила th а) Дх = илаДх,
(4.16)
так как при a>3 cth a~th a« 1.
Если бы кривая начального распределения напряжения была
прямолинейной (их=иАх), то ее крутизна, постоянная вдоль всей
обмотки, была бы равна duxldx—UA. В реальной обмотке, как видно
из (4.15) и (4.16), максимальная крутизна кривой начального рас-
пределения напряжения в а раз больше, чем при равномерном рас-
пределении. Такое неравномерное распределение напряжения (рис.
4.7 и 4.8) при а>5 может привести к возникновению значительных
150
напряжений между начальными элементами обмотки в первый же
момент воздействия волны с крутым фронтом.
Можно установить связь между входной емкостью Св обмотки и
емкостями Cd и С? из емкостной схемы замещения. Так как, по оп*
ределению, входная емкость Св= (фж/и«)х=1, то, подставляя в это
выражение значения заряда из (4.6) при а>3, получим
Св = Cd ^/dxh-i в аСа =
Рассмотрим далее явления, связанные с проникновением элек-
тромагнитной волны в обмотку. Для упрощения анализа предпола-
гаем, что к трансформатору подходит пря-
моугольная бесконечно длинная волна
(рис. 4.9), представляющая предельный
случай волн с крутым фронтом. При этом
напряжение «д в начале обмотки, появ-
ляющееся в течение времени в даль-
нейшем не изменяется и через некоторый
промежуток времени все точки обмотки
приобретают определенное установившееся
напряжение. При заземленном конце об-
мотки это распределение будет линейным
(рис. 4.10). При незаземленном конце вся
обмотка приобретает потенциал, равный
напряжению волны (рис. 4.11). Такое рас-
Рис. 4.9. Бесконечно
длинная прямоуголь-
ная волна напряжения
(/) и апериодическая
волна с крутым фрон-
том (2)
пределение называют конечным.
Рис. 4.10. Распределение напря-
жения вдоль обмотки с зазем-
ленным концом в переходном
режиме
Рис. 4.11. Распределение на-
пряжения вдоль обмотки с изо-
лированным концом в переход-
ном режиме
151
Процесс проникновения волны в обмотку представляет собой по-
степенный переход от начального распределения напряжения при
/=0 к конечному распределению при Так как схема замеще-
ния обмотки содержит емкости и индуктивности, переход от началь-
ного распределения к конечному носит колебательный характер.
Колебания постепенно затухают вследствие потерь в активных со-
противлениях.
На рис. 4.10 и 4.11 показаны огибающие максимальных напряже-
ний, возникающих в процессе колебаний в различных элементах по
длине обмотки.
Так, для обмотки с заземленным концом напряжение, например
в точке а, в начальный момент определяется ординатой 1, в конеч-
ной— 2. Для идеальной обмотки (без потерь) напряжение в пере-
ходный период возрастает вдоль вертикальной прямой от значения
1 к 2. Процесс не прекращается в точке 2, так как обмотка облада-
ет электромагнитной инерцией, и напряжение продолжает расти до
значения, определяемого ординатой 3 (отрезки 1—2 и 2—3 равны).
Затем напряжение будет уменьшаться, достигая установившегося
значения, снова доходит до начального и т. д. Колебания происхо-
дят около установившегося значения в диапазоне, ограниченном
точками 1—3. В реальной обмотке эти колебания постепенно зату-
хают.
При достижении незаземленного конца обмотки волна перена-
пряжения претерпевает отражение с новым повышением напряже-
ния в этой точке (рис. 4.11).
Колебательные явления в переходном процессе проявляются бо-
лее резко при значительном различии в начальном и конечном рас-
пределениях напряжения. В случае обмотки с незаземленным кон-
цом напряжение на конце обмотки X может достигать двойного
значения по сравнению с напряжением на линейном конце.
При воздействии на обмотку волны конечной длины с крутым
фронтом качественный характер процесса остается таким же, а пе-
ренапряжения несколько уменьшаются в соответствии с постепен-
ным понижением напряжения на вводах трансформатора (см. рис.
4.9, кривая 2).
В связи с большой сложностью математического анализа на ос-
новании приведенной схемы замещения мы рассмотрели лишь каче-
ственную сторону явлений в переходном процессе.
Вследствие колебательного процесса потенциалы отдельных то-
чек обмотки могут оказаться больше амплитуды волны, перенапря-
жения вдоль обмотки (между соседними катушками или витками)
могут значительно превышать рабочее напряжение на этих участ-
ках. Возникают перенапряжения, действующие как на главную, так
я на продольную изоляцию. Изоляция первых (от линейного конца
Л) витков и катушек испытывает наибольшие перенапряжения в мо-
мент падения волны (начальное распределение напряжения) или
резкого спада напряжения при срезе волны (рис. 4.12). Срезанную
152
волну 2 представляют как результат наложения двух апериодиче-
ских волн разных знаков 1 и 3, действующих друг за другом.
В трехфазных трансформаторах с заземленной нейтралью про-
цессы, исследованные для отдельной обмотки с заземленным кон-
цом, протекают аналогично. Электромагнитные колебания в каж-
дой фазе зависят практически только от волны импульса, воздейст-
вующей на данную фазу. В трехфазных трансформаторах,
работающих с изолированной нейтралью или с нейтралью, зазем-
ленной через реактор, значительные перенапряжения могут возник-
нуть на нейтрали при одновременном подходе волн перенапряжения
одного знака по трем фазам. Воздействие перенапряжений при этом
происходит аналогично показанному на рис. 4.11.
В автотрансформаторах, применяемых для связи высоковольтных
сетей, импульсные перенапряжения могут представлять значительно
большую опасность, чем в трансформаторах. Это обусловлено нали-
чием электрической связи между обмотками. В результате волна
перенапряжения, появившаяся на стороне ВН, может перейти на
сторону НН. Кроме того, при падении волны перенапряжения на
Рис. 4.12. Образование срезанной
волны (2) как результат наложения
двух волн разных знаков (/) и (3)
Рис. 4.13. Волновые переходные про-
цессы в автотрансформаторе (воздей-
ствие волны со стороны ВН):
а — распределение напряжения на после-
довательной обмотке Л—а; б — индуциро-
ванное напряжение в обмотке а—Х
последовательную обмотку автотрансформатора, имеющую меньшее
число витков, чем общая обмотка, в последней могут индуцировать-
ся перенапряжения, превышающие амплитуду падающей волны.
При подходе волны со стороны линии ВН (рис. 4.13) концы об-
моток а и х заземлены через волновое сопротивление z линии. Вол-
на перенапряжения в первый момент целиком ложится на последо-
вательную обмотку А—а. Электромагнитные колебания в ней при
переходном процессе аналогичны представленным на рис. 4.10.
В обмотке а—X возникнет индуцированное напряжение, максималь-
153
ная амплитуда которого будет в середине обмотки, так как оба кон-
ца ее заземлены.
При подходе волны со стороны сети НН обмотки а—X и А—X
можно рассматривать в первом приближении независимо.^ обмот-
ке а—X возникают колебания, аналогичные показанным на рис. 4.10,
так как конец X заземлен. Для обмотки А—а возможны два случая:
1) при подключении обмотки к линии ВН конец а можно счи-
тать заземленным через волновое сопротивление линии. Электро-
магнитные колебания в обмотке аналогичны рассмотренным для
а-Х;
2) когда в момент подхода волны обмотки а—А отключена от
линии, волновые процессы в ней протекают аналогично представ-
ленным на рис. 4.11.
Из рассмотренных выше явлений следует, что между отдельны-
ми точками обмоток и землей, а также между соседними элемента-
ми обмотки (витками, катушками, слоями) возникают значитель-
ные напряжения, под действием которых изоляция трансформатора
может быть повреждена. Проведенный анализ позволяет определить
способы защиты трансформаторов от опасных перенапряжений.
§ 4.4. ОБЕСПЕЧЕНИЕ ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ
ПРОЧНОСТИ ИЗОЛЯЦИИ
ПРИ ИМПУЛЬСНЫХ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯХ
ДЛя защиты трансформаторов от перенапряжений необходимо,
во-первых, не допускать воздействия на обмотку волн с амплитудой,
превышающей значение, установленное для класса напряжения об-
мотки. Выполнение этого условия обеспечивается правильным выбо-
ром трассы линий передач, исключающей районы, особо подвержен-
ные грозам, защитой трансформаторных подстанций заземленными
тросами и разрядниками. Второй путь предусматривает меры повы-
шения электрической прочности самого трансформатора.
Повышение электрической прочности возможно двумя способа-
ми: усилением изоляции начальных витков и катушек и сближением
начального и конечного распределения напряжения, что достигается
емкостной защитой или емкостной компенсацией.
Одним из мероприятий для выравнивания начального распреде-
ления напряжения и сближения его с конечным (при заземленном
конце X) является применение емкостных колец—электростатиче-
ских экранов в виде разомкнутых шайбообразных колец (рис. 4.14).
Емкостные кольца выполняются из изоляционного материала (элек-
троизоляционного картона) с металлизированной поверхностью.
Начальное распределение напряжения при отсутствии емкостной
защиты определяется схемой замещения, представленной на рис. 4.4.
Для непрерывной катушечной обмотки, состоящей из горизонталь-
ных дисковых катушек с радиальными каналами, начальное рас-
пределение напряжения значительно отличается от линейного
154
(кривая 6 на рис. 4.14). Это связано с тем, что поперечные емкости
(емкости на землю) такой обмотки относительно велики, а заряд-
ные токи подходят к ним через продольные емкости обмотки. При
наличии экрана (рис. 4.14) зарядка поперечных емкостей проис-
ходит в основном через емкости между экраном и обмоткой, минуя
Рис. 4.14. Распределение напряжения в обмотке с установлен-
ными у концов емкостными кольцами, конец X заземлен:
1 — емкостное кольцо; 2, 3 — катушки с усиленной изоляцией; 4 — на-
чальное распределение напряжения; 5 — конечное распределение напря-
жения; 6 — начальное распределение напряжения без емкостных колец
продольные емкости обмотки. Таким образом, выравнивается элек-
трическое поле у концов обмотки и сближаются кривые начального
и конечного распределений напряжения. Хотя напряжения между
концевыми катушками несколько снижаются, изоляцию входных
катушек обмоток классов напряжения 35 кВ и выше необходимо
усиливать.
В разработанных конструкциях для выравнивания начального
распределения напряжения использовалась емкостная защита, схе-
155
от катушек
Однако при
увеличение
в том слу-
оказывает-
Рис. 4.15. Емкостная
защита для катушеч-
ной обмотки класса
110 кВ
матически показанная на рис. 4.15. Применительно к обмотке клас-
са напряжения НО кВ она состоит из емкостного кольца ЕК и пяти
экранирующих витков на каждом конце обмотки. Экранирующие
витки выполняют из обмоточного провода и изолируют
обмотки и заземленных частей,
этом требуется значительное
габаритных размеров, особенно
чае, если защищаемая обмотка
ся средней по расположению на стержне
магнитопровода трехобмоточного трансфор-
матора. В этом случае на каждом из кон-
цов обмотки располагают только по два
емкостных кольца (рис. 4.16).
В современных трансформаторах для
защиты обмоток от импульсных перена-
пряжений при классах напряжения 220 кВ
и выше используют в сочетании с емкост-
ными кольцами переплетенные катушечные
обмотки. В этих обмотках порядок после-
довательного соединения витков отличается
от последовательности их расположения в
катушках, как показано на рис. 4.17. Пе-
реплетением проводов соседних витков и
катушек достигается увеличение продоль-
ной емкости Cd обмотки и снижается ко-
эффициент a—j/Cq/Cd. Однако в перепле-
тенной обмотке оказывается повышенным
напряжение между рядом расположенны-
ми витками, что требует более качественного выполнения витко-
вой изоляции проводов.
В многослойных цилиндрических обмотках при классах напря-
жения би 10 кВ начальное распределение напряжения соответству-
ет значениям а, близким к нулю. При классе напряжения 35 кВ
защита многослойной цилиндрической обмотки дополнительно осу-
ществляется установкой электростатического экрана, электрически
связанного с линейным концом обмотки. Экран располагается под
внутренним слоем витков (рис. 3.4, б), что обеспечивает более бла-
гоприятное начальное распределение напряжения. Края электроста-
тического экрана не должны выступать за торцы слоев витков, так
как выступающий край явился бы «острием», с которого могли бы
развиваться разряды на ярмо, соседнюю обмотку или по торцу об-
мотки на наружный слой витков.
Для классов напряжения 110 кВ и выше в ряде случаев использу-
ется многослойная цилиндрическая экранированная обмотка, схе-
матически показанная на рис. 4.18. Электростатические экраны раз-
мещают у линейного и нейтрального концов обмотки. Благодаря
большой поверхности слоев и близкому их расположению емкость
156
между слоями больше, чем емкость на землю. В результате началь-
ное распределение напряжения получается близким к конечному.
В трехфазных трансформаторах с изолированной нейтралью или
с нейтралью, заземленной через реактор, подъем импульсного пере-
напряжения на нейтрали может быть ограничен разрядником, уста-
Рис. 4.16. Упрощенная
емкостная защита состо-
ящая из двух емкостных
колец на каждом конце
обмотки
Рис. 4.17. Расположение
витков в паре соседних
катушек переплетенной
обмотки (а) и направле-
ние тока в витках (б)
Рис. 4.19. Схема включения импи-
дора (обмотка трансформатора не-
резонирующая)
Рис. 4.18. Схема соединения мно-
гослойной экранированной обмот-
ки
новленным в нейтрали. Возможно также применение схем емкост-
ной защиты, описанных выше применительно к нейтральному кон-
цу. Дополнительно в нейтраль параллельно разряднику и
токоограничивающему реактору включают емкость, рассчитанную
таким образом, что при высоких частотах, соответствующих пере-
ходным волновым процессам, сопротивление емкости близко к ну-
157
лю и нейтраль практически заземлена. При номинальной частоте
емкостное сопротивление велико и нейтраль практически изолиро-
вана. Такое устройство, схематически показанное на рис. 4.19,
называют импидором.
Рассмотренные конструкции обмоток позволяют повысить им-
пульсную электрическую прочность трансформаторов. Такие об-
мотки называют грозоупорными или нерезонирующими. В них
значительно ослаблены электромагнитные колебания при переход-
ных процессах и практически исключена возможность опасных ре-
зонансных колебаний.
§ 4.5. ОСНОВНЫЕ ТИПЫ ИЗОЛЯЦИОННЫХ
КОНСТРУКЦИЙ ТРАНСФОРМАТОРОВ
Изоляция должна без повреждений выдерживать весь комплекс
воздействий, которым она подвергается при эксплуатации транс-
форматора.
Для проектирования изоляции отдельных частей и элементов
трансформатора необходимо прежде всего определить электриче-
ские воздействия, которые изоляция испытывает в процессе экс-
плуатации. К ним относят длительное воздействие рабочего напря-
жения, допустимые продолжительные повышения напряжения,
кратковременные перенапряжения, возникающие вследствие нор-
мальных коммутационных процессов (достигающие иногда значе-
ний, близких к четырехкратному фазному напряжению), а также
импульсные атмосферные перенапряжения.
Создание обобщенной теории электрической прочности затруд-
нено тем, что напряжения промышленной частоты и импульсные
оказывают на изоляцию различные воздействия. Нормальное ра-
бочее напряжение и перенапряжение коммутационного характера
действуют в основном на главную изоляцию, а воздействие атмос-
ферных перенапряжений сказывается главным образом на продоль-
ной изоляции обмоток трансформатора.
Для упрощения расчетов и стандартизации требований, предъяв-
ляемых к электрической прочности изоляции изготовленного транс-
форматора, расчет изоляции производится так, чтобы она выдержи-
вала испытания, предусмотренные соответствующими нормами.
Нормы испытаний составлены с учетом возможных при эксплуата-
ции электрических воздействий (по значению, длительности и ха-
рактеру) и содержат необходимые запасы прочности.
Принципы конструирования изоляции. Рассмотрим основные изо-
ляционные промежутки главной изоляции для трансформаторов с
концентрическими и чередующимися обмотками (рис. 4.20, а, б).
В трансформаторе стержневого типа с концентрическими обмотка-
ми основными промежутками главной изоляции являются осевые
каналы между обмоткой НН и стержнем, между обмотками ВН и
НН, промежутки между обмоткой ВН и стенкой бака, между тор-
158
цами обмоток ВН и НН и ярмами и др. Этим промежуткам соот-
ветствуют вполне определенные электрические воздействия при
испытаниях трансформатора.
В соответствии с характером напряжения, воздействующего на
обмотки трансформатора, вокруг обмоток образуется электриче-
ское поле (переменное при обычной частоте и имеющее характер
импульса при импульсных напряжениях). На рис. 4.21 показана
картина электрического поля
двухобмоточного трансформа-
тора с концентрическими об-
мотками при испытании изо-
ляции обмотки ВН приложен-
ным напряжением: всей об-
мотке ВН сообщен один и тот
же потенциал, обмотка НН и
магнитопровод заземлены.
На рис. 4.22 показана об-
щая картина электрического
поля в главной изоляции
трансформатора класса напря-
жения НО кВ. Здесь представ-
лена конструкция изоляции
трансформатора, предназна-
ченного для питания промыш-
Рис. 4.20. Основные изоляционные про-
межутки главной изоляции трансформа-
торов с концентрическими (а) и чере-
дующимися (б) обмотками
ленной электрической печи.
Для удобства выполнения отводов обмотки НН, рассчитанной на
большие рабочие токи, эту обмотку размещают снаружи. Обмот-
Рис. 4.21. Приближенная картина
электрического поля обмотки ВН:
/ — стержень магнитопровода; 2 —обмот-
ка НН; 3 — обмотка ВН; 4 —ярмо
Рис. 4.22. Картина электрического по-
ля в главной изоляции трансформато-
ра ПО кВ:
/, 2» 4 —участки силовых линий в масля-
ных каналах; 3 — эквипотенциальные линии
159
ку ВН располагают внутри, а непосредственно у стержня магнит-
ной системы — регулировочную обмотку (РО), являющуюся ре-
гулировочной частью обмотки ВН.
Картина поля в рассмотренных случаях является примером не-
однородного несимметричного поля. Здесь можно выделить две зо-
ны: среднюю часть обмоток, в которой электрическое поле близко к
однородному, и у торцов обмоток, где поле неоднородно. Наиболь-
шая напряженность, как видно, например, из рис. 4.21, имеет место
в торцевых зонах обмоток.
Конструкция и расположение изоляционных деталей должны со-
ответствовать картине электрического поля. Наиболее вероятным
нарушением изоляции трансформатора является разряд по поверх-
ности диэлектрика, причем эта поверхность в большинстве случаев
повреждается от разряда. Поэтому наиболее правильным решением
вопроса о конструкции главной изоляции является размещение ее
слоями в направлении эквипотенциальных поверхностей. В этом
случае изоляция будет подвергаться воздействию пробивного напря-
жения, а не разряду по поверхности.
Таким образом, главная изоляция стержневых трансформаторов
с концентрическими обмотками получает вид цилиндров, а также
простых и угловых шайб, как и показано на рис. 4.23.
Главная изоляция силовых масляных трансформаторов может
иметь следующие исполнения:
1) маслобумажная барьерная (маслобарьерная) изоляция, об-
разующаяся при пропитке трансформаторным маслом бумажной
изоляции обмоток и электроизоляционного картона и заполнении
маслом изоляционных промежутков между элементами обмоток,
остовом и баком;
2) бумажно-масляная изоляция, состоящая из бумаги, пропитан-
ной маслом.
Достоинством маслобарьерной изоляции является более простая
(по сравнению с бумажно-масляной) технология изготовления об-
моток, изоляции, сборки активной части, ее сушки и пропитки мас-
лом. Этими свойствами и обусловлено широкое применение масло-
барьерной изоляции. Конструктивно главная изоляция представля-
ет собой комбинацию масляных промежутков с барьерами в виде
цилиндров и угловых шайб из электрокартона или кабельной
бумаги.
При расчете изоляции для каждой части, находящейся под на-
пряжением, необходимо выявить наиболее нагруженные в электри-
ческом отношении изоляционные промежутки, определить напря-
женность электрического поля в промежутке и затем по допустимой
напряженности выбрать размер промежутка, обеспечивая опреде-
ленный коэффициент запаса электрической прочности. Определение
напряженности производят либо аналитически, либо моделировани-
ем поля на математической модели, используя для этого электропро-
водящую бумагу или электролитическую ванну.
160
Определение минимально допустимых изоляционных промежут-
ков тесно связано с теми изоляционными конструкциями, которыми
заполнены эти промежутки. Внутренняя изоляция масляных транс-
форматоров может быть представлена в виде комбинаций из не-
скольких простых элементов. Это сплошная твердая изоляция (меж-
ду соседними витками, расположенными вплотную, изолированными
Рис. 4.23. Главная изоляция обмотки ВН класса напряже-
ния 110 кВ с вводом в верхнем конце обмотки
проводниками отводов и т. п.); чисто масляные промежутки (меж-
ду неизолированными проводниками отводов или токоведущими
частями ввода и стенкой бака и т. д.); комбинированная изоляция
(главная изоляция обмоток, изоляция между катушками и т. д.).
Так как диэлектрическая проницаемость большинства твердых
диэлектриков, применяемых в трансформаторостроении, выше, чем
масла, то установка между обмотками изоляционных цилиндров
вызывает некоторый рост напряженности электрического поля в
6—1468 161
масляных промежутках. Эффект от применения барьеров может
быть получен при сравнительно небольшой их толщине, которая
определяется в. основном их механической прочностью и технологи-
ческими соображениями.
Размеры изоляционных промежутков главной изоляции сущест-
венно возрастают с ростом класса напряжения трансформатора, что
приводит к увеличению расхода изоляционных материалов, а также
увеличению массы и габаритов обмоток и активной части. Для срав-
нения на рис. 4.24 показаны размеры изоляционных промежутков и
главной изоляции обмоток с ростом класса на-
пряжения
их конструкция для трансформаторов условно одинаковой мощно-
сти классов напряжения 35 и 500 кВ. (Под дробью указаны испыта-
тельные напряжения; размеры даны в сантиметрах.)
Из сравнения следует, что при увеличении изоляционного проме-
жутка для класса напряжения 500 кВ происходит одновременно
значительное усложнение конструкции изоляции, связанное с ком-
бинацией барьеров в виде цилиндров и угловых шайб.
Главную изоляцию обмотки с полной изоляцией нейтрального
конца (т. е. такой же, как линейного конца) выбирают соответст-
162
венно значению испытательного напряжения переменного тока
(см. табл. 10.1).
Если класс напряжения нейтрального конца обмотки более низ-
кий, чем линейного конца,, главная изоляция может выполняться
ступенчатой. В этом случае возможно уменьшение изоляционного
промежутка от данной обмотки по мере удаления от линейного
конца.
Продольная изоляция может определяться как электрической
прочностью при рабочей частоте, так и прочностью при импульсах.
Изоляция между витками, как правило, обеспечивается изоляцией
обмоточного провода. Дополнительная изоляция может применять-
ся на входных катушках (у линейного конца) фазных обмоток.
Примеры изоляционных конструкций. Конкретные рекомендации
для выбора изоляционных расстояний главной изоляции обмоток
даны в табл. 4.1 и 4.2. Следует отметить, что изоляционные проме-
Таблица 4.1
Главная изоляция. Минимальные изоляционные расстояния обмоток НН
с учетом конструктивных требований
Мощность трансфор- матора S, кВ . А ^исп ДЛЯ НН, кВ НН от ярма Zoi, мм НН от стержня, мм
6oi аш Ooi zm
25-250 5 15 Картон 2X0,5 150 4 •—
400-630 * 1000-2500 630—1600 2500—6300 630 и вы- 5* 5 18; 25 и 35 18; 25 и 35 45 Принимается равным найден- ному по испы- тательному на- пряжению об- мотки ВН Картон 2X0,5 4 4 4 5 6 6 8 10 5 15 15 17,5 20 18 25 25 30
ше 630 н вы- 55 5 13 23 45
ше Все мощ- ности 85 6 19 30 70
• Для винтовой обмотки с испытательным напряжением С/исп"5 кВ размеры взять из
следующей строки для мощностей 1000—2500 кВ • А.
жутки соответствуют вполне определенным изоляционным конст-
рукциям (рис. 4.25).
Рассмотрим некоторые изоляционные конструкции.
На рис. 4.26 представлена конструкция главной изоляции обмо-
ток масляного трансформатора класса напряжения 35 кВ мощно-
стью 1600 кВ-А. Изоляция между обмотками ВН и НН осуществля-
ется жесткими бумажно-бакелитовыми цилиндрами или мягкими
цилиндрами, намотанными при сборке трансформатора из электро-
б« 163
Таблица 4.2
Главная изоляция. Минимальные изоляционные расстояния
обмоток ВН с учетом конструктивных требований
Мощность трансфор- матора кВ . А ^исп для ВН, кВ ВН от ярма, мм Между ВН и НН, мм Выступ цилиндра 1цЪ ММ Между фазами, мм
Аи | i «ш о» би а» &22
25—100 18; 25 и 35 20 9 2,5 10 8 —
160-630 18; 25 и 35 30 — 9 3 15 10
1000—6300 18; 25 н 35 50 — 20 4 20 18 —•
630 и выше 55 50 2 20 5 30 20 3
160-630 85 75 2 27 5 50 20 3
1000-6300 85 75 2 27 .5 50 30 3
10000 и выше 85 80 3 30 6 50 30 3
Рис. 4.25. Строение главной изоляции для испытатель-
ных напряжений от 5 до 85 кВ
изоляционного картона. Цилиндр располагают либо вплотную к об-
мотке ВН, что возможно, если эта обмотка многослойная цилиндри-
ческая, либо в промежутке между обмотками, когда обмотка ВН
непрерывная, как на рассматриваемом рисунке.
Чтобы цилиндр в полной мере использовался для предотвраще-
ния разрядов с края обмотки (штриховые линии на рис. 4.25), необ-
ходимо обеспечить определенный выступ цилиндра за торец обмот-
Рис. 4.26. Строение обмоток и изоляции трансформатора класса напряжения
35 кВ; мощность 1600 кВ-А:
/, 2 — деревянные стержни; 3 — магнитопровод; 4 — деревянная планка; 5 — бумажно-баке-
литовый цилиндр обмотки НН; 6 — обмотка НН; 7 — бумажно-бакелитовый цилиндр обмот-
ки ВН; S —обмотка ВН; 9 —межфазная перегородка; 10 — изоляционный щит; // — опор-
ные кольца обмотки ВН; /9 —ярмовая изоляция; 13 — рейка; 14 — опорные кольца обмотки
НН; 15 — рейка; 16 — прокладка обмотки ВН; /7 — шайба из электрокартона; 18 — верти-
кальная стальная шпилька, изолированная бумажно-бакелитовой трубкой; 19 — пушным
балка; 20 — планка уравнительной изоляции; 21, 22 — изолированный отвод обмотки
164
OOh
ки. Изоляция обмотки от ярма усилена шайбами и прокладками из
электрокартона. Между .обмотками ВН соседних стержней устанав-
ливается междуфазная перегородка, представляющая собой лист
электрокартона (поз. 9 на рис. 4.26).
В разработанных сериях трансформаторов класса напряжения
ПО кВ главная изоляция выполнена в двух вариантах. В двухобмо-
точных трансформаторах, регулируемых под нагрузкой (РПН) при
нерасщепленной обмотке НН, линейный конец обмотки ВН подве-
ден к верхней части, а нижний конец обмотки присоединен к нейтра-
ли. Изоляция обмотки ВН от верхнего ярма определяется по испы-
тательному напряжению 200 кВ, от нижнего ярма — по испытатель-
ному напряжению 100 кВ. Конструкция главной изоляции показана
на рис. 4.23.
Регулировочная обмотка, разделенная на две части (грубого и
тонкого регулирования), размещена снаружи основной обмотки
двумя концентрами. Изоляция основной части обмотки ВН от регу-
лировочной аналогична изоляции между обмотками ВН и НН.
Между обмотками тонкого регулирования (РОТОнк) соседних фаз
установлена перегородка из электроизоляционного картона.
В двухобмоточных трансформаторах с расщепленной обмоткой
НН обмотка ВН разделена на две части, соединяемые параллель-
но. Линейный конец подводится к середине высоты обмотки. Конст-
рукция главной изоляции показана на рис. 4.27.
На рис. 4.28 показана конструкция главной изоляции обмоток
электропечного трансформатора, для которого выше была рассмот-
рена картина электрического поля. Изоляция основной части обмот-
ки ВН от обмоток НН и регулировочной осуществляется цилиндра-
ми и масляными каналами, в торцевой зоне — цилиндрами и угло-
выми шайбами.
Рассмотрим конструкцию продольной изоляции (изоляцию меж-
ду витками, слоями витков и катушками). Эта изоляция может оп-
ределяться как электрической прочностью при частоте 50 Гц, так и
прочностью при импульсах.
При выборе витковой изоляции необходимо учитывать конструк-
тивное исполнение обмоток и способ защиты обмоток от импульс-
ных перенапряжений. В многослойных цилиндрических обмотках
распределение перенапряжения при импульсных воздействиях близ-
ко к линейному. Обмотки этого типа, наматываемые из круглого и
прямоугольного провода, широко применяются для трансформато-
ров классов напряжения 6—35 кВ мощностью до 80000 кВ-А. При
классах напряжения выше 35 кВ осуществляется дополнительная
защита обмотки установкой экрана.
В непрерывных обмотках при классе напряжения НО кВ и выше
схема емкостной защиты может включать в себя емкостные кольца
и экранирующие витки, обеспечивающие благоприятное начальное
распределение напряжения.
Применение переплетенных катушечных обмоток в сочетании с
166
Рис. 4.27. Главная изоляция обмотки ВН клас-
са напряжения ПО кВ с вводом линейного кон-
ца в середину высоты обмотки:
/ — прессующее кольцо (древеснослоистое); 2 —бу-
мажно-бакелитовый цилиндр; 3 — цилиндр из элек-
троизоляционного картона
емкостными кольцами позволяет получить почти линейное распреде-
ление начального напряжения.
На рис. 4.29 показаны начальные распределения потенциалов в
обмотках ВН трансформаторов классов напряжения 35—110 кВ.
Как видно из рисунка, наибольшую крутизну имеет начальное рас-
пределение в непрерывной обмотке без емкостного кольца, наимень-
шую — в переплетенной обмотке.
Для защиты входных катушек и витков от пробоя при перена-
пряжениях их изоляция усиливается по сравнению с изоляцией ос-
тальных катушек (витков) обмотки.
В качестве усиленной изоляции используется увеличенная изоля-
ция между слоями, изоляция целых катушек кабельной бумагой.
167
В обмотках классов напряжения 6, 10, 15 кВ вполне достаточна
собственная изоляция витков, поэтому усиленная изоляция не при-
меняется.
В непрерывных катушечных обмотках классов напряжения 20 и
35 кВ усиленная изоляция выполняется только на входных катуш-
ках. В частности, при классе 35 кВ усиленными выполняются по
две катушки у начала и конца обмотки.
В обмотках более высоких классов напряжения при схемах за-
щиты по рис. 4.13, 4.15 изоляция входных катушек зависит от рас-
Рис. 4.28. Главная изоляция транс-
форматора на напряжение 110 кВ:
/ — прессующее кольцо; 2 —ярмовая изо-
ляция; 3 — угловые шайбы; 4 — клинья;
5 —рейки; 5 —цилиндры
Рис. 4.29. Начальное распределение
напряжений в обмотках ВН:
/ — непрерывная; 2 — непрерывная с емко-
стным кольцом; 3 — переплетенная
положения катушки относительно линейного конца. Для обмотки
ПО кВ с вводом линейного конца в верхнюю час^ь обмотки (см.
рис. 4.23) первая катушка имеет дополнительную изоляцию 4 мм
на сторону, вторая — 3,5 мм, третья и четвертая — по 2,0 мм на
сторону.
Для обеспечения наиболее благоприятного начального распре-
деления напряжения по обмотке ширина межкатушечных каналов
может изменяться в зависимости от положения катушки (градация
каналов).
Межкатушечная изоляция, осуществляемая радиальными мас-
ляными каналами, образуется наборами дистанционных прокла-
док из электрокартона (рис. 4.30, в), а также простыми или угло-
выми шайбами (рис. 4.30, а, б).
Изоляция отводов. Отводы, т. е. проводники, соединяющие от-
дельные части обмотки между собой и с проходными изоляторами
(вводами), а также с переключателями, обычно находятся в масле,
в пространстве между обмоткой и стенкой бака или между ярмом и
крышкой бака. Отводы и переключатели каждой обмотки должны
168
Рис. 4.30. Межкатушечная изоляция
Рис. 4.31. Конструктивная схема отводов ВН трансформатора мощ-
ностью 1600 кВ-А (ПБВ):
а — схема; б —вырезы в планках; а —крепление отводов; / — планка; 2— бу-
мажно-бакелитовая трубка; 3, 5 — компенсаторы; 4 —отвод обмотки: б —пере-
ключатель; 7, /3 —планки деревянные; // — болт; /2 —шайба; /3 —гайка;
14 — дополнительная изоляция из электрокартона
М20
быть надежно изолированы от бака, заземленных частей, крепя-
щих остов, а также от частей, находящихся под напряжением. Для
изоляции отводов используется лакоткань, крепированная бумага и
в ряде случаев бумажно-бакелитовые трубки. Изолированные отво-
ды крепятся на активной части с помощью деревянной рамной кон-
струкции (рис. 4.31).
Внешняя изоляция. Вводы представляют собой фарфоровые про-
ходные изоляторы, через внутреннюю полость которых проходит то-
коведущий стержень. Внутри бака ввод связан отводом с обмоткой,
снаружи — подключен к электрической сети.
Воздушную изоляцию ввода образует промежуток между токо-
ведущими частями на верхнем торце изолятора и заземленным
фланцем. Напряжение, выдерживаемое внешней (воздушной) изоля-
цией ввода при частоте 50 Гц в сухом состоянии и при импульсах,
определяется расстоянием от токоведущей части до фланца, сте-
пенью неоднородности электрического поля в осевом направлении
и устройством наружной поверхности изолятора.
Внешняя конфигурация и размеры вводов зависят от класса на-
пряжения, рода установки трансформатора и силы тока. Вводы для
наружной установки должны иметь зонтообразные ребра (юбки) с
тем, чтобы при дожде часть поверхности фарфора оставалась не
смоченной водой. Нижней поверхности зонтообразного ребра прида-
ется такая форма, при которой капли воды не могут на ней удержи-
ваться (рис. 4.32). При такой конструкции увеличиваются путь по-
верхностного разряда и электрическая прочность ввода.
Вводы на напряжение ПО кВ и выше подразделяют на масло-
барьерные и бумажно-масляные. В маслобарьерных вводах основ-
ная изоляция — трансформаторное масло, разделенное на слои
бумажно-бакелитовыми цилиндрами с уравнительными обкладка-
ми из алюминевой фольги. В бумажно-масляных вводах основная
изоляция — кабельная бумага, плотно намотанная на медную (или
латунную) трубу. Бумага пропитана трансформаторным маслом и
разделена на слои уравнительными обкладками из фольги. Об-
кладки предназначены для выравнивания электрического поля.
Вводы заполняются дегазированным трансформаторным маслом,
изолированным от масла бака и атмосферного воздуха (гермети-
зированные вводы) (рис. 4.33).
Рис. 4.32. Съемные вводы:
а —на ток 400 А и напряжение 1 кВ: / — медная шпилька; 2 — гайка; 3 —шайба; 4 —ла-
тунный колпак; 5 —резиновое кольцо; 6 и /0 — фарфоровые изоляторы; 7 —резиновая про-
кладка; в —крышка бака; 9, 11 — электрокартонные шайбы; 12 — латунная втулка;
б — на ток 3000 А и напряжение 6—10 кВ; / — медный башмак; 2, 3 — болты; 4 — гайка;
5 —втулка; б —резиновое кольцо; 7—колпак; 8 — винт; 9 — резиновое уплотнение; 10 —
выступ стержня; 11» /Р —шайба электрокартонная; 12 — бортик стержня; 13 — изолятор; 14 —
стержень; 15 — шпилька; 16 — гайка; 17 — фланец; 18 — прижимный кулачок; 20 — крышка
бака; 21 — втулка гетинаксовая; 22 — шайба; 23 — гайка;
в — на ток 250 А н напряжение 35 кВ; 25 -* установочный фланец; 26 — бумажно-бакелито-
вая трубка
171
Рис. 4.33. Герметичный маслонаполненный транс-
форматорный ввод на напряжение 110 кВ:
а — общий вид; б — стяжное и компенсирующее устрой-
ство; 1 — контактный наконечник; 2 — корпус компенса-
тора давления; 3 — труба; 4 —» фарфоровый изолятор; 5—
изоляционный сердечник; 6 — соединительная втулка; 7 —
измерительное устройство; 8 — вентиль; 9 — фарфоровая
покрышка; 10 — гетинаксовая шайба; 11 — резиновая про-
кладка; 12 — латунный стакан; 13 — экран; /4 —фланец
крепления ввода; 15 — винт; 16 — металлическая диафраг-
ма; /7 — защитный кожух; 18 — сильфоны; 19 — резиновая
прокладка; 20 — пружинка; 21 — направляющие шпильки;
22 — нажимный диск; 23 — гайка; 24 — винт; 25 — нако-
нечник
§ 4.6. НАПРАВЛЕНИЯ УСОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ
ИЗОЛЯЦИИ
Рис. 4.34. Конструкция усо-
вершенствованной главной
изоляции на напряжение
35 кВ:
/ — цилиндр изоляционный; 2,
3 — угловые шайбы
достигнуто применением эмале-
На основании исследования перенапряжений в обмотках при различных ва-
риантах их раскладки и способах защиты удалось значительно усовершенствовать
изоляцию. При этом оптимизирована конструкция главной изоляции за счет умень-
шения изоляционных каналов, примыкающих к обмоткам, что позволило снизить
напряженность электрического поля. Продольная изоляция совершенствуется пу-
тем улучшения волновых параметров обмоток и, следовательно, снижения пере-
напряжений, а также за счет повышения допустимых воздействий на витковую
изоляцию улучшенного типа.
Для классов напряжения 35 кВ разрабатывается конструкция с использова-
нием усовершенствованной изоляции, слоевых обмоток и древеснослоистых пла-
стиков. Обеспечение необходимой электрической прочности возможно при внедре-
нии технологии заливки и пропитки активных частей трансформаторов маслом
под вакуумом в собственных баках. В конструкции применяют жесткие угловые
шайбы, установленные в зоне наибольшей напряженности электрического поля —
в торцевой зоне обмотки ВН. Эскиз главной изоляции показан на рис. 4.34. При-
менение этой изоляции позволяет снизить изоляционные расстояния на 15—20%.
Аналогичными путями идет совершенствовани изоляции класса напряжения
ПО кВ, что позволяет уменьшить изоляционные промежутки примерно на 20%
(с 50 до 40 мм в главном канале).
Дальнейшее совершенствование конструк-
ций изоляции мощных силовых трансформа-
торов предполагается осуществлять главным
образом на основе применения защитных уст-
ройств, обеспечивающих глубокое ограниче-
ние перенапряжений (ограничители перена-
пряжений с резисторами на основе оксида
цинка и т. д.).
Цель совершенствования продольной изо-
ляции — уменьшение изоляционных проме-
жутков между элементами обмотки. Особен-
но желательно применение более технологич-
ных конструкций. Это обусловливает приме-
нение в трансформаторах класса 500 кВ не-
прерывной обмотки ВН — наиболее эконо-
мичной и наименее трудоемкой. Равномерное
распределение импульсных перенапряжений
обеспечивается емкостным распределенным
экраном.
Расположением экрана на поверхности
обмотки и установкой емкостных элементов
вдоль экрана достигается необходимое рас-
пределение импульсных напряжений в обмот-
ке. Вследствие этого изоляцию между катуш-
ками выбирают без учета импульсных пере-
напряжений.
Дальнейшее улучшенине витковой изоля-
ции при уменьшении ее размеров может быть
вого покрытия проводов.
Следует заметить, что прогресс в конструкции изоляции трансформаторов не-
разрывно связан с прогрессом в технологии. Ряд конструктивных решений потре-
бовал разработки специальных технологических процессов, например изготовления
изоляционных деталей сложной конфигурации из увлажненного картона или цел-
люлозной массы способам литья или формовки.
Возможности маслобарьерной изоляции еще не использованы полностью; в
отечественной и зарубежной практике она успешно и широко применяется. Одна-
173
ко для мощных высоковольтных трансформаторов, массогабаритные показатели
которых достигли предельных по условиям их транспортирования, необходимо
изыскивать новые конструктивные решения и в первую очередь за счет совершен-
ствования изоляции.
С этой точки зрения одним из перспективных видов изоляции является бу-
мажно-масляная. Главные изоляционные расстояния при ее применении возмож-
но сократить почти вдвое, что в итоге позволяет уменьшить массу и габариты
активной части и трансформатора в целом, а следовательно, увеличить предель-
ную мощность трансформаторов. Однако процесс изготовления обмоток с бу-
мажно-масляной изоляцией значительно сложнее, чем в трансформаторах с мас-
лобарьерной изоляцией.
На рис. 4.35 показана конструкция бумажно-масляной главной изоляции. Весь
промежуток между обмотками ВН и НН заполнен пропитанной маслом бумагой
в виде бумажных отбортованных по краям цилиндров. Устройство и изготовление
Рис. 4.35. Бумажно-масляная главная изоляция:
/ — стержень магнитопровода; 2 —обмотка НН; 3 — бумажно-бакелитовый
цилиндр; 4 — бумажный цилиндр; 5 — обмотка ВН
обмоток при такой конструкции должны обеспечивать прилегание катушек обмо-
ток вплотную к бумажной изоляции. Наличие зазоров снижает электрическую
прочность главной изоляции. Этот тип изоляции позволяет существенно умень-
шить изоляционные промежутки, однако требует больших затрат труда на от-
бортовку цилиндров, состоящих из десятков слоев кабельной бумаги.
Создание трансформаторов на мощности свыше 2500—3000 МВ*А, возможно,
потребует развития принципиально новых систем конструкции изоляции и охлаж-
дения (например, газовой изоляции с испарительным охлаждением).
174
§ 4.7. ИЗОЛЯЦИЯ В СУХИХ
ТРАНСФОРМАТОРАХ
Главная изоляция в сухих трансформаторах осуществляется
такими же изоляционно-конструктивными деталями, как и в мас-
ляных трансформаторах (цилиндры, угловые шайбы и т. д.). При
этом наряду с обеспечением электрической прочности необходимо
обращать внимание на получение достаточных каналов для охлаж-
дения и такое размещение изоляционных деталей, при котором
обеспечивается наилучший доступ воздуха к обмоткам. Основные
изоляционные промежутки главной изоляции значительно выше, чем
в масляных трансформаторах, из-за меньшей электрической проч-
ности воздуха. Например, при испытательном напряжении обмотки
ВН, равном 24 кВ, главное изоляционное расстояние между обмот-
ками ВН и НН составляет 40 мм для масляного трансформатора с
С'Исп=25 кВ оно равно 9 мм.
Межвитковая изоляция сухих трансформаторов достаточно на-
дежно обеспечивается нормальной изоляцией проводов. В качестве
межкатушечной изоляции служат горизонтальные воздушные кана-
лы, размеры которых определяются по условиям отвода теплоты.
Для намотки обмоток используют медные или алюминиевые прово-
да тех же марок, что и для масляных трансформаторов. При необ-
ходимости получения пожаробезопасной установки или при расчете
обмоток на работу при повышенной температуре применяют прово-
да с изоляцией, обладающей повышенной нагревостойкостью. К ним
относятся провода марок ПСД или АПСД класса нагревостойкости
F (155°С); марок ПСДК или АПСДК — класса нагревостойкости
Н (180°С) и марки ПДА — класса нагревостойкости F.
Сухие трансформаторы выполняют в настоящее время также с
литой изоляцией (трансформаторы предназначаются в основном
для работы на наружных установках). Магнитная система и обмот-
ки этих трансформаторов заливаются электроизоляционным компа-
ундом, который после отвердения служит изолирующей средой и
и теплоносителем.
Вопросы для самоконтроля
1. Дайте характеристику основных видов воздействий на изоляцию трансфор-
матора.
2. По каким признакам классифицируется изоляция трансформатора? Укажи-
те назначение главной, продольной, внешней изоляций.
3. Какие факторы определяют строение продольной изоляции обмоток? Как
обеспечивается ее электрическая прочность при импульсных воздействиях?
4. Каково назначение и устройство электростатического экрана, устанавли-
ваемого в цилиндрических обмотках?
5. Что является основанием для выбора главной изоляции трансформатора?
6. Назовите основные элементы конструкции главной изоляции масляных
трансформаторов и их назначение.
7. Какие меры, позволяют обеспечить электрическую прочность внешней изо-
ляции?
Поле рассеяния индуцирует в проводах обмоток ЭДС, под дей-
ствием которых протекают токи. Эти токи замыкаются внутри от-
дельных проводов и между параллельными ветвями обмотки и не
выходят за ее пределы. Вихревые и циркулирующие токи
вызывают в токоведущих частях добавочные потери, которые зави-
сят от частоты тока, размеров поперечного , сечения проводников
обмотки, их удельного электрического сопротивления и расположе-
ния по отношению к полю рассеяния. Помимо добавочных потерь в
обмотках поле рассеяния вызывает потери в стенках бака и других
стальных деталях трансформатора.
§ 5.1. ВИДЫ ДОБАВОЧНЫХ ПОТЕРЬ
И ЯВЛЕНИЯ, ОПРЕДЕЛЯЮЩИЕ
ИХ ВОЗНИКНОВЕНИЕ
Потери, определяя коэффициент полезного действия трансфор-
матора, являются одним из его основных эксплуатационных показа-
телей. В значительной степени потери определяют срок службы и
нагрузочную способность трансформатора, так как местные потери
в обмотках и других частях, соприкасающихся с изоляцией, могут
явиться причиной преждевременного износа изоляции.
При работе трансформатора в режиме нагрузки в обмотках, от-
водах и элементах конструкции под воздействием токов обмоток и
созданного ими поля рассеяния возникают потери, называемые
электрическими. При номинальной нагрузке трансформатора
(/гном) и номинальных напряжении и частоте эти потери практи-
чески равны потерям короткого замыкания. Поэтому при расчете
потерь в качестве исходной величины пользуются рассчитанными
или измеренными потерями короткого замыкания.
176
Потери короткого замыкания подразделяют на основные поте-
ри в обмотках и других токоведущих частях трансформатора и до-
бавочные потери. Основные потери определяются током данной
обмотки и ее электрическим сопротивлением, измеренным на по-
стоянном токе. Для расчета основных (электрических) потерь ис-
пользуют формулу
п
п
р
‘ оси
(5.1)
где i —номер токоведущего участка; п— число участков;
удельное электрическое сопротивление; у — плотность
моток; Gi — масса токоведущей части; Л — плотность
Добавочными потерями называют
разность потерь короткого замыкания
трансформатора и его основных по-
терь в токоведущих частях при тех же
токах. Определение добавочных по-
терь в отдельных частях трансформа-
тора, выявление причин их возникно-
вения и способов снижения — одна из
главных задач, без решения которой
невозможны правильный расчет и кон-
струирование трансформатора.
На рис. 5.1 показаны контуры, по
которым замыкаются линии поля рас-
сеяния при равномерном распределе-
нии магнитодвижущих сил по высоте
обмоток трансформатора.
Поле рассеяния трансформатора
индуцирует в проводниках обмоток
ЭДС, под действием которых проте-
кают токи. Эти токи замыкаются
внутри отдельных проводников и меж-
ду параллельными ветвями, не выхо-
дя за пределы обмотки. Наличие в
проводниках обмоток кроме токов
нагрузки еще и токов, вызванных по-
лем рассеяния, приводит к неравно-
мерному распределению плотности то-
ка по сечению проводника и неравно-
мерному распределению тока между
параллельными ветвями. При расчете
потерь реальный ток обмоток можно
тока нагрузки, равномерно распределяющегося по сечению про-
водников и между параллельными ветвями, вихревого тока, за-
мыкающегося в пределах каждого проводнинка, и циркулирую-
177
Р —
металла об-
тока в ней.
J
*
Рис. 5.1. Поле рассеяния транс-
форматора:
1 — стержень магнитопровода; 2 —
обмотка НН; 3 —верхняя ярмовая
балка; 4 — прессующее кольцо; 5 —
обмотка ВН; б —стенка бака; 7 —
нижняя ярмовая балка
рассматривать как сумму
щего тока, замыкающегося между параллельными ветвями. При
этом сумма потерь от указанных токов равна потерям от реаль-
ного тока.
Поле рассеяния обмоток и отводов, возникающее в пространст-
ве, окружающем эти части, проходит также и по ферромагнитным
деталям конструкции трансформатора, вызывая в них потери от
вихревых токов и гистерезиса. Эти потери зависят от конфигура-
ции и интенсивности поля рассеяния, размещения, формы и разме-
ров металлических деталей.
По месту возникновения различают добавочные потери в токо-
ведущих частях (обмотках, отводах) и в элементах конструкции
(баке или кожухе, прессующих кольцах, ярмовых балках, нажим-
ных и стяжных пластинах, бандажах, электромагнитных и электро-
статических экранах). Кроме того, к добавочным относят потери в
крайних пакетах магнитопровода от вихревых токов, наведенных
полем рассеяния трансформатора.
Определение картины магнитного поля рассеяния — одна из ос-
новных задач электромагнитного расчета трансформатора. Проб-
лемам, связанным с полями рассеяния, посвящено большое число
работ начиная с исследований польского электротехника В. Рогов-
ского в начале первого десятилетия XX в. Эти исследования были
развиты советскими учеными Е. Г. Марквардтом, проф. Г. Н. Пет-
ровым и др. Современное состояние вопроса подробно отражено в
монографии Л. В. Лейтеса [19].
§ 5.2. РАСЧЕТ ПОЛЯ РАССЕЯНИЯ
Картина поля рассеяния является основой для определения до-
бавочных потерь, индуктивных сопротивлений обмоток и электро-
динамических усилий. Для расчета усилий, действующих на эле-
менты обмоток, а также добавочных потерь в них необходимо
знать параметры поля в местах расположения этих элементов.
Подробная картина поля используется для изыскания путей сни-
жения добавочных потерь.
Детальный расчет поля рассеяния представляет собой довольно
сложную и трудоемкую задачу и выполняется с помощью ЭВМ.
Однако в ряде случаев при расчете полных потерь, суммарных уси-
лий, индуктивных сопротивлений достаточно представить картину
поля рассеяния упрощенной.
Полем рассеяния трансформатора называют поле, созданное
МДС обмоток, в сумме равными нулю. К ним относят МДС всех
вторичных обмоток в многообмоточном трансформаторе и ту часть
МДС первичной обмотки, которая компенсирует размагничиваю-
щее действие вторичных обмоток.
При числе обмоток п уравнение МДС имеет вид
п
(5-2)
/-1
178
Рис. 5.2. Поле рассеяния трансформатора с
концентрическими обмотками и равномер-
ным распределением МДС по высоте:
а — картина реального поля; б — расчетная схема
где i0 — намагничивающий ток первичной обмотки.
Магнитодвижущая сила iowi создает основной магнитный
поток. Составляющая первичной МДС, компенсирующая размагни-
чивающее действие всех вторичных обмоток,
п
(i! - zo) W, = - 2 znw„, (5.3)
1-2
где й—to — нагрузочная составляющая .тока первичной обмотки.
Магнитное поле рассеяния создается МДС (й—/0)ой первичной
п
обмотки и 2 л всех вторичных обмоток, причем
1—2
п
+ = (5.4)
При этом не учитывается поле рассеяния при холостом ходе.
Магнитное поле, созданное суммой МДС [см. формулу (5.4)],
по закону полного тока не может содержать магнитных трубок,
охватывающих целиком все
обмотки трансформатора, а
содержит лишь трубки, час-
тично или целиком сцеп-
ляющиеся с отдельными об-
мотками. Это поле и явля-
ется полем рассеяния.
Рассмотрим поле рассея-
ния двухобмоточного транс-
форматора с концентриче-
скими обмотками и равно-
мерным распределением
МДС по высоте обмоток.
Пренебрегая незначи-
тельным намагничивающим
током, запишем уравнение
МДС: iiWi+i2tt)2=0. Примем
числа витков в обеих обмот-
ках одинаковыми: a>i=w2=
—w; следовательно, й =
=—i2 — i.
Картина поля, образованного такой системой МДС, показана
на рис. 5.2.
Линии поля в пределах высоты обмоток идут параллельно их
оси, отклоняясь от этого направления у торцов обмоток.
Для трансформаторов, у которых осевой размер обмотки I до-
статочно велик по сравнению с радиальными размерами обмоток
01 и а2 и расстоянием между обмотками ai2, можно принять, что
магнитное поле рассеяния внутри обмоток проходит прямолиней-
179
Рис. 5.3. Поле рассеяния
трансформатора с чередую-
щимися симметричными об-
мотками
ным потоком, а длина силовых линий равна осевому размеру обмо-
ток. При осевом размере обмоток одного порядка с радиальйыми
размерами необходимо ввести поправочные коэффициенты, учиты-
вающие магнитное сопротивление вне обмоток и отклонение реаль-
ного потока рассеяния от направления идеального параллельного
потока.
Поправочные коэффициенты для ряда частных случаев впервые
найдены проф. В. Роговским на основании решения уравнений элек-
тромагнитного поля и названы его именем. Коэффициенты позволя-
ют при расчете поля рассеяния трансформатора реальную картину
поля заменить идеальной, состоящей из параллельных магнитных
линий, длина которых одинакова: Ip^lfkp, где I — осевой размер об-
моток: kp< 1 — коэффициент Роговского.
Для концентрических обмоток
kf = 1 - {т/(л /)] (1 - е-*"’), (5.5)
где T=ai+a2+ai2.
При (л//т)>3 выражение упрощается: &р=1—т/(л/).
Напряженность поля Н в зоне раз-
мещения обмоток и в канале между
обмотками направлена вдоль оси
стержня.
Это поле с достаточным приближе-
нием можно считать симметричным
относительно оси стержня. Поэтому
на расстоянии d/2 от оси стержня на-
пряженность в пределах высоты об-
мотки I остается неизменной.
Распределение напряженности в
поперечном сечении показано на рис.
5.2. Оно имеет вид трапеции. В соот-
ветствии с законом полного тока на-
пряженность достигает наибольшего
значения в канале между обмотками,
где линии поля сцеплены со всем то-
ком обмотки:
Н =-Hm = iwll9.
Приняв цст=<» и Яст=0, пренеб-
регаем падением магнитного потен-
циала в ферромагнитном магнитопро-
воде. В пределах сечений обмоток на-
пряженность линейно изменяется от 0 до Нт. Так, при 0<x<Oi
линия поля охватывает ток lwxfa\ и напряженность
H=iwx! (atlp) =Hmxla\.
Индукция поля рассеяния в канале между обмотками
В=у.01тюкр11, (5.6)
где 1т — амплитуда тока.
180
На рис. 5.3 представлена картина поля рассеяния трансформато-
ра с чередующимися обмотками. Катушки обмоток ВН и НН чере-
дуются в направлении вдоль оси стержня. В практике наиболее рас-
пространены симметричные чередующиеся обмотки. Они могут быть
представлены в виде ряда одинаковых частей, или секций (пунктир
на рис. 5.3). Каждая из секций создает .одинаковое магнитное поле
рассеяния.
Одна из катушек выполняется в виде двух полукатушек, разме-
щенных по краям у верхнего и нижнего.ярма. Крайние секции при-
мыкают к поверхностям из ферромагнитного материала (ярмам)
или ярмовым балкам, которые для магнитного потока являются эк-
випотенциальными. Это ставит крайние секции практически в те же
условия, что и остальные. Таким образом, задача определения поля
рассеяния симметричной чередующейся обмотки сводится к иссле-
дованию поля рассеяния отдельной ее секции (или подгруппы).
Поле рассеяния чередующейся обмотки является радиальным,
или поперечным, так как силовые линии поля идут перпендикуляр-
но оси стержня (предполагается, что р.Ст=оо).
Если обмотка имеет п последовательно соединенных секций, то
число витков секции равно w/n. После рассеяния секции определяет-
ся аналогично полю пары концентрических обмоток. На рис. 5.4
представлена расчетная картина
поля рассеяния, состоящая из
параллельных магнитных трубок
длиной lp=l/kp, где kp — коэф-
фициент Роговского для череду-
ющихся обмоток.
Распределение напряженности
поля Н вдоль оси стержня име-
ет форму трапеции. Обычно в си-
ловых трансформаторах ради-
альный размер обмоток мал по
сравнению со средним диаметром
D и можно считать, что индук-
ция по всей длине канала рассеяния I постоянна и равна индук-
ции в среднем сечении.
Индукция в канале рассеяния
(5.7)
Здесь kp также учитывает отклонение реального поля от идеально-
го. Для трансформаторов с магнитной системой стержневого типа
kp определяют по формуле
k = 1 - — (1 _ е-«) [ 1 - 0,бе-2” (1 - е-’")], (5.8)
ли
I S
где и —-------------; V —---------------; s — расстояние от
^12+^1 4-02 Л12 + Я1+л2
181
внутренней цилиндрической поверхности до ферромагнитного маг-
нитопровода.
Выражение (5.7) справедливо и при параллельном соединении
секций. В этом случае число витков в секции будет w, а ток сек-
ции 1/п.
В концентрических обмотках одинаковой высоты при равномер-
ном распределении МДС поле рассеяния является осевым, за ис-
ключением концевых участков. В реальных трансформаторах
распределение МДС не всегда оказывается равномерным. Наличие
регулировочных ответвлений, неодинаковая изоляция вдоль оси
обмоток (рис. 5.5) и т. д. приводят к тому, что поле рассеяния не яв-
ляется чисто осевым.
Рис. 5.5. Поле рассеяния двухоб-
моточного трансформатора при
равномерном (а) и неравномерном
(б) распределении МДС
Рис. 5.6. Представление поля рассеяния
в виде продольной и поперечной состав-
ляющих при расположении регулировоч-
ной зоны в середине высоты обмотки
Реальное поле в этом случае в упрощенном виде можно предста-
вить в виде двух составляющих: продольного (направленного вдоль
оси обмоток) и поперечного (радиального) поля, вызванного током
витков, нескомпенсированных вследствие разности высот обмоток.
На рис. 5.6, а показаны две концентрические обмотки при распо-
ложении регулировочной зоны в середине высоты одной из обмоток.
При регулировании напряжения в пределах ±а/2% регулировочная
зона занимает а % ее высоты.
Продольное поле создано фиктивными обмотками 1' и 2' с равно-
мерным распределением МДС по высоте, а поперечное — обмот-
кой 2". Для определения индукции радиального поля строится
эпюра небаланса МДС — график зависимости МДС по высоте об-
мотки. Небалансом МДС концентрических обмоток является МДС
контура, охватывающего часть высоты системы обмоток трансфор-
матора начиная с одного из торцов.
Очевидно, что для рассматриваемого случая обмотка 2" пред-
ставляет собой две секции чередующейся обмотки с числом витков
182
в каждой aw/200. Отметим, что в трансформаторах с чередующими-
ся обмотками подобная эпюра относится к основной составляющей
поля рассеяния. За длину силовой линии принимают радиальный
размер системы обмоток, деленный на kp, который может быть оп-
ределен по (5.8) с учетом эпюры небаланса МДС.
Погрешность упрощенного расчета поля рассеяния может быть
значительной, так как в нем не учитывается радиальная индукция
в торцевой зоне равномерных равновысоких симметричных обмоток.
Однако для оценки потерь или усилий, вызванных осевым сдвигом
одной из обмоток, отключением части витков, неравномерной усад-
кой прокладок и т. п., такой расчет полезен.
Рис. 5.7. Диаграммы распределе-
ния радиальной и осевой состав-
ляющих поля рассеяния трансфор-
матора
Рис. 5.8. К расчету индукции поля рас-
сеяния в характерных точках сечения об-
моток (а), на середине их высоты (б) и
на уровне торца (в)
Анализируя картину поля рассеяния, представленную на рис.
5.1, можно заметить, что линии поля, параллельные оси стержня в
канале между обмотками, искривляются у торцов обмоток, достига-
ют прессующего кольца и нижней ярмовой балки, а затем замыка-
ются через магнитопровод и стенку бака. Для расчета добавочных
потерь и усилий особенно важно знать наибольшие значения индук-
ции поля рассеяния на уровне торцов и в середине высоты обмоток.
Для удобства анализа поле рассеяния подразделяют на две со-
ставляющие: продольное, или осевое, поле (направленное вдоль оси
обмоток) и поперечное, или радиальное (направленное по радиусу
поперек оси обмоток). Эпюры осевой (ВОс) и радиальной (Вр) со-
ставляющих поля рассеяния показаны на рис. 5.7. Как видно из
рисунка, наибольшее значение индукция поперечного поля имеет в
торцевых зонах обмотки, продольного — в середине высоты обмоток.
Для оценки индукции поля рассеяния в характерных точках се-
чений обмоток воспользуемся приближенными формулами.
183
Для точки 1 в середине торца обмотки шириной 2Д (рис. 5.8, а)
поперечная индукция
ДЛ1=^1п—, (5.9)
где Bq—^iwII' — продольная индукция при ярмах, придвинутых
вплотную к торцам обмоток; т'=Д1+О12+Д2; Д — половина ради-
ального размера обмотки.
Для точек 2 и 3 в углах сечения обмотки
^2,з=-^-1п^А. (5.10)
Осевая составляющая индукции в зависимости от координаты
х почти линейно изменяется в пределах радиального размера об-
моток и относительно медленно меняется с удалением от обмоток
(рис. 5.8). На середине высоты обмоток (у=0):
в области между обмотками В„=ВоАр/,
в области за обмотками Bv=Bq(1—£р'),
где
На уровне торца обмоток (у=±Г) значение осевой индукции при-
мерно вдвое меньше.
В ряде случаев необходимо иметь точную картину поля рас-
сеяния. Задача решается аналитически либо моделированием (см.
§ 6.2).
§ 5.3. ПОТЕРИ В ОБМОТКАХ
ОТ ВИХРЕВЫХ ТОКОВ
Рассмотрим проводник, находящийся в магнитном поле рассея-
ния. Полем рассеяния в проводнике индуцируется ЭДС, вызываю-
щая вихревые токи. Собственное магнитное поле вихревых токов
и размагничивающее действие этого поля не учитываем. Такое до-
пущение при частоте 50—100 Гц и обычных размерах проводников
вполне возможно и не вносит заметной погрешности в расчеты.
Предположим, что проводник размещен в равномерном поле
(рис. 5.9). Выделим элементарную полоску шириной dx на расстоя-
нии х от середины сечения проводника. В силу симметрии напря-
женность электрического поля Е на оси (х=0) равна нулю (£’=0).
В рассматриваемом элементе, по закону электромагнитной индук-
ции,
Е =—— (Вх1) = х— . (5.11)
I dt dt
Плотность тока, по закону Ома, J=Efp\ удельные потери (по-
тери на единицу массы} в точке с координатой х (или г)
184
Для проводника прямоугольного сечения средние по объему те-
ла мгновенные потери
12ру
(5.12)
Для определения средних за период- -потерь вместо (dB/dt)2
подставим усредненное за период значение этого параметра, т. е.
квадрат действующего значения скорости изменения индукции.
При В»»Вт sin at получим
г
2 I Р !
| dt=— j (o>Bm cos W)2 dt=— <o2B2m,
7 dB \2
( dt )д Т
о
(5.13)
Тогда средние за период
удельные потери в прямо-
угольном проводе
р = ш2/>2В^/(24ру). (5.14)
Для проводников круг-
лого сечения удельные по-
тери
р = ш2^/(32ру). (5.15)
Если эпюра индукции по
ширине пластины изменяет-
ся по заданному закону
Bm=f(x) в пределах 0<
<х<5, средние удельные
потери р можно выразить
через среднюю по ширине b
Bmdx.
В обмотках трансформа-
торов наиболее часто имеет
место эпюра индукции в
форме трапеции по ширине
пластины (рис. 5.10). В этом случае следует принять для расчета
значение индукции в середине ширины провода (Вт=Всвр) и
ввести дополнительно коэффициенты:
с 1
индукцию Втср=—-
и
Рис. 5.9. Потери от вихревых токов в
проводниках прямоугольного (а) и круг-
лого (б) сечений в равномерном магнит-
ном поле; эпюры напряженности (в) и
потерь (а) в этих проводниках
185
. 1 I I ( AB \2
для прямоугольного провода *TPan=l + —— —— ;
DU \ ^cep /
< < I I / ДВ \2
для Круглого провода ^ап = Нтгк—) •
72 \ Псер /
Если одновременно имеются осевая и радиальная составляю-
щие индукции, потери от них суммируются арифметически.
Рис. 5.П. Расчет потерь в обмотке от
вихревых токов:
а —сечение обмотки из прямоугольного прово-
да; б, в — треугольная и трапецеидальная
эпюры осевой индукции; г —близкая к пара-
боле эпюра радиальной индукции в пределах
высоты обмотки
Рис. 5.Ю. К расчету потерь в
прямоугольном проводнике при
трапецеидальной эпюре индук-
ции по ширине
Обмотки трансформаторов могут содержать много витков, со-
стоящих из ряда параллельных проводников. Для расчета потерь
в отдельном проводе, например наибольших местных потерь, мож-
но воспользоваться формулами (5.14), (5.15) с учетом коэффициен-
та, учитывающего эпюру индукции в пределах поперечного сечения
проводника.
Для определения средних или суммарных добавочных потерь не-
обходимо просуммировать потери во всех проводах. Большое число
проводов позволяет заменить суммирование интегрированием по
всему объему обмотки.
Обмотки условно изображают в виде, представленном на рис.
5.11, где число проводников в осевом и радиальном направлениях
сохраняется таким же, как и в реальной обмотке.
186
В обмотке выделяют зоны, выполненные из проводников одина-
ковых размеров с одинаковыми каналами, и определяют среднеквад-
ратичное значение индукции в пределах объема каждой зоны.
При расчете потерь в проводниках прямоугольного сечения от осе-
вой составляющей индукции по (5.14) в формулу подставляют
радиальный размер провода (Ь), а от радиальной составляющей —
осевой размер (а) (см. рис. 5.9).
Пренебрегая разницей в длине разных витков одной обмотки и
считая, что магнитная индукция зависит только от одной коорди-
наты, заменим интегрирование по объему интегрированием по од-
ному размеру. Тогда для типичных форм эпюры индукции имеем:
треугольник (рис. 5.11, б)
В2 =----------f ( Вт Х2~Х$ dx = — B2- (5.16)
с₽кв Х2-Х! J \ т X2-Xl ) 3 я” v '
трапеция (рис. 5.11, в)
‘В2
ср.кв
В? *г В\В% 4-
3
(5.17)
парабола степени п (рис. 5.11, г)
Ул
=в2 —?— f иу=--------.
т У2-У1 }\У2~УХ ) 2Л+1
(5.18)
Для определения добавочных потерь от вихревых токов в долях
основных выразим основные потери из соотношения рОсн=У2р/у.
Тогда из (5.14) следует
_ “№В2т
Роек 24р2/2
(5.19)
Часто для учета добавочных потерь пользуются коэффициентом
увеличения основных потерь вследствие наличия поля рассеяния
Лд. Пусть /н — плотность тока нагрузки, равномерно распределен-
ного по сечению проводника. Ток нагрузки, создающий поле рас-
сеяния, опережает ЭДС в контурах вихревых токов на угол л/2.
Пренебрегая магнитным полем, созданным самими вихревыми то-
ками, рассматриваем их как чисто активные токи, совпадающие с
ЭДС по фазе. Действующее значение результирующей плотности
тока, зависящее от координаты х (см. рис. 5.9), Js= j/"Уд+^вихр*
187
Коэффициент Ад определим из соотношения
, Pt Рося + Рвихр < I
«Д------------------ 1П 94п2/2 ®Ф’
Роси Росн 24р2/2
(5.20)
потерь от вихревых
токов в обмотке
где Аф учитывает форму эпюры индукции поля рассеяния.
Добавочные потери от вихревых токов, вызванные магнитным
полем рассеяния обмоток, неодинаковы для отдельных проводни-
ков, различным образом расположенных в
обмотке по отношению к полю рассеяния.
Наибольшие потери в двухобмоточном
трансформаторе возникают в проводниках,
находящихся в зоне наибольших индукций.
Для обмотки, представленной на рис. 5.11,
наибольшие потери от продольного поля
имеют место в слое, прилегающем к кана-
лу между обмотками, а от радиального —
в тооцевых зонах.
Определим Ад от продольного поля для
проводников слоя с номером к при тре-
угольной эпюре поля (рис. 5.12). Во всех
проводниках ряда, параллельного осевому
полю, распределение вихревых токов оди-
наково. Для проводников слоя к
В2 = В—; В1 = В-^—^--, Во=Вк~0,5 .
п п п
Следовательно,
02b ____В2 А- _ & 17 ь * \2 i I 1
°о+ 6Э —2!+60Г
(5.21)
Из формулы (5.5) амплитуда индукции поля рассеяния Вт=
= У 2\idwkvll, где |Ло=О,4л1О-в Гн/м.
Замечая, что Iw*=ambnl, из (5.20) получим
Ад = 14- 5,2-10"12?2 (//р)2А4 [(к - 1/2)2+ 1/60], (5.22)
где Ар;/—частота тока, Гц; р — удельное электрическое со-
противление металла обмоток, Ом.м; a, b, I — размеры, м; т — чис-
ло проводников в осевом направлении.
При расчете потерь короткого замыкания обычно определяют
средний коэффициент увеличения потерь для всей обмотки, если
она имеет однородную структуру, или для отдельных ее частей, если
они отличаются размерами или взаимным расположением провод-
ников.
Среднее значение Ад для обмотки на рис. 5.12
188
^-^2^1+5.2..о-в₽.(Я^2[(‘Ч),+-г>]-
к-1 ' к-1 *• '
(5.23)
, . 1 ЧЛЛ / < I \2 4«2 - I
Учитывая, что — V к —- ——-— , получим
к-1
А,.сР- 1 +1,73- 10-12р2(//р)2д4(/г2— 0,2). (5.24)
Максимальные потери имеют место в проводниках слоя п при
этом
Рвп L kin-l 3 (n-1/2)2 + 1/60 ,
Pa-ср ^д.ср 1 я2 0 »2
что при достаточно большом п дает (&дп—1)/(&д.с₽—1)«3.
Следовательно, относительное значение добавочных потерь слоя
п, где добавочные потери максимальны, примерно втрое больше
средних потерь всей обмотки.
Коэффициент добавочных потерь от вихревых токов для обмот-
ки из круглых проводников можно определить по формуле, анало-
гичной (5.24):
Адср= 1 + 0,8-10-1^2(//Р)2//4(/г2-0,2), (5.25)
о dm , .
гдер = -у— Лр;; d — диаметр неизолированного провода.
При оценке значения добавочных потерь в обмотках предполага-
лось, что поле рассеяния создается только токами нагрузки. Маг-
нитное поле вихревых и циркулирующих токов не учитывалось.
В действительности эти токи могут существенно ослабить поле рас-
сеяния в пространстве, занятом обмотками.
Рассмотрим влияние только вихревых токов, так как циркулиру-
ющие токи сводятся к минимуму применением транспозиций (см.
§ 5.5).
Известно, что переменное электромагнитное поле вызывает в
массивном проводящем теле вихревые токи, противодействующие
распространению поля в глубь тела. Поэтому поле существует толь-
ко в относительно тонком поверхностном слое (поверхностный, или
скин-эффект).
Вытеснение магнитного поля особенно сильно проявляется при
повышенных частотах и больших размерах сечения проводников.
В трансформаторах повышенной частоты или в преобразователь-
ных трансформаторах размеры сечения проводников могут оказать-
ся значительно больше 6 — «глубины проникновения» (переменного
электромагнитного поля в проводящую среду); 8=]/2р/(<«[х0).
189
Заметим, что при f=50 Гц для меди 6~10мм, для алюминия
15 мм.
Вытеснение магнитного поля приводит к снижению потерь, рас-
считанных по приведенным формулам.
Основные потери рассчитывают при введении коэффициента,
учитывающего увеличение ак-
тивного сопротивления вслед-
ствие поверхностного эффек-
та. Добавочные потери опре-
деляют с учетом коэффициен-
та вытеснения &Выт: Рвыт—
=Рв^выт-
Для винтовых, непрерыв-
ных или дисковых обмоток с
радиальными каналами значе-
ние &выт при расчете потерь от
осевого поля можно опреде-
лить по кривым рис. 5.13.
Здесь р=&/6; b — ширина
Рис. 5.13. Учет вытеснения тока
провода; а — осевой размер
провода; с—толщина изоляции провода на обе стороны, е — осе-
вой размер канала вместе с толщиной изоляции. Семейство кри-
вых построено для отношения а/е=0,5. Аналогичные графики
можно построить для других значений а/е и для расчета добавоч-
ных потерь от радиальной
составляющей поля рас-
сеяния [19].
В ряде случаев по-
верхностный эффект вы-
ражен столь сильно, что
«глубина проникнове-
ния» 6 в несколько раз
меньше ширины провод-
ника (р=6/6^>1). При
этом в средней части се-
чения проводника ток от-
сутствует; он весь сосре-
доточен в поверхностном
слое проводника. На рис.
5.14 показаны эпюры осе-
вой индукции и плотно-
сти тока в проводах мно-
гослойной обмотки, име-
ющей тонкую межвитко-
вую изоляцию. Ярма поч-
Рис. 5.14. Многослойная обмотка (а) и эпю-
ры осевой индукции (б) и плотности тока в
обмотке при вытеснении тока (в)
ти вплотную прилегают к
торцам обмоток, и поле
рассеяния имеет только
осевую составляющую. В таких случаях определяют полные потери,
в обмотке, не производя их разделения на основные и добавочные
[19].
§ 5.4. ПОТЕРИ В ОБМОТКАХ
ОТ ЦИРКУЛИРУЮЩИХ ТОКОВ
Потерями в обмотках трансформатора от циркулирующих токов
называют потери от токов, наведенным полем рассеяния и замыка-
ющихся в параллельных ветвях обмоток трансформаторов.
Обмотки мощных трансформаторов и реакторов, как правило,
выполняют из параллельно соединенных ветвей: частей обмоток,
групп катушек, катушек; простых, подразделенных либо транспони-
рованных проводов. Существенно неравномерное распределение то-
ка по этим ветвям может привести к значительному увеличению
потерь и снижению КПД трансформатора.
Это связано с тем, что потоки рассеяния, сцепляющиеся с от-
дельными ветвями, могут быть различными, вызывая неравенство
индуктивных сопротивлений ветвей и приводя к неравномерному
распределению токов между ними.
Рис. 5.15. К расчёту циркули-
рующих токо"в:
а — параллельные ветви в осевом
поле; о — параллельные катушкн в
радиальном поле
На рис. 5.15, а показана винтовая обмотка, состоящая из п па-
раллельно соединенных ветвей, в каждой из которых осевой состав-
ляющей поля рассеяния индуцируется ЭДС. Значение ЭДС опреде-
ляется потоком, сцепленным с отдельными ветвями: наибольшая
ЭДС индуцируется в проводниках ветви с номером п.
На рис. 5.15, б показаны две параллельно соединенные двойные
дисковые катушки, в которых радиальным полем рассеяния также
индуцируются разные ЭДС (большая — в верхней катушке).
Для равномерного токораспределения в параллельных ветвях
выполняется транспозиция, т. е. перекладка проводов в процессе
намотки относительно друг друга. Конкретное выполнение транспо-
зиции зависит от типа обмотки и числа параллельных ветвей.
На рис. 5.16 приведены примеры наиболее часто употребляющихся
схем транспозиций в винтовых обмотках. Так, на рис. 15.16, б пока-
зана одна общая транспозиция: провода меняются местами отно-
сительно середины (верхний провод становится нижним, второй
сверху — вторым снизу и т. д.). Одна общая транспозиция приме-
няется в винтовых обмотках при небольшом числе параллельных
191
проводов (обычно п^4) и делается в середине высоты обмотки.
Она применяется и в непрерывных катушечных обмотках при каж-
дой перекладке проводов. Транспозиция является совершенной,
т. е. полностью выравнивает сопротивление параллельных проводов
при п=2.
На рис. 5.16, в показана транспозиция, состоящая из одной об-
щей и двух групповых транспозиций. Транспозиция применяется в
Рис. 5.16. Различные типы транспозиций в
обмотках:
а — транспозиция проводов отсутствует; б —
одна общая транспозиция; в — одна общая и
две групповые транспозиции; а— полная рас-
пределенная транспозиция
винтовых обмотках при п^. 16.
Общая транспозиция размеща-
ется в середине высоты обмот-
wftnj ки, а групповые — симметрич-
но на расстоянии ’Д высоты от
*/п начала и конца обмотки. В
групповых транспозициях вза-
w/n имно меняются местами две
половины проводов: наружная
w/n половина становится внутрен-
ней, и наоборот. Транспозиция
w/n совершенна при п=4.
При выполнении полной
w/n равномерно распределенной
транспозиции (рис. 5.16, г)
w/2n провода перекладываются не-
прерывно по ходу обмотки.
Для надежного выравнивания
сопротивлении полная пере-
кладка проводов производит-
ся дважды.
Только полная равномерно
распределенная транспозиция
обеспечивает выравнивание сопротивлений при любом числе
параллельных ветвей и отсутствие циркулирующих токов между
ними, т. е. является совершенной. Все остальные виды транспо-
зиций при числе параллельных проводов, превышающем указан-
ные, не являются совершенными. Уравнительные (циркулирую-
щие) токи создают при этом добавочные потери от несовершенст-
ва транспозиции.
Примем для упрощения, что длина параллельных ветвей одина-
кова. Для оценки значения добавочных потерь учитывается приня-
тое предположение о равномерном распределении тока нагрузки
между параллельными проводами. При числе параллельных про-
водников п действительный ток параллельной ветви с номером к
—^н/Л-Ь^ки’ (5.26)
где /кц — циркулирующий ток k-й ветви, причем сумма циркулирую-
п
щих токов во всех п ветвях равна нулю:^ 7кц=0. > Потери от
192 “1
циркулирующих токов в обмотке 7%—V/£цг, где г — активное со-
противление параллельной ветви.
В винтовых, непрерывных и дисковых обмотках, выполненных
из обычного провода, параллельные проводники размещены в ра-
диальном направлении. Циркулирующие токи при этом вызываются
только осевой составляющей поля рассеяния.
Эпюра этой составляющей при концентрических
обмотках имеет по ширине сечения обмоток вид
треугольника или трапеции; по высоте обмоток
она может быть принята неизменной. Магнитное
поле, созданное циркулирующими токами, не
учитываем.
Для расчета циркулирующих токов можно ис-
пользовать метод узловых потенциалов.
Обозначим: — ЭДС, созданную полем
рассеяния, сцепленным с k-й ветвью, £Cpv —
среднее значение ЭДС рассеяния всех парал-
лельных ветвей. Циркулирующий ток k-й ветви
^ср.)/'. (5.27)
В формуле (5.27) знаки над символами опу-
щены, так как ЭДС рассеяния всех п ветвей
совпадают по фазе.
Для определения ЭДС рассеяния k-й ветви
заменяем реальные провода тонкими нитями, расположенными в
середине сечения проводов. Так как поток в канале между обмот-
ками одинаково сцеплен со всеми ветвями и циркулирующих то-
ков не вызывает, будем учитывать только поток в зоне, занятой
обмоткой.
Определим потери от циркулирующих токов для простейшего
вида транспозиции — в середине высоты обмотки выполнена одна
общая транспозиция (рис. 5.17). Параллельная ветвь, занимающая
k-е положение в верхней половине обмотки, займет в нижней поло-
вине (п—к+1)-е место; число витков в каждой половине w/2.
Потокосцепление k-й ветви при треугольной эпюре поля
Ф nDa> Г?(»-к)7в+вЛ^+ ^ь-1) п~к+1П=а
2 L 2 \ п ) 2 \ П JJ
= nD^B ^пг_2п _ ! __ 2к2-|-2к (л+1)], (5.28)
где В—средний диаметр обмотки; b — размер провода в радиаль-
ном направлении.
ЭДС рассеяния найдем, используя полученное выражение для
потокосцепления, по формуле £ка=4,44/доФка. Среднее значение
7—1468 193
Рис. 5.17. К расче-
ту потерь от цир- •
кулирующих токов
при одной общей
транспозиции
ЭДС
Е =—
*-* сра
П
п
2 Циркулирующий ток определим по (5.27).
к-1
Опустим довольно громоздкие выкладки и запишем окончатель-
ное выражение для расчета потерь от циркулирующих токов:
^=2 (5.29)
\ 4 J 1ч\}ПГ
Основные потери PocHs72r/n, где г=р-^^- . Подставляя в
ab
(5.29) значение индукции из (5.5) и учитывая, что lw—Jmanb и
$=~~kp, а также то, что для винтовой обмотки w—m, получим
относительное значение потерь от циркулирующих токов при одной
общей транспозиции:
Рц/Росн=8,63-10-14(^- 5л2-Н).
(5.30)
При расчете потерь от циркулирующих токов для транспозиции
по рис. 5.16, в (одна общая и две групповых транспозиции) пото-
косцепление Фьш находим в соответствии с размещением парал-
лельной ветви в каждой из четвертей обмотки. Для этого случая
относительное значение потерь от циркулирующих токов
Р„=0,54-10-м ^62pj2(n4-20n24-64). (5.31)
Сравнивая (5.30) и (5.31), видим, что при достаточно большом
числе параллельных проводов применение одной общей и двух
групповых транспозиций позволяет снизить потери от циркулирую-
щих токов в 16 раз по сравнению с одной общей транспозицией.
Потери от циркулирующих токов в ряде случаев удобно отно-
сить к средним потерям от вихревых токов в проводах этой же об-
мотки, которые в соответствии с (5.24) равны
Рвс₽= 1,73- 10-«R//p)2£4(/i2-0,2).
Для часто применяемого вида транспозиции (одна общая и две
групповых)
Рц/Л.ср=3,12. ю-3(/г2—20 -f-64/л2). (5.32)
В соответствии с (5.32) значение отношения рп/рп зависит толь-
ко от вида транспозиции и числа параллельных проводов и не свя-
зано с материалом, размерами обмотки и частотой тока.
194
$ 5.5. ПОТЕРИ В СТЕНКАХ БАКА И ДРУГИХ
СТАЛЬНЫХ ЭЛЕМЕНТАХ
КОНСТРУКЦИИ ТРАНСФОРМАТОРА
Кроме добавочных потерь в обмотках поля рассеяния вызывают
потери в стенках бака, прессующих кольцах, ярмовых балках и
других стальных деталях трансформатора. На рис. 5.1, например,
видно, что поток рассеяния, проходя вдоль обмоток, достигает прес-
сующего кольца и нижней ярмовой балки и замыкается по стержню
и стенке бака. Во всех массивных стальных деталях поток рассея-
ния вызывает потери от гистерезиса и вихревых токов.
Задача по расчету потерь в элементах конструкции довольно
сложна и требует большой расчетной работы, связанной с опреде-
лением параметров магнитного поля.
При электромагнитных расчетах массивными считают детали,
толщина которых больше глубины проникновения переменного маг-
нитного поля. При частоте 50 Гц эта глубина составляет для кон-
струкционной стали 0,7—1,5 мм. Таким образом, практически все
стальные детали конструкции трансформатора (бак, ярмовые бал-
ки, прессующие кольца, стяжные шпильки) являются массивными.
В массивных проводящих телах вследствие поверхностного эф-
фекта поле существует только в относительно тонком поверхност-
ном слое. Для расчета потерь необходимо определить параметры
поля у поверхности детали. Разработаны методы расчета, основан-
ные на ряде допущений, особенно в отношении формы деталей и
приведения реальных размеров к расчетным, а также на учете
среднестатистических магнитных свойств материала. Расчет поля
на ЭВМ, несмотря на ряд упрощений, довольно трудоемок и не
всегда дает точные результаты. Поэтому в практике часто исполь-
зуется определение поля с помощью математической модели на
электропроводящей бумаге. Это позволяет учесть сложную форму
сечения детали, например ярмовой балки или прессующего кольца.
Удовлетворительную точность обеспечивает и простейшее матема-
тическое моделирование поля в электролитической ванне или на
электропроводящей бумаге. При известных параметрах поля можно
определить удельные потери на единицу поверхности детали Рп
[19]:
k Е2
(5.33)
где Л,— коэффициент, равный 1,0 для неферромагнитных деталей;
для конструкционной стали Лф= 1,14-1,2; гп — поверхностное сопро-
тивление: г„==р/б[б=К 2р/(сороЦгэк), Цгэк — эквивалентная отно-
сительная магнитная проницаемость (для неферромагнитных мате-
риалов рг»кв1,0; для стали Цгэк зависит от напряженности поля у
7* 195
поверхности и от линейной плотности магнитного потока и опреде-
ляется по опытным кривым)]; Япд и Епл — действующие значения
тангенциальных напряженностей магнитного и электрических полей
у поверхности детали; Фпд— действующая линейная плотность маг-
нитного потока в детали.
С ростом номинальной мощности трансформатора возрастают
поток и напряженность магнитного поля рассеяния. Это особенно
относится к трехобмоточным трансформаторам и автотрансформа-
торам, где поток рассеяния может составлять до 20—40% основного
потока. Вместе с ростом мощности увеличиваются и потери от гис-
терезиса и вихревых токов в ферромагнитных деталях конструк-
ции. Эти потери не только снижают КПД трансформатора, но при
концентрации потерь в отдельных деталях создают опасность их
нагревания до недопустимой температуры.
При проектировании трансформатора стремятся не только опре-
делить потерн в элементах конструкции, но и выбрать рациональ-
ную конструктивную форму магнитной системы, обмоток, бака и
других деталей для обеспечения наименьших добавочных потерь и
исключения мест опасного их сосредоточения. При таком подходе
потери в стальных деталях конструкции составляют сравнительно
небольшую долю потерь короткого замыкания.
Суммарные добавочные потери в стальных деталях конструкции
(баке) можно приближенно определить по формуле
р _ ки^рФ*/?1(М
6 РвЛ + г^- пг)]» ’
где к=2,20 при Мк^П,5%, к=1,5 при ик> 11,5% (ик— напряже-
ние короткого замыкания); Ф — поток стержня, Вб; I — высота об-
мотки, м; Ро — периметр гладкого бака, м; R — средний радиус ба-
ка, м: /?=(Л+В—2С)/4 (Л — длина бака, В — ширина бака,
С — расстояние между осями стержней); — средний радиус ка-
нала рассеяния, м.
Для оценки значения добавочных потерь в трансформаторах
существующих серий можно воспользоваться приближенной форму-
лой Pe~10kS, где S— полная мощность трансформатора, кВ>А;
k=0,Ol-j-0,07 для диапазона мощностей 100—63000 кВ-А.
§ 5.6. СПОСОБЫ СНИЖЕНИЯ
ДОБАВОЧНЫХ ПОТЕРЬ
Добавочные потери уменьшают КПД трансформатора и приво-
дят к недопустимому нагреву отдельных его частей. С ростом мощ-
ности возрастают и потоки рассеяния, увеличиваются добавочные
потери. Потери, в свою очередь, обусловливают размеры охлаж-
дающего устройства. Особенно большое значение проблема потерь
приобретает при больших мощностях трансформаторов (от 80 МВ-А
196
и выше) и в специальных трансформаторах (повышенной частоты,
преобразовательных и т. д.). Поэтому всегда стремятся принимать
специальные меры для уменьшения добавочных потерь.
Можно выделить четыре основные группы методов снижения
добавочных потерь в трансформаторах.
Первая группа включает в себя выбор принципиального вида
конструкции и основных размеров для общего уменьшения нежела-
тельного магнитного поля рассеяния. В качестве примера может
служить выбор для трансформаторов предельных мощностей кон-
струкции двойной концентрической обмотки (рис. 5.18); в других
случаях этой же цели служит увеличение осевого размера обмоток.
Вторая группа методов включает в себя управление магнитным
полем для снижения или канализации части поля без изменения
о)
Рис. 5.18. Распределение
МДС:
а — при двойной концентриче-
ской обмотке ВН; б — при обыч-
ных концентрических обмотках
б)
Рис. 5.19. Транспонированный провод:
а — поперечное сечение провода (/ — парал-
лельные проводники с эмалевой изоляцией;
2 — прокладка из кабельной бумаги; 3 — об-
щая изоляция из кабельной бумаги); б— при-
мер схемы транспозиции семи проводников
основных размеров, а также экранирование отдельных областей или
частей. Для осуществления этих мер в конструкции используют,
например, равномерные и равновысокие обмотки; рациональным
распределением МДС по сечению обмоток добиваются наиболее
приемлемого по добавочным потерям магнитного поля рассеяния.
. Добавочные потери можно уменьшить, используя магнитные
шунты из электротехнической стали (канализация магнитного по-
тока). Шунты укладывают на полках ярмовых балок или вдоль
стенок бака так, чтобы большая часть потока рассеяния проходила
197
по магнитным шунтам. Иногда вместо магнитных шунтов устанав-
ливают экраны из листов меди или алюминия, уложенные вдоль
стенок бака. Возникающие в листах вихревые токи экранируют
бак от полей рассеяния и этим снижают потери.
Третья группа методов включает в себя выбор формы и разме-
ров элементов, обеспечивающий снижение потерь в этих элементах.
Сюда относится выполнение проводников обмотки из нескольких
элементарных проводников меньшего сечения, в том числе приме-
нение транспонированных (рис. 5.19) и подразделенных проводов,
а также выполнение транспозиции. К этой же группе относится
уменьшение размеров ярмовых балок, использование раздельных
прессующих колец для каждой из обмоток.
Четвертая группа методов связана с выбором материала эле-
ментов конструкции, при котором потери отсутствуют или в значи-
тельной мере снижены. Сюда относится применение непроводящих
материалов (прессующие кольца и полки ярмовых балок из пласти-
ков), выполнение деталей конструкции из электротехнической ста-
ли (навитые или наборные прессующие кольца). К этой же группе
можно отнести применение материалов с пониженными магнитной
проницаемостью и электропроводностью.
Здесь в качестве примера можно привести
способ уменьшения добавочных потерь в
крышке бака, возникающих от магнитного
поля, замыкающегося вокруг вводов. При
вводах, укрепленных на отдельных флан-
цах и проходящих через отдельные отвер-
стия, магнитный поток замыкается по
стальной крышке, вызывая потери, кото-
рые могут быть весьма значительными
(рис. 5.20). Для уменьшения потерь в трех-
фазных трансформаторах для всех трех
вводов вырезают общее отверстие, на ко-
ления вводов на крышке
бака:
а —на отдельных фланцах;
б — на общей плите из не-
магнитного материала
торое накладывают плиту из немагнитного
материала с укрепленными на ней вводами. В этом случае маг-
нитный поток, образованный вводами, будет замыкаться вокруг
отдельных вводов, т. е. по контуру с большим магнитным сопро-
тивлением, так как сумма МДС по контуру, охватывающему все
вводы, равна нулю (рис. 5.20). Поэтому поток будет значительно
ослаблен. Аналогичных результатов можно добиться применени-
ем прорезей в крышке бака, заполненных немагнитным материа-
лом (вместо плиты из немагнитного материала). Один из методов
этой группы — применение материала с повышенной электропро-
водностью, например выполнение бака и ярмовых балок из алю-
миния.
Комплексное использование указанных методов позволяет про-
ектировать трансформаторы с уменьшенными потерями и высоким
198
$ 5.7. РАСЧЕТ ИНДУКТИВНОГО
СОПРОТИВЛЕНИЯ РАССЕЯНИЯ
ТРАНСФОРМАТОРА
Индуктивные сопротивления рассеяния первичной и вторичной
обмоток трансформатора (см. гл. 1):
Xi==u(Li~ Л12Л112),
х2=wLa = w(L2 — ^21^21)-
Здесь £01 и L02 — индуктивности рассеяния первичной и вторичной
обмоток; ki2=wi/w2, k2i—w2/wi.
Напомним, что индуктивность элемента электрической цепи
есть отношение потокосцепления, обусловленного током элемента,
к этому току: L—ty/'i. При линейной характеристике индуктивность
может быть найдена также из выражения для энергии магнитного
поля: L=2W/i2. Таким образом, для расчета индуктивности необ-
ходимо определить потокосцепление или энергию магнитного поля.
Расчет через потокосцепление оказывается удобным только в
простейших случаях, так как при этом методе необходимо устано-
вить картину силовых линий магнитного поля, положение линий
раздела потока и координаты точек, вокруг которых замыкаются
силовые линии. В большинстве случаев сделать это затруднительно.
Обычно наиболее приемлемым является расчет индуктивности
через плотность энергии магнитного поля в соответствии с выра-
жением
W*= J (5.35)
где В и Н — индукция и напряженность магнитного поля в элемен-
те поля dVu.
При сложной форме сечения обмоток может быть использован
более общий метод средних геометрических расстояний (СГР).
По методу СГР индуктивность контура из двух параллельных
длинных проводников конечного сечения Si и S2 с постоянной плот-
ностью тока выражается через логарифм отношения квадрата СГР
между площадями их сечений £12 к произведению СГР площади
каждого из сечения от самой себя gh
«. '„2
2л gtg2
где w — число витков; I—длина контура (длина каждого из двух
проводников).
Расчет СГР требует многократно повторяющихся вычислений по
довольно простым формулам. Метод широко применяется при ис-
199
пользовании цифровых ЭВМ; он достаточно подробно изложен в
литературе и здесь не рассматривается.
Следует отметить, что раздельное определение индуктивностей
L„i и £<>2 представляет достаточно сложную задачу и может быть
выполнено лишь весьма приближенно. На практике ограничиваются
определением общего индуктивного сопротивления рассеяния хк
двух обмоток, определяемого при опыте короткого замыкания.
В этом случае
== *^1 4" "^2 — (^al 4*" (5.36)
В режиме короткого замыкания магнитодвижущие силы первич*
ной и вторичной обмоток получаются почти полностью уравнове-
шенными.
Не делая заметной ошибки, можно принять —1’2^2 и счи-
тать, что при коротком замыкании существует только поле рассея-
ния, а поле взаимной индукции отсутствует. Картина поля, обра-
зованного такой системой МДС для трансформатора с концентри-
ческими обмотками, показана на рис. 5.2.
Энергия магнитного поля рассеяния определяется через индук-
тивность короткого замыкания £к:
U7 = 0,5LKZ2, (5.37)
или в соответствии с (5.35)
W = J* BHK2dV)=f H'dV.
v v
При определении энергии интегрирование может быть распрост-
ранено только на объем, занятый обмотками, где сосредоточена
бблыпая часть энергии поля рассеяния.
Объем, занятый полем рассеяния в канале между обмотками,
в соответствии с расчетной картиной поля (см. рис. 5.2, б)
V^ = ^</12^'12^р==^^12^12^/^р"
Энергия магнитного поля в канале между обмотками, где
S=Bm,
IV/ I/ |*о(^«')2МаГ12д12
2^0 I
здесь Bm=p,o/fm=noVr27tt)^p/Z; I — действующее значение тока.
В области, занятой обмоткой 1, индукция в точке с координа-
той х: Вх=Вт-^— Элементарный объем (при обозначениях, приня-
тых на рис. 5.2)
dV л (di — ах 2х) (1Цг9) dx.
200
Энергия поля рассеяния в области 1
ЭД7 — _!__f dV = 1 f n'(rft —gt4-2jf)Z
2f*o J л 2po ,) ftp
Производя интегрирование и учитывая, что
р-о VllwkpX
получим
"Л<7М‘ >,+ . (539)
04 \ £• /
В большинстве практических случаев радиальный размер обмо-
ток мал по сравнению с диаметром, т. е. можно принять
(di+ai/2) «</. Тогда
Но Л (/w)2 fepflirf!
3Z
(5.40)
В области, занятой обмоткой 2, элементарный объем
dV=л (rf2+Oz—2х) Ifkfdx.
Энергия поля рассеяния в области 2 определяется по формуле,
аналогичной (5.39):
wi(/w)2fepa2 I . а2 \ /С.1Ч
-------5—Г-'Г)~-----------------й----- (М1)
Суммируя (5.38), (5.40) и (5.41), получим
^ = ^4-^ + ^= (ХоЯ(//а,)2Лр(^12й12+ а^ + а^ . (5.42)
Для трансформаторов большой мощности, у которых диаметр
обмоток значительно больше их радиального размера, можно
приближенно считать
<^12^124-!Jl_Li_2_2_ ~d\2 (а124 1 X"”) — di2ap
где Пр=012 + <01+^г)/3 — ширина приведенного канала рассеяния.
Теперь выражение (5.42) можно записать так:
1Г= Мч (543)
Индуктивность рассеяния получим из (5.37) с учетом (5.43):
НрЛ w^kfd i2
£к=-------------Яр.
(5.44)
201
Индуктивное сопротивление рассеяния Хк=Х1+х,2:
2я/|*о«»2лАр4/12ар
Подставив сюда цо=О,4л-1О“6 Гн/м, получим
7,9/w2n*prf12
хк =-------------ЯрЮ-6. (5.45)
Реактивная составляющая напряжения короткого замыкания
^К₽ = НОМ"
Выражая ее в процентах от номинального напряжения, получим
«кр=-^- 100=-^-100,
Whom иНОи
где 5=7Ном^ном — номинальная мощность одного стержня транс-
форматора.
Замечая, что (/Ном=еви’, где ев— ЭДС одного витка, получим
7,9/*pnrfl2apS
«кр=---------Г.----10 (5.46)
еь1
где S выражена в кВ*А.
Активное сопротивление короткого замыкания определяют для
средней эксплуатационной температуры обмоток 75 °C трансформа-
торов с изоляцией классов нагревостойкоети А, Е, В. Для трансфор-
маторов с изоляцией классов F, Н, С расчетная температура со-
ставляет 115 °C.
При расчете гк учитываются добавочные потери в обмотках, от-
водах и металлических конструктивных деталях; гк приводят к чис-
лу витков одной из обмоток.
Активная составляющая напряжения короткого замыкания
£Аса==^‘к7ном, ГДе Гк = Г1 + Г 2.
Выразив UM в процентах от номинального напряжения по (1.48),
получим
^ка = (Лном/5Ном) 100. (5.47)
Для двухобмоточного трансформатора потери короткого замы-
кания
^"*к ~ “I" ^»2^д2 4" ^otbI^aotbI 4“ ^отв^дотвг 4” ^б’ (5.48)
где Р»— основные (электрические) потери в обмотках; ka— коэф-
фициент, учитывающий увеличение потерь (см. § 5.4, 5.5); Pt — по-
тери в металлических деталях конструкции (баке).
202
В практических расчетах для определения основных (электриче-
ских) потерь пользуются следующими формулами:
для медного провода
/->э = 2,4-10~I2J2GM(pM75==0,02135-10~6 Ом-м; ум=8900 кг/м3);
для алюминиевого провода
Р,= 12,75- 10-'1V2(?a(Раг5 = 0,0344-10“6 Ом-м; уА=2700 кг/м3).
§ 5.8. ПЕРЕХОДНЫЙ ПРОЦЕСС
ПРИ КОРОТКОМ ЗАМЫКАНИИ
ТРАНСФОРМАТОРА
Рассмотрим переходный процесс при коротком замыкании на
зажимах вторичной обмотки трансформатора, ограничившись ана-
лизом наиболее типичного случая короткого замыкания однофаз-
ного трансформатора.
Примем, что первичная обмотка трансформатора включена в
сеть с напряжением И|=1/1отзш(и/+ф), где ф— угол, характери-
зующий мгновенное значение напряжения в момент короткого за-
мыкания (/=0).
Если пренебречь намагничивающим током и считать it=—1'2,
то переходный процесс при коротком замыкании можно исследо-
вать с помощью схемы замещения при коротком замыкании. Схема
замещения (см. рис. 1.19) включает в себя активное Гк=Г1+^2 и
индуктивное хк=Х1+х,2 сопротивления короткого замыкания, где
1.1+^. (5.49)
Переходный процесс в такой схеме описывается линейным диф-
ференциальным уравнением с постоянными коэффициентами
и LK:
(5-50)
at
В соответствии с теорией переходных процессов ток короткого
замыкания можно представить как сумму установившегося и сво-
бодного токов: 1‘1 = йс + йу.
Установившийся ток короткого замыкания Iir=UJZ*. При си-
нусоидальном первичном напряжении
/1у=/2/1уз1п(ш/+ф-<Рк), (5.51)
где <рк — фазный угол при коротком замыкании:
<PK=arctg —.
203
(5.52)
Свободная составляющая тока /1с=Се-вк< представляет собой
решение однородного уравнения
£к==-^£1£- + /1сгк = 0,
Л I AV Л 9
где а=/к/£к — корень характеристического уравнения.
Из начальных условий определяем постоянную С. При /—0 ток
короткого замыкания iio=O, так как считаем, что до короткого за-
мыкания трансформатор работал вхолостую:
Go==^lc + ^y = ^4'l^^ly sin (Ф —?к) = 0,
откуда постоянная С=—И 2/ly sin(xp—фк).
Таким образом, переходный ток
= <рк)—/2/lysin(<]» —<рк)е“вк'. (5.53)
Длительность переходного процесса соответствует времени за-
тухания свободной составляющей тока. При t—i/aK после начала
процесса свободная составляющая уменьшится в е раз, а при
/=3/ак она практически затухает. В си-
ловых трансформаторах <==1/ак=Ьк/
гк=0,14-0,2 с.
Из равенства (5.53) следует, что ток
короткого замыкания зависит от фазы
напряжения (угла ф) в момент коротко-
го замыкания.
При ф=фк свободный ток не возни-
кает и ток короткого замыкания сразу
приобретает установившееся значение.
Наибольшие значения свободная со-
ставляющая тока имеет при ф=л/24-фк.
Ток короткого замыкания достигает мак-
симального значения приблизительно
через полпериода после начала процесса, т. е. при (рис.
5.21):
Рис. 5.21. Переходный про-
цесс при коротком замыка-
нии
/ g к тс \ /
/1т=Г2/1у1-1-е ’М-Тг/Дне
—"I
* /=-/2/1уАм,
(5.54)
где km — коэффициент, учитывающий апериодическую составляю-
щую тока короткого замыкания.
Для трансформаторов большой мощности Лт= 1,74-1,8, для
трансформаторов малой мощности km—1,3—1,4.
Максимальное мгновенное значение тока короткого замыкания
можно выразить, учитывая, что
/ __/7/7 ___ <ЛЛном __ ЮО г
11у — и 1/Z к _ —--— —— /
~кЧяом “к
204
Тогда
Z1/B=V2/1H0M (5.55)
UK
/ "Г”)
гдеЛк=100/«к \l+e к / . —кратность максимального тока ко-
роткого замыкания, которая в силовых трансформаторах достигает
значения £к= 104-25.
Вопросы для самоконтроля
1. Назовите виды добавочных потерь и причины их возникновения.
2. Что называют полем рассеяния трансформатора? Где сосредоточено поле
рассеяния при концентрических и чередующихся обмотках?
3. Какой физический смысл имеет коэффициент Роговского?
4. Каким образом представляют при анализе поле рассеяния реальных транс-
форматоров (при несимметрии магнитодвижущих сил и других отклонениях от
идеальной картины поля)?
5. Какие факторы определяют добавочные потери в обмотках от вихревых
токов, вызванных полем рассеяния?
6. Назовите причины возникновения потерь от циркулирующих токов и ука-
жите меры, позволяющие снизить эти потери.
7. Укажите способы снижения добавочных потерь в обмотках и элементах
конструкции трансформаторов.
6
Электродинамическая
стойкость
трансформаторов
при коротких
замыканиях
Электродинамические силы, действующие на обмотки трансфор-
маторов, возникают в результате взаимодействия токов, протекаю-
щих по проводникам первичной и вторичной обмоток, с магнитным
полем рассеяния.
Особенно опасны электродинамические силы при коротких за-
мыканиях обмоток, так как они увеличиваются пропорционально
квадрату кратности тока короткого замыкания по отношению к
номинальному значению. В связи с этим правильный расчет и кон-
струирование трансформатора, предотвращающие возможность раз-
рушения обмоток при коротких замыканиях, чрезвычайно важны
для обеспечения надежной работы электрических систем.
§ 6.1. ЭЛЕКТРОДИНАМИЧЕСКИЕ
ВОЗДЕЙСТВИЯ НА ОБМОТКИ
И ЭЛЕМЕНТЫ КОНСТРУКЦИИ
ТРАНСФОРМАТОРОВ
Механические силы, возникающие при коротких замыканиях в
обмотках мощного силового трансформатора, измеряются сотнями
тонн и могут приводить к серьезным повреждениям. В число задач
расчета электродинамической стойкости обмоток трансформатора в
настоящее время включены расчеты токов короткого замыкания,
магнитного поля рассеяния, осевых и радиальных сил в обмотках,
определение необходимых сил прессовки и нагрузок на опоры об-
моток, а также специальные проверки катушек, отдельных витков,
отводов и прессующих конструкций на прочность й устойчивость.
Расчет электродинамических сил и последующий анализ проч-
ности обмоток связаны со значительными трудностями. Это объяс-
няется сложным распределением магнитного поля рассеяния, осо-
206
бенностями упругих свойств обмоток и своеобразным характером
действующих на обмотку сил.
Электродинамические силы в трансформаторах обусловлены
тем, что по проводникам обмоток, находящихся в магнитном поле,
протекают токи, взаимодействие которых с магнитным полем соз-
дает соответствующие электромагнитные силы.
Как известно, сила, действующая на единицу длины каждого
из двух параллельных проводов, обтекаемых токами й и 1ц,
/=1М^2/(4ла),
(6.1)
где Цо — магнитная проницаемость среды, в которой расположены
проводники; а — расстояние между ними.
Так как проводники с током при одинаковых направлениях то-
ков притягиваются, а при разных направлениях — отталкиваются,
то витки одной обмотки притягиваются друг к другу, а витки пер-
вичной и вторичной обмоток отталкиваются.
Силы, действующие на обмотки трансформатора, разделяются
на внутренние силы
взаимодействия между
элементами одной об-
мотки и внешние силы
взаимодействия между
разными обмотками.
В простейшем слу-
чае обмотки двухобмо-
точного трансформато-
ра имеют равномерное
распределение МДС и
одинаковы по высоте
(рис. 6.1). В этом слу-
чае внешние силы на-
Рис. 6.1. Направление электромагнитных сил,
действующих на обмотки траисформатора:
а —при одинаковой высоте обмоток; б —при разно-
высоких обмотках
правлены по прямой,
соединяющей центры
тяжести обмоток, и яв-
ляются чисто радиаль-
ными. Эти силы растягивают внешнюю обмотку и сжимают внут-
реннюю (рис. 6.2). Собственные силы в обмотках являются преи-
мущественно осевыми, стремящимися сблизить между собой про-
водники обмотки.
При неравномерном распределении МДС обмоток и несиммет-
рии в осевом строении первичной и вторичной обмоток (см. рис. 6.5)
поле электромагнитных сил значительно усложняется и рассчиты-
вается на основе закона Био — Савара в дифференциальной форме:
df=[JxB]dV, (6.2)
где dt — вектор силы, действующей на элемент проводника с
207
объемом dV, находящийся в магнитном поле с индукцией В при
плотности тока J.
Векторное произведение [JXB] показывает, что осевое магнитное
поле рассеяния создает радиальные силы Fr (см. рис. 6.1), а по-
перечное поле рассеяния создает осевые силы FB.
Рис. 6.2. Схема радиальных сил, дейст-
вующих на обмотки трансформатора
При известных законах
распределения магнитного
поля и плотности тока в
объеме обмоток сила, дей-
ствующая на обмотку, мо-
жет быть вычислена в ин-
тегральном виде:
F=
(6.3)
В тех случаях, когда для
простых конфигураций се-
чений обмоток можно при-
нять J и В взаимно перпен-
дикулярными и постоянны-
ми по всему объему, полу-
чается наиболее простое
выражение для расчета эле-
ктромагнитной силы:
F=Bll„
(6.4)
где i — значение тока в обмотке;/п — общая длина провода об-
мотки.
Силы, действующие на обмотки трансформатора, можно рассчи-
тать не только на основе закона Био — Савара, но и по теореме
Лагранжа, на основе которой суммарная сила взаимодействия двух
обмоток определяется как производная энергии магнитного поля
рассеяния по координате в направлении действия электромаг-
нитной силы. Принимая
1Ги=О,5ро £ (BldV) или 0.5ДЛ (6.5)
где £к — индуктивность короткого замыкания трансформатора, по-
лучаем
F (6.6)
S dg но р) dg 2 dg
т. е. электромагнитная сила взаимодействия обмоток пропорцио-
нальна квадрату тока и производной от индуктивности короткого
замыкания по координате, соответствующей направлению электро-
магнитной силы.
208
Применение уравнения (6.6) позволяет с достаточной точностью
определять суммарные радиальные и осевые силы в тех случаях,
когда имеется возможность достоверного расчета индуктивностей
от продольного и поперечного полей рассеяния. Основное допуще-
ние при расчете поля рассеяния, предполагающее, что диаграмма
распределения индукции поля рассеяния аналогична диаграмме
распределения МДС, не вносит существенной погрешности при вы-
числении индуктивности рассеяния от продольного поля. При вы-
числении суммарных осевых сил погрешность получается больше,
что требует введения специальных поправочных коэффициентов.
При расчете радиальных сил учитывается, что в концентриче-
ских обмотках эти силы стремятся увеличить расстояние между
обмотками 0(2, и, подставляя в уравнение (6.6)
дЬк1да\2 и значение тока, получаем
F — /2
' 2 т дап ’
Индуктивность короткого замыкания
. ^172л^12ДрЛр
производную
(6.7)
(6.8)
I
где a₽=ai2+ (Л1+02)/3 и соответственно радиальная сила
₽_ 1 ,2 dLK _ v^(ImW)2ndl2kf
г г — — Jm~~------------------ — ----------------- (Ь.У)
2 да12 21 ' '
Собственные осевые силы Гв, действующие на обмотки, стремят-
ся уменьшить высоту обмоток, поэтому производную от энергии
магнитного поля необходимо взять по высоте обмотки, т. е.
Р _ dW* 1 г2 dL« 1X0
в~ dl “ 2 т
dl
2/2
(6.10)
Периодический характер внутренних электродинамических сил.
В переходном процессе при коротком замыкании в линии электро-
передачи или трансформаторе токи обмоток и обусловленная ими
индукция поля рассеяния являются сложными функциями време-
ни I,
Изменение во времени электродинамической силы может быть
представлено как произведение этих функций: £(/)=Лр(/)В(0].
В простейшем случае в установившемся режиме i*=Im sin со/ и
электродинамические силы будут изменяться во времени с двойной
частотой F==Fm(l—cos2co/).
Периодический характер действующих сил может вызвать резо-
нансные колебания в отдельных витках и секциях обмотки, хотя в
целом обмотка не будет испытывать подобных колебаний.
Обмотки трансформатора не являются однородным телом, нали-
чие витковой изоляции и межкатушечных прокладок из прессован-
209
ного электрокартона создает значительное непостоянство упругих
свойств обмоток. Модуль упругости обмотки при сжатии зависит от
степени ее предварительной запрессовки в осевом направлении и
изменяется в эксплуатации из-за неизбежной усадки изоляционно-
го материала.
Другой особенностью механических свойств обмоток является
полное отсутствие упругого противодействия растяжению, т. е.
упругих деформаций растяжения. Подобное явление не встречается
в обычных задачах сопротивления материалов и принципиально
изменяет подход к анализу и расчету механических свойств обмо-
ток трансформатора.
При воздействии периодически изменяющихся электромагнит-
ных сил упругие свойства изоляционного материала могут изме-
няться в широких пределах в различных частях обмотки, изменяя
тем самым частоту собственных колебаний отдельных витков и сек-
ций обмоток.
При сближении частот собственных колебаний и действующих
сил возникают местные резонансные колебания, , в результате кото-
рых возможны повреждения изоляции провода, приводящие к вит-
ковым замыканиям.
Нахождение пространственного распределения электродинами-
ческих сил в сечении обмотки является главным условием для пра-
вильной оценки общей прочности обмоток. После расчета сил,
действующих на каждый виток или элемент обмотки, при анализе
распределения сил выявляются те места обмоток, где опасные де-
формации наиболее вероятны.
§ 6.2. МАГНИТНОЕ ПОЛЕ В ОБЛАСТИ
ОБМОТОК И ЕГО РАСЧЕТ
Определение электродинамической силы, действующей на любой виток об-
мотки, сводится к расчету поля рассеяния. Если найдена пространственная диаг-
рамма распределения вектора индукции В, то при известном токе элементов об-
мотки определяются действующие на них электромагнитные силы.
Расчет поля рассеяния производится в предположении бесконечно большого
радиуса кривизны обмоток, предполагается также равенство первичного и при-
веденного вторичного токов.
Наличие стального сердечника вблизи обмоток учитывается методом зеркаль-
ного отображения действительных обмоток относительно плоскости, касательной
к окружности, описанной вокруг ступенчатого сечения стержня. Имеются также
методы учета изменения магнитной проницаемости стали магнитопровода из-за
насыщения потоками рассеяния, соизмеримыми при коротком замыкании в мощ-
ных трансформаторах с главным магнитным потоком.
Во многих случаях для реальных соотношений между высотой 21 и шириной
2Д сечений обмотки трансформатора (рис. 6.3) при расчете полей рассеяния мож-
но пренебречь действительной шириной сечения и рассматривать обмотку как бес-
конечно тонкий цилиндр.
Поле индукции В, созданное током обмотки, имеет составляющие (рис. 6.3)
Bx«0,2Ag и В^ = 0,2Л|, (6.11)
где £*=1пго/ро; А—линейная плотность МДС обмотки А/м; [В]«=10-’ Тл; ф —
210
угол, под которым видна обмотка из данной точки, соответствующие расстояния
• * * . * * v+ 1
от которой до концов обмотки обозначают г0 и ро; ф ® arctg-— arctg--.
Как правило, в сечении обмотки имеется значительная неравномерность плот-
ности МДС. Эту неравномерность принято связывать с отключением части вит-
ков одной из обмогок трансформа юра в
процессе регулирования напряжения. Непо-
стоянство плотности МДС возможно и при
неотключенных регулировочных витках, на-
пример в мощных высоковольтных транс-
форматорах, у которых для получения ра-
циональной конструкции изоляции обмо-
ток высшего напряжения предусматривает-
ся неравномерное распределение витков
вдоль высоты.
В подобных случаях, когда обмотки
трансформатора имеют сложное строение
и неравномерно распределенную МДС, их
разбивают на ряд зон, внутри которых
плотность МДС остается постоянной, и ре-
зультирующую индукцию находят методом
наложения.
Как показывает экспериментальная
проверка, расчет осевой составляющей ин-
дукции поля рассеяния Ву по формулам
(6.11) дает возможность получить доста-
точно точные результаты в главном канале
рассеяния и на оси поперечного сечения
каждой из обмоток.
Расчет поперечной составляющей индук-
ции Вх по (6.11) дает достаточно точные
результаты только при 2/>2Д.
В остальных случаях необходимо учи-
тывать действительную толщину обмоток.
Сделанное допущение о возможности за-
мены обмотки конечной толщины беско-
нечно тонкой приводит к неопределенному
увеличению индукции Вх на концах обмо-
ток в точках г и Т" даже в простейшем
случае, когда А=const. Действительно,
при р->0 £-><», что физически невоз-
Рис. 6.3. Расчетная схема опреде-
ления индукции поля рассеяния
при простейшей конфигурации по-
перечного сечения
мож^о
Если А const вдоль высоты обмотки,
а изменяется ступенями (рис. 6.4), то в точках q'. q", qm индукция В* получает
неопределенное значение согласно выражению (6.11).
В этом случае, исходя из общего определения магнитного поля обмотки пря-
моугольного сечения, получим
Вх ^,ЧА (ifa + + Q In -21- - q In —) , (6.12)
By = 0,2Л (г2 In — + Zi In - Оф. + , (6.13)
\ Р2 Pl J
где 4=/1Г/(4/Д)— плотность МДС обмотки, постоянная во всех точках ее сечения;
11е/—У\ h^li+y, Q«x—Д; ^««х+Д; фь ф2, l , Рь р2, И, Ъ ПО рис. 6.3.
При Д->0 формулы (6.12), (6.13) после раскрытия неопределенностей при-
нимают вид
211
ВХ=»О,2Л In —=0,2Л$; 5^=0,2Лф, (6.14)
Ро
где А и ф определяются так же, как и для выражений (6.11).
Если индукция определяется в точке Г' (0, /) (см. рис. 6.3), то
Вх=О,2Л (ед+y+a) -0.2Л6, (6.15)
где фд »2arctg [А/(2/)], £д==1п (//А).
Рис. 6.4. Пример сложной конфигурации поперечного сечения об-
мотки
Индукция поля рассеяния в какой-либо точке, например в точке Т (рис. 6.4),
может быть найдена как сумма индукций магнитных полей обмоток 1 и 2 и их
зеркальных изображений 1' и 2' при условии, что ^1U7i==—Z21F2.
Применяя формулу (6.11) последовательно к отдельным частям обмотки, по*
лучаем
Sxm js Лк [(?1к + 51к) — (^l(K-l) + ?1(к-1))] +
m 1
+ 2 Л» [(?2х + ?2к) ~ (52(к-1) + ?2<к-1))] | ’
k—1 )
(6.16)
212
Т а б л иц a 6.1
Систематизация основных соотношений яри расчете поперечной составляющей индукции Вх
Расчет индукции Положение точки Координаты точки Т(х, у) Определение коэффициента & Примечание
Без учета толщины об- мотки Вне обмотки х >2Д У <°° 1 , «а-1-01—1У» 6 2 «*+ (Ч + О2 | поз. 1 х у
Внутри или вне обмотки 0=С | х| ^оо 075Z>|y|>l,25Z
С учетом толщины изоляции об- мотки На оси сече- ния обмотки На границе сечения обмот- ки х=0 |х!=Д 6-.(,+ 1>.с<г >(- + |) _ | .~2 +<Ч-1>» 2 " S-2 + (7] + 1)2 ] поз. 2 1 У е==_;1, = _ 1 . „ У • = 1Г; Г
Вне обмотки вблизи ее конца Д<|х|<2Д 0.75Z<|y|^l,25Z Z/A>1 е=е'уа; 5'->поэ. 1 f ("гд”) а_г (У-1)(х-Д) уД Дл» €'=/(*, ч) 1 . „ У
Внутри сече- ния обмотки 0<|х|<Д 0,75Zsg|jf|sSl,25Z Z/A>1 £ = £"->поз. 2 \ / Дк Для g" = f («, 1) 1 « у 2Д Z
где A ik, Л2к, — линейные плотности МДС обмоток 1 и 2 и их зеркальных изобра-
жений Г и 2', постоянные в пределах Л-й части высоты обмотки (рис. 6.4); gik и
^2к — значения функции £=(ро (го/ро) для рассматриваемой точки Т относительно
части обмоток с высотой I*.
Для отдельного участка обмоток, исходя из значения линейной плотности
МДС Лik и имея в виду, что высота Л-го участка Zk == Лк—Л(к—п, получаем 4|А«
вЛ1к/1к—Л1кА(к-1).
Если расчет индукции поперечного поля рассеяния ведется для точек q', q"t
q,n (рис. 6.4), расположенных на концах участков с постоянным распределением
МДС, где имеет место ступенчатое изменение линейной нагрузки, то вместо зна-
чений git. gi2. gis, ..., обращающихся в бесконечность, следует брать значения функ-
ций Он, 612, 61з из (6.15), учитывающих конечные размеры сечеиий обмоток.
Рассмотренные соотношения для ряда характерных частных случаев могут
быть преобразованы и упрощены.
Если, точка Т(Д, у) лежит на оси сечения обмотки, имеющей толщину 2Д, то
коэффициент g может быть найден из выражения
е h + I) arctg . 0) - 1) arc tg -
1 hl
2 *-2 + 0)+ О2 *
(6.17)
где е==//Д,
Если точка Т(Д, у) лежит на границе сечения обмотки, имеющей толщину 2Д,
то коэффициент g определяется также из выражения (6.17), однако при этом
е=//(2Д), т\=у11.
В обоих случаях Вх рассчитывают по формуле (6.11).
Основные случаи расположения точки Т(х, у) и условия нахождения g=
“f(e. Л) систематизированы в табл. 6.1.
Для точек Т(х, у), находящихся вблизи или внутри сечени^ обмоток (Д<х<
<2Д, 0<х<Д), значение коэффициента g может быть получено с помощью но-
мограмм, которые соответствуют зависимостям
V = /R/(2A)] и Х = /[//(2д)].
По этим зависимостям, полученным расчетным путем, представленным в виде
номограмм или таблиц, можно рассчитать индукцию В* в любой точке обмоток
трансформатора, используя для случаев ступенчатого распределения линейной
нагрузки метод наложения [см. (6.16)].
§ 6.3. ОСЕВЫЕ СИЛЫ В ОБМОТКАХ
ТРАНСФОРМАТОРОВ.
СТАТИЧЕСКИЙ ПОДХОД К ИХ РАСЧЕТУ
Как показывает многолетняя практика эксплуатации трансфор-
маторов, главную опасность для обмоток представляет осевые уси-
лия, создающие напряжения изгиба в проводниках и напряжения
сжатия (смятия) в изоляции. Поэтому наибольшее значение имеет
точный расчет поперечной составляющей индукции поля рассеяния
в пределах сечения обмоток Вх, взаимодействие которой с током
короткого замыкания создает осевые электромагнитные силы.
Расчет магнитного поля рассеяния обмоток трансформатора
путем замены действительных обмоток, имеющих конечные разме-
ры сечений, обмотками бесконечно малой толщины получил широ-
214.
9 У
Рис. 6.5. Изменение по высоте обмотки попе*
речной составляющей индукции поля рассея*
ния при сложной конфигурации сечения об*
мотки
кое распространение и используется для определения суммарных
сил между обмотками и между концевыми опорами и обмотками.
Применение подобного метода для расчета сил, действующих на
отдельные витки и секции, встречает затруднения, связанные с
неточностью и неопределенностью аналитического выражения ин-
дукции в местах изменения плотности МДС. Поэтому на основе
упрощенного метода рассмотрение осевых сил ограничивается ти-
повым случаем, когда в центральной части внешней обмотки отклю-
чены регулировочные витки, а линейная нагрузка А в сечениях
задействованных участков обмоток остается постоянной.
В общем случае, особенно в мощных высоковольтных трансфор-
маторах, имеется значительная неравномерность плотности МДС.
В этих условиях определение интегральных сил не дает полного
представления о действи-
тельных напряжениях,
возникающих в наиболее
нагруженных частях об-
моток, анализ которых
оказывается возможным
на основе более сложных
расчетов картины попе-
речного поля рассеяния
Вх по уравнениям (6.16).
Так как в реальных
конструкциях трансфор-
маторов изменение ин-
дукции Вх в пределах
витков, составляющих
секцию обмотки, незначи-
тельно, то с некоторым
допущением в сторону
повышения запаса прочности для каждой из секций можно при-
нять Вх=const.
Так как осевые изгибающие силы в каждой из секций можно
рассматривать независимо, то, очевидно, наибольший изгибающий
момент будет в тех секциях, которые располагаются в зоне макси-
мума индукции Bx=f(y).
По максимуму кривой Вх (у) (рис. 6.5) может быть найдена
наибольшая элементарная осевая сила fym, действующая на едини-
цу длины витка между изоляционными прокладками:
fym—
Рассматривая виток в пределах между соседними прокладками
как стержень, закрепленный на концах, напряжение изгиба <гт»
соответствующее силе можно определить по равенству
1&хт1п //* io\
°'п==—^~’ (618)
215
где ln — расстояние между центрами соседних прокладок; а и b —
высота и ширина сечения обмоточного провода.
Определение суммарных осевых сил на основе статического под*
хода к расчету. Применяемая типовая расчетная схема обмотки
трансформатора в виде идеализированной обмотки, запрессованной
между двумя неподвижными опорами, показана на рис. 6.6, а. Рас-
Рис. 6.6. Расчетная модель для определения
осевых сел на основе статического подхода:
л— условная обмотка; б —кривая электромагнит-
ных сил; в — силы, участвующие в уравнении
равновесия обмоткн
четная схема включает ряд
катушек, чередующихся со
слоями изоляции, состоящей
из прокладок, витковой и
дополнительной изоляции.
Возникающие во время ко-
роткого замыкания осевые
электромагнитные силы, по-
казанные на рис. 6.6,в, име-
ют распределение, показан-
ное на рис. 6.6, б. Усилия
действуют во всех сечениях
обмотки и на опорах, вызы-
вая соответствующие осевые
перемещения катушек и де-
формации всех слоев изо-
ляции.
При определении сум-
марных осевых сил на ос-
нове статического подхода
для вводимой расчетной ме-
ханической модели прини-
мают следующие допущения:
1. Электромагнитные условия действуют статически — массы
катушек и изоляции в расчете не участвуют.
2. Обмотка является идеальным цилиндрическим телом. Не учи-
тываются ее спиральность и различное строение изоляции в разных
сечениях обмотки.
Усилия, действующие на обмотки, считают одинаковыми во
всех осевых сечениях.
3. Масса обмотки и изоляции много меньше электромагнитных
усилий и усилия запрессовки.
4. Обмотка находится в запрессованном состоянии под дейст-
вием силы Ро. При действии электромагнитных усилий Fv в обмотке
возникают области с давлением, большим или меньшим давления
запрессовки, но ни в одном из сечений давление не становится отри-
цательным, т. е. коэффициент прессовки knp^P0/Fym>l.
5. Для картона и других изоляционных деталей деформация
пропорциональна механическому напряжению сжатия.
6. Опоры обмотки являются абсолютно жесткими.
7. Модуль упругости меди или алюминия на несколько порядков
216
выше модуля упругости изоляционных материалов, поэтому осевая
деформация проводников не рассматривается.
Задачами расчета общей механической схемы обмотки яв-
ляются:
1. Определение сил на верхней и нижней опорах Рв, Ра, т. е.
определение сил, действующих на ярмовые балки и прессующие
кольца.
2. Определение давлений на прокладки Pv/S и максимального
давления в прокладках am=PmlS, где S — площадь опоры прокла-
док обмотки; Р(у) —усилие сжатия в сечениях обмотки.
3. Выбор силы осевой запрессовки Ро и давления оо-
Исходными данными для расчета осевых электромагнитных сил
являются МДС обмоток, геометрические размеры катушек, прокла-
док и опор, а также зависимость Bx—f(y), расчет которой рас-
смотрен в § 6.2.
Определение суммарных осевых сил производится на основе
суммирования элементарных осевых сил по высоте обмотки. Эле-
ментарные осевые силы одного знака в пределах части высоты об-
мотки (см. рис. 6.5) создают суммарную осевую силу
ЛГ
Fu=Rmumb Дк$к, (6.19)
1
где R— средний радиус обмотки; N — общее число элементов с
различными постоянными значениями линейной нагрузки между
точками 00' и О'О"; At — значение линейной нагрузки, А/м,
постоянное в пределах k-го участка высоты; Sk — площадь криво-
линейной трапеции, образованной зависимостью Вх(у), с основа-
нием, равным части высоты обмотки, в пределах которой линейная
нагрузка равна At.
В общем случае, как показано на рис. 6.5, осевая сила может
несколько раз менять свое направление вдоль высоты обмотки,
в связи с чем выявление наибольшего усилия сжатия и сил, дейст-
вующих на опоры, требует применения специального аналитическо-
го аппарата, учитывающего отсутствие в обмотках упругих связей
при растяжении. Эта особенность иллюстрируется, например, тем,
что сила Руз (см. рис. 6.5), хотя и направлена навстречу силе
но не снижает давление на концевую опору, так как упругие связи
на растяжение между частями обмотки 00' и О'О" отсутствуют.
При составлении системы уравнений, отражающих взаимодейст-
вие электромагнитных осевых сил и сил прессовки обмоток, прини*
мают во внимание, что опоры обмоток остаются неподвижными,
т. е. высота между опорами обмотки (рис. 6.6, в) сохраняется такой
же, как и до приложения сил Fy.
При составлении уравнений опоры отбрасывают и заменяют
эквивалентными силами (реакциями — рис. 6.6, а):
Р^Ра-^-Ро, Ра—Ра-{-Ро,
217
где Р'я и Р'ъ — силы в опорах, вызванные действием только внеш*
ней нагрузки F(y), т. е. электромагнитными силами; Ро — сила на-
чальной запрессовки.
Силы принимают положительными по направлению оси у сверху
вниз по принятой нумерации катушек.
С учетом введенных условий уравнение равновесия обмотки по-
лучается в следующем виде:
t
р;-р;+Л)=о,
(6.20)
или
где
I
Л>= j fWdy.
о
Значение «интегральной силы» обмотки Fq можно рассчитать
по известной зависимости f(y).
Для определения двух величин Р'в и Р'я одного уравнения (6.20)
оказывается недостаточно, поэтому рассматриваем далее уравнение
равновесия обмотки от верхней опоры (i/=0) до текущей коорди-
наты у (рис. 6.6, б):
Рв+Ро-Р'(«/)-Ро
(6.21)
или
Р'(«/)=Рв+Р(!/),
У
r&eF(y) = ^ f(y)dy — так называемая электромагнитная сила
участка Оу — величина, поддающаяся расчету.
Сила в произвольном сечении у
Р(У)=Ро+^'(1/)=Ро+^в4-^(у). (6.22)
Как видно, двух уравнений (6.20), (6.22) также недостаточно,
так как имеется три неизвестных Р'в, Р'я и F(y), т. е. с точки зрения
механических расчетов получается статически неопределимая за-
дача, для решения которой необходимо дополнительное условие
совместности деформаций.
После приложения электромагнитных сил абсолютная деформа-
ция дифференциального элемента изоляции обмотки с толщи-
ной dyai
6 аУиз “ E(y)S(y) аУм*
218
где в (у) —относительная деформация; Е — модуль упругости.
Полная деформация всех элементов обмотки должна быть рав-
на 0 из условия неизменности высоты обмотки I:
i i
( wdyU3=* С Р’<^ аУиз=0. (6.23)
J J Е (У) Ъ (у)
О ®
Интегрирование выполняется только для участков изоляции
(медь или алюминий не деформируются), поэтому вместо dy под-
ставляется dyU3.
Выражение (6.23) и является тем недостающим уравнением, ко-
торое дает возможность определить опорную силу Fo.
Например, в частном случае при Sv=S=const имеем с учетом
i
(6.21) и того, что Лиз=--| dy„3,
Р’ с \ е
Т7= *Уиэ+-77' F(y)dyM=Q,
откуда
I I У
Рв----Т- ( ----Г- f ^из f f(y)dy. |,(6.24)
“из J “ИЗ J J
О 0 0
Таким образом, для нахождения Силы Р'в требуется двойное
интегрирование кривой f(y). Уравнения (6.20)—(6.24) дают в об-
щем виде решение задачи нахождения усилий в обмотке и опорных
усилий.
Физический смысл решения и основные типовые примеры. Полу-
ченное решение имеет относительно сложную интегральную струк-
туру, и для конкретизации его физического смысла могут быть рас-
смотрены типовые сочетания простых форм обмоток.
На рис. 6.7 показана обмотка с одиночной сосредоточенной си-
лой Fo.
Кривая F{y), необходимая для определения силы Рв, имеет
простой вид ступенчатой линии, где высота ступени равна Fo
(рис. 6.7,6). Воспользовавшись формулой (6.24), получим
р’ —__р l~~Vi
в I
и для 0<х/<х/1 Р(г/)=РВ=РО—Foil—yi)/l, а для yi<y<l Р(у) =
= Рц = Ро+ЕоУ1/1.
Естественно, что сила Fo передается на нижнюю опору, допол-
нительно нагружая ее. Иногда ошибочно принимают, что сила Fo
целиком передается на нижнюю опору вне зависимости от точки
ее приложения, а на верхнюю опору она не влияет. В действитель-
219
ности на нижнюю опору передается только часть силы Fq
(рис. 6.7, г, д). Например, при z/i=*0,5Z передается лишь О,5Го»
а при уг*0 нижняя опора почти не воспринимает силу Fo-
Рис. 6.7. К расчету осевых усилией в обмотке с одной сосредоточен-
ной силой:
а —обмотка и действующая сила; б — кривая F (у); е — вспомогательная кри-
вая Р (у)‘ г —силы на опорах и торцах обмоток; д — результирующая кривая
действующих в обмотке усилий
На верхней же опоре сила не увеличивается, а ослабевает:
Ро+Р'в<Ро.
Величина Р'(у) отрицательна, т. е. верхняя часть обмотки «рас-
тягивается». Последний термин условен, так как давление в обмот-
ке остается положительным [Р0+Рлв(у) >0] и происходит лишь
уменьшение силы сжатия, созданной запрессовкой обмоток.
Следует отметить, что для кривой Р'(у) на рис. 6.7, в заштрихо-
ванные площади равны. Это соответствует равенству деформаций
сжатия деформациям «растяжения» в обмотке, когда под деформа-
цией «растяжения» следует понимать уменьшение деформаций сжа-
тия, созданных силой начальной запрессовки обмоток, а деформа-
ция сжатия соответствует дополнительному уплотнению изоляции
при сложении электромагнитной силы с силой начальной запрес-
совки.
На втором примере (рис. 6.8) показана обмотка с более слож-
ным прямолинейным графиком распределения электромагнитных
сил/(у).
На этом же рисунке показан ход расчета кривой Р(у). Как вид-
но из графика на рис. 6.8, д, в середине обмотки имеет место увели-
чение сжатия, поскольку силы направлены к центру обмотки.
Максимальная сила сжатия не равна сумме Po+F'o, как это
иногда принимают, а меньше ее.
Так как суммарная осевая сила по высоте обмотки в целом
220
a)
Кф
Рис. 6.8. К расчету осевых усилий в обмотке с распределенной электромагнит-
ной силой:
а —обмотка и распределение электромагнитные силы; б —кривая F (у); н —вспомога-
тельная кривая Р (^); а —силы на опорах н торцах обмоток; д — результирующая кри-
вая действующих в обмотке усилий
Fo=O, для определения наибольшей внутренней силы сжатия вве-
дена интегральная сила половины обмотки:
Fo=f fWidy-
Как хорошо иллюстрируют графики рис. 6.8, д, на опорах наблю-
дается уменьшение усилия Рв по сравнению с силой Ро. имевшей
место до начала действия электромагнитных сил f(y).
Для приведенных примеров характерно выполнение условия 4,
когда во всех сечениях обмотки Р(у) >0, т. е.
Р0+Р'(У)>0 и Р0>-Р'(у).
§ 6.4. РАДИАЛЬНЫЕ СИЛЫ
В ТРАНСФОРМАТОРАХ, РАСЧЕТ ПРОЧНОСТИ
И УСТОЙЧИВОСТИ ОБМОТОК
Под действием радиальных сил обмотки трансформаторов испы-
тывают растяжение и сжатие, причем внешняя обмотка, на которую
действуют растягивающие усилия, имеет более простую расчетную
схему для определения удельных нагрузок.
При расчете радиальных сил можно пренебречь различным
строением по высоте цилиндрических обмоток, поскольку это раз-
личие незначительно влияет на осевое магнитное поле рассеяния,
определяющее радиальные электромагнитные силы.
Инженерный расчет радиальных электромагнитных сил прово-
дится соответственно по упрощенной расчетной схеме (см. рис. 6.2),
221
в которой обе обмотки имеют равные высоты и равномерное рас-
пределение витков по высоте. Радиальная сила
Ff~BcjKm-wl,. (6.25)
Здесь Вср — среднее значение продольной составляющей поля рас-
сеяния; w — число витков одной из обмоток; /в — средняя длина
витка рассматриваемых обмоток.
Выразив среднее значение индукции продольной составляющей
поля рассеяния
вср= 0,4"fKW^p-10-»,
полную радиальную силу, действующую на первичную и вторичную
обмотки, представим в виде
Fp-O,628(ZMmw)»₽AplO-«, (6.26)
где iKm — мгновенное максимальное значение тока при коротком
замыкании; p=ZB/Z.
Для оценки механической прочности обмоток прежде всего
определяется напряжение на разрыв в проводе наружной обмотки,
а затем конструкция внутренней обмотки проверяется на сжатие и
устойчивость.
Для определения напряжения на разрыв находим силу £<,, раз-
рывающую обмотку (по расчетной схеме рис. 6.2), в первом при-
ближении рассматриваемую как статическую:
F9==Fр/(2П).
Соответственно напряжение на разрыв в проводе обмоток
<з0—р1(чюП).
Здесь П — площадь поперечного
Рис. 6.9. Характерная деформация
обмотки под действием радиальных
сжимающих усилий
сечения одного витка.
Проверка внутренней обмот-
ки на прочность и устойчивость.
Определение прочности и устой-
чивости внутренней обмотки свя-
зано со значительными трудно-
стями. Как известно из теории
сопротивления материалов, кру-
говая форма свободного (без
опор) кольца при некотором зна-
чении равномерно распределен-
ной по периметру сжимающей
статической нагрузки становится
неустойчивой и кольцо изгибает-
ся по четырем полуволнам, при-
нимая форму, близкую к эллипсу.
Эту нагрузку называют первой
критической.
222
Если кольцо имеет опоры, то изгиб произойдет во всех пролетах
с чередованием направления изгиба наружу и внутрь. Значение
критического напряжения оКр определяем по формуле
^-(0,250»-1)-^-, (6.27)
где С — число опор или полуволн изгиба (при отсутствии опор
С=4); Е — модуль упругости; J — момент инерции поперечного се-
чения кольца; D — средний диаметр кольца (рис. 6.9).
Если в обмотке трансформатора пренебречь связями сдвига и
трением между проводами, то момент инерции одной катушки бу-
дет равен сумме моментов инерции ее проводов. В этом случае фор-
мула для расчета критического напряжения принимает вид
_ (0,25С2-1)£62
°к₽— зБ5 ’
где Ь — радиальный размер одного провода.
При большем числе опор (больше 4) соответствующее выраже-
ние получается в следующем виде:
~ £»2С2_____Я2 { b \2
в“₽ “ 12D2 12 £ \ /пр } ’
где /пр — длина пролета между центрами опор (реек).
Анализ имеющихся экспериментальных данных специальных
электродинамических моделей показывает, что статические расчеты
на основе классических представлений теории сопротивления мате-
риалов являются недостаточно точными. Специально поставленные
эксперименты, в том числе динамические испытания однослойных
круговых замкнутых медных шин, привели к выводу о том, что
главной причиной несовпадения экспериментов с расчетами является
отсутствие учета динамических процессов, обусловленных измене-
нием во времени электродинамических сил.
В основу динамического расчета обмотки должно быть положе-
но рассмотрение вынужденных нестационарных колебаний обмотки
как многослойной системы под действием изменяющихся во време-
ни электромагнитных усилий. При этом необходимо учитывать не-
линейность механических характеристик проводниковых и изоляци-
онных материалов, а также то, что реальная обмотка уже в йена-
груженном состоянии имеет отклонения от идеальной формы, т. е.
имеет так называемые начальные неправильности.
Начальные неправильности подразделяют на две группы. Пер-
вая обусловлена особенностями изготовления обмоток — намоткой
на цилиндрический шаблон с рейками, что придает катушке, осо-
бённо ее ближайшим к рейкам проводам, форму многоугольника.
Вторая группа начальных неправильностей имеет случайный харак-
тер и связана с наличием местных изгибов, изменений натяга при
намотке и т. д.
223
В результате расчета должна быть определена предельная на-
грузка, при которой еще не происходит интенсивный рост деформа-
ций и перемещений, а сами перемещения не превышают допустимых
значений по условиям нормальной работы трансформатора.
При одновременном учете динамического характера процесса,
наличия несимметричных начальных неправильностей, нелиней-
ности механических характеристик проводников и изоляции приня-
тое подразделение механических расчетов сжимаемых обмоток на
две части — расчет на прочность и расчет на устойчивость — явля-
ется фактически условным и два существующих расчета должны
быть заменены единым динамическим расчетом.
Такой расчет в настоящее время еще практически не реализован из-за зна-
чительных математических трудностей. Уже существуют математические модели
обмотки, представляющие собой набор чередующихся «жестких» и «мягких» колец
с тангенциальными и нормальными связями, однако методы расчета подобных
конструкций при нелинейных несимметричных деформациях, особенно в области
больших деформаций, не разработаны пока для статических нагружений. Второй
существенной причиной, задерживающей создание единого динамического расчета,
является отсутствие ряда исходных данных: статистики «начальных» неправиль-
ностей, параметров затухания резонансных процессов, сведений о несимметрии
механических параметров опор, неравномерности распределения усилия запрес-
совки и осевых сил по периметру обмотки.
Анализ результатов экспериментальных исследований показывает, что при рас-
чете на устойчивость необходимо учитывать и ряд вновь выявленных факторов.
Например, известно, что деформация при потере устойчивости в большинстве слу-
чаев представляет собой волну, проходящую вдоль всей или большей части вы-
соты обмотки. По теоретическим предпосылкам, более вероятными являются раз-
личные деформации отдельных катушек из-за различия начальных неправильно-
стей, однако, как показано на рис. 6.9, преобладает практически одновременная
одинаковая деформация всех катушек, показывающая возникновение дополни-
тельных электромагнитных сил, направленных навстречу разностным деформаци-
ям. Это явление пока не получило достаточного математического описания.
Отсутствие обоснованных расчетных методов при необходимости иметь до-
статочно четкие критерии для оценки устойчивости при проектировании в усло-
виях возрастающих требований к надежности трансформаторов в эксплуатации
выдвигает на первый план экспериментальный метод исследования и определе-
ния критических напряжений. Экспериментальные исследования наряду с оцен-
кой стойкости обмоток конкретного трансформатора позволяют получить стати-
стические данные, которые могут быть использованы для проверки разрабатывае-
мых методов расчета и получения все еще необходимых на сегодняшний день эм-
пирических формул.
Основные расчетные эмпирические формулы, используемые в настоящее вре-
мя в проектных расчетах трансформаторов для оценки устойчивости обмоток при
воздействии радиальных сжимающих усилий, получены на специальном электро-
магнитном устройстве, позволяющем испытывать прототипы обмоток трансфор-
маторов мощностью 40—1000 MB-А разных классов напряжения из трех типов
медного провода; обычного, разделенного и транспонированного.
В ряде случаев для выявления роли отдельных факторов испы-
тываются специальные модели, имеющие конструктивные отличия
от реальных обмоток.
Чаще всего в начале повреждения наблюдается изгиб наружных
проводов и их отслоение от катушки. Далее происходит изгиб на-
ружных проводов во всех пролетах по направлению к центру при
224
наличии опор или превращение обмотки в эллипс при отсутствии
опор. При возрастании сжимающей силы деформации соответст-
венно увеличиваются.
Как показывают исследования, принципиальных отличий в ха-
рактере повреждения сжимаемых обмоток, имеющих или не имею-
щих опор по внутреннему периметру, нет. В обоих случаях возмо-
жен изгиб проводов в плоскости намотки как по направлению к
центру, так и от центра катушки.
Из этого следует, что определение типа повреждения по внеш-
нему виду обмотки после разрушения является весьма условным,
как и сами понятия прочности и устойчивости при динамическом
характере действия сил.
Устойчивость сжимаемых обмоток зависит от большого числа
факторов, экспериментальные характеристики которых основывают-
ся на разнообразных опытных данных, позволяющих сделать
заключение об определяющем влиянии следующих факторов.
Размеры провода. Несмотря на некоторый разброс эксперимен-
тальных данных, результаты испытаний показывают, что зависи-
мость критического напряжения от толщины провода близка к ли-
нейной и не подтверждает формулу (6.29), в которую размер тол-
щины провода входит в степени 2. Аналогичные кривые получены
и при отсутствии опор. При испытаниях выявлена зависимость
критического напряжения не только от толщины, но и от высоты
провода — с увеличением высоты провода критическое напряжение
уменьшается.
Число опор. Наличие опор, расположенных по внутреннему диа-
метру (периметру) сжимаемых обмоток, приводит к увеличению
напряжения начального повреждения, однако не в той степени, как
это следует из формулы (6.29).
Сравнение показывает, что обмотка с числом опор, соответст-
вующим обычно применяемому пролету между опорами 120 мм,
имеет напряжение начального повреждения в 1,2—1,3 раза больше,
чем обмотка без опор. При увеличении числа опор вдвое сущест-
венного увеличения критического напряжения не наблюдается.
Давление осевого сжатия в прокладках. Напряжение начального
повреждения с ростом давления осевого сжатия повышается. В зо-
не меньших давлений осевого сжатия (до 2,5—3 МПа) повышение
устойчивости обмоток к радиальным сжатиям особенно заметно,
при больших давлениях осевого сжатия значение критического на-
пряжения изменяется сравнительно мало.
Длина пролета между прокладками. При наличии запрессовки
столбы прокладок выполняют роль своеобразных опор, способст-
вующих повышению устойчивости обмоток, подвергающихся сжи-
мающему воздействию радиальных электромагнитных сил.
Число таких опор и длина пролета между прокладками (до
определенного предела) существенно влияют на устойчивость об-
8—1468 225
моток, которая значительно возрастает при увеличении общей опор-
ной поверхности.
Диаметр обмоток. Влияние диаметра обмоток установлено при
испытаниях специальных прототипов без опор и при отсутствии
осевого сжатия обмоток для лучшего выявления только этого гео-
метрического фактора.
В этих условиях напряжение начального повреждения с увели-
чением диаметра линейно возрастает, а не уменьшается обратно
пропорционально квадрату диаметра в соответствии с классически-
ми соотношениями. Для силовых трансформаторов разных мощно-
стей расстояние между центрами прокладок остается обычно при-
мерно постоянным, составляя 100—120 мм, и поэтому вывод о
линейном увеличении критического напряжения в зависимости от
диаметра обмоток имеет большое практическое значение.
В итоге обобщения результатов динамических исследований
прототипов обмоток и реальных трансформаторов в практику транс-
форматоростроения введена следующая эмпирическая формула для
расчета критического напряжения обмоток, подвергающихся воз-
действию радиальных усилий сжатия:
о«р=klkikiD{ 1 + k4b) k5, (6.30)
где ki — коэффициент, зависящий от осевого давления в проклад-
ках; Л2 — коэффициент, зависящий от материала провода и нали-
чия опор, в радиальном направлении — относительно стержня маг-
нитопровода или другой обмотки; k3— коэффициент, зависящий от
числа столбов прокладок; k4— коэффициент, зависящий от числа
реек и расстояния между центрами реек, имеющих опору; — ко-
эффициент, зависящий от высоты провода.
Эта формула отражает влияние основных конструктивных пара-
метров, но не учитывает в явном виде таких технологических фак-
торов, как усилие натяжения провода при намотке, плотность на-
мотки, влияние масла.
Повышение устойчивости обмоток, подвергающихся воздействию
усилий сжатия, только за счет увеличения толщины и сечения про-
вода, числа реек и опор не всегда оказывается технически и эконо-
мически оправданным.
Увеличение сечения параллельных проводников обмотки при за-
данном суммарном сечении часто принципиально невозможно из-за
резкого увеличения добавочных потерь.
Существенное повышение уровня устойчивости сжимаемых об-
моток достигается прежде всего за счет улучшения качества изго-
товления, совершенствования технологических процессов, обеспечи-
вающих получение плотной без зазоров опоры обмоток на стержень
магнитопровода через высокопрочный изоляционный цилиндр.
Большое значение имеет дополнительная оклейка проводов в про-
цессе намотки, а также применение проводниковых материалов с
улучшенными механическими характеристиками.
226
Таким образом, в настоящее время отсутствие обоснованного
метода расчета, учитывающего динамический характер процессов
воздействия радиальных сжимающих сил на обмотки, нелиней-
ность механических характеристик конструкции обмотки, отклоне-
ния обмоток от идеальной формы и все возрастающие требования
к надежности трансформаторов заставляют в процессе проектиро-
вания прибегать к экспериментальному определению устойчивости
сжимаемых обмоток.
§ 6.5. ДИНАМИЧЕСКИЕ СИЛЫ
ПРИ КОРОТКОМ ЗАМЫКАНИИ
ТРАНСФОРМАТОРА
Обычно при вычислении сил, действующих на обмотки транс-
форматора, предполагают, что обмотки неподвижны, а токи неиз-
менны и равны максимальным амплитудным значениям. Эти допу-
щения характеризуют статический метод расчета, условия которого
рассмотрены в § 6.3.
Реально в переходном процессе короткого замыкания ток непре-
рывно изменяется, а обмотки и их элементы под действием пере-
менных во времени сил перемещаются. При этом динамические
силы, изменяющиеся во времени по еще более сложным законам,
зависящим от различных сочетаний электромагнитных сил и сил
инерции, возникающих при отрицательных ускорениях элементов
обмоток в процессе колебательных перемещений, могут существен-
но превосходить силы, полученные в статическом расчете. Динами-
ческие силы получаются в значительной степени зависящими от
механических свойств изоляционных материалов, сил инерции,
упругости и трения.
Представляя мгновенное значение тока при коротком замыка-
нии в виде /к=/ту (cos (at—где т=1к/Як, выражение для
электромагнитной силы F—kpi2 с учетом
cos2 «>/= (1 -|- cos 2ш()
запишем следующим образом:
F=^/my[(-5-+e-2//x)—2e_//Tcos<i>/-}—^-cos 2<вЛ .
Это выражение показывает, что электромагнитная сила, дейст-
вующая на обмотку, имеет три составляющие: апериодическую, за-
' 1 , ,2 . .
тухающую до значения периодическую с частотой ®, за-
тухающую до 0, и установившуюся составляющую с частотой 2со.
В начальный период короткого замыкания основное значение
имеет составляющая с частотой ац (50 Гц), так как ее амплитуда
в четыре раза больше амплитуды составляющей с частотой 2®.
8* 227
Составляющая с частотой coi затухает практически за 5—6 пе-
риодов питающего напряжения. После этого при установившемся
токе короткого замыкания электромагнитная сила имеет двойную
частоту по сравнению с частотой сети.
Наибольшее развитие в настоящее время по-
Рис. 6.10. Эвива-
лентная динамиче-
ская схема обмот-
ки трансформато-
ра при анализе
воздействия изме-
няющихся во вре-
мени осевых элек-
тромагнитных сил
лучили исследования динамических процессов в
обмотках при воздействии осевых сил, тогда как
динамические процессы при воздействии ради-
альных сил не имеют пока совершенного анали-
тического описания.
При исследовании динамики развития осе-
вых сил обмотку, состоящую из катушек, разде-
ленных изоляционными прокладками, спрессо-
ванную ярмовыми балками, можно представить
как механическую систему, состоящую из от-
дельных монолитных участков — катушек из
проводникового материала — и пружин между
ними — изоляционных прокладок. Поскольку мо-
дуль упругости проводниковых материалов не-
соизмеримо больше модуля упругости изоляци-
онных материалов, проводниковую часть объема
катушки принимают недеформируемой, а изо-
ляционные прокладки с известной степенью точ-
ности рассматривают как сжимаемые пружины.
Соответствующая эквивалентная динамиче-
ская схема показана на рис. 6.10. Отдельные ка-
тушки при составлении расчетной структуры за-
менены массами т, а прокладки между катуш-
ками, а также между катушками и прессующи-
ми опорами представлены пружинами К, Къ, Кп-
Изоляционные прокладки способны воспри-
нимать только сжимающие силы, и представле-
ние их в виде упругих пружин возможно в тех
случаях, когда обмотка спрессована усилием
сжатия, превосходящим возможные осевые силы.
Уравнения движения для отдельных масс
имеют вид
dt* dt
..................................... (6.31)
m^-^c^-VK(Zn^-Zn)-\-KnZn=Fn-\-mg,
dt* at
rjifi m ^2-— сила инерции л-го элемента обмотки; С ^2 — сила
dt% dt
трения; KZn — сила упругости л-го элемента обмотки; Zn — переме-
228
щение n-го элемента относительно своего исходного положения;
С — коэффициент трения.
Решение системы уравнений (6.31) позволяет найти в общем
случае перемещения элементов конструкции обмотки в функции
времени, а затем силы, действующие в переходном процессе. Каж-
дая механическая сила, дополнительно возникающая в упругих
элементах конструкции обмотки, равна произведению коэффициен-
та упругости на перемещение, т. е.
F'=K'Z,
и может значительно отличаться от возмущающей электромагнит-
ной силы, действующей на те же элементы обмотки.
Взаимодействие упругих сил и сил инерции с электродинамиче-
скими силами может создавать своеобразные резонансные электро;
динамические процессы, детальный анализ которых имеет большое
практическое значение для правильной оценки прочности обмоток
трансформатора в режимах короткого замыкания.
§ 6.6. РЕЗОНАНСНЫЕ
ЭЛЕКТРОДИНАМИЧЕСКИЕ ПРОЦЕССЫ
В ОБМОТКАХ ТРАНСФОРМАТОРОВ
Обмотка трансформатора как механическая система, схема которой приве-
дена на рис. 6.10, в совокупности с прессующей конструкцией обладает большим
числом частот и форм колебаний.
В зависимости от распределения по высоте обмотки радиальной составляю-
щей индукции поля рассеяния Вх(у) и осевых усилий Р(у) (рис. 6.11) при ко-
ротком замыкании проявляется та или иная форма колебаний обмотки.
Так, при симметричном распределении Вх(у) и Р(у) (рис. 6.11, а) колебания
обмотки происходят симметрично относительно ее центра по высоте. В этом
случае резонансной является вторая по уровню более высокая частота. При не-
симметричном распределении Вх(у) и Р(у) (рис. 6.11,6) проявляется первая фор-
ма колебаний с наименьшей частотой.
Соответствующие собственные частоты колебаний обмоток трансформаторов
в реальных условиях, измеренные с помощью высокочувствительных датчиков
сил, а также рассчитанные по существующим методикам, приведены в табл. 6.2.
Резонансные частоты указаны для различных коэффициентов прессовки, су-
щественно влияющих на динамические процессы в обмотках.
Как видно из таблицы, первые собственные частоты колебаний обмоток близ-
ки к частоте 100 Гц, с которой изменяются электромагнитные силы, действующие
на обмотки. Характерно также, что для всех трансформаторов измеренные соб-
ственные частоты колебаний свидетельствуют о проявлении первой формы коле-
баний, т. е. соответствуют несимметричному распределению Вх(у) и Р(у), хотя,
по расчетным данным, эти зависимости симметричны по отношению к середине
обмотки по высоте.
’ Первая форма колебаний выявляется и в тех трансформаторах, где факти-
ческая, проверенная экспериментально несимметрия в распределении Вх(у) едва
заметна. Так, для трансформатора ТМ-6300/35 несимметрия распределения Р(у)
составляла не более 2—3%, однако измерения собственной частоты колебаний об-
моток этого трансформатора свидетельствовали о проявлении резонанса на пер-
вом уровне частоты.
Значительное в ряде случаев расхождение результатов расчета с данными
229
Рис. 6.11. Распределение поперечной состав-
ляющей индукции и осевой электромагнитной
силы по высоте обмотки:
а — симметричное распределение при одинаковом
строении обмоток НН и ВН; б— строго симметричное
распределение при различном строении по высоте об-
моток НН и ВН; в — несимметричное распределение
при относительном смещении по высоте обмоток НН
и ВН
измерения частот колебаний
объясняется тем, что сущест-
вующая методика расчета ие
учитывает взаимосвязи отдель-
ных обмоток, находящихся под
одним общим прессующим
кольцом, а механические па-
раметры обмоток, используе-
мые в расчете, могут отличать-
ся от фактически имеющих
место в трансформаторах.
Результаты измерений при
динамических испытаниях
трансформаторов и уточненные
теоретические расчеты показы-
вают возможность существен-
ных изменений собственных
частот колебаний обмоток при
изменении в широком диапазо-
не силы прессовки обмоток
из-за нестабильности усилий
прессовки в эксплуатации.
Вместе с тем собственные час-
тоты колебаний обмоток транс-
форматоров средней мощности
часто приближаются к часто-
те 100 Гц, что может способ-
ствовать развитию околорезо-
нансных или резонансных про-
цессов в установившихся ре-
жимах короткого замыкания.
Наиболее характерными
типами распределения МДС в
трансформаторах общего на-
значения, для которых прове-
дено детальное исследование
колебательных механических
процессов, являются следующие:
Таблица 6.2
Собственные частоты колебаний обмоток трансформаторов
средней мощности
Трансформатор ^Пр Расчетная частота Измеренная частота /о
foi foa
ТМА-6300/35 0,26 74 178 125
0,2 150 —
ТМА-1000/10 0,57 196 410 176
1,2 170 347
ТМТН-6300/35 0,8 310 — 156
0,6 70 140
ТМ-6300/35 0,3 140 282 145
0,6 280
ЭТМПК-3200/10 0,2 95 230 232
0,3 275 — 232
230
1) обмотки взаимно симметричны по высоте, не имеют выключенных витков;
распределение Вх(у) симметрично относительно середины обмоток (рнс. 6.11,а),
2) одна из обмоток имеет выключение витков в центральной части, характер-
ное для трансформаторов с ПБВ. Распределение Вх (у) симметрично относительно
середины обмоток (рис. 6.11,6);
3) одна из обмоток смещена относительно другой («косой режим»). Распре-
деление Вх(у) резко несимметрично относительно середины обмоток (рис. 6.11,в).
Кривые рис. 6.12, характеризующие зависимость собственной резонансной ча-
соты колебаний обмотки для различных режимов от коэффициента прессовки,
полученные на математических и экс-
периментальных моделях, показывают,
что собственная частота обмотки для
всех режимов примерно одинакова и
близка к 100 Гц и при изменении силы
прессовки в три раза (от 1,5 до 0,5) из-
меняется незначительно.
Анализ осциллографической записи
динамических процессов позволяет сде-
9 0,5 U 1,5 2,0 к пр
Рис. 6.12. Зависимость собственных
частот колебаний обмотки от коэффи-
циента прессовки:
кривая / соответствует рис. 6.11, а (экспе-
римент на МОУ); кривая 2 — рис. 6.11, б
(эксперимент на МОУ); кривая 3—рис.
6.11, в (эксперимент на МОУ); кривая 4
получена на трансформаторе ТСЗ-1000/10;
кривая 3' получена для режима рис.
6,11, в расчетным путем
лать вывод, что явления, характерные
для резонансных и околорезонансных
процессов, более заметно проявляются
в установившихся режимах короткого
замыкания. Соответствующие осцилло-
граммы динамической составляющей
осевого усилия в установившемся ре-
жиме короткого замыкания для разных
видов динамических процессов приведе-
ны на рис. 6.13. Кривые, представленные
на рис. 6.13, at 6t характеризуют процесс
нагрузки опоры обмоток динамическими
осевыми силами в установившемся
Рис. 6.13. Осциллограммы осевых
или в установившемся режиме*
КЗ:
а — нерезоиансный процесс в устано-
вившемся режиме КЗ; б — околорезо-
нансный процесс в установившемся
режиме КЗ; в — нерезонансный процесс
с частичной разгрузкой опор; г —
резонансный процесс с частичной раз-
грузкой опор
режиме короткого замыкания. Процесс,
показанный иа рис. 6.13, а, является
иерезонансным, динамическая состав-
ляющая усилия в этом случае пропор-
циональна квадрату уста-
новившегося значения тока короткого
замыкания, а среднее значение кривой
процесса (Р2.) равно амплитуде пере-
менной составляющей Р . На кривой
рис. 6.13, б имеются характерные приз-
наки резонансного процесса, когда эле-
ктродинамическая сила получается зна-
копеременной с превышением амплиту-
ды переменной составляющей по отно-
шению к среднему значению силы, что
отражает резонансное сложение элект-
ромагнитной силы с механической силой
упругого колебательного процесса в
объеме обмотки, т. е. ?£ >Р1 •
Околорезонансиый процесс опреде-
ляется коэффициентами превышения ди-
намических сил по отношению к сред-
ним значениям
^д *= > 1 и £д1уст =*
= (^ + ^1)/(2Р')>1.
которые для нерезонансного процесса
соответственно равны 1.
231
Кривые рис. 6.13, в, г характеризуют процесс разгрузки опор обмоток дина-
мическими осевыми силами. Процесс, представленный на рис. 6.13, в, соответству-
ет нерезонансному, а процесс на рис. 6.13, г — резонансному взаимодействию об-
мотки с переменной во времени электромагнитной силой. Опора, статически на-
груженная усилием прессовки обмоток, разгружается в большей степени, чем в
нерезонансном процессе, что существенно для выбора усилия прессовки, такого,
чтобы не возникало «отрыва» обмоток от опор при резонансных взаимодействиях.
Можно отметить следующие характерные особенности динамических процес-
сов.
1. В симметрично сжимаемой обмотке с частотой собственных колебаний,
близкой к 100 Гц, могут иметь место околорезонансные явления, но в наиболее
реальном для трансформаторов диапазоне сил прессовки 6Пр= 14-1,5 эти явле-
ния выражены слабо. При резком снижении сил прессовки, например из-за «усад-
ки» обмоток, возможно резкое усиление околорезонансных явлений в связи с из-
менением формы колебаний из-за «отрыва» обмоток от опор.
2. Вопреки теоретическим предположениям в симметрично растягиваемой об-
мотке собственная частота колебаний также близка к 100 Гц. Резонансные яв-
ления выражены при этом значительно сильнее, чем в первом случае, и возможно
значительное увеличение сил по сравнению с расчетными статическими значения-
ми для установившегося значения тока к. з. В то же время эти усилия не пре-
вышают электромагнитных сил, при ударном значении тока к. з. £д1уст^
(7уд//ш уст)2===3,5.
3. В несимметрично сжимаемой обмотке, когда несимметрия значительна (так
называемый «косой режим»), собственные частоты обмотки также близки к
100 Гц. Усилия в установившемся процессе к. з. при £пр=1-ь2 значительно воз-
растают, превышая на 20—30% усилия при ударном токе к. з.
Результаты исследований на специальной модели осевых усилий в ВЭИ им.
В. И. Ленина, выявившие эти закономерности, подтверждены при динамических
испытаниях ряда мощных трансформаторов (10—16 МВ-А).
Наиболее опасным является наличие несимметрии в распределении Р(у) по
высоте обмотки, когда динамические усилия в установившемся режиме к. з. могут
превышать при резонансе максимальные динамические усилия при ударном токе
на 25—30%.
В трансформаторах средней мощности, для прочности которых определяющи-
ми являются режимы с выключением витков в середине обмотки при регулиро-
вании напряжения, резонансные явления практически не представляют опасно-
сти. В то же время в мощных трансформаторах с отдельным регулировочным
концентром, прочность конструкции которых определяется режимами 1 и 3,
резонансные явления и связанный с ними рост усилий, действующих на прессую-
щую систему обмотки, могут вызвать повреждение конструкции. Поэтому для
мощных трансформаторов необходимо производить оценочный расчет собственных
частот колебаний обмоток с учетом реальных механических параметров.
§ 6.7. РАСЧЕТ НА ЭВМ
ЭЛЕКТРОДИНАМИЧЕСКОЙ СТОЙКОСТИ
ОБМОТОК ТРАНСФОРМАТОРОВ
Развитие и совершенствование методов расчета трансформато-
ров на стойкость при коротком замыкании — наиболее актуальная
проблема трансформаторостроения. В число задач расчета электро-
динамической стойкости трансформатора (задач РЭСТ) ^решаемых
с применением наиболее современной вычислительной техники,
в настоящее время включены расчеты токов короткого замыкания,
магнитного поля рассеяния, осевых и радиальных сил в катушках,
определение необходимых сил прессовки и нагрузок на опоры об-
232
моток, а также сложные проверки катушек, отдельных витков,
отводов и прессующих конструкций на прочность и устойчивость.
На первых этапах решения задач РЭСТ алгоритмы повторяли
методику «ручного счета», а переход от одной задачи к другой был
связан с громоздкой передачей многочисленных параметров.
Попыткой автоматически связанного решения задач на ЭВМ бы-
ла система программ РЭСТ-1, объединявшая расчеты поля рассея-
ния, осевых сил и добавочных потерь в обмотках. При разработке
системы были решены принципиальные вопросы построения исход-
ных данных и автоматической стыковки программ, однако из-за
ограниченной памяти ЭВМ второго поколения расчеты радиальной
прочности устойчивости обмоток выполнялись по отдельной програм-
ме. Существенным недостатком системы РЭСТ-1, разработанной в
машинном коде ЭВМ «Минск-22», была невозможность ее исполь-
зования на ЭВМ единой серии.
Современная система алгоритмов и программ для комплексного
решения всех задач РЭСТ на ЭВМ ЕС в качестве основы для раз-
работок алгоритмов также использует методы расчетов, уже при-
меняемых в промышленности.
В процессе работы в алгоритмы вносятся существенные измене-
ния, обусловленные как появлением новых теоретических и экспе-
риментальных данных, так и принципиально новыми возможностя-
ми решения задач на ЭВМ.
Система программ РЭСТ-2. Эта система разработана на алго-
ритмическом языке ФОРТРАН-4 и отлажена в мониторной опера-
ционной системе ЭВМ ЕС.
Система предназначена для проектных и исследовательских рас-
четов трансформаторов и автотрансформаторов всех классов на-
пряжения мощностью 1—2000 МВ-А, имеющих концентрические
непрерывные и винтовые обмотки из прямоугольного провода. Рас-
чет производится одновременно для обмоток одного стержня в од-
ном из режимов короткого замыкания, поэтому полный расчет
трансформатора предусматривает пока многократное обращение к
системе с внешним перебором неодинаковых стержней и различных
режимов короткого замыкания. Для каждой обмотки при этом вы-
числяется полный набор параметров, необходимых для оценки осе-
вой и радиальной устойчивости катушек, выбора силы прессовки и
расчетов на прочность прессующих конструкций. Одновременно
вычисляются основные и добавочные потери в катушках и в обмот-
ке в целом, так как лучшие по прочности варианты могут иметь
повышенные электрические потери.
Область применения системы имеет ряд ограничений, связанных
с объемом оперативной памяти ЭВМ ЕС. Такие ограничения сфор-
мулированы на основе анализа существующих конструкций транс-
форматоров и во многом определяют построение программ, перспек-
тивы их дальнейшего использования и развития. При расчетах по
системе РЭСТ-2 допускается не более пяти обмоток на одном
233
стержне, трех слоев (концентров) в пределах одной обмотки и
40 параллельных ветвей по высоте обмотки; наличие регулировоч-
ных витков ПБВ или РПН предусматривается не более чем в двух
обмотках. Ограничены также количество катушек в непрерывной
обмотке и общее число проводов по высоте винтовой обмотки —
до 200, число типов катушек в пределах обмотки — до 16 и число
разных размеров охлаждающих каналов между катушками — до 20.
Общее построение системы и условные названия отдельных про-
грамм показаны на рис. 6.14. Система включает четыре служебных
(/—4) и семь рабочих программ (5—11). Служебные программы
позволяют резко сократить и упростить исходные данные системы,
уменьшить затраты времени конструктора-расчетчика на их подго-
товку, контроль и исправление допущенных ошибок. В рамках ра-
бочих программ системы, выполняющих комплекс основных вычис-
лений, имеется также большой набор служебных или сервисных
подпрограмм, обеспечивающих автоматическую обработку резуль-
татов решения, оформление их в виде удобных графиков и таблиц
с большим числом текстовых пояснений. Сервисные блоки состав-
ляют в настоящее время около 70% в текстовом представлении
всей системы программ и во многом обеспечивают рациональное
распределение труда между конструктором и машиной.
Исходные данные. Исходные данные системы РЭСТ-2 включают
в себя численное описание осевого и радиального строения обмоток,
размеры магнитопровода, а также параметры рабочего режима и
режима короткого замыкания трансформатора. В зависимости от
класса напряжения трансформатора и вида регулирования напря-
жения исходные данные могут содержать от 100 до 300 параметров.
Для удобства подготовки и контроля их подразделяют на три
группы:
1) общие сведения о трансформаторе — тип, мощность, диаметр
стержня, высота окна, число обмоток на стержне, размеры бака;
2) параметры короткого замыкания трансформатора — токи об-
моток, их кратности и ударные коэффициенты, распределение токов
в параллельных ветвях, отключение витков ПБВ или РПН;
3) параметры обмоток — чередование катушек и каналов, число
витков в катушках, размеры проводов, бумажной изоляции, конце-
вой изоляции, число и размеры реек, прокладок, общие размеры
обмотки.
В отличие от предшествующих расчетов в исходные данные си-
стемы РЭСТ-2 включена большая группа параметров, необходимых
для расчета обмоток на радиальную прочность и устойчивость.
Расчет токов короткого замыкания. Расчет токов короткого за-
мыкания является в настоящее время простейшей программой сис-
темы, поскольку относительное распределение токов по параллель-
ным ветвям, кратности и ударные коэффициенты токов к. з. задают-
ся в исходных данных.
234
р-1 ввод и печать исходных данных |
pl Контроль исходных данных и ошибок |
pj Раздивка обмоток на зоны . |
—pl Подготовка данных, обмотки №
pJ Расчет токов короткого замыкания "*|
Я Насчет магнитного поля рассеяния "|
р-1 Расчет осевых усилий ~|
р-1 Расчет силы прессовки “~
|£1 Расчет радиальной прочности |
|м| Расчет радиальной устойчивости
pj Расчет потерь в одмотке ~|
Все обмотки
рассчитаны
Рис. 6.14. Алгоритм расчета на ЭВМ электро-
динамической стойкости обмоток трансформа-
торов
Расчет магнитного поля рассеяния. Расчет поля рассеяния про*
изводится в плоскопараллельном приближении на основе пред--
ставления обмоток в виде системы бесконечно длинных прямоуголь-
ных шин с равномерно распределенной плотностью тока.
Учитывается зеркальное отображение обмоток относительно по-
верхности стержня. В зависимости от сложности структуры обмоток
выбирают методику, основанную на представлении обмотки в виде
235
одной или двух бесконечно тонких линий с введением необходимых
корректирующих коэффициентов. В общей сложности в алгоритме
расчета магнитной индукции поля рассеяния предусмотрено шесть
вариантов систем расчетных формул и соответствующая подпро-
грамма их выбора. Осевые и радиальные составляющие индукций
печатаются в виде таблицы, средние по соответствующим направ-
лениям значения осевой и радиальной индукции печатаются также
в виде графиков распределения по высоте обмотки.
Расчет осевых усилий. Расчет осевых усилий выполняется в ста-
тической постановке задачи.
В результате расчета определяются осевые нагрузки при корот-
ком замыкании на опоры обмотки, напряжения осевого сжатия
прокладок и поперечного изгиба проводов в пролетах между про-
кладками для всех каналов и катушек по высоте обмотки.
Расчет силы прессовки. Предварительно определяется сила
прессовки Ро, при которой в процессе короткого замыкания не
возникает зазоров между катушками или. прокладками концевой
изоляции. Необходимая сила прессовки определяется путем умно-
жения на коэффициент прессовки Кп, принимаемый по существую-
щим нормам. В процессе расчета учитывается нелинейная упру-
гость изоляционных материалов, а также податливость опорных
конструкций. Учет новых факторов для сжимаемых обмоток приво-
дит к уменьшению расчетных значений силы прессовки Ро на 10—
15%, что в большинстве случаев намного больше соответствует
опытным данным по сравнению с результатами упрощенного рас-
чета с постоянной упругостью изоляции и бесконечно большой
жесткостью опорных конструкций.
Расчет радиальной прочности обмоток. Расчет радиальной проч-
ности включает в себя определение механических напряжений рас-
тяжения или радиального сжатия проводов, суммарных напряже-
ний в проводах от радиальных и осевых усилий, расчет относитель-
ных и абсолютных деформаций катушек, а также сравнение полу-
ченных максимальных значений с допустимыми.
Для возможности выполнения исследовательских работ про-
грамма дополнена нелинейным расчетом напряжений и деформа-
ций катушек при отсутствии опор.
Расчет радиальной устойчивости. Расчет радиальной устойчи-
вости проводится на основе эмпирической формулы (6.30) § 6.5 с
предварительным вычислением входящих в нее коэффициентов на
основе вводимых данных по конструкции, строению и технологии
изготовления обмотки, а также на основе полученных значений
силы прессовки.
- Полученные значения критических напряжений для каждой из
сжимаемых обмоток сравниваются с ранее рассчитанными напря-
жениями радиального сжатия.
Расчет потерь в обмотках включен в систему программ РЭСТ
для одновременной оценки потерь при оптимизации обмоток по па-
236
раметрам динамической стойкости. Для каждой из обмоток рас-
считываются основные и добавочные потери — от осевого и ра-
диального полей рассеяния, а также выдается значение суммарных
потерь.
Система РЭСТ-2 введена в практику исследовательских и
проектных расчетов в ВЭИ им. В. И. Ленина с 1976 г. Последующее
внедрение в практику производственных предприятий реализовыва-
лось в виде исходного текста на перфокартах и рабочих программ
на магнитных*лентах.
Наибольшее значение имело применение системы РЭСТ-2 для
вновь разрабатывавшихся трансформаторов предельных мощностей
и напряжений.
Дальнейшее развитие систем программ РЭСТ ведется в направ-
лении создания более сложных рабочих программ, позволяющих
учесть новые факторы и повысить точность расчетов.
Разрабатываются более совершенные программы расчета токов
короткого замыкания, динамического расчета осевых сил, радиаль-
ной прочности и устойчивости обмоток трансформаторов.
Вопросы для самоконтроля
1. Почему в обмотках трансформаторов возникают электромагнитные силы?
Как направлены электромагнитные силы внутри каждой из обмоток? -
2. Какие электромагнитные силы создаются между внутренней и наружной
обмотками трансформатора? Каким воздействиям подвергаются внутреняя и на-
ружная обмотки?
3. Как изменяются электромагнитные силы в зависимости от кратности тока
короткого замыкания?
4. Как рассчитывают осевые электромагнитные силы и как они влияют на
выбор усилия запрессовки обмоток?
5. Какие факторы оказывают решающее влияние на радиальную устойчивость
обмоток?
6. В чем проявляются резонансные процессы в обмотках трансформаторов и
как они влияют на электродинамическую стойкость обмоток?
7. Как строится алгоритм расчета электродинамической стойкости обмоток
трансформаторов на ЭВМ и каким факторам в процессе расчета придается основ-
вое значение?
Нагревание
и охлаждение
трансформаторов
Потери электрической энергии, возникающие при работе транс-
форматора, преобразуются в тепловую энергию и вызывают нагре-
вание его частей. Главными источниками теплоты в трансформато-
ре являются магнитопровод и обмотки, потери в которых в номи-
нальном режиме составляют 75% всех потерь. Нагревание
трансформатора является главной причиной, ограничивающей его
мощность при различных режимах его работы, поскольку макси-
мально допустимая температура обмоток, магнитопровода и дру-
гих конструктивных элементов зависит от интенсивности их охлаж-
дения, нагревостойкости применяемых изоляционных материалов и
установленного срока службы трансформатора.
§ 7.1. НАГРЕВ, ТЕПЛОПЕРЕДАЧА
И НОРМЫ ДОПУСТИМЫХ ТЕМПЕРАТУР
ЧАСТЕЙ ТРАНСФОРМАТОРА
В начальный период работы трансформатора после его подклю-
чения к сети или нагрузки имеет место неустановившийся тепловой
процесс, в течение которого тепловая энергия, выделяющаяся в маг-
нитопроводе и обмотках, частью рассеивается в окружающей среде,
а частью нагревает магнитопровод и обмотки, повышая их темпера-
туру. По мере роста температуры магнитопровода и обмоток увели»
чивается рассеяние теплоты в окружающей среде. При определен-
ной температуре магнитопровода и обмоток вся теплота, выделяю-
щаяся в них, рассеивается в окружающей среде и тепловой режим
в трансформаторе достигает установившегося значения. Примерное
распределение температуры между отдельными частями в горизон-
тальном сечении масляного трансформатора показано на рис. 7.1.
Из рисунка видно, что путь движения теплового потока от магнито-
провода или обмоток в окружающий трансформатор воздух может
238
быть разбит на следующие характерные участки: 1 — от внутренних
точек магнитопровода или обмотки до их наружных поверхностей,
омываемых маслом; 2— от наружных поверхностей магнитопровода
или обмотки в омывающее , 2 3 4-
их масло; 3 — от масла к
внутренней поверхности
стенки бака; 4 — от внут-
ренней стенки бака к на-
ружной его стенке; 5 — от
наружной стенки бака в ок- &
ружающий воздух. '
На участках 1 и 4 теп- 90.
лопередача происходит пу-
тем теплопроводности, на °
участках 2 и 3 — путем ™
конвекции масла и на участ- 60
ке 5 — путем излучения и &
конвекции.
Примерное распределе- 40
ние температуры по высоте
трансформатора показано
на рис. 7.2.
Установившиеся наи-
большие превышения тем-
Рис. 7.1. Распределение температуры в го-
ризонтальном сечении масляного трансфор-
матора:
1 — стержень; 2, 3 — обмотки НН и ВН; 4 — стен-
ка бака
пературы отдельных частей
трансформатора температуры охлаждающей среды, согласно
ГОСТ 11677—85, не должны превосходить:
Для масляных трансформаторов
Обмотки (класс нагревостойкости изоляции А):
65°С при естественной или принудительной циркуляции с ненаправленным по-
Рис. 7.2. Распределение температуры по высоте
и направление конвекционных токов масла в
трансформаторе с трубчатым баком:
/ — наружная поверхность бака; 2 — масло; 3 — маг-
нитопровод; 4 —обмотки
током масла через обмотку;
70°С при принудительной
циркуляции с направленным
потоком масла через обмотку;
75°С на поверхности маг-
нитопровода и конструктивных
элементов. Масло или другой
жидкий диэлектрик в верхних
слоях;
60°С при исполнении
трансформатора герметичном
или с расширителем;
55*0 при исполнении не'
герметичном без расширителя.
Для сухих трансформато-
ров
Обмотки при классах нагрево-
стойкости по ГОСТ 8865—70:
А —60°С; Е —75°С; В —80°С;
F—100°С; Н —125°С.
239
Эти превышения температуры отдельных частей трансформатора над темпе-
ратурой окружающей среды относятся к трансформаторам, работающим непре-
рывно в номинальном режиме при следующих условиях окружающей среды:
естественно изменяющаяся температура охлаждающего воздуха не выше
-|-40фС и не ниже —45°С;
температура охлаждающей воды не выше +25°С у входа в охладитель (см.
§ 7.2);
среднесуточная температура воздуха не выше +30оС;
среднегодовая температура воздуха не ниже -|-20°С.
Превышение температуры отдельных частей трансформаторов
сверх указанных в первую очередь отражается на времени износа
(старения) изоляционных материалов, применяемых при изготовле-
нии трансформатора. Старение изоляционного материала, выра-
жающееся в уменьшении его электрической и механической проч-
ности, происходит тем интенсивнее, чем выше его температура. Так,
срок службы бумажной изоляции, широко используемой в совре-
менных масляных трансформаторах (см. § 3.3), сокращается в два
раза при увеличении температуры выше допустимой всего на 8 °C.
Поэтому нормы превышения температуры обмоток в соответствии с
ГОСТ 11677—85 установлены с таким расчетом, чтобы предельная
средняя температура обмотки в наиболее жаркое время года не
превосходила 105—НО °C при ее среднегодовой температуре около
75 °C. Допустимые при этом длительные и кратковременные пере-
грузки трансформатора оговорены в ГОСТ 11677—85 и 14209—85.
Приведенные нормы превышения температуры частей трансфор-
матора над температурой окружающей среды установлены на осно-
ве долголетнего срока эксплуатации трансформаторов в различных
странах мира и обеспечивают надежную работу трансформаторов в
течение 20—25 лет. Более длительный срок эксплуатации считается
нецелесообразным, так как развитие техники за такой период вре-
мени приводит к тому, что становится более выгодным сделать но-
вый трансформатор на основе современных материалов, чем
эксплуатировать старый.
§ 7.2. СИСТЕМЫ ОХЛАЖДЕНИЯ
ТРАНСФОРМАТОРОВ
Применяемые в настоящее время системы охлаждения транс-
форматоров и их условные обозначения приведены в табл. 7.1.
В трансформаторах с охлаждением типа С и СЗ активная часть
(магнитопровод с обмотками и конструктивными деталями) имеет
непосредственное соприкосновение с окружающим воздухом и ее
охлаждение происходит путем излучения и естественной конвекции
воздуха.
В трансформаторах с охлаждением типа СГ активную часть
помещают в бак, заполненный газом, например элегазом (газооб-
240
разная шестифтористая сера). В этом случае охлаждение происхо-
дит за счет естественной циркуляции газа и воздуха.
В трансформаторах с охлаждением типа СД применяют искусст-
венное форсирование движения воздуха с помощью вентиля-
торов.
Следует отметить, что из-за меньшей теплопроводности и элект-
рической прочности воздуха по сравнению с маслом сухие транс-
Таблица 7.1
Системы охлаждения трансформаторов и их условные обозначения
Система охлаждения
Условное
обозначение
Сухие трансформаторы
Естественное воздушное при открытом исполнении Естественное воздушное при защищенном исполнении Естественное воздушное при герметичном исполнении Воздушное с принудительной циркуляцией воздуха с сз сг СД
Масляные трансформаторы
Естественная циркуляция воздуха и масла Принудительная циркуляция воздуха и естественная цирку- ляция масла Естественная циркуляция воздуха и принудительная цирку- ляция масла с ненаправленным потоком масла Естественная циркуляция воздуха и принудительная цирку- ляция масла с направленным потоком масла Принудительная циркуляция воздуха и масла с ненаправлен- ным потоком масла Принудительная циркуляция воздуха и масла с направлен- ным потоком масла Принудительная циркуляция воды и масла с ненаправленным потоком масла Принудительная циркуляция воды и масла с направленным потоком масла м д мц нмц дц НДЦ ц нц
Трансформаторы с негорючим жидким диэлектриком
Естественное негорючим жидким диэлектриком Негорючим жидким диэлектриком с принудительной ляцией воздуха Негорючим жидким диэлектриком с принудительной ляцией воздуха и с направленным потоком жидкого , трика цирку- цирку- диэлек- н нд ннд
форматоры применяются при мощностях до 1600—2500 кВ-А и на-
пряжении до 15—20 кВ. При этом они устанавливаются только в
сухих помещениях с относительной влажностью воздуха до 80%.
В трансформаторах с охлаждением типа М активную часть по-
мещают в бак, конструкция которого в зависимости от мощности
241,
Рис. 7.3. Баки силовых трансформаторов:
а — гладкий; б —ребристый; в —трубчатый; а —радиаторный; б —коло-
кольный
трансформатора весьма многообразна (рис. 7.3). Бак с установлен-
ной в него активной частью заполнен трансформаторным маслом
(тщательно очищенное минеральное масло). Масло, соприкасаясь
с нагретой поверхностью магнитопровода или обмотки, нагревается,
и его плотность уменьшается. Нагретое масло поднимается в верх-
нюю часть бака, соприкасается с его стенками и отдает им часть
своей теплоты (см. рис. 7.2). При наличии на баке охлаждающих
труб или радиаторов (охладителей) часть масла входит в них и
также отдает им теплоту. Охлажденное масло опускается в ниж-
нюю часть бака и вновь подходит к магнитопроводу и обмоткам.
Далее все повторяется. В результате создается непрерывный естест-
венно циркулирующий конвекционный поток масла, отводящий теп-
лоту от нагретых частей трансформатора к стенкам и охлаждаю-
щим трубам или радиаторам бака, которые, в свою очередь, охлаж-
даются путем излучения и естественной конвекции воздуха.
Для трансформаторов мощностью до 25—40 кВ-А применяют
гладкие баки (рис. 7.3,а). При больших мощностях приходится
искусственно увеличивать поверхность охлаждения трансформато-
ра, делая баки ребристыми (рис. 7.3,6) или трубчатыми (рис. 7.3, в).
Трубы круглого или овального сечения вваривают изогнутыми кон-
цами в верхнюю и нижнюю части стенки бака. В зависимости от
требуемой поверхности охлаждения трубы располагают в один, два,
три или четыре ряда. Число рядов труб более четырех нецелесооб-
разно, так как прирост эффективной поверхности охлаждения отно-
сительно мал из-за ухудшения теплоотдачи внутренних рядов труб.
Так, при трех рядах труб эффективность теплоотдачи составляет
83%, а при шести рядах — 50% эффективности теплоотдачи при
расположении труб в один ряд. Трубчатые баки применяют для
трансформаторов мощностью до 1600 кВ-A. Наряду с трубчатыми
баками в современных трансформаторах мощностью 63—6300 кВ-А
широко применяют баки с навесными трубчатыми радиаторами
(рис. 7.3,г), которые по сравнению с первыми позволяют получить
значительно большие поверхности охлаждения.
В трансформаторах с охлаждением типа Д устанавливают вен-
тиляторы, с помощью которых осуществляется принудительная цир-
куляция воздуха вдоль наружных поверхностей радиаторов и бака
при естественной циркуляции масла в них (рис. 7.4). В этом случае
теплоотдача увеличивается почти в два раза по сравнению с охлаж-
дением типа М. Данная система охлаждения применяется в транс-
форматорах мощностью 10000—80000 кВ-A. Она допускает дли-
тельную работу трансформатора с отключенными вентиляторами,
если нагрузка не превышает 50% от номинальной.
Следует отметить, что мощные трансформаторы с массой актив-
ной части более 25 т выпускаются с баками колокольного типа,
имеющими разъем в нижней части (рис. 7.3, д). Это позволяет про-
водить ремонт активной части трансформатора без выемки ее из
бака, в результате чего не требуется подъемный кран большой
243
грузоподъемности. Кроме того, бак колокольного типа облегчает
вписывание трансформатора в железнодорожный габарит благода-
ря меньшей ширине приваренной к стенкам бака крышки.
В трансформаторах с охлаждением типа МЦ и НМЦ на каждом
радиаторе устанавливают насос для создания принудительной цир-
куляции масла. Для исключения попадания воздуха в масляную
систему насос и его приводной электродвигатель встраивают в мас-
лопровод, идущий от бака к радиатору. Система НМЦ имеет также
специальные устройства (перегородки, щиты), с помощью которых
Рис. 7.4. Трубчатый радиатор с вентиляторами
обеспечивается направленное движение масла в каналах обмоток и
магнитопровода (рис. 7.5), что весьма эффективно увеличивает
теплоотдачу и уменьшает габариты трансформатора. При отключе-
нии масляных насосов системы МЦ и НМЦ допускают длительную
работу трансформатора, если нагрузка не превышает 30—40% от
номинальной.
В трансформаторах с охлаждением типа ДЦ и НДЦ использует-
ся принудительная циркуляция масла через специальные малогаба-
ритные охладители (рис. 7.6) с принудительным воздушным охлаж-
дением. В таких охладителях масло протекает через тонкостенные
ребристые трубы, обдуваемые воздухом, что позволяет рассеять
каждому охладителю до 200 кВт потерь. Данная система охлажде-
ния применяется для силовых трансформаторов общего назначения
мощностью 80000—400 000 кВ-А.
В трансформаторах с охлаждением типа Ц и НЦ используется
принудительная циркуляция масла через охладители с принуди-
тельным водяным охлаждением. В таких охладителях (рис. 7.7)
вода движется по трубам, а масло движется в межтрубном прост-
244
Масло от транс
Рис. 7.5. Эскиз конструкции
трансформатора с принудитель-
ной направленной циркуляцией
масла (система НМЦ):
1 — магнитопровод; 2—электрона-
сос; 3-5 — обмотка ВН, СН ж НН
Рис. 7.6. Охладитель системы охлаждения ДЦ
и НДЦ:
I — электронасос; 2 — охладитель; 5 —вентилятор
ранстве, разделенном специальными перегородками, чем достига-
ется зигзагообразное направление движения масла и повышение
эффективности его охлаждения. Данная система охлаждения более
эффективна, чем система ДЦ, поскольку коэффициент теплопере-
Рис. 7.7. Охладитель системы ох-
лаждения Ц и НЦ:
1,6 — верхняя и нижняя водяные ка-
меры; 2,5 — верхняя и нижняя трубные
доски; 3 —трубы для воды; 4 — пере-
городки для направления масла
дачи от масла к воде значительно
выше, чем от масла к воздуху. По-
этому водяные охладители более
компактны, чем воздушные, и мо-
гут рассеивать мощность до 1000
кВт. Однако эта система охлажде-
ния требует большого количества
охлаждающей воды и не позволяет
работать с отключенными насосами
даже при холостом ходе трансфор-
матора.
В трансформаторах с охлажде-
нием типа Н, НД и ННД активную
часть помещают в бак, заполненный
синтетической негорючей и неокис-
ляющейся жидкостью — совтолом
(за рубежом это клофен, пиранол,
пирохлор и др.). Совтол представ-
ляет собой смесь совола (полихлор-
дифенила) с трихлорбензолом. При-
чем при использова .ии совтола в
районах с умеренным климатом он
содержит 65% совола и 35% три-
хлорбензола, а при использовании
в районах с тропическим климатом
соответственно 90 и 10%. Добавка
трихлорбензола позволяет получить
понижение вязкости и температуры
застывания смеси. Совтол имеет та-
кие же электроизоляционные свой-
ства и теплопроводность, как и
трансформаторное масло. Однако
совтол дороже трансформаторного
масла, токсичен и требует тщательной герметизации системы ох-
лаждения.
§ 7.3. ВСПОМОГАТЕЛЬНОЕ ОБОРУДОВАНИЕ
СИСТЕМ ОХЛАЖДЕНИЯ
МАСЛЯНЫХ ТРАНСФОРМАТОРОВ
Вспомогательное оборудование систем охлаждения масляных
трансформаторов служит для контроля за состоянием масла, его
защиты от воздействия окружающего воздуха и защиты от разру-
246
шения бака при внутренних повреждениях трансформатора. Вспо-
могательное оборудование включает в себя следующие основные
устройства: расширитель, указатель уровня масла, термометр или
термометрический сигнализатор, воздухоосушитель, термосифонный
фильтр, газовое реле, выхлопную трубу и арматуру бака.
Расширитель служит для компенсации колебаний уровня масла
в баке трансформатора при всех возможных в эксплуатации коле-
баниях температуры и предохраняет масло в баке от непосредствен-
ного соприкосновения с окружающим воздухом. Он устанавливает-
ся на всех силовых масляных трансформаторах класса напряжения
Рис. 7.8. Вспомогательное оборудование системы охлаждения мас-
ляного трансформатора:
1 — расширитель; 2 — маслоуказатель; 3 —выхлопная труба; 4 — плоский кран;
5 —газовое реле; 6 — бак; 7 — воздухоосушитель
5 кВ и выше и мощностью 25 кВ*А и более. Конструктивно расши-
ритель представляет собой стальной цилиндрический бачок, уста-
навливаемый горизонтально над крышкой бака трансформатора и
соединенный с ним трубопроводом (рис. 7.8). Объем расширителя
составляет примерно 10% объема масла в баке. Применение рас-
ширителя позволяет защитить масло от преждевременного окисле-
ния, поскольку, во-первых, поверхность соприкосновения (зеркало)
масла с воздухом в расширителе значительно меньше, чем в баке
трансформатора, во-вторых, температура масла в расширителе
ниже, чем температура масла в верхней части бака трансформа-
247
тора, и, в-третьих, из-за отсутствия циркуляции масла в расширите-
ле вода, попадающая в него из воздуха, и продукты окисления
масла осаждаются в нижней части расширителя и не попадают в
бак трансформатора.
Указатель уровня масла (маслоуказатель) служит для контроля
за уровнем масла в трансформаторе и устанавливается на торце-
вой части расширителя со стороны НН, а в трансформаторах без
расширителя — на стенке бака в верхней его части. На расширителе
или непосредственно на маслоуказателе наносятся три контрольные
черты, соответствующие уровням масла в неработающем трансфор-
маторе при температурах масла —45, +15 и +40°C (рис. 7.8).
Термометр служит для контроля температуры масла в верхних
слоях бака трансформатора
и устанавливается на его
крышке. В трансформаторах
мощностью до 630 кВ‘А ус-
танавливают ртутные стек-
лянные термометры со шка-
лой от 0 до 150°С. В транс-
форматорах нормального
исполнения мощностью 1000
кВ‘А и более, а также в
трансформаторах гермети-
зированного исполнения
мощностью 160 кВ-А и бо-
Рис. 7.9. Термометрический сигнализатор лее> лля контроля темпера-
типа ТСМ-100 туры масла на стенке бака
устанавливают термометри-
ческие сигнализаторы (рис. 7.9). В трансформаторах с охлажде-
нием типов Д, МЦ, НМЦ, ДУ, НДУ, Ц и НЦ устанавливают по.
два термосигнализатора, один из которых служит для измерения
температуры масла, другой — для автоматического управления на-
сосами и вентиляторами.
Воздухоосушитель служит для очистки от влаги и загрязнений
воздуха, поступающего в трансформатор при температурных коле-
баниях уровня масла. В трансформаторах до 630 кВ-А включи-
тельно воздухоосушитель встраивается непосредственно в расшири-
тель (рис. 7.10), а в трансформаторах мощностью 1000 кВ-A и вы-
ше устанавливается на расширителе (рис. 7.8 и 7.11) и представляет
собой наполненный сорбентом — силикагелем марки КСМ (крупный
силикагель мелкопористый) — металлический цилиндр, имеющий
масляный затвор. При понижении уровня масла в расширителе
воздух, засасываемый в трансформатор, проходит через масляный
затвор, очищаясь от посторонних примесей, а затем проходит через
слои силикагеля, осушающего воздух. При повышении уровня
масла в расширителе воздух проходит путь в обратном направле-
нии. В трансформаторах класса напряжения 220 кВ и выше для
248
более надежного предохранения масла в расширителе от окисления
применяют так называемую азотную защиту. В этом случае над-
масляное пространство расширителя заполняют азотом, а расши-
ритель герметизируют наглухо или с помощью эластичной пленки.
Рис. 7.10. Воздухоосушитель, встроен-
ный в расширитель:
1 — расширитель; 2 — масляный затвор;
3 — силикагель; 4— масло; 5 — индикатор-
ный силикагель; 6 — колпак из органиче-
ского стекла
Рис. 7.11. Воздухоосушитель для
трансформаторов мощностью 1000
кВ-А и более:
1 — силикагель; 2 — патрон с индикатор-
ным силикагелем; 3 — смотровое стекло;
4 — масляный затвор
Термосифонный фильтр служит для непрерывной автоматиче-
ской регенерации масла и устанавливается на силовых трансформа-
торах мощностью 1000 кВ-А и более. До 1985 г. термосифонные
фильтры устанавливались на масляных трансформаторах начиная с
мощности 160 кВ-А. Применяемые конструкции термосифонных
фильтров приведены на рис. 7.12. Термосифонный фильтр заполня-
ется силикагелем марки КСК (крупный силикагель крупнопорис-
249
тый), который отбирает из масла влагу, шлаки, кислоты и перекис-
ные соединения, образующиеся в процессе старения масла и твер-
дой изоляции трансформатора.
Газовое реле служит для защиты трансформатора от внутренних
повреждений (витковом замыкании в обмотках, пробое изоляции,
«пожаре в стали» магнитопровода и т. п.), сопровождающихся вы-
делением газа, и устанавливается в трубопроводе между расшири-
телем и баком трансформатора (см. рис. 7.8). Принцип устройства
Рис. 7.12. Конструкции термосифонных фильтров масляных
трансформаторов мощностью 160—630 кВ-A (а) и ЮОО
кВ-А и более (б)
газового реле показан на рис. 7.13. Внутри корпуса реле располо-
жены два поплавка 1 и 2 с закрепленными на них ртутными
стеклянными переключателями 3. В нормальном состоянии реле
заполнено маслом, поплавки находятся в верхнем положении и кон-
такты переключателя не замкнуты. При внутреннем повреждении
со слабым газообразованием газ в баке поднимается вверх, по-
падает в реле и вытесняет из него масло, в результате чего попла-
вок 1 опускается и замыкаются контакты звуковой сигнализации.
При значительных внутренних повреждениях происходит бурное
выделение газа, под действием которого образуется сильная струя
масла через реле в расширитель, в результате чего поплавок 2 от-
бросится в направлении движения масла и замкнутся контакты
цепи отключения трансформатора. Время срабатывания реле не
превышает 0,1 с. Реле устанавливают на трансформаторах мощ-
ностью 1000 кВ-А и более.
250
Выхлопная (предохранительная) труба служит для предотвра-
щения разрушения бака трансформатора при внутренних поврежде-
ниях, сопровождающихся образованием электрической дуги, боль-
шого количества газа и резким повышением давления внутри бака.
Выхлопную трубу устанавливают
на крыше бака трансформатора
(см. рис. 7.8), нижний конец ее со-
общается с баком через отверстие
в крышке, а верхний конец закрыт
мембраной — стеклянным. диском.
При повышении давления внутри
трансформатора и не срабатывании
защиты, отключающей трансформа-
тор, стеклянная мембрана лопает-
ся и газы вместе с маслом выбра-
сываются наружу. Выхлопная тру-
ба устанавливается на трансформа-
торах мощностью 1000 кВ-А и бо-
Рис. 7.13. Газовое реле типа
РГЗ-61:
1 — поплавок сигнального контакта;
2 — поплавок отключающего кон-
такта; 3 — ртутный стеклянный пе-
реключатель
лее.
Арматура бака служит для за-
ливки, отбора пробы, спуска и
фильтрации масла. К ней относятся
краны, вентили, задвижки и проб-
ки, конструкция которых наиболее полно представлена в [14,28].
Вопросы для самоконтроля
1. Назовите участки, по которым проходит тепловой поток в масляном транс-
форматоре.
2. Какие виды охлаждения трансформаторов и их условные обозначения пре-
дусмотрены в настоящее время?
3. Какое превышение температуры обмоток магнитопровода и масла над тем-
пературой окружающей среды допускается в современных силовых трансформа-
торах?
4 Объясните назначение расширителя в масляных трансформаторах.
5. Чем вызвана необходимость установки на трансформаторах газового реле
и выхлопной трубы?
8
Трансформаторы
преобразовательных
установок
Трансформаторы преобразовательных установок, осуществляю-
щих преобразования переменного тока в постоянный в выпрями-
тельных агрегатах и постоянного тока в переменный в инверторных
агрегатах, имеют чрезвычайно большое значение для современной
техники, поскольку такие агрегаты практически полностью замени-
ли применявшееся ранее электромашинные преобразователи. Пре-
образовательные трансформаторы работают, как правило, при не-
синусоидальных токах обмоток. Подход к их расчету и проектиро-
ванию значительно изменяется в зависимости от применяемой пре-
образовательной схемы. Многиё трансформаторы при относительно
небольших выходных напряжениях имеют чрезвычайно большие
токи, достигающие сотен килоампер.
§ 8.1. КЛАССИФИКАЦИЯ ТРАНСФОРМАТОРОВ,
ПРИМЕНЯЕМЫХ В ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЬНОЙ
ТЕХНИКЕ
Для преобразования переменного тока в постоянный и обратно-
го преобразования применяются электромашинные и статические
преобразователи. Электромашинные преобразователи по схеме дви-
гатель— генератор и одноякорные преобразователи за последние
десятилетия почти полностью вытеснены статическими преобразо-
вателями благодаря их более высоким энергетическим показателям,
меньшей стоимости и меньшим эксплуатационным затратам.
К статическим преобразователям относятся преобразователи с
ионными (ртутными) вентилями, а также преобразователи с полу-
проводниковыми диоДами и тиристорами, к настоящему времени
практически полностью заменившие ртутные вентили.
252
В состав преобразовательных агрегатов в большинстве случаев
входят силовые трансформаторы, которые в значительной степени
определяют энергетические показатели преобразовательных устано-
вок. Потери в трансформаторах составляют 30—50% от всех потерь
преобразовательного агрегата, что соответствует 2—5% всей пре-
образуемой электроэнергии. Вместе с силовыми трансформаторами
для преобразователей производится большое количество дополни-
тельного оборудования: уравнительных, катодных и помехозащит-
ных реакторов, анодных делителей, дросселей насыщения, стабили-
зирующих устройств (рис. 8.1).
12 3 4
Рис. 8.1. Структурная схема преобразовательного агре-
гата:
/ — трансформатор; 2 — вентильная схема; 3 — сглаживающий
фильтр; 4 — нагрузка; 5, б —блоки системы фазового регулиро-
вания напряжения
В настоящее время для преобразовательных установок выпуска-
ются масляные трансформаторы с переключением регулировочных
ответвлений' без возбуждения типовой мощностью 400—
20000 кВ-А, масляные трансформаторы с регулированием под на-
грузкой типовой мощностью 1600—80000 кВ-А, сухие трансформа-
торы мощностью 10—3200 кВ*А и трансформаторы мощностью
200—2000 кВ-А с заполнением негорючей жидкостью.
Эти трансформаторы предназначены для питания преобразова-
тельных установок с токами до 50 кА. Разрабатываются преобразо-
вательные трансформаторы мощностью до 200 МВ-А на токи до
200 кА.
Основные характеристики преобразовательных трансформато-
ров, выпускаемых электротехнической промышленностью СССР,
приведены в табл. 8.1.
По назначению трансформаторы преобразовательных агрегатов
классифицируются следующим образом:
а) для выпрямителей электролизных установок в цветной ме-
таллургии и химической промышленности;
б) для установок вентильного электропривода;
в) для электрифицированного транспорта;
г) для питания дуговых плазмотронных установок;
253
Таблица 8.1
Основные параметры преобразовательных трансформаторов
Область применения Выпрям- ленное напря- жение, В Выпрям- ленный ток, А Типовая мощность транс- формато- ра, кВ > А Напря- жение сетевой обмотки, кВ Регули- рование напря- жения Исполнение трансформа- тора
Электролиз- ные установки 75; 150; 6300; 2500— 6; 10; РПН, Масляные с
300; 450; 12 500; 80 000 35; ПО дн естественным,
600; 850 25 000; дутьевым и цир-
50 000; куляционным
63 000 охлаждением
Электрифици- 3300; 1600; 2500- 6; 10; РПН, Масляные с
рованный же- лезнодорожный 3700 3200 20 000 35; НО дн, естественным и
ПБВ дутьевым ох-
транспорт Электрифици- 600; 825 1000; 800— 6; 10; ПБВ, лаждением Масляные с
рованный го- родской тран- спорт Электрифици- 1600; 4000 РПН естественным
230; 2000; 3200 500; 400— 6; 10; 35 ПБВ охлаждением; сухие Масляные с
рованный про- 275; 1000; 6300 естественным
мышленный и 600; 1600; охлаждением;
внутрицеховой 1650 2000; совтоловые, су-
транспорт 3200; 4000 хие
Электровозы 1350— 600— 2000— 25 ПБВ Масляные с
контактных се- тей переменно- го тока 4200 4000 6300 РПН форсированным охлаждением Масляные с
Вакуумные 75; 300; 3200; 2000— 6; 10
дуговые и плаз- 460; 6300; 25 000 естественным и
мотронные элек- трические печи 600; 825 10 000; 12 500; 25 000; 40 000; 50 000 дутьевым ох- лаждением Сухие; совто-
Гальванотех- 6; 12; 100; 330; 0,38; 0,38; 6; ПБВ
ника, электро- 24; 36; 400; 630; 10—4000 10 ловые; масля-
химическая об- 48 1000; ные с естествен-
работка метал- 1600; ным охлажде-
лов 3200; 12 500; нием
25 000
Электропри- 115; 230; 50— 10— 0,38; 6; ПБВ Сухие, совто-
вод постоянно- 460; 660; 25 000 40 000 10; 35; РПН ловые, масля-
го тока 825; ПО ные с естествен-
1050 ным и дутьевым охлаждением
Статическое 110—825 100— 100— 0,38; 3; ПБВ Сухие; масля-
возбуждение 4000 6300 6; 10 ные с естествен-
синхронных ма- 15; 20 ным охлажде-
шин нием
254
д) для вентильных возбудителей синхронных машин;
е) для линий электропередач постоянного тока и кондукцион-
ных (магнитогидродинамических) генераторов.
По терминологии, принятой в преобразовательных трансформа-
торах, обмотки, к которым подводится сетевое питающее напряже-
ние, называются сетевыми, а вторичные обмотки, соединяемые с
вентильными схемами, называются вентильными или схемными об-
мотками.
В преобразовательных трансформаторах для выпрямительных
установок направление передачи активной и реактивной мощностей
совпадает, в преобразовательных трансформаторах инверторных
установок реактивная мощность потребляется из первичной сети,
а активная мощность выдается в электрическую сеть, к которой
подсоединена первичная обмотка, обеспечивающая возбуждение
трансформатора.
В трехфазных преобразовательных трансформаторах сетевые
обмотки соединяются в звезду или треугольник, а для вентильных
обмоток используется большое количество различных схем, подраз-
деляемых на простые и сложные схемы.
Различают следующие простые схемы вентильных обмоток:
разомкнутые или лучевые — простая звезда, двойная звезда,
простой зигзаг, двойной зигзаг и дважды двойной зигзаг; схемы
зигзаг могут быть выполнены равносторонними и разносторонними,
согласными и встречными;
замкнутые — треугольник и шестиугольник.
Сложные схемы представляют собой совокупность не связанных
между собой простых схем или их комбинаций.
Принципиальные схемы преобразовательных агрегатов с наибо-
лее часто встречающимися схемами вентильных обмоток показаны
на рис. 8.4—8.11.
Однофазные преобразовательные агрегаты выполняются в ос-
новном по схеме со средней точкой (см. рис. 8.4) и мостовыми (см.
рис. 8.6).
В большинстве случаев преобразовательные агрегаты средней
и большой мощности питаются от сети трехфазного тока, что позво-
ляет получить трех-, шести- или двенадцатифазное выпрям-
ление.
Трехфазную схему с нулевой точкой применяют в агрегатах
средней мощности (см. рис. 8.7). Наиболее широко распространены
шестифазные схемы выпрямителей: мостовая (см. рис. 8.11) и с
уравнительным реактором (см. рис. 8.10).
Мостовые схемы, питающиеся от сложных схем вентильных об-
моток, суммирующих простые схемы, сохраняют достоинства прос-
тых схем и позволяют значительно улучшить форму тока, потребля-
емого из сети первичной обмоткой, а также уменьшить пульсации
выпрямленного напряжения.
§ 8.2. КОММУТАЦИЯ ТОКА МЕЖДУ ФАЗАМИ
ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЬНОГО ТРАНСФОРМАТОРА
Рис. 8.2. Схема ком-
мутируемой пары вен-
тилей
Вентили, подключаемые к вторичным обмоткам преобразова-
тельного трансформатора (рис. 8.2), проводят ток поочередно по
мере изменения мгновенных значений напряжений отдельных фаз
вентильных обмоток, соединяя с нагрузкой обмотки тех фаз, мгно-
венные значения напряжений которых в дан-
ном интервале времени превосходят мгновен-
ные значения напряжений остальных фаз.
Эти вентили оказываются в проводящем со-
стоянии с наличием на аноде положительно-
го потенциала по отношению к катоду. Ос-
тальные вентили, отсекающие обмотки с мень-
шими мгновенными значениями напряжений,
оказываются под обратным напряжением в
закрытом состоянии.
Это простейшее соотношение характерно
для выпрямительных преобразовательных
схем с обычными неуправляемыми вентиля-
ми — диодами. При использовании управляе-
мых вентилей, например тиристоров, откры-
вающихся при подаче управляющих импульсов на соответствую-
щие электроды, возможна некоторая задержка включения того
прибора, через который к нагрузке будет подводиться напряже-
ние обмотки с наибольшим потенциалом. На этом основано так
называемое фазовое регулирование выпрямленного напряжения,
когда за счет задержки включения тиристора по сравнению с мо-
ментом времени перехода в открытое состояние диодов в той же
схеме обеспечивается снижение выпрямленного напряжения по
сравнению с наибольшим возможным значением.
Перевод тока выпрямителя из одного вентиля в другой в процес-
се поочередной работы вентилей называется процессом коммута-
ции, который имеет чрезвычайно большое значение для работы
преобразовательного агрегата. Коммутация тока между вентилями
и соответственно фазами преобразовательного трансформатора
определяется ЭДС, действующей в контурах, образуемых парами
вентилей, имеющих общие анодные или катодные выводы, и схем-
ными обмотками, подключенными к данным вентилям.
В межкоммутационных интервалах эта ЭДС имеет полярность,
соответствующую проводящему направлению вентиля, по которому
проходит ток нагрузки преобразователя, а для второго вентиля
рассматриваемой пары эта полярность является запирающей. Начи-
ная с момента смены полярности ЭДС в контуре двух вентилей
становится возможным процесс коммутации, начинающийся при
обычных неуправляемых вентилях сразу после смены полярности
256
ЭДС и задерживаемый на угол а, определяемый смещением откры-
тия тиристоров в регулируемых выпрямителях.
Длительность процесса коммутации тока между выключаемым
и вступающим в работу вентилем определяется значением индук-
тивностей рассеяния обмоток трансформатора, не допускающим
мгновенного перехода тока нагрузки преобразователя с одного вен-
тиля на другой. Выпрямленный ток при этом становится равным
сумме токов двух фаз или вентилей, а ЭДС вентильных обмоток
прикладывается через вентили к индуктивностям рассеяния вторич-
ных обмоток.
Ток первого вентиля под влиянием ЭДС, действующей в контуре
коммутации, уменьшается, а ток второго вентиля возрастает начи-
ная с нулевого значения. После уменьшения тока первого вентиля
до нуля этот вентиль оказывается под обратным напряжением
и весь ток нагрузки проходит через второй вентиль, т. е. вместе
с окончанием процесса коммутации начинается следующий меж-
коммутационный интервал, в котором ток проходит только через
один вентиль.
В ряде случаев возможно такое увеличение длительности интер-
вала коммутации, когда к началу коммутации следующей пары
вентилей не заканчивается коммутация первой пары и ток одновре-
менно могут проводить три и четыре вентиля. Наиболее характер-
ным является открытие одного вентиля катодной или анодной
группы в межкоммутационных интервалах и двух вентилей в ком-
мутационных интервалах, которое называется простым перекрыти-
ем. Продолжительность перекрытия зависит от времени, необходи-
мого для того, чтобы произошел обмен токами между коммутируе-
мыми обмотками, соответственно время и угол перекрытия зависят
прежде всего от индуктивностей рассеяния обмоток трансформатора
и тока нагрузки преобразователя.
При анализе процесса коммутации вторичную ЭДС принимают
синусоидальной функцией времени, не равной ЭДС при холостом
ходе, основными определяемыми величинами являются выпрямлен-
ное напряжение и значение угла коммутации.
В интервале коммутации ЭДС вторичной обмотки, выходящей
из работы (рис. 8.2), е2а=Е2т cos(<o/+n//n+a), а ЭДС обмотки,
входящей в работу,
e2j=£‘2mcos(<»/ — п/т-[-а). (8.1)
В общем случае цепь нагрузки, т. е. цепь выпрямленного тока,
состоит из последовательно соединенных индуктивности и активно-
го сопротивления, а также противо-ЭДС, которая может быть про-
извольной функцией времени. В интервале до перекрытия замкнут
один контур через первый вентиль и уравнение для этого контура
имеет вид
=е2а — Ев2—^-- (8.2)
9—1468
257
В интервале перекрытия режим работы системы можно описать
двумя уравнениями для контуров двух вентилей:
^4— Ota Д>2 » (8.3)
at
^eSb-L92-^~, (8.4)
at
где L,2 — индуктивность рассеяния
вторичной обмотки.
Вычитая (8.3) из (8.4), получа-
ем
л — Т ( dib dla \
* e2b-eia—dt -
<8-5>
Активными сопротивлениями об-
моток, которые не оказывают су-
0 Л/^ ^/2 ' Зя/4 шественного влияния на процесс
коммутации, при анализе этого про-
г, „о п - цесса можно пренебречь.
Рис. 8.3. Временные диаграммы про-
цесса коммутации Снижение выпрямленного напря-
жения в интервале коммутации со-
ответствует полуразности ЭДС, как это следует из рис. 8.3, т. е.
выпрямленное напряжение в интервале коммутации определяется
как
W4=(^2e*i"gfi6)/2=^2a — (Зга — еоа>Р" (8.6)
’ Исходя из (8.1) и (8.5), имеем
7
f [cos —— 4-oj —cos 4-ацд?и>/=
2“ J L \ m r ) \ m J)
T/«
“Z.2 j ^b~^d^<i4 (8.7)
и в общем случае длительность интервала коммутации у определя-
ется по соотношению
sin — cosy) = IdX°? . (8.8)
В частном случае при а=0 получается формула угла перекры-
тия неуправляемого выпрямителя.
258
Среднее значение коммутационного снижения напряжения опре-
деляется так:
— cos +a)] с№= т^гт, sjn f2L сЛ (j _ cos у),
\ n J j 2л \ m /
(8.9)
§ 8.3. ПАРАМЕТРЫ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЬНЫХ
ТРАНСФОРМАТОРОВ
В ЗАВИСИМОСТИ ОТ СХЕМ ВЫПРЯМЛЕНИЯ
Исходными данными для расчета преобразовательного транс-
форматора являются средние значения выпрямленного напряжения
U<t, тока Id, а также действующее значение напряжения питающей
сети U\.
Соотношения для расчета основных параметров трансформатора
Рис. 8.4. Однофазная двухполупе-
риодная схема выпрямления со
учитывают длительность межкоммутационных и коммутационных
интервалов при использовании неуправляемых выпрямителей и со-
ответствуют наибольшим значениям напряжения управляемых вы-
прямителей.
Однофазная двухполупериодная схема выпрямления со средней
точкой. В данной схеме (рис. 8.4) ток нагрузки принимается иде-
ально сглаженным, соответствующим Ld—eo (рис. 8.5).
Расчетные соотношения для па-
раметров процесса коммутации по-
лучаются из уравнений (8.8), (8.9)
при замене индуктивности рассеяния
вторичной обмотки полной индук-
тивностью рассеяния в виде суммы
индуктивности рассеяния сетевой об-
мотки трансформатора, приведенной
к вентильной обмотке, и индуктив-
ности рассеяния вентильной обмотки.
При таком введении индуктивно-
сти короткого замыкания ЭДС
в уравнениях (8.8), (8.9) принима-
ется соответствующей режиму хо-
лостого хода с простым определе-
нием через коэффициент трансфор-
мации по заданному первичному
напряжению.
Действующее значение ЭДС вторичной обмотки трансформато-
ра при холостом ходе определяется из соотношения
9*
259
E^=WUdQ. (8.10)
Коэффициент трансформации
k^UJE^. (8.11)
Действующее значение тока вентильных обмоток определяют
исходя из того, что форма тока в обмотках преобразовательного
трансформатора представляет собой в данном случае знакопере-
менные трапеции, близкие к прямоугольникам (рис. 8.5), скос сто-
рон которых соответствует коммутационным интервалам, и каж-
дая из них обтекается током поочередно в положительные и
отрицательные полупериоды переменного напряжения, т. е. дейст-
вующее значение тока Zw2=^V2.
Рис. 8.5. Диаграммы напряжений и токов одно-
фазной двухполупериодной схемы выпрямления
Действующее значение тока первичной обмотки определяют,
пренебрегая током холостого хода:
/j = /<// kX2~ V2/2/Л12.
Мощность сетевой обмотки Si—IiUi—1,11 Рао,гцеРао=иао^а—
мощность нагрузки.
Суммарная мощность двух вентильных обмоток
52=2£ф/2=1,57Р<г0-
Расчетная (типовая) мощность преобразовательного трансфор-
матора равна полусумме расчетных мощностей первичной и вен-
тильных обмоток:
ST=0,5(S1+S2)=l,34P</0.
Угол коммутации тока в вентилях определяют из соотношения
260
Среднее значение индуктивного падения напряжения, обуслов-
ленное интервалом коммутации тока между вентилями,
д£/к(1 - cos y)=.
л л
Среднее значение выпрямленного напряжения
Ua=U 4^ — b.U к — &.Uц — tJJ в,
где Uао — выпрямленное напряжение при холостом ходе; Д£7Я и
Д1Л — падения напряжения, обусловленные активными сопротивле-
ниями обмоток и падением напряжения на вентилях.
Схемы с нулевым выводом характеризуются тем, что по вторич-
ным обмоткам трансформатора протекает однонаправленный ток,
содержащий постоянную и переменную составляющие, и для взаим-
ной компенсации постоянной составляющей МДС вентильных обмо-
ток в двухстержневых однофазных трансформаторах применяют
схему, показанную на рис. 8.4.
Однофазная мостовая схема. В этой схеме (рис. 8.6) в отличие
от схемы с нулевой точкой трансформатор имеет одну сетевую и
одну вентильную обмотки. Действующее значение ЭДС вентильной
обмотки и коэффициент трансформации также определяются по
(8.10), (8.11). В данной схеме действующее значение тока в вен-
тильной обмотке равно выпрямленному току и lx—IdlkX2.
Соответственно мощности вентильной и сетевой обмоток
Sx = S2=Uxlx^U2I2= l,HPrf0
и расчетная (типовая) мощность трансформатора
ST=l,llPd0.
Угол коммутации определяют из уравнения
У ^«2
показывающего удвоенное влияние индуктивности короткого за-
мыкания обмоток на длительность коммутации тока между венти-
лями в данной схеме по сравнению с предыдущей схемой. Следует,
однако, отметить, что в зависимости от расположения обмоток ин-
дуктивности короткого замыкания могут быть существенно различ-
ными в трансформаторе со средней точкой и в двухобмоточном
трансформаторе, предназначенном для мостовой схемы. В транс-
форматоре второго типа за счет более экономичного выполнения и
меньшего объема вентильной обмотки имеет место снижение зна-
чений индуктивностей рассеяния и длительность коммутационных
интервалов в обоих схемах практически выравнивается.
Выходное выпрямленное напряжение при мостовой схеме опре-
деляется по формуле
Л л
261
показывающей увеличение индуктивного падения напряжения и па-
дения напряжения на вентилях по сравнению со схемой с нулевой
точкой. Вместе с тем в данной схеме отсутствует постоянная состав-
ляющая тока в вентильных обмотках и улучшается использование
трансформатора, имеющего значительно меньшую типовую мощ-
ность при одинаковой мощности нагрузки на выходе выпрямителя.
Трехфазная схема со средней точкой. В трехфазной схеме со
средней точкой (рис. 8.7) вентильные обмотки соединяют в звезду,
а сетевые обмотки трансформатора обязательно соединяют в тре-
Рис. 8.6. Однофазная мостовая Рис. 8.7. Трехфазная схема выпрямле-
схема выпрямления ния со средней точкой
угольник для ослабления воздействия на трансформатор постоян-
ных составляющих токов вентильных обмоток, соответствующих
временным диаграммам токов вентильных обмоток (рис. 8.8).
Действующее значение ЭДС вентильной обмотки трансформа-
тора для этой схемы определяют из соотношения [/<<0=1,17 Ег, а
действующее значение тока вентильной обмотки, — исходя из вре-
менных диаграмм токов (рис. 8.8): /2=1а/]/3; действующее значе-
ние тока сетевой обмотки Zi=y2’Zd/(V3-fei2).
Основным недостатком схемы рис. 8.7 является наличие постоян-
ных составляющих в токах вентильных обмоток отдельных фаз, при
которых возникают МДС небаланса, равные */з МДС вентильных
обмоток, создающие в магнитопроводе трансформатора постоянный
по направлению избыточный поток вынужденного намагничивания.
Этот магнитный поток проходит по всем трем стержням, замыкаясь
между ярмами по воздуху и по баку трансформатора, что заставля-
ет увеличивать сечение стержней трансформатора и вызывает рост
добавочных потерь.
Появление потока вынужденного намагничивания можно ис-
ключить, если применить схему, показанную на рис. 8.9, в которой
вентильные обмотки соединены в зигзаг. В этом случае ток вентиля
262
проходит через две части вентильной обмотки, расположенные на
стержнях различных фаз, что исключает возникновение МДС не-
баланса, однонаправленных для всех трех стержней.
Рис. 8.8. Диаграммы напряжений и токов трехфаз-
ной схемы выпрямления со средней точкой
В схеме рис. 8.9-результирующая ЭДС каждой фазы вентиль-
ной обмотки равна у^Еф, а не 2Еф, что вызывает увеличение типо-
вой мощности трансформатора.
При соединении зигзаг расчетные мощности сетевых и вентиль-
ных обмоток
51=3^4,= i,2ipdo; . «2= yj-/2ф^2ф=1’71рл-
Общая расчетная (типовая) мощность трансформатора
SI=(S1+S2)/2=l,46Pd0.
Угол коммутации тока в вентилях определяют из уравнения
, 2xx/d
1 — cos Y=—. - ,
У6Д2Ф
и среднее значение выпрямленного напряжения при нагрузке
// fj SxkIj я — у п 7 Л/7
ud-uM---------------— Нф/а~^ив.
Шестифазные схемы. При большой мощности преобразователь-
ных агрегатов схемы с малым эквивалентным числом фаз не обес-
печивают требуемого качества преобразования и для уменьшения
содержания гармонических составляющих выпрямленного тока
приходится значительно увеличивать сглаживающий реактор.
Вследствие этого агрегаты мощностью свыше 250 кВ-А более
263
целесообразно выполнять по эквивалентным шестифазным, а мощ-
ностью свыше 4000 кВ-А — по двенадцатифазным схемам.
На рис. 8.10 показана схема преобразовательного агрегата с
шестифазной схемой выпрямления, в которой вентильные обмотки
трансформатора образуют две взаимно обратные звезды.
При соединении сетевых обмоток в треугольник большая часть
потока вынужденного намагничивания компенсируется МДС, созда-
ваемой током в контуре треугольника первичных обмоток. Но так
как ток в вентильных обмотках протекает только в течение */в пе-
риода напряжения, эти обмотки используются плохо и типовая
мощность трансформатора заметно возрастает.
Поток вынужденного намагничивания магнитопровода транс-
форматора полностью исключается при хорошем использовании
Рис. 8.9. Трехфазная схема со средней точ-
кой при соединении вторичных обмоток в
зигзаг
Рис. 8.10. Шестифазная схема «звезда—две
взаимно обратные звезды с уравнительным
реактором» (а) и ее внешняя характеристи-
ка (б)
Цкр
обмоток и вентилей в шестифазной однотактной схеме: звезда или
треугольник на первичной стороне и две обратные звезды с урав-
нительным реактором — на вторичной (рис. 8.10). Нулевые точки
звезд 01, О2 связаны между собой через однофазный уравнитель-
ный реактор с ферромагнитным сердечником, причем средняя точка
264
обмотки реактора является отрицательным полюсом цепи нагрузки.
Реактор имеет большое индуктивное сопротивление между вывода-
ми 01—02 для контурного тока двух вентильных групп благодаря
согласному включению двух частей обмотки. В то же время индук-
тивное сопротивление ветвей обмоток реактора для токов, развет-
вляющихся в точке О к точкам Oi и 02, незначительно, так как
МДС, создаваемые каждым из этих токов, равных половине тока
нагрузки преобразователя, взаимно компенсируются.
Уравнительный реактор выравнивает мгновенные значения
анодных напряжений, подводимых к первой и второй группам вен-
тилей, благодаря большому индуктивному сопротивлению для раз-
ностного контурного тока двух групп и обеспечивает деление тока
нагрузки выпрямителя. Этого не происходит только в режиме ма-
лых нагрузок. Максимальное значение напряжения на уравнитель-
ном реакторе равно половине амплитуды фазного напряжения вен-
тильной обмотки, а частота напряжения равна утроенной частоте
напряжения питающей сети.
Если выпрямленный ток нагрузки меньше минимального крити-
ческого тока, небходимого для намагничивания уравнительного
реактора (2—5% от номинального значения), то действие уравни-
тельного реактора практически не проявляется и среднее значение
выпрямленного напряжения при этом составляет 1/<*о=1»35 Езф-
Начиная со значения выпрямленного тока, равного критическому,
среднее значение выпрямленного напряжения С/йн=1,17 Е2ф.
Действующие значения токов вентильной и сетевой обмоток
трансформатора определяются соответственно по формулам
f2=Id/(2V3y,
Расчетные мощности сетевой и вентильной обмоток и расчетная
(типовая) мощность трансформатора соответственно
51=3/^= l,045Pd0;
S2= 672Е2ф= 1,48^0. $?= 1,26Р40.
Расчетная мощность уравнительного реактора с учетом утроен-
ной частоты напряжения на нем Sy=0,071 Рао-
Угол коммутации вентилей в данной схеме определяем из выра-
жения
При больших перегрузках угол коммутации вентилей может
превосходить 60°, что приводит к одновременному протеканию тока
по трем вентилям.
Основной режим работы имеет место при углах коммутации,
265
меньших 60°, и вентили работают группами по два в межкоммута-
ционных интервалах и по три в интервалах коммутации.
Уравнение внешней характеристики для данной схемы имеет
вид
ut=ut. —рь.+-^ (f —Ь)1 - дс/..
Для устранения значительного увеличения выпрямленного на-
пряжения при малых нагрузках, когда ток нагрузки становится
меньше критического, вводят небольшую балластную нагрузку или
осуществляют подпитку уравнительного реактора током тройной
частоты от специального преобразователя.
Трехфазная мостовая схема (рис. 8.11). Сетевые и вентильные
обмотки преобразовательного трансформатора, как следует из
диаграмм токов вентильных обмоток (рис. 8.12), могут соединяться
как в звезду, так и в треугольник, поскольку ток в вентильных об-
мотках является чисто переменным с одинаковой формой кривой в
положительный и отрицательный полупериоды и поток вынужден-
ного одностороннего намагничивания не создается. Выпрямленное
напряжение (рис. 8.12) имеет шестикратные пульсации в пределах
периода сетевого напряжения, и его среднее значение Uao—
= 2,34Е2ф = 1,35 Е%.
Действующие значения токов сетевой и вентильной обмоток со-
ответственно
/2=ГЖ. Л=Л/^12-
Расчетные мощности обмоток равны расчетной мощности
трансформатора:
51=>5>2=<?1= 1,045/"* 4Q.
Угол коммутации у тока вентилей определяем из уравнения
1 — cos у
/б£2ф ’
а среднее значение выпрямленного напряжения при нагрузке
ud=ud0 —- ша.
л
При номинальной нагрузке угол коммутации не превосходит 60°
и внешняя характеристика преобразовательного агрегата практиче-
ски линейна.
Трехфазная мостовая схема и шестифазная схема с уравнитель-
ным реактором имеют одинаковую кратность пульсаций в кривой
выпрямленного напряжения и одинаковый гармонический состав
тока, потребляемого из питающей сети. Однако при трехфазной
мостовой схеме расчетная мощность преобразовательного транс-
форматора существенно меньше и значительно улучшаются условия
его работы.
266
Шестифазную схему с уравнительным реактором применяют в
преобразовательных агрегатах с относительно низким выпрямлен-
ным напряжением и большим током, поскольку ток нагрузки раз-
ветвляется по двум параллельным ветвям, состоящим из вентиль-
ных обмоток, вентилей и секций обмотки уравнительного реактора.
В мостовой схеме получается относительно большее падение на-
пряжения на вентильных обмотках и вентилях из-за наличия в
Рис. 8.11. Трехфазная
мостовая схема вып-
рямления
Рис. 8.12. Диаграммы напряжений и токов трех-
фазной мостовой схемы выпрямления
контуре неразветвляющегося тока нагрузки двух последовательно
включенных вентилей выпрямительного моста. В связи с этим мос-
товую схему применяют при относительно больших выпрямленных
напряжениях начиная примерно со 100 В.
§ 8.4. ТРАНСФОРМАТОРЫ ДЛЯ ПИТАНИЯ
ВЫПРЯМИТЕЛЕЙ ЭЛЕКТРОЛИЗНЫХ
УСТАНОВОК В ЦВЕТНОЙ МЕТАЛЛУРГИИ
И ХИМИЧЕСКОЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ
Электролизные установки — наиболее мощные и энергоемкие
потребители постоянного тока. Процесс электролиза состоит в ос-
новном из двух этапов: режима пуска и установившегося техноло-
гического режима. В установках цветной металлургии и химичес-
кой промышленности эти режимы весьма разнообразны.
267
Преобразовательные трансформаторы для электролиза должны
обеспечить надежное регулирование при пуске установок, при из-
менении напряжения питающей сети и напряжения на электроли-
зерах или ваннах. Во многих случаях требуется чрезвычайно
широкий диапазон регулирования выпрямленного напряжения —
до 85% от номинального значения.
Современные серии преобразовательных агрегатов выполняются
на выпрямленные токи 12 — 300 кА при выпрямленном напряжении
75—850 В.
Замена ртутных преобразователей полупроводниковыми крем-
ниевыми выпрямителями поставила перед трансформаторостроени-
ем задачу по обеспечению питания от одного трансформатора
нескольких полупроводниковых блоков. Это вызвало относительное
повышение типовой мощности трансформаторов и возложило на
них функции деления тока между выпрямительными блоками.
Регулирование напряжения трансформаторов электролизных
установок осуществляется в основном двумя способами: с помощью
автотрансформатора, включенного перед преобразовательным
трансформатором, или непосредственно на стороне ВН преобразо-
вательного трансформатора встроенным РПН. Обеспечение задан-
ной глубины регулирования достигается дополнением переключения
регулировочных ответвлений переключением сетевой обмотки со
звезды на треугольник, поскольку наиболее глубокое регулирование
требуется в технологических процессах, допускающих кратковре-
менное отключение питающего напряжения.
К настоящему времени единичные мощности агрегатов составля-
ют 100 МВ-А и более, а токи — 50—100 кА при напряжениях до
1250 В. При напряжениях до 300 В применяется схема «две звезды
с уравнительным реактором», а при больших напряжениях — трех-
фазная мостовая схема.
В установках для электролиза обычно используется двенадцати-
фазный режим выпрямления. При схеме «две обратные звезды с
уравнительным реактором» эквивалентный по воздействию на сеть
двенадцатифазный режим осуществляется чередованием трансфор-
маторов со схемой соединения первичной обмотки в звезду и тре-
угольник.
В мостовой схеме для получения двенадцатифазного режима
выпрямления применяют вентильные обмотки, секционированные
на несколько четных частей, каждая из которых питает отдельный
выпрямитель, причем половину вентильных обмоток соединяют в
звезду, а половину — в треугольник.
Для обеспечения равенства коэффициентов трансформации с
точностью до 1% числа витков вентильных обмоток, соединяемых
в звезду и треугольник, выбирают в соответствии с парами чисел
4 : 7, 7:12:11:18, 14 : 24, 15 : 26.
Конструкция вентильных обмоток. Наиболее широко распрост-
ранена конструкция, в которой обмотка выполнена из двойных
268
дисковых катушек с соединением параллельно от 16 до 48 сдвоен-
ных дисков (рис. 8.13). Каждая катушка наматывается из 2—6 па-
раллельных проводников. Такая обмотка при необходимости обес-
печить питание одновременно нескольких преобразователей легко
Рис. 8.13. Схемы соединения одной фазы вентильной обмотки, со-
стоящей из двойных дисковых катушек для двенадцатифазной мо-
стовой схемы выпрямления:
а — обмотка для питания двух преобразователей; б -- чередующаяся обмотка
для питания четырех преобразователей; в — «переплетенная» обмотка для пи-
тания четырех преобразователей
подразделяется на части. Однако наличие в обмотках большого
количества параллельно включенных контуров с электрической и
магнитной связью значительно усложняет анализ и расчет процес-
сов в них. Уже в режиме холостого хода трансформатора в таких
обмотках появляются уравнительные токи из-за различия в потоко-
сцеплениях отдельных катушек с основным магнитным потоком.
Вследствие рассеяния часть магнитного потока замыкается по воз-
духу, не достигая ярма, что уменьшает потокосцепление крайних
катушек, вызывая уравнительные токи, достигающие в режимах
работы с наибольшими индукциями 15—2Q% от номинального зна-
чения.
269
Распределение тока нагрузки между параллельно включаемыми
катушками определяется потоками рассеяния. Индуктивности ко-
роткого замыкания крайних катушек имеют существенно большие
значения по сравнению со средними катушками. В то же время
крайние катушки нагреваются сильнее средних из-за значительного
увеличения добавочных потерь, обусловленного краевым эффектом
полей рассеяния. Изменение направления магнитных силовых ли-
ний приводит к появлению значительных радиальных магнитных
полей, перпендикулярных большей стороне провода вторичных об-
моток.
Для снижения нагрева крайних катушек их выполняют из боль-
шого числа проводников меньшего сечения или из транспонирован-
ного провода.
Выводы вентильных обмоток располагаются на боковой стенке
бака трансформатора и сгруппированы по вентильным сборкам.
Это позволяет существенно упростить конструкцию мощной оши-
новки между трансформатором и вентильной частью преобразова-
теля, уменьшает индуктивность соединений и снижает потери.
Основные параметры трансформаторов для питания преобразо-
вателей с кремниевыми вентилями для электролизных установок
приведены в табл. 8.1.
§ 8.5. ТРАНСФОРМАТОРЫ
ДЛЯ ЭЛЕКТРИФИЦИРОВАННОГО
ТРАНСПОРТА
Большим потребителем трансформаторов для преобразования
постоянного тока являются электрифицированные железные доро-
ги. По темпам электрификации и протяженности электрифициро-
ванных линий железнодорожный транспорт нашей страны занимает
первое место в мире. Внедрение на железнодорожном транспорте
полупроводниковых выпрямителей потребовало создания новой
серии тяговых трансформаторов, обеспечивающих преобразование
электрической энергии по схеме «две взаимно обратные звезды с
уравнительным реактором».
Трансформаторы новой серии ТМПУ—трехфазные масляные
для полупроводниковых преобразователей с уравнительным реак-
тором— выпускаются на выпрямленные напряжения 3300 и 1650 В
и токи 1250 и 2500 А.
Основным типоразмером этой серии является трансформатор
ТМПУ 2-6300/35 Ж.
Большое значение для железнодорожного транспорта приобре-
тают вопросы улучшения качества напряжения в контактной сети
и его регулирование с целью наилучшего использования подвижно-
го состава. Уровень номинального напряжения на шинах тяговых
подстанций постоянного тока принят 3300 В, а в тяговом режиме
на токоприемнике электровоза — 3000 В. Тяговые трансформаторы
270
без регулирования под нагрузкой выпускаются из расчета получе-
ния выпрямленного напряжения холостого хода 3500 В. Опыт экс-
плуатации таких тяговых подстанций показывает, что нередко
напряжение в контактной сети оказывается меньше минимально
допустимого значения (2700 В). Радикальным средством повыше-
ния уровня напряжения и уменьшения потерь энергии является
строительство промежуточных тяговых подстанций, связанное с
большими капитальными затратами, и наряду с этим весьма эф-
фективным средством повышения технико-экономических показа-
телей электрифицированных железных дорог является применение
трансформаторов с регулированием напряжения под нагрузкой.
Трансформаторы со встроенным ступенчатым РПН применяются
на тяговых подстанциях с напряжением питающей сети НО кВ.
Освоено также производство трансформаторов с плавным бескон-
тактным регулированием напряжения обмоток 35 и 10 кВ.
При использовании переключающих устройств головных пони-
жающих трансформаторов НО кВ выпрямленное напряжение под-
держивается на уровне 3400—3500 В. Значительные колебания
выпрямленного напряжения, обусловленные характером тяговой
нагрузки и изменениями напряжения в питающей сети, приводят
к большому числу переключений механизма РПН. Повреждение
механических переключателей РПН не только прекращает регули-
рование напряжения, но и нередко приводит к выходу из строя
тяговой подстанции.
Большое распространение в тяговых трансформаторных под-
станциях получила схема бесконтактного регулирования напряже-
ния с подключением регулировочных ответвлений первичной обмот-
ки к питающему напряжению через дроссели насыщения, поочеред-
ное подмагничивание которых создает перераспределение напряже-
ния между регулировочными ответвлениями сетевой обмотки (рис.
8.14). При изменениях нагрузки выпрямленное напряжение на ши-
нах тяговой подстанции стабилизируется, таким образом, с помо-
щью системы бесконтактной автоматики. При бесконтактном
регулировании уровень напряжения холостого хода создает благо-
приятные условия для применения рекуперации и, кроме того, тяго-
вый трансформатор может быть использован для питания выпрями-
тельно-инверторных агрегатов.
Применение бесконтактного способа регулирования приводит к
увеличению массы, габаритных размеров и стоимости преобразова-
тельного агрегата. Однако расчеты и результаты комплексных
испытаний показали, что применение таких регулирующих уст-
ройств при средних загрузках позволяет снизить расход электро-
энергии до 8% или увеличить среднюю техническую скорость элек-
тровозов на 10%. Тяговые трансформаторы с бесконтактным регу-
лированием напряжения окупаются за срок не более трех лет.
Обычно для обеспечения электрической энергией районных пот-
ребителей на тяговой подстанции устанавливают дополнительный
271
трансформатор мощностью 2500—4000 кВ’А. С целью отказа от
дополнительного трансформатора спроектирован преобразователь-
ный трехобмоточный трансформатор ТДЦТРУН-25000/110, обеспе-
чивающий как питание тяговой нагрузки, так и питание районных
потребителей от обмотки среднего напряжения 38,5 кВ.
Рис. 8.14. Схема бесконтактного регулирования напряжения с
двумя трехфазными дросселями насыщения
Регулирование напряжения под нагрузкой осуществляется в
нейтрали обмотки 110 кВ. Недостатком такого трансформатора
является изменение напряжения на районной нагрузке при регу-
лировании выпрямленного напряжения.
Тяговые трансформаторы с бесконтактным регулированием на-
пряжения, осуществляемым посредством двух трехфазных дроссе-
лей насыщения, включаемых в регулировочные ответвления сетевой
обмотки по схеме рис. 8.14, выпускаются на напряжение питающей
сети 10 и 35 кВ при номинальной мощности 20000 кВ*А.
Трансформаторный агрегат состоит из собственно трансформа-
тора типа ТДРУ-20000/35 или ТДПУ-20000/10 и дросселей насыще-
ния ДТД-6300/35 или ДТД-6300/10. Агрегат обеспечивает бескон-
тактное регулирование напряжения в диапазоне 20%. Номинальная
первичная мощность составляет 13 220 кВ*А при выпрямленном
токе 3000 А и выпрямленном напряжении 3700 В. Типовая мощ-
ность трансформатора с учетом мощности уравнительного реактора
составляет 18840 кВ* А.
Коэффициент полезного действия агрегата с бесконтактным ре-
гулированием с учетом потерь в дросселях насыщения составляет
272
0,98. Мощность обмоток подмагничивания дросселей насыщения
составляет 10 кВт при номинальном токе управления 45 А.
Конструкция тягового трансформатора с бесконтактным регули-
рованием напряжения отличается наличием третьей регулировочной
обмотки мощностью 20% от мощности сетевой обмотки. Сетевая
обмотка непрерывного типа выполнена с ответвлениями для пере-
ключения без нагрузки со ступенями 2X5%. Регулировочная об-
мотка выполняется многослойной, располагается на изоляционном
цилиндре у стержня и соединена последовательно с сетевой обмот-
кой. Вентильная обмотка располагается снаружи и выполнена из
двойных дисковых катушек, включенных параллельно на общие
шины. На крышке бака трансформатора расположены шесть выво-
дов вентильной обмотки, два нулевых вывода уравнительного реак-
тора и девять выводов сетевой обмотки — три линейных вывода и
шесть для подключения рабочих обмоток дросселей насыщения
(ДН).
Основной трансформатор и шесть дросселей насыщения разме-
щены в разных баках, имеющих дутьевое охлаждение и предназна-
ченных для наружной установки.
Раздельное исполнение трансформатора и ДН дает возможность
при необходимости производить ревизию и ремонт ДН независимо
от трансформатора, который на это время может эксплуатировать-
ся только с собственным регулированием напряжения типа ПБВ.
§ 8.6. ТРАНСФОРМАТОРЫ
ДЛЯ ВЕНТИЛЬНЫХ ВОЗБУДИТЕЛЕН
СИНХРОННЫХ МАШИН
Строительство современных электрических станций связано с разработкой и
освоением производства синхронных генераторов мощностью 1000 МВт и более,
внедрение которых потребовало создания специальных схем статических возбуди-
телей синхронных машин, получивших широкое применение и для синхронных ма-
шин средней мощности.
Трансформаторы в системах возбуждения синхронных машин являются не
только основными силовыми согласующими элементами преобразовательных аг-
регатов, но и выполняют функции автоматического изменения токов возбуждения
синхронных машин в соответствии с уровнем их выходного напряжения, значения
и фазы тока нагрузки. Основное изменение тока возбуждения синхронной маши-
ны, осуществляемое за счет специальных схем включения трансформаторов, пока-
занных на рис. 8.15—8.19, корректируется затем в необходимых пределах за счет
фазового регулирования тиристорными преобразовательными схемами.
Основной базовой схемой является схема (рис. 8.15), в которой используется
трехобмоточный трансформатор ТОТ, осуществляющий электромагнитное сумми-
рование на двух первичных обмотках составляющих напряжения, пропорциональ-
ных напряжению и току статора возбуждаемой синхронной машины, таким обра-
зом, чтобы ток вентильных обмоток, питающих через вентили обмотку возбужде-
ния синхронной машины, обеспечивал заданный режим работы синхронной ма-
шины.
Схема рис. 8.16 с возбуждающим трансформатором ВТ и последовательным
трансформатором ПТ работает по принципу последовательного фазового компа-
ундирования с электрическим суммированием составляющих напряжения, пропор-
циональных напряжению и току нагрузки генератора.
273
Рис. 8.15. Схема
возбуждения с
трехфазным трех-
обмбточным транс-
форматором
UqI
Рис. 8.17. Схема с вклю-
чением вторичной обмот-
ки последовательного
трансформатора во вто-
ричную цепь возбуждаю-
щего трансформатора
Рис. 8.16. Схема
возбуждения с воз-
буждающим и по-
сле довательн ым
трансформаторами
UqI
14
Рис. 8.18. Схема с двумя
последовательными
трансформаторами
и<м
Рис. 8.19. Схема с гибкой
системой токового компа-
ундирования
В ряде случаев применяется схема, изображенная на рис. 8.17, в которой
вторичная обмотка последовательного трансформатора включена во вторичную
цепь возбуждающего трансформатора.
На рис. 8.19 приведена схема статического возбудителя с гибкой системой
токового компаундирования. Трансформатор напряжения с управляемым выпря-
мителем В2 работает параллельно с трансформатором тока ТТ и неуправляемым
выпрямителем
В схеме статического возбудителя (рис. 8.18) используются два последова-
тельно соединенных трехобмоточных трансформатора, один из которых выполнен
с замкнутым, а другой —с разомкнутым магнитопроводом для подбора нужного
соотношения при сложении напряжений, пропорциональных напряжению и току
генератора.
Трансформаторное оборудование играет ответственную роль в статических
возбудителях синхронных машин, определяя качество регулирования, КПД, ко-
эффициент мощности, массогабаритные показатели и стоимость.
Для обеспечения надежной работы систем возбуждения не только в нормаль-
ных, но и в аварийных режимах необходим особый выбор электромагнитных на-
грузок трансформаторов статических возбудителей с учетом возможного диапа-
зона изменения напряжений и токов генератора.
По сравнительным оценкам наиболее экономичной является схема с исполь-
зованием возбуждающего и последовательного трансформаторов.
Вторичная обмотка последовательного трансформатора обычно включается
между вентильной обмоткой возбуждающего трансформатора и вентильным бло-
ком. Вторичные обмотки трехфазного последовательного трансформатора обычно
включаются между вентильными обмотками возбуждающего трансформатора и
вентилями.
В статических возбудителях синхронных машин наиболее широко применя-
ется трехфазная мостовая схема и шестифазная схема «две взаимно обратные
звезды с уравнительным реактором».
Особенности конструкции и расчета трансформаторов статических систем воз-
буждения. При проектировании возбуждающих трансформаторов их первичные
обмотки рассчитывают на номинальное напряжение синхронного генератора с уче-
том возможных повышений выходного напряжения в автономных, системах при
переходных процессах, сопровождающих сброс нагрузки.
При проектировании возбуждающих трансформаторов их основные парамет-
ры определяют по расчетным соотношениям, приведенным в § 8.2, с учетом схемы
выпрямления и параметров обмотки возбуждения синхронного генератора.
Особенность конструкции возбуждающих трансформаторов — применение че-
редующихся обмоток с большим числом магнитно уравновешенных групп, что
позволяет получить небольшие индуктивные сопротивления и снизить добавочные
потери, обеспечив возможность независимого управления различными вентильны-
ми группами.
Последовательные вольтодобавочные трансформаторы и стабилизирующие
устройства. Система вентильного самовозбуждения должна обеспечивать задан-
ный ток возбуждения не только в установившихся номинальных режимах работы,
но и в аварийных режимах при перегрузках и коротких замыканиях, когда на-
пряжение на зажимах синхронной машины резко снижается. Эта задача решается
с помощью последовательного трансформатора, работающего в режиме трансфор-
матора тока. Главная особенность этого трансформатора — магнитопровод с боль-
шим распределенным немагнитным зазором для ограничения насыщения магнито-
провода при увеличении тока в аварийных режимах работы генератора. При этом
ток вторичной обмотки зависит не только от первичного тока и сопротивления
нагрузки, но и от полного сопротивления взаимной индукции, соизмеримого с со-
противлением нагрузки.
В номинальных режимах последовательный трансформатор работает при не-
насыщенной магнитной системе с индукцией 0,6—0,8 Тл, и для практических рас-
четов его можно заменить источником ЭДС, соответствующей ЭДС вторичной об-
мотки при номинальном токе возбуждения синхронного генератора, с внутренним
сопротивлением, равным полному индуктивному сопротивлению той же обмотки.
275
Выбор сниженного значения индукции при номинальном токе обеспечивает необ-
ходимый запас для удовлетворительной работы последовательного трансформа-
тора в аварийных режимах.
К конструкции последовательных трансформаторов предъявляются особые
требования. Первичную обмотку на токи 10—15 кА выполняют с естественным
воздушным охлаждением, обмотка имеет небольшое число витков при большом
числе параллельно включенных катушек. Равномерное деление тока по катушкам
обеспечивается специальным неравномерным распределением воздушных немаг-
нитных зазоров на стержнях магнитопровода, которые образуются дистанцирую-
щими прокладками из изоляционного материала.
Для систем возбуждения синхронных генераторов мощностью свыше 300 МВт
в последовательных трансформаторах применяется внутрипроводниковое водяное
охлаждение. Вторичные обмотки выполняются с естественным охлаждением. На-
личие немагнитных зазоров в магнитопроводе приводит к заметным вибрациям и
увеличению шума. Поэтому для магнитопроводов последовательных трансформа-
торов применяется усиленная надежная стяжка, а трансформатор в целом на-
дежно закрепляется на фундаменте.
§ 8.7. ПРИМЕНЕНИЕ ТРАНСФОРМАТОРОВ
В ИМПУЛЬСНЫХ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯХ
Импульсные преобразователи, широко применяемые в тиристор-
ных устройствах для подачи управляющих импульсов на тиристо-
ры, в системах автоматического управления, радиоаппаратуре, как
правило, выполняют по схеме рис. 8.20, в которой цепь первичной
обмотки трансформатора ten коммутируется транзистором Т\.
При открытии транзистора Л током, протекающим по цепи ба-
за — эмиттер, напряжение источника питания постоянного тока t/y
практически полностью прикладывается к первичной обмотке
трансформатора ИТр1, по-
скольку базовый ток тран-
зистора Т\ выбирают доста-
точным для создания надеж-
ного ключевого режима ра-
боты этого транзистора.
Напряжение, трансфор-
мируемое в цепь вторичной
обмотки, в значительной сте-
пени зависит от намагничи-
вающего тока трансформа-
тора, увеличение которого
приводит к дополнительному
падению напряжения на со-
противлениях в контуре пер-
вичной обмотки и снижению
Рнс. 8.20. Импульсный трансформатор с
транзисторным коммутатором в цепи пер-
вичной обмотки
амплитуды передаваемого импульса. Кроме того, форма передавае-
мого импульса напряжения может заметно отличаться от прямо-
угольной при работе в высокочастотном диапазоне, когда время
нарастания напряжения на нагрузке составляет доли микросекун-
ды. В таких режимах заметно сказываются не только индуктивные
276
сопротивления рассеяния обмоток, но и паразитные емкости обмо-
ток, учет которых иллюстрируется эквивалентной расчетной схемой
импульсного трансформатора (рис. 8.21, а) вместе с характерной
формой импульса напряжения на вторичной обмотке (рис. 8.21,б).
Для уменьшения индуктивностей рассеяния и емкостей обмоток
Рис. 8.21. К определению формы выходного напряжения им-
пульсного трансформатора:
а — расчетная эквивалентная схема; б — форма импульса с колеба-
тельным переходным процессом; в — апериодическая форма импульса
выходного напряжения
импульсные трансформаторы, как правило, выполняют с небольшим
числом витков обмоток, компенсируемым увеличением сечения маг-
нитопровода, что приводит к повышению относительного значения
намагничивающего тока. Изменение индукции в магнитопроводе
трансформатора при передаче импульса напряжения ABS=
277
««—— I Uidt, и пауза между импульсами должна быть достаточной
Wl^c J
О
для обратного изменения магнитного состояния сердечника, кото-
рое форсируется так называемой размагничивающей обмоткой w3,
подключаемой к источнику постоянного тока через относительно
высокоомный резистор /?з в обратной полярности по сравнению с
первичной обмоткой.
Для ограничения напряжения обратной полярности первичная
обмотка wi (см. рис. 8.20) шунтируется стабилитронным ограничи-
телем из диодов D\ и D2, действие которых характеризует диаграм-
ма напряжения на вторичной обмотке трансформатора (рис.
8.21,6). Обратное напряжение, возникающее на вторичной обмотке
после размыкания транзистором цепи первичной обмотки, называ-
ют «обратным выбросом», который отсекается от нагрузки диодом.
Без применения полупроводниковых ограничителей напряжения
на транзисторе Т\ в цепи первичной обмотки может создаваться
неприемлемо большое напряжение, поскольку после снятия базово-
го тока и размыкания цепи первичной обмотки к коллектору—
эмиттеру транзистора прикладывается напряжение, равное сумме
напряжений источника питания и «обратного выброса».
В зависимости от соотношения паразитных параметров импульс-
ного трансформатора при нарастании напряжения вторичной об-
мотки от 0 до ит переходный процесс может быть колебательным
(рис. 8.21, б) или апериодическим (рис. 8.21, в), причем изменение
соотношения параметров эквивалентной расчетной схемы (рис.
8.21, а), устраняющее колебательный характер переходного процес-
са, приводит к увеличению длительности фронта импульса /ф, от-
считываемого по времени изменения выходного напряжения от 0,1
до 0,9 заданного номинального значения амплитуды импульса.
При передаче однополярных импульсов напряжения перемагни-
чивание сердечника импульсного трансформатора происходит по
частичному гистерезисному циклу и действующая (динамическая)
магнитная проницаемость получается значительно меньшей по
сравнению с магнитной проницаемостью при синусоидальном изме-
нении магнитного потока при частоте 50 Гц.
При передаче «коротких» импульсов в микросекундном диапазо-
не происходит многократное увеличение вихревых токов, в связи с
чем магнитопроводы импульсных трансформаторов должны иметь
толщину листов порядка 0,1—0,05 мм или выполняться из ферри-
товых материалов.
Вместе с проявлением магнитного последействия (запаздывания
во времени изменения индукции от изменения напряженности маг-
нитного поля) все это значительно снижает эффективность исполь-
зования магнитопровода импульсного трансформатора, что требует
в каждом конкретном случае тщательного выбора конструкции и
278
материала магнитопровода. Применение размагничивающей обмот-
ки (см. рис. 8.20) необходимо при использовании неразрезных
магнитопроводов из высококачественной электротехнической стали
или пермаллоя.
В разрезных магнитопроводах из электротехнической стали и
стыковых магнитопроводах из феррита нужное начальное значение
магнитной индукции обеспечивается за счет оптимального выбора
немагнитного зазора, увеличение которого улучшает размагничива-
ние магнитопровода в интервалах между импульсами, но в то же
время создает дополнительное магнитное сопротивление при пере-
даче импульса. Согласование этих противоречивых обстоятельств,
как правило, приводит к заметному ухудшению качества магнито-
провода, и наиболее рациональным при проектировании импульс-
ной схемы следует считать введение размагничивающей обмотки
или создание запитки первичной обмотки напряжением обратной
полярности в паузах между импульсами.
Вопросы для самоконтроля
1. В чем состоит особенность применения преобразовательных трансформато-
ров, в каких областях техники и технологических процессах используются транс-
форматорно-вентильные преобразовательные агрегаты?
2. Что такое процесс коммутации тока между фазами преобразовательного
трансформатора и от чего зависит длительность этого процесса?
3. Какие схемы используются в однофазных преобразовательных установках
и как для этих схем определяется расчетная (типовая) мощность трансформа-
тора?
4. Какие схемы используются в трехфазных преобразовательных установках
и как они влияют на экономичность трансформатора?
5. Для чего необходимо регулирование напряжения в преобразовательных
трансформаторах, какие способы регулирования напряжения применяются в транс-
форматорах тяговых подстанций?
6. Какие схемы трансформаторов применяются в вентильных статических сис-
темах возбуждения синхронных машин и в чем основное назначение преобразо-
вательных агрегатов данного типа?
7. В чем состоят основные особенности работы импульсных трансформаторов?
Как происходит перемагничивание магнитопровода в таких трансформаторах? Что
такое размагничивающая обмотка? Какие факторы влияют на качество передачи
прямоугольных импульсов напряжения?
9
Регулирование
напряжения
в трансформаторах
Регулирование напряжения трансформаторов осуществляется
изменением числа витков первичной или вторичной обмотки путем
переключения контактными или бесконтактными устройствами ре-
гулировочных ответвлений обмоток. Силовые трансформаторы
оснащаются различными устройствами регулирования: простейши-
ми, для использования которых необходимо отключение трансфор-
матора от электрической сети, или более сложными, обеспечиваю-
щими регулирование под нагрузкой. Наряду с контактными пере-
ключающими устройствами широкое применение получает исполь-
зование мощных полупроводниковых приборов, включаемых
последовательно с обмотками трансформаторов, позволяющих
получать практически безынерционную стабилизацию напряжения
при питании мощных ЭВМ, радиоэлектронных установок, специаль-
ных электротехнологических устройств.
§ 9.1. ОСНОВНЫЕ СПОСОБЫ
РЕГУЛИРОВАНИЯ НАПРЯЖЕНИЯ
ТРАНСФОРМАТОРОВ
Необходимость поддержания напряжения в различных точках
сети в достаточно узких пределах предопределяет необходимость
его регулирования.
Нормы качества электрической энергии определяются ГОСТ
13109—67, согласно которому для большинства электроприемников
отклонения напряжения от номинального значения не должны
превышать ±5%.
Для ряда потребителей необходима и более точная стабилиза-
ция напряжения порядка ±2,5% и даже ±1%, что связано со спе-
280
цификой работы многих систем автоматики, радиоэлектроники и
ЭВМ.
В настоящее время в энергосистемах применяется большое ко-
личество устройств, обеспечивающих поддержание требуемого
режима напряжений различных потребителей за счет регулирова-
ния коэффициентов трансформации находящихся в эксплуатации
трансформаторов.
Более удобно переключение числа витков обмотки ВН, так как
при меньшем токе, несмотря на большое напряжение, устройство
регулирования получается намного экономичнее по сравнению с
устройством переключения на стороне НН.
Все силовые трансформаторы имеют обмотки с регулировочны-
ми ответвлениями, выводимыми на контактные или бесконтактные
переключающие устройства. Трансформаторы общего назначения
мощностью до 1600 кВ-А обычно имеют пять регулировочных от-
ветвлений на стороне обмотки ВН ( + 5, +2,5; 0; —2,5, —5%),
переключаемых наиболее простыми и дешевыми контактными пе-
реключателями, изменение сочетания контактов в которых произ-
водится при полном отключении обмоток ВН и НН от соответству-
ющих электрических сетей. В большинстве случаев ответвления
выполняются в «нулевой» точке трехфазной обмотки, соединенной
в звезду, с распределением ответвлений в каждой из фаз, как
показано на рис. 9.1.
В трансформаторах малой мощности можно применять простей-
Рис. 9.1. Схемы выполнения ответвлений в обмотке ВН при регули-
ровании напряжения без возбуждения:
а — без симметрирования по высоте обмотки; б — с симметрированием по вы-
соте переключаемых витков в многослойных цилиндрических обмотках; в, г —
с симметрированием по высоте переключаемых витков в непрерывных об-
мотках
281
шую схему (рис. 9.1, а) без симметрирования по высоте обмотки
переключаемых витков. В трансформаторах большей мощности
при такой схеме расположения регулировочных ответвлений воз-
можно возникновение значительных динамических усилий при ко-
ротких замыканиях и для симметрирования переключаемых витков
по высоте обмотки используются схемы рис. 9.1, б для многослой-
ных обмоток и рис. 9.1, в, г — для непрерывных.
Такой тип регулирования, называемый ПБВ (переключение без
возбуждения), несмотря на широкое распространение, в весьма
незначительной степени решает задачу обеспечения требуемого
качества напряжения прежде всего из-за недостаточной мобильно-
сти, связанной с необходимостью отключения трансформаторов от
сети для перестановки позиции переключателя. Поэтому все более
широкое распространение получает регулирование под нагрузкой
без отключения трансформаторов от сети.
Наибольшее реальное значение на сегодняшний день имеет регу-
лирование напряжения путем переключения регулировочных ответ-
влений трансформаторов под нагрузкой (РПН), применяемое в ос-
новном в трансформаторах свыше 1000 кВ "A. Трансформаторы,
оснащаемые РПН, имеют в обмотке ВН большое число регулиро-
вочных ответвлений, выполняемых с небольшим шагом — до 1,5—
1%, при общей зоне регулирования 10—20%.
Трансформаторы специального назначения, например для пре-
образовательной техники, могут выполняться со значительно боль-
шими диапазонами регулирования — до 80%, реализуемыми с при-
менением'РПН или с комбинированным сочетанием РПН и ПБВ.
Секции обмоток, образующие регулировочную зону, имеют спе-
циальное конструктивное исполнение в виде отдельного концентра,
как правило внешнего, что облегчает подвод регулировочных от-
ветвлений к переключающему устройству, размещаемому в виде
отдельной конструкции внутри бака трансформатора, причем дуго-
гасительные камеры РПН имеют рабочую зону, изолированную от
основного объема масла.
С увеличением напряжения и мощности трансформатора эконо-
мическая эффективность применения РПН повышается. Основной
диапазон напряжений для РПН составляет 35—330 кВ. При мощ-
ности свыше 100 МВ>А РПН выполняются на напряжения НО кВ
и выше, причем в этом диапазоне мощностей и напряжений широко
применяются отдельные регулировочные автотрансформаторы.
Регулировочная обмотка в таких трансформаторах, соединяемая
с РПН, является вторичной вольтодобавочной по отношению к пер-
вичной обмотке, и расчетная мощность обмоток соответствует за-
данному диапазону регулирования. Это обусловливает значительное
увеличение габаритов общего трансформаторного комплекса даже
при относительно небольших пределах регулирования из-за ббль-
шего удельного расхода активных материалов в дополнительном
вольтодобавочном трансформаторе.
982
Несмотря на дополнительный расход активных и конструкцион-
ных материалов, такое отделение всей системы регулирования РПН
от основного трансформатора дает ряд значительных преимуществ,
облегчая решение вопросов защиты от перенапряжений контуров
регулирования и позволяя в случае необходимости отключать всю
систему регулирования, не выводя из эксплуатации основной транс-
форматор.
Механические устройства регулирования под нагрузкой, выпу-
скаемые отечественной и зарубежной промышленностью, имеют
ограниченную износостойкость контактных элементов из-за элект-
роэрозионного износа под воздействием электрической дуги в мо-
менты переключений.
В связи с этим, а также в связи с замедленным действием ме-
ханической системы, особенно в тех случаях, когда требуется из-
менение коэффициента трансформации, соответствующее несколь-
ким ступеням регулирования, эксплуатационные характеристики
устройств РПН традиционно вызывают нарекания. Установлено,
что 35—60% повреждений трансформаторов вызваны аварийными
неисправностями, возникающими в РПН. Однако имеет место бес-
спорный прогресс в повышении сроков службы РПН, когда начи-
ная с 80-х годов многие устройства РПН монтируются в запломби-
рованном виде, исключающем доступ эксплуатационных служб.
Актуальность разработки бесконтактных переключающих уст-
ройств (БПУ) объясняется возросшими требованиями к быстродей-
ствию систем регулирования напряжения, которые не могут быть
удовлетворены контактно-механическими регулирующими устрой-
ствами.
Наибольшую актуальность в настоящее время имеет разработ-
ка стабилизаторов напряжения с широким диапазоном мощностей
для питания ЭВМ, радиоэлектронной аппаратуры, систем авто-
матики.
' В связи с низкой эффективностью механических устройств для
переключения под нагрузкой в диапазоне мощностей до 1000 кВ-А
и напряжениях до 10 кВ в последние десятилетия интенсивно раз-
рабатываются тиристорные и транзисторные системы регулирова-
ния, обеспечивающие дискретное или плавное бесконтактное изме-
нение коэффициента трансформации с высоким быстродействием,
в ряде случаев составляющим доли полупериода регулируемого
переменного напряжения.
Системы регулирования напряжения трансформаторов подраз-
деляют на три основных типа.
1. Чисто механические системы регулирования напряжения:
а) ПБВ — регулирование без возбуждения с полным отключе-
нием трансформатора от первичной и вторичной электрических се-
тей на интервал изменения коэффициента трансформации;
б) РПН — регулирование с переключением под нагрузкой кон-
тактными устройствами, обеспечивающими ограничение тока в кон-
турах регулирования и гашение дуги при переключениях регулиро-
вочных ответвлений обмоток.
2. Сочетание тиристорных и механических систем регулирова-
ния, обеспечивающих непосредственное переключение регулировоч-
ных ответвлений обмоток основного силового трансформатора илн
косвенное переключение через дополнительный вольтдобавочный
трансформатор (ВДТ).
3. Системы плавного бесконтактного регулирования:
а) дискретного типа;
б) с фазовым регулированием коэффициента трансформации;
в) с высокочастотной коммутацией регулировочных ответвлений
обмоток силового трансформатора.
§ 9.2. МЕХАНИЧЕСКИЕ СИСТЕМЫ
РЕГУЛИРОВАНИЯ
Основные принципы устройства и работы механических систем
регулирования в простейшем виде реализуются в устройствах типа
ПБВ (рис. 9.1), по сравнению с которыми устройства РПН имеют
несоизмеримо более сложную конструкцию. Основные варианты
регуляторов типа РПН показаны на рис. 9.2.
Как видно из этих схем, трансформатор с РПН кроме первичной
обмотки 1 и вторичной обмотки 2 имеет регулировочную обмотку
Рис. 9.2. Схемы регулирования
типа РПН:
а — без реверсирования регулиро-
вочной обмотки; б — с реверсиро-
ванием; в —со ступенью грубой
регулировки; 1 — первичная обмот-
ка; 2 — вторичная обмотка; 3 —ре-
гулировочная обмотка с ответвле-
ниями; 4 — переключающее устрой-
ство; 5 — предызбиратель
с переключаемыми ответвлениями 3, которая может дополнять пер-
вичную и вторичную обмотки трансформатора. Переключающее
устройство 4 дополняется предызбирателем 5, необходимым при
использовании реверсирования или ступени грубой регулировки 3'.
Для схемы рис. 9.2, а напряжение регулировочной обмотки РО
равно диапазону регулирования, в схеме рис. 9.2, б напряжение РО
соответствует половине диапазона регулирования, что дает возмож-
ность уменьшить регулировочную обмотку за счет определенного
усложнения аппаратуры переключения, выполняющей дополнитель-
ную функцию реверсирования РО.
284
Переключающее устройство, как правило, включаемое на сторо-
не обмотки ВН для уменьшения коммутируемого тока, имеет сле-
дующие элементы:
1) избиратель, подготавливающий в обесточенной части регули-
ровочных ответвлений контур для подключения контактора;
2) контактор, осуществляющий переключение между собой двух
смежных регулировочных ответвлений под полным током нагрузки;
3) токоограничивающие элементы, обеспечивающие ограничение
контурного тока в интервале одновременного замыкания двух кон-
тактов контактора;
4) приводной механизм.
Основное применение в настоящее время имеют РПН с резис-
торными токоограничивающими элементами, заменившими индук-
тивные ограничители.
В резисторных ограничителях контурных токов, возникающих
при переключениях, резисторы по условиям нагрева допускают
только кратковременное прохождение тока, в то время как индук-
тивные ограничители могут быть относительно просто выполнены
на непрерывное обтекание током нагрузки. Однако индуктивные
ограничители создают значительное усиление электрической дуги
в контакторе, вызывая ускоренный износ его контактов, в связи с
чем применение резисторных ограничителей получается намного
выгоднее, несмотря на необходимость закорачивания их дополни-
тельными коммутаторами после окончания процесса переклю-
чения.
Все этапы переключения двух регулировочных ответвлений об-
мотки трансформатора, выбранных избирателем к моменту начала
функционирования контактора, показаны на рис. 9.3.
На рис. 9.3, а, б показан перевод избирателя в положение 2 в
обесточенном состоянии, на рис. 9.3, в — размыкание контакта Ki,
сопровождающееся переводом тока в контур резистора п и контак-
та Кг-
При последующем положении рис. 9.3, г, когда замыкаются кон-
такты Кз, ток, проходящий через контур Г1К2К3Г2 под действием
напряжения между регулировочными ответвлениями, ограничивает-
ся резисторами ri и Гг> а ток нагрузки распределяется между ре-
зисторами практически равномерно. Мгновенное значение токов в
каждом из резисторов определяется соответствующим сложением
нагрузочного тока с контурным.
Далее (рис. 9.3, д, е) контакты Кз размыкаются и замыкаются
контакты К.4, в результате чего цикл переключения заканчивается.
Процесс переключения в такой системе получается относительно
длительным (до 20 с). Наличие резисторов, выдерживающих
только кратковременное обтекание токами, большие скорости дви-
жения контактных элементов в сочетании с мощными аккумулиру-
ющими пружинами, значительные ударные нагрузки предъявляют
285
весьма жесткие требования к надежности конструкции, качеству
материалов и точности изготовления.
РПН резисторного типа получаются легкими и малогабаритны-
ми, контактор с резисторами обычно устанавливается внутри обще-
го бака трансформатора в отдельном дополнительном баке в связи
с тем, что его масло при гашении дуги сильно загрязняется и не
должно смешиваться с маслом основного бака.
Рис. v.3. Схема работы контактного устройства РПН при симметрич-
ном включении резисторов
§ 9.3. ТИРИСТОРНО-МЕХАНИЧЕСКИЕ
СИСТЕМЫ РЕГУЛИРОВАНИЯ НАПРЯЖЕНИЯ
Основные трудности использования чисто механических систем
РПН связаны с появлением электрической дуги при разрыве цепи
нагрузки контактами контактора. Для решения проблемы износо-
стойкости контактов существуют различные меры: создание особо
прочных и долговечных контактных материалов, применение наряду
с масляными вакуумных дугогасительных камер, гашение дуги маг-
нитным полем. Одним из радикальных решений этой проблемы
является применение тиристоров вместо дугогасительных камер с
использованием для коммутации переменного тока симметричных
блоков из двух встречно-параллельно включенных тиристоров.
Тиристорные переключающие устройства могут быть выполнены
по типу контактных с активными токоограничивающими элемента-
ми и аналогичной последовательностью коммутационных переклю-
286
чений при замене контактов Kt и Кз в схемах рис. 9.3 тиристорными
блоками. Уже в таком виде применение тиристоров дает принципи-
альный эффект по ликвидации электрической дуги благодаря само-
выключению тиристоров при переходе тока через нулевое значение
в момент перепоЛяризации внешней цепи.
Применение тиристоров позволяет выполнять схемы и без токо-
ограничивающих элементов (рис. 9.4), но при этом требуется введе-
ние в схему управления точной информации о моменте перехода
тока коммутируемого контура через нулевое значение, с тем чтобы
включение следующего вступающего в работу тиристора происхо-
дило с минимальным запаздыванием после выключения предыду-
щего по последовательности работы тиристора.
Рис. 9.4. Схема переключения с крат-
ковременным разрывом цепи
Рис. 9.5. Структурная схема и диаг-
рамма работы тиристорно-механиче-
ского устройства РПН:
а — схема; б — диаграмма работы контак-
тов
При относительно больших напряжениях ступени регулирования
и токах нагрузки тиристоры приходится включать последовательно
исходя из значения напряжения и параллельно в соответствии с
током нагрузки и рабочими токами тиристоров, принимая специаль-
ные меры для равномерного деления напряжений и токов.
Весьма трудной при малых ступенях регулирования является за-
щита от контурных токов короткого замыкания, обусловленных
повреждениями тиристоров, которые с определенной степенью
вероятности неизбежны. Без специальных мер по ограничению эти
287
токи вызывают повреждения регулировочных секций и последова-
тельно с каждой тиристорной цепью необходимо включать токоог-'
раничивающий реактор, рассчитываемый на длительный режим
работы.
Принцип работы простейшей тиристорно-контактной схемы
(рис. 9.4) основан на том, что вначале управляющие напряжения
подаются на одну из пар тиристоров, например Ti и Т2, которые
пропускают ток нагрузки через регулировочное ответвление 1, под-
ключенное через контакты избирателя 77ь Если затем отключить
напряжение от управляющих переходов тиристоров Т\ и Т2, то наг
холившийся в проводящем состоянии тиристор закроется. Затем
управляющее напряжение подается на тиристоры включаемой ветви
Гз и находящиеся в контуре регулировочного ответвления 2, под-
ключенного через контакты избирателя П2.
Ток переходит во вторую ветвь, при этом контакт избирателя
771 может быть отключен.
Недостаток такого рода схем состоит в том, что при разрыве
цепи на тиристорах начинает восстанавливаться полное напряже-
ние сети и особенно при индуктивной нагрузке необходима специ-
альная защита тиристоров от перенапряжений. Во избежание этого
восстанавливающееся напряжение на отключаемой группе тиристо-
ров используется для включения следующей группы тиристоров
прежде, чем это напряжение достигнет недопустимого значения.
Соответствующая структурная схема устройств РПН, работающих
по этому принципу, приведена на рис. 9.5.
Управляющее напряжение для каждой группы тиристоров полу-
чается путем преобразования напряжения, которое снимается с
другой группы тиристоров. В исходном состоянии замкнуты глав-
ные контакты Гц и 1\2 и блок-контакты Б2, а главные контакты Гщ
и Г22 и блок-контакты 51 разомкнуты. Контакт Гц шунтирует ти-
ристоры первой ветви, а тиристоры второй ветви отсоединены от
сети контактом Г22. Диаграмма работы контактов приведена на рис.
9.5, б. Цикл переключения начинается с замыкания контакта Г22,
после чего на тиристорном блоке Т2 появляется напряжение, равное
напряжению ступени, которое подается на блок управления первой
ветви Уь Напряжение на блоке управления У2 отсутствует, поэтому
тиристорный блок Т2 остается отключенным.
При разомкнутом блок-контакте Б[ блок Уц на который подано
напряжение, формирует напряжение управления для тиристорного
блока Гц
При последующем размыкании контакта Гц его отключение по-
лучается бездуговым благодаря открытию тиристоров Гц
Далее размыкается блок-контакт Б2 и замыкается блок-контакт
5Ь После снятия напряжения управления с тиристоров Ti и спада-
ния до 0 тока в проводящей ветви Т\ на тиристорах этого блока
начинает • восстанавливаться напряжение, поступающее на блок
управления У2, после чего открываются тиристоры блока Т2.
288
Ввиду кратковременности паузы тока и наличия схемных
емкостей разрыв цепи в такого рода схемах практически неза-
метен.
По окончании процесса коммутации замыкается контакт Гц,
шунтирующий тиристоры блока Т2, и размыкается контакт Г22-
Рис. 9.6. Схема тиристорного переключающего устройст-
ва с вольтодобавочным трансформатором — ТПУ с ВДТ
Переключение на следующую ступень совершается аналогично.
Избиратель работает обычным образом, предохранители ПР1 и
ПР2 во многих случаях вводятся для защиты регулировочной сек-
ции при повреждении тиристоров. При перегорании предохраните-
лей трансформатор Т7\ или ТТ2 после возбуждения через резисто-
ры Г1 или г2 подает сигнал на отключение силового трансформатора
от сети.
1Q-1468 289
Тиристорно-механические системы регулирования напряжения
с вольтодобавочными трансформаторами ВДТ. Применение допол-
нительных вольтодобавочных трансформаторов позволяет повысить
надежность работы и улучшить использование тиристоров в пере-
ключающих устройствах, особенно при создании многофазных сис-
тем коммутации с бестоковым переключением регулировочных
отводов путем введения противо-ЭДС, равной уровню напряжения
между соседними отводами регулировочной обмотки.
Тиристорные переключающие устройства с вольтодобавочными
трансформаторами получили эффективное применение в системах
внутризаводского электроснабжения для трансформаторов (6—
10)/0,4 кВ.
В наиболее совершенных последних разработках ТПУ с ВДТ
используется принцип геометрического сложения и вычитания век-
торов напряжения первичной обмотки силового трансформатора с
векторами напряжения вторичной обмотки ВДТ (рис. 9.6).
Устройство включает в себя силовой трансформатор 15, вольто-
добавочный трансформатор 18, двенадцать тиристорных коммута-
торов ТК1—ТК12.
Вторичная обмотка 16 ВДТ, соединенная в треугольник, вклю-
чена в нейтраль трехфазной высоковольтной обмотки 13 силового
трансформатора.
Первичные обмотки ВДТ через контактор 19 и тиристорные ком-
мутаторы подключаются ко вторичным обмоткам 14 силового
трансформатора, причем первичная обмотка 17 ВДТ с помощью
ТК1—ТК6 может быть соединена в треугольник двумя -способами:
по схеме «прямой треугольник» коммутаторами ТК1—ТКЗ и по схе-
ме «обратный треугольник» коммутаторами ТК4—ТК6. Возможны
пять режимов работы, векторные диаграммы для которых показа-
ны на рис. 9.7.
В режиме «Закоротка», когда включены ТК1—ТК6, первичная
обмотка ВДТ закорочена и он работает как трансформатор тока, а
напряжение на нагрузке определяется коэффициентом трансфор-
мации силового трансформатора.
Режим «Отбавить 1» соответствует включенным ТК7—ТК9 и
ТК4—ТК6, когда векторы фазных напряжений первичной обмотки
силового трансформатора Ол, Ов, Ос уменьшены практически на
l/(2f3) векторов напряжений вторичной обмотки ВДТ, что соот-
ветствует первой ступени понижения выходного напряжения.
В режиме «Отбавить 2» включены ТК7—ТК9 и ТК1—ТКЗ; век-
торы фазных напряжений первичной обмотки силового трансформа-
тора уменьшены на 1/уз векторов напряжений вторичной обмотки
ВДТ и напряжение снижается на нагрузке на две ступени по срав-
нению с режимом работы «Закоротка».
Режим «Добавить 1» имеет место при включении ТК1—ТКЗ й
ТК10—ТК12, когда векторы фазных напряжений первичной обмот*
290
ки силового трансформатора О а, Ов, Ос увеличены практически на
1/(2уЗ) векторов напряжений Оаь, Оъс, 0са.
Режим «Добавить 2» имеет место при включении ТК4—ТК6 и
ТК10—ТК.12, когда векторы фазных напряжений первичной обмот-
ки СТ увеличены на l/уз векторов напряжений вторичной обмотки
ВДТ и напряжение на нагрузке увеличивается на две ступени.
Стацие норные режимы работы устройства Номера тиристорных ключей, включенных в данном режиме Векторные диаграмм* напряжений и токов
1 2 3 £
1 Закоротка Включены 7К1 -ТК6 и»/ м а \
с IJiL -L
2 Отвадить-1 Включены TKU - ТК9 Vca/ua СЛКЧс i _jff\
У*
Отвадить-2 Включены ТК1 - ТКЗ и ТК7-ТК9 Лч
Ове _
4 Добавить-1 Включены ТК1 - ТКЗ и ТК10-ТК12 v«/i к
ЦК 1
S Доводить-2 Включены ТКЬ-ТКб и ТК10-ТК12 «Vй rsc
Рис. 9.7. Векторные диаграммы установившихся ре-
жимов ТПУ с ВДТ
Контактные устройства в данной системе регулирования выпол-
няют прежде всего защитные функции и могут быть также исполь-
зованы для разгрузки тиристорных коммутаторов. При поврежде-
ниях ТК возникающие токовые перегрузки фиксируются через
10* 291
ТК1
ТК2
ТКЗ
ТК4
ТК5
ТК6
ТК7
ТК8
ТК9
ТК1О
ТКИ
ТК12
Векторные диаграммы токов и напряжений о переходных режимах работы /ПУ с ВТ Закоротка Мк 1 промежуточный режим Ц ж. ЧС 2 промежуточный режим г ж ик 3 промежуточный режим г» / Л/^р\ Добавить 1
Рис. 9.8. Векторные диаг-
раммы ТПУ с ВДТ при
переходе от режима «За-
коротка» к режиму «До-
бавить 1»
трансформатор тока 20 и вызывают через систему управления от-
ключение первичных обмоток ВДТ контактором 19 с одновремен-
ным замыканием контакторов 1К1, 2К1 и ЗК1, дублирующих зако-
ротку вторичных обмоток ВДТ.
Алгоритм работы ТПУ с ВДТ при переводе из одного режима в
другой строится таким образом, чтобы обеспечить надежную есте-
ственную коммутацию ТК независимо от характера и значения на-
грузки без возбуждения уравнительных контурных токов. Напри-
мер, при переходе от режима «Закоротка» к режиму «Добавить 1»
требуются три промежуточных состояния (рис. 9.8).
Первый промежуточный режим возникает при снятии импульсов
управления с ТК2 и ТК4 и выключения их после первого перехода
тока, протекающего по этим ТК, через ноль. Затем подаются им-
пульсы управления на ТК8 и ТК10. Момент включения ТК8 и ТК10
выбирают спустя полпериода питающего напряжения после снятия
управляющих сигналов с ТК2 и ТК4.
Векторная диаграмма напряжений при этом не меняется, а век-
торная диаграмма токов претерпевает изменения в соответствии с
изменением контуров их протекания.
Второй промежуточный режим возникает при включении ТК12
и выключении ТК5 и ТК8. К зажимам aj—С\ первичной обмотки
ВДТ приложено напряжение низковольтной обмотки СТ, а фаза b
ВДТ находится в режиме холостого хода.
Третий промежуточный режим наступает после снятия импуль-
сов управления с ТК6 и включения ТКИ. В этом режиме одна фаза
ВДТ оказывается под полным напряжением UalCl, другая—под
полным напряжением 6\С1, третья — в режиме холостого хода. Не-
смотря на то что ВДТ во втором и третьем промежуточных режи-
мах получает несимметричное питание, уравнительный ток по об-
моткам ВДТ не создается, что обусловлено равенством нулю'напря-
жения по контуру, образованному обмотками ВДТ.
Установившийся режим «Добавить 1» наступает при включении
ТК2 и несимметричное питание ВДТ достаточно быстро сменяется
симметричным.
Моменты начала каждого из промежуточных режимов благода-
ря соответствующему программированию схемы управления выби-
рают из расчета минимальных переходных токов, дополнительное
демпфирование которых осуществляется реакторами 21, введенны-
ми в схему также для ограничения ударных токов, возможных при
повреждениях тиристоров или сбоях системы управления.
Данная система регулирования отражает характерные тенден-
ции развития тиристорных схем коммутации, приходящих на смену
контактно-механическим системам переключения регулировочных
обмоток трансформаторов.
§ 9.4. СИСТЕМЫ БЕСКОНТАКТНОГО
РЕГУЛИРОВАНИЯ
НАПРЯЖЕНИЯ ТРАНСФОРМАТОРОВ,
ПРИМЕНЯЕМЫЕ ДЛЯ АВТОМАТИЧЕСКОЙ
СТАБИЛИЗАЦИИ И СИММЕТРИРОВАНИЯ
НАПРЯЖЕНИЯ ТРЕХФАЗНОИ СЕТИ
Среди современных бесконтактных плавно регулируемых тран-
сформаторов наряду с преобладающим развитием систем коммута-
ции силовых обмоток мощными полупроводниковыми приборами в
производственных конструкциях значительное место занимают
плавно регулируемые трансформаторы с подмагничиванием бла-
Рис. 9.9. Принципиальная конст-
руктивная схема одной фазы сим-
метричного АТРМК (о) и его вид
сверху (б)
годаря более высокой надежно-
сти, относительно меньшей себе-
стоимости и трудоемкости. Одна-
ко большая материалоемкость и
худшие энергетические показате-
ли подмагничиваемых трансфор-
маторов ограничивают перспекти-
вы их применения и развития. В
го же время реальная конкурен-
тоспособность подмагничиваемых
трансформаторов при использова-
нии их в качестве стабилизаторов
напряжения остается достаточно
высокой. Из подмагничиваемых
трансформаторов широкое про-
мышленное использование имеют
две конструкции:
1) ТРМК (АТРМК) — транс-
форматоры и автотрансформато-
ры, регулируемые магнитной ком-
мутацией;
2) ТРПН (АТРПН) — транс-
форматоры и автотрансформато-
ры, регулируемые перераспреде-
лением напряжения.
Современные конструкции
трансформаторов с магнитной
коммутацией (ТРМК) работают
по принципу изменения магнитно-
го потока, сцепленного со вторич-
ной обмоткой, которая значитель-
но удалена в контуре замыкания
магнитного потока взаимоиндук-
ции от первичной обмотки. Об-
мотки подмагничивания размеща-
294
ются на специальных элементах магнитопровода, являющихся, по
существу, магнитными шунтами, которые в зависимости от степени
подмагничивания и тока нагрузки изменяют коэффициент шунти-
рования главного магнитного потока, ослабляя или усиливая маг-
нитную связь между первичной и вторичной обмотками. В таких
трансформаторах вторичная обмотка имеет значительную допол-
нительную индуктивность рассеяния, по возможности снижаемую
за счет проектирования ТРМК с завышенными значениями напря-
жения одного витка.
Основная конструкция трансформаторов типа ТРМК показана
на рис. 9.9. С целью уменьшения коэффициента нелинейных иска-
жений от четных гармоник управляемые ярма выполнены расщеп-
ленными на две части и катушки обмоток подмагничивания рас-
щепленных частей соединены встречно по отношению к наводимым
в них ЭДС основной частоты.
Обмотки переменного тока включают по схеме «звезда», при ко-
торой в линейных напряжениях на выходе регулятора практически
исключаются в симметричных режимах работы третьи гармониче-
ские 'и коэффициент содержания высших гармонических снижается
до 3—5%.
Одним из эффективных методов расширения диапазона плавно-
го регулирования напряжения ТРМК является емкостная компен-
сация их дополнительных индуктивных сопротивлений путем вклю-
чения конденсаторов параллельно или последовательно с обмотка-
ми ТРМК. В таком ТРМК кроме расширения диапазона плавного
регулирования напряжения повышается коэффициент мощности.
Рис. 9.10. Принципиальная конструктивная схема АТРПН (а) и электрическая
схема стабилизатора напряжения СТС-2М (б)
295
Рис. 9.10. Продолжение
Трансформаторы и особенно автотрансформаторы данного типа
получили широкое применение в качестве регуляторов-стабилиза-
торов напряжения для многих электротехнологических процессов,
когда на каждом уровне напряжения, которое можно изменять в
широких пределах, обеспечивается достаточно точная стабилизация
после задания вручную или программным устройством уровня ста-
билизации.
Обычно плавное регулирование напряжения дополняется сту-
пенчатым переключением обмотки (рис. 9.9), что обеспечивает воз-
можность регулирования выходного напряжения практически с
нулевого значения. Серия таких трансформаторов имеет наиболее
широкое использование в диапазоне мощностей 25—250 кВ-А, при-
чем автотрансформаторы АТРМК, несмотря на большие массу и
габариты, относительно низкие значения коэффиицента мощности
и КПД, практически остаются вне конкуренции в качестве регуля-
торов-стабилизаторов напряжения с широкими пределами измене-
ния уровня стабилизируемого напряжения.
В тех случаях, когда требуется только стабилизация выходного
напряжения без изменения уровня стабилизации, преобладающее
применение имеют плавнорегулируемые трансформаторы с пере-
распределением напряжения, конструкция которых с автотрансфор-
маторной схемой соединенил обмоток показана на рис. 9.10, а.
В трансформаторах с перераспределением напряжения (ТРПН)
имеются две группы первичных и Вторичных обмоток, внутри кото-
рых на двух полустержнях размещаются катушки обмотки подмаг-
ничивания, соединяемые встречно для наводимых в них ЭДС основ-
ной частоты. Совмещение по высоте обмоток подмагничивания с
обмотками переменного тока позволяет максимально повысить
эффективность подмагничивания, но при этом значительно услож-
няется технология изготовления.
Наилучшее представление о принципе работы ТРПН можно
получить на основе прямоугольной аппроксимации кривой намагни-
чивания (рис. 9.11, а), которая хорошо отражает процесс перемаг-
ничивания современных холоднокатаных сталей магнитопровода
ТРПН.
Основная особенность работы ТРПН состоит в поочередной
трансформации напряжения обмотками трансформаторов аир
(рис. 9.11, б).
Возможность одновременной трансформации напряжения об-
мотками стержней аир исключается, так как мгновенные значения
намагничивающих токов для стержней аир
^0а = Ч-Ь^а‘> *0₽ —
где ka=w2a/wia, kt=Wi»lw\t различны, поскольку ka^kt.
При i2¥=0, если один из стержней ненасыщен и для него йа»1 +
297
Рнс. 9.11. К анализу принципа работы
ТРПН:
а — аппроксимация кривой намагничивания маг*
нитопровода ТРПН; о —расчетная схема обмоток
одной фазы ТРПН
Рис. 9.12. Теоретические кривые
напряжений, токов и магнитных
потоков ТРПН при активной
нагрузке
+i2t02=O, другой стержень обязательно насыщается, так как для
него iia>i+i2^2=/=0.
Трансформация напряжения осуществляется обмотками ненасы-
щенного стержня, в связи с тем что напряжение на обмотках насы-
щенного стержня близко к нулю из-за малой магнитной проницае-
мости.
В наиболее типичном случае процесс трансформации в течение
полупериода состоит из двух интервалов, во время которых транс-
формация напряжения осуществляется обмотками стержней
а или р.
Как будет показано, интервал трансформации а предшествует
интервалу трансформации р. Теоретические кривые напряжений
токов и магнитных потоков, характеризующие процесс трансформа-
ции для случая активной нагрузки, показаны на рис. 9.12.
Прямоугольной аппроксимации кривой намагничивания соот-
ветствует мгновенный переход от интервала трансформации а к
интервалу трансформации р, а реально этот переход составляет
0,05—0,1 длительности полупериода.
Интервал трансформации а. В интервале трансформации а оба
полустержня он и аг ненасыщены (рис. 9.11, б), а хотя бы один из
полустержней р насыщен.
При насыщении полустсржня Рг ЭДС, наводимая в обмотке
управления wyi2, равна нулю, а ЭДС, наводимая в обмотке управ-
ления а)уВ1, действует по контуру цепи управления р, в которой
имеется только относительно небольшое активное сопротивле-
ние Rw.
В связи с этим катушка обмотки управления по отношению
к первичной обмотке стержня р становится практически замкнутой
накоротко, в результате чего напряжение на первичной обмотке
стержня uu пренебрежимо мало по сравнению с напряжением и^.
Если пренебречь активными и индуктивными сопротивлениями
рассеяния обмоток переменного тока, то интервал а характеризует-
ся следующими уравнениями:
йь=«1, и2=“2«=— «А»
W2/^?H== ^0а:=^1 “Ь ^2^а==9>
/1==—/2^«=И1^//?Н, (9.1)
/о? = ^1”|“^2^Р== о в"(^а — ^₽)»
Ан
/у«=0.
' В обмотке управления стержня а ток равен нулю, поскольку
оба полустержня ai и аг ненасыщены, и напряжение управления
299
Uya уравновешивается разностью ЭДС, наводимых в катушках tt>yai
и 10ув2 в соответствии с уравнениями
/ t/ф < t/ф о \
11 s=:W I gl - —]
ye П dt dt )’ (9.2)
Уравнение для намагничивающего тока стержня 0
aife
М------—(*.-*») (9.3)
Ан
показывает, что МДС обмоток переменного тока этого стержня в
течение интервала трансформации а в положительный полупериод
имеет отрицательное значение и на полустержне 02 складывается
с МДС катушки подмагничивания. Поэтому полустержень 02 насы-
щен и поток в нем равен отрицательному потоку насыщения —<DS.
Ненасыщенный полустержень 01 является как бы сердечником
трехобмоточного трансформатора тока, в котором суммарная МДС
обмоток
+ = 0 (9-4)
и ток, трансформируемый в обмотку подмагничивания,
/у₽==иЛ(^-£«)/Яи- (9.5)
При этом цепь обмотки управления 0 характеризуется урав-
нением
/Уф Лф
(9.6)
/?н dt
так как Фр 2——Ф$, d<byJdt=Q.
В отрицательный полупериод все повторяется, с той только раз-
ницей, что насыщается полустержень 0ь так как теперь на нем
МДС обмоток переменного тока действует согласно с МДС обмотки
подмагничивания.
Переход от интервала трансформации а к интервалу трансфор-
мации 0. К началу интервала трансформации а в положительный
полупериод первичного напряжения магнитный поток в полу-
стержне аг равен отрицательному потоку насыщения, что является
обязательным следствием процесса трансформации в предыдущем
отрицательном полупериоде. Магнитный поток в полустержне ои в
начале интервала трансформации а имеет некоторое значение Фац,
которое определяет длительность интервала трансформации а,
300
заканчивающегося при насыщении полустержня аь когда происхо-
дит скачкообразное изменение вторичного напряжения и токов
(рис. 9.12) таким образом, чтобы
= = ^у₽ = 0; ^уа=^2(^ — £«)• (9.7)
Это связано с тем, что при насыщении полустержня он обмотка
управления а»уа1 становится практически короткозамкнутой и пер-
вичный ток имеет возможность увеличиваться. Во время интервала
трансформации а значение первичного тока не могло быть больше,
чем 14^а|, так как дальнейшему увеличению первичного тока
противодействовала ЭДС, наводимая в первичной обмотке стержня
а. Теперь же первичный ток нарастает до тех пор, пока его увели-
чению не будет препятствовать ЭДС, наводимая в первичной обмот-
ке стержня р при
= (^>8)
Уравнения для интервала трансформации р подобны уравне-
ниям для интервала трансформации а:
а2=и2₽ = —«Л; ^2=“2/Ян=—М=0;
io₽==G“l_^2^3==O» ^«)!=^уа»
Ан
(^Ф81 \ / ^Фй» . ^ФВО \
-%—; <99)
^уа= (^0 ^а) ^?уа 4" ^уа2 ~Т. •
Ан
То обстоятельство, что магнитное равновесие на стержне р воз-
можно при большем значении первичного тока, обусловливает
получающееся чередование интервалов, когда интервал трансфор-
мации а предшествует интервалу трансформации р. Сначала в
процессе нарастания первичного тока основное условие магнитного
равновесия iia>i+i2«’2=0 может быть выполнено для стержня а,
а затем, когда ресурсы этого стержня при насыщении полустержня
ой исчерпаны, после скачкообразного увеличения токов условие
магнитного равновесия выполняется для стержня р.
Влияние напряжений управления на длительность интервалов
трансформации а и р. В результате интегрирования уравнений для
интервалов трансформации аир получаем
Р₽ ^?у« “Г ^уа> (9.10)
1ЛФ₽п= ~Р« ~~л~~' “Ь ^у₽»
Аи
301
где ДФап и ДФцп — изменения потокосцеплений обмоток управления
за полупериодный цикл процесса трансформации;
T/2 772
Г И, dt I U.adt
J la J IP
P« ~ Г/2 ’ P0= Тй •
| u\dt | u\dt
Уравнения (9.10) в явном виде показывают воздействие напря-
жений управления на начальные значения потоков стержней а и
₽—Фаи и Фвц, определяя переход от любого неустановившегося ре-
жима к установившемуся.
В установившемся режиме длительность интервалов трансфор-
мации аир, характеризуемых величинами ра и ps, такова, что па-
дения напряжения на активных сопротивлениях цепей управления
/?ув и /?Ур соответствуют средним значениям напряжений управле-
ния Uya и Uy9:
Pa == ^у₽^?и/1^1сР^а (^₽ ^а) ^?у₽1»
Рз = Uy,RtHU kpfy (fy — /?ув], (9.11)
—и изменения потокосцеплений обмоток управления за полупериод-
ный цикл не происходит. В неустановившихся режимах при дли-
тельности интервалов трансформации аир, определяемой каж-
дый данный полупериод величинами (Ф5—Фац) и (Ф$—Ф₽ц), Напря-
жения управления не уравновешиваются полностью падениями
напряжения на активных сопротивлениях цепей управления.
В результате этого от полупериода к полупериоду происходит
относительно постепенное изменение начальных значений потоков
Фаи и Фри, характеризуемое приращениями за половину перио-
да ДФ.
Это изменение продолжается до тех пор, не будут выполняться
соотношения (9.11). Соответствующая постоянная времени ТРПН
выражается как Ту=/?н/[4/1Я ^(^ —
Интегральное определение коэффициента трансформации ТРПН
в процессе регулирования с учетом уравнений (9.1), (9.9), (9.11)
приводит к выражению &2i=£aPa+&eP(i> соответствующему согласо-
ванному изменению t/ya и Uyt, при котором ра+рр=1.
В процессе регулирования увеличение напряжения управления
Uya приводит к увеличению длительности интервала трансформа-
ции р, характеризуемой значением рц. Одновременно происходит
соответствующее встречное уменьшение Uyt и ра, что создает отно-
сительное увеличение общего коэффициента трансформации Агь
поскольку kt>ka.
Обратное изменение напряжений управления приводит к умень-
шению А2ь и таким образом оказывается возможным регулирова-
ние выходного напряжения в пределах Uika<.Ui<.Uikt.
жп
Автотрансформаторные стабилизаторы напряжения на базе
АТРПН, серийно выпускаемые промышленностью СССР, получили
широкое применение на всех теле- и радиоцентрах, включая Остан-
кинский телецентр в Москве; во многих случаях они используются
для цитания мощных ЭВМ, станков с числовым программным
управлением, подвижных теле- и радиопередающих установок.
Принципиальная схема такого стабилизатора напряжения, на-
зываемого СТС (стабилизатор трехфазный, сухой), приведена на
рис. 9.10, б.
Стабилизация выходного напряжения АТРПН достигается изме-
нением коэффициента трансформации, компенсирующим колебания
входного напряжения. Отклонение выходого напряжения от номи-
нального значения определяется измерительной системой и воздей-
ствует на усилители, которые обеспечивают необходимое регули-
рование токов подмагничивания.
За счет пофазного регулирования коэффициентов трансформа-
ции стабилизируются линейные напряжения независимо от степе-
ни неравномерности нагрузки фаз.
Уникальным свойством стабилизаторов данного типа является
возможность выравнивания несимметрии входных линейных напря-
жений, которая в трехфазных сетях может достигать 10—15%.
Симметрирование выходных линейных напряжений достигается
благодаря одновременному воздействию измерительного органа
данного линейного напряжения на коэффициенты трансформации
тех фаз, которые составляют данное линейное напряжение.
Основные свойства стабилизаторов данного типа СТС-2М пос-
ледней модификации приведены в табл. 9.1.
Регулируемые трансформаторы с полупроводниковой коммута-
цией обмоток. В настоящее время в отечественной и зарубежной
электротехнической практике имеется большое количество разрабо-
ток схем и конструкций трансформаторно-полупроводниковых регу-
ляторов напряжения, относящихся к следующим типам:
1) бесконтактные регулируемые трансформаторы дискретного
типа, имеющие большое число регулировочных ответвлений, пере-
ключаемых в момент перехода коммутируемого тока через нулевое
значение;
2) трансформаторы с плавным фазовым регулированием коэф-
фициента трансформации за счет смещения в пределах полупериода
исходного переменного напряжения момента переключения регули-
ровочных ответвлений, осуществляемого один раз за полупериод;
3) трансформаторы с высокочастотной коммутацией регулиро-
вочных ответвлений и фазовым регулированием коэффициента
трансформации в пределах многократно повторяющихся за полупе-
риод исходного переменного напряжения регулировочных циклов.
В системах дискретного типа регулирование напряжения дости-
гается за счет ступенчатого переключения по двоичному коду по-
следовательно соединенных с помощью тиристоров вольтодобавоч-
303
Таблица 9.1
Основные параметры стабилизаторов СТС-2М *
Тип Входное номи- нальное напря- жение, В Выходное номи- нальное напря- жение, В Пределы изменения напряжения, % Номинальная мощность, кВ • А i Время, восстанов- ления выходного напряжения при скачкообразном изменении напря- жения сети от 0,85 до 1,1 t/H0M КПД, % Коэффициент мощности Масса, кг
СТС2М-10/0,5 220 220 10 0,2 95,5 125
380 380
СТС2М-16/0,5 220 220 + 10 16 0,3 96,5 165
380 380
СТС2М-25/0.5 220 220 —15 25 0,35 96,5 235
380 380 0,93
СТС2М-40/0.5 220 220 40 0,4 97,0 283
380 380
СТС2М-63/0.5 220 220 63 0,4 97,5 425
380 380
СТС2М-100/0,5 220 220 100 0,4 98,0
380 380 525
• 1. Стабилизация выходного напряжения осуществляется по действующему значению
с точностью ±1% от номинального линейного или фазного напряжения при одновременном
воздействии следующих дестабилизирующих факторов:
отклонении напряжения питающей сети от +10 до —15% от номинального;
колебании тока симметричной нагрузки в пределах от 0 до его номинального значения;
изменении коэффициента мощности нагрузки от 1 до 0,7 (индуктивной);
отклонении частоты тока в сети ±3% от номинального значения.
2. При дополнительном воздействии дестабилизирующих факторов вместе с Перечис-
ленными выше стабилизация должна осуществляться с точностью:
±2% при несимметрии токов нагрузки по фазам до 100%;
±3% при несимметрии напряжения сети до 10%.
3. Электрическая схема обладает высокой термостабильностью, что позволяет исполь-
зовать стабилизаторы в условиях районов с холодным климатом и влажных тропиков.
ных секций первичной или вторичной обмотки трансформатора
(рис. 9.13). Коэффициент трансформации изменяется в момент пе-
рехода тока обмотки через нулевое значение путем введения регу-
лировочной секции в цепь нагрузки или обхода секции через соот-
ветствующие тиристорные коммутаторы.
Регуляторы дискретного типа, обладая высокими энергетичес-
кими показателями и обеспечивая регулирование без искажений
формы кривой выходного напряжения, получаются чрезвычайно
сложными и дорогими.
Наряду с наличием в трансформаторе сложной структуры регу-
лировочных обмоток с числами витков, изменяющимися по квадра-
тичному закону, необходимо большое число тиристоров, токоогра-
ничивающих реакторов в регулировочных ответвлениях, информа-
ционно-измерительных элементов для точной индикации перехода
тока через нулевое значение.
304
Рис. 9.13. Регулируемый трансформатор (а) и ав-
тотрансформатор (б) дискретного типа
Значительные сложности связаны с выполнением схем управле-
ния большим количеством тиристоров и созданием на базе ЭВМ
функциональных узлов перебора регулировочных ответвлений для
выполнения задаваемого уровня стабилизации выходного напря-
жения.
Разработки стабилизаторов такого типа, реализованные в про-
мышленной продукции Японии, США и ряде других стран, нашими
электротехническими предприятиями не доведены пока до серийно-
го производства.
Схемы с использованием реактивных элементов для подключе-
ния нижней ступени регулирования. Высокую конкурентоспособ-
ность показали схемы трансформаторных регуляторов напряжения
(рис. 9.14, а, б), в которых отвод нижней ступени регулирования
соединяется с нагрузкой через индуктивность или емкость. Во вто-
Рис. 9.14. Регуляторы с использованием индуктив-
ности (а) и емкости (б) для подключения нижней
ступени регулирования
305
ром случае использование конденсатора наряду с заменой полупро-
водникового коммутатора нижней ступени регулирования позволяет
значительно снизить содержание высших гармонических в выход-
ном напряжении за счет демпфирующего действия конденсатора,
эффективно проявляющегося при так называемом нетрадиционном
фазорегулируемом переключении регулировочных ответвлений, ког-
да переключение сопровождается не увеличением, а уменьшением
мгновенного значения напряжения.
Особенностью данных структур является наличие дополнитель-
ного контурного тока в регулировочной обмотке трансформатора
при включенном состоянии коммутатора высшей ступени регулиро-
вания, что увеличивает расчетную мощность всех элементов систе-
мы. Однако наличие в таких системах регулирования ряда новых
свойств, таких, как значительное улучшение формы кривой регули-
руемого напряжения при сведении к минимуму числа полупровод-
никовых коммутаторов, возможность безынерционного ограничения
импульсных скачков выходного напряжения, обусловленных рез-
кими изменениями входного напряжения или тока нагрузки, воз-
можность работы с выдачей реактивной мощности в первичную
сеть, наряду с предельной простотой конструкции регулятора и схем
управления создало предпосылки высокой конкурентоспособности
с лучшими зарубежными разработками.
Регуляторы напряжения с промежуточным звеном повышенной
частоты. Звено повышенной частоты в трансформаторных регуля-
торах напряжения (рис. 9.15) представляет собой устройство, сос-
тоящее из инвертора, преобразующего входное напряжение в на-
пряжение повышенной частоты с сохранением синусной огибающей,
согласующего трансформатора повышенной частоты, демодулятора,
осуществляющего обратное преобразование напряжения повышен-
ной частоты в напряжение частоты сети.
Широтно-импульсное регулирование напряжения может осу-
ществляться как инвертором, так и демодулятором. Для получения
синусоидального напряжения на нагрузке и потребления из сети
синусоидального тока устанавливаются входные и выходные фильт-
ры, имеющие простейшую Г-образную конфигурацию.
Регуляторы данного типа обладают относительно невысоким
значением коэффициента полезного действия из-за больших потерь
в полупроводниковых коммутаторах, осуществляющих высокочас-
тотную коммутацию, но имеют высокий коэффициент мощности.
Максимальное значение единичной мощности таких регуляторов
составляет около 1 кВ-А и ограничивается в основном использова-
нием в качестве переключающих элементов транзисторов.
Схема с промежуточным звеном повышенной частоты может
применяться как для стабилизации, так и для регулирования на-
пряжения, и перспективы создания конкурентоспособных регулято-
ров и стабилизаторов напряжения данного типа зависят от совер-
шенствования высоковольтных и сильноточных транзисторов.
306
Регуляторы с многократным переключением коэффициента
трансформации за полупериод переменного напряжения. В связи с
ограниченными возможностями выполнения регуляторов напряже-
ния с промежуточным звеном повышенной частоты из-за тяжелых
условий работы большого числа высокочастотных полупроводнико-
вых коммутаторов более предпочтительно высокочастотное пере-
ключение регулировочных ответвлений обычных трансформаторов,
принципиально возможное для любой из рассмотренных схем регу-
ляторов.
Рис. 9.15. Регулятор переменного на-
пряжения со звеном повышенной ча-
стоты
Рис. 9.16. Регулятор с многократным
переключением коэффициента транс-
формации за полупериод переменного
напряжения (а) и кривая его выход-
ного напряжения (б)
Принцип работы такого регулятора можно рассмотреть на при-
мере схемы из двух последовательно включенных автотрансформа-
торов с различными коэффициентами трансформации (рис. 9.16),
имеющих дополнительные обмотки, коммутируемые транзисторами.
Замыкание управляющей обмотки одного из трансформаторов при-
водит к перераспределению напряжения питающей сети на тот
трансформатор, у которого при этом управляющая обмотка обяза-
тельно размыкается.
При выполнении трансформаторов с небольшой индуктивностью
рассеяния коммутируемых обмоток возможна высокочастотная
коммутация, т. е. переключение трансформаторов несколько раз за
полупериод переменного напряжения.
Кривая выходного напряжения при этом имеет ступенчато-си-
нусоидальный вид и может быть легко отфильтрована, особенно с
повышением частоты коммутации. Принцип регулирования напря-
жения основан на изменении в пределах каждого цикла переклю-
чений соотношения между интервалами работы с ббльшим и мень-
307
L,
2i
2i $ $
И
21
2i
Рис. 9.17. Трехфазный трансформатор с
высокочастотным коммутатором в нейт-
рали обмотки ВН
2i$ $
2i
шим коэффициентами трансформации, что позволяет изменять
выходное напряжение в пределах между коэффициентами трансфор-
мации двух последовательно включенных трансформаторов. В ка-
честве коммутаторов в таких регуляторах могут быть использова-
ны транзисторы или тиристоры. Замена транзисторов тиристорами
позволяет значительно повысить мощность регулятора, но требует
системы искусственной комму-
тации. ’
Для стабилизаторов напря-
жения могут использоваться
автотрансформаторные {схемы,
принцип построения которых
показан на рис. 9.17. i
Переключение регулировоч-
ных отводов первичных обмо-
ток осуществляется поочеред-
ным открытием тиристоров Л
и Т2, взаимно коммутирующих
друг друга по принципу парал-
лельного инвертора.
Регуляторы данного типа
целесообразно применять:
1. В качестве централизо-
ванного стабилизированного
источника электропитания пе-
ременного тока при включении
системы коммутации на пер-
вичной стороне обычного пони-
жающего трансформатора.
в режиме стабилизации напря-
жения, позволяет во многих случаях заменить отдельные автотранс-
форматорные стабилизаторы напряжения. При высокочастотной
коммутации можно добиться высокой точности стабилизации не
только в статических, но и в динамических режимах, т. е. отслежи-
вать и регулировать мгновенное значение выходного напряжения.
2. В качестве регулятора напряжения выпрямительных устано-
вок большой мощности, обеспечивающего быстродействующее сим-
метрирование напряжения трехфазной сети.
Использование трансформаторов с высокочастотной коммутаци-
ей для регулирования напряжения выпрямительных установок по-
зволяет дополнить действие систем фильтрации выпрямленного на-
пряжения быстродействующим регулированием амплитудных зна-
чений линейных напряжений, питающих преобразовательный агре-
гат, что позволяет наряду с решением задачи стабилизации
значительно снизить расчетную мощность элементов сглаживаю-
щего фильтра на выходе выпрямителя.
В трехфазных трансформаторах наиболее эффективным вариан-
Такой регулятор, работающий
308
том высокочастотного переключения коэффициента трансформации
является изменение положения нейтрали обмотки ВН, соединенной
в звезду, которое может осуществляться одним общим для трех фаз
коммутатором, состоящим из двух тиристоров, взаимодействующих
по схеме параллельного инвертора (рис. 9.17).
Конструкция силового трансформатора в этом случае не пре-
терпевает каких-либо существенных изменений, за исключением
специального секционирования регулировочной обмотки для све-
дения к минимуму индуктивностей короткого замыкания этой об-
мотки по отношению к остальным обмоткам трансформатора с
целью уменьшения коммутационных потерь.
Трансформаторные ста-
билизаторы напряжения но-
вой серии СТС-4. При ис-
пользовании традиционных
систем фазового регулиро-
вания коэффициента транс-
формации, основанных на
принципе естественной ком-
мутации тиристоров, осуще-
ствляющих в пределах каж-
дого полупериода перемен-
ного напряжения переключе-
ние регулировочных ответ-
влений обмоток, изменение
мгновенного значения вы-
ходного напряжения обяза-
тельно происходит в сторону
увеличения. Только в этом
случае создаются условия
естественной коммутации ти-
ристоров, когда ранее от-
крытый тиристор низшей
Рис. 9.18. Структура трансформаторно-
полупроводникового регулятора напря-
жения с емкостным фильтром (о) и кри-
вая выходного напряжения (б)
ступени регулирования ока-
зывается под обратным на-
пряжением после включения
тиристора высшей ступени
регулирования. Получаемая
при этом, ступенчато-синусоидальная форма выходного напряжения
может сглаживаться только LC-фильтрами, индуктивное сопротив-
ление которых составляет 10—20% от номинального сопротивления
нагрузки, что значительно ухудшает технико-экономические пока-
затели регуляторов.
Введение обратного фазорегулируемого переключения в сторо-
ну уменьшения мгновенного значения выходного напряжения позво-
ляет предельно упростить структуру сглаживающего фильтра вы-
ходного напряжения благодаря исключению силовых реакторов,
309
необходимых для демпфирования скачкообразных изменений вы*
ходного напряжения при переключении в сторону увеличения. При
этом определенное усложнение системы коммутации регулировоч-
ных ответвлений, связанное с необходимостью применения пол-
ностью управляемого полупроводникового коммутатора высшей
ступени регулирования, вполне компенсируется теми преимущест-
вами, которые достигаются благодаря исключению дополнительных
силовых реакторов. Структура двухтактной системы фазового ре-
гулирования выходного напряжения трансформатора с емкостным
сглаживающим фильтром приведена на рис. 9.18.
Работа регулятора строится таким образом, что с начала каж-
дого полупериода переменного напряжения обязательно включен
полностью управляемый коммутатор высшей ступени регулирования
К1 и выходное напряжение соответствует значению {/2=^1^, где
£ wi + в>2—коэффициент трансформации высшей ступени регу-
р Wj
лирования.
Фазовое регулирование коэффициента трансформации осуществ-
ляется за счет изменения момента времени отключения коммута-
тора К1. После размыкания К1 нагрузка трансформатора оказы-
вается подключенной к отводу низшей ступени регулирования че-
рез конденсатор С, напряжение на котором в момент отключения
составляет £7с= (С21—где C2i=^/^o, a ka=----------a>l + W2---
tt’i + W2 + wa
коэффициент трансформации нижней ступени регулирования.
В контуре К/ — w2 — w3 — C циркулирует ток, значение которо-
го ограничивается сопротивлением емкости конденсатора, подобран-
ной таким образом, чтобы этот ток не превышал (0,84-1) /н. При
последующем разряде конденсатора (интервал 0 — у) соотношение
между вторичным и первичным напряжением плавно снижается от
kt до ka. В момент времени, когда напряжение Uc=0, осуществ-
ляется включение коммутатора К2 и начинается интервал, на ко-
тором напряжение U\ трансформируется с коэффициентом ka.
В конце этого интервала, когда напряжение на К2 приближается
к нулю, включается коммутатор К1 и процесс продолжается ана-
логично в следующем полупериоде. Регулирование напряжения осу-
ществляется изменением угла отключения коммутатора К1 в преде-
лах 0 — л. Кривая выходного напряжения не имеет скачкообразных
переходов благодаря сглаживающему действию конденсатора С.
Когда оба коммутатора К1 и К2 на интервале 0 — у находятся в
непроводящем состоянии, ток нагрузки протекает через конденса-
тор С, изменяя напряжение на нем от Uc=Uim(C2i — 1)&вsin0 до
нуля. Включение ключа К2 определяется моментом времени <=0/ш
и относительным значением емкостного сопротивления конденсато-
ра xc*—1/((&RhC). Таким образом, для работы регулятора харак-
терны следующие условия:
1. Включение коммутатора высшей ступени регулирования К1
310
осуществляется с опережением по отношению к переходу питаю-
щего напряжения через нулевое значение на угол а или с большим
опережением, если напряжение на этом коммутаторе раньше мо-
мента времени t=snla может достигать нулевого значения.
2. Напряжение конденсатора на интервале 0 — 0 (до отключе-
ния KI) Uc—Uim(C2i — !)£<» sin со/.
3. Пока конденсатор не разрядился до нуля, коммутатор К2 от-
ключен, одновременно остается отключенным и коммутатор К1. Та-
ким образом, через конденсатор ток нагрузки проходит полностью.
4. Коммутатор К2 замыкается в момент времени, когда Uc—0,
т. е. после смены предыдущей полярности напряжения, что позво-
ляет определять интервал 0 — у на основе уравнения
[cos (<о/+9 — <рс)[ =cos (9 — <рс) —(Сг1 ~ 8.ш 9 ,
cos <рсхс
где <рс = —arctg хс*.
При малых нагрузках возникает изменение последовательности
функционирования коммутаторов, поскольку разряд конденсато-
ра С происходит медленнее и коммутатор К1 включается минуя
интервал у — л. При холостом ходе в интервале (0 — у) напряже-
ние конденсатора С остается неизменным, что приводит к наибо-
лее быстрому повторному включению К1. Вероятность включения
коммутатора К2 увеличивается с уменьшением угла 0 и с увеличе-
нием тока нагрузки.
При активно-индуктивной или емкостной нагрузке цикл пере-
ключений принципиально не изменяется, смещение границ интер-
валов при этом соответствует фазовому сдвигу тока нагрузки.
Исходя из значений выходного напряжения на каждом из интер-
валов и их длительности запишем соотношение между выходным и
входным напряжениями:
_ ^2ср _ Щ — (k9 — ka) [cos 6 + (у — 9)/2]
TP'C₽~ <6Cp “ 2
Коэффициент нелинейных искажений однофазного стабилизато-
ра напряжения с емкостным сглаживающим фильтром может быть
определен по формуле
й
S 4
-------f (912)
а
где i=2, 3,..., 13;
А — кв~~к‘
дк==___
sin [Нс-1)9] +sin [(к- 1)у]
sin [(к+1) у] р,
Л+i J +
311
cos [(к — 1)fl] + cos [(k — 1)' y] cos [(k + 1) fl] 4- cos [(k + 1) y]
2(Jfe—I) 2(fc+l)
I2
(sin2 0 + sin2y)
В случае трехфазного стабилизатора при определении kf линей-
ных напряжений в выражении (9.12) необходимо исключить гар-
моники кратные трем. Расчет cos qpi стабилизатора выполняют по
формуле
sin 2у — sin2 20\ /
~-----Н------- + "-Y +
4 ) \
” (С21 — I)1 /2fl+sin20\ (Cjt + l)2 /у—# sin2y — sin20’
+ х* Д 2 ) + ~2 “ 4 ,
/ sin 2v \
+ J
Наличие в структуре регулятора сглаживающего емкостного фильт-
ра создает на входе регулятора дополнительный емкостный ток, что
способствует в большинстве случаев улучшению коэффициента мощ-
ности электрических сетей, в которых используются стабилизаторы
312
напряжения. Показанные на рис. 9.19 кривые характеризуют сте-
пень искажений выходного напряжения при различных значениях
кратности регулирования и фильтрующей емкости. По мере откло-
нения первичного напряжения от номинального значения коэффи-
циент нелинейных искажений снижается. Значение фильтрующей
емкости выбирают с таким расчетом, чтобы ток в конденсаторе не
превышал (0,84-1) 1иои. Расчетная мощность сглаживающего фильт-
ра получается при этом в пределах 25—30 % от номинальной мощ-
ности регулятора.
О 30 60 90 120 6, град
Рис. 9.19. Изменение коэффициента нелинейных
искажений выходного напряжения в процессе ре-
гулирования в трансформаторно-полупроводнико-
вом регуляторе с емкостным фильтром
Построение схем стабилизаторов напряжения данного типа раз-
работано с применением транзисторных или полностью управляе-
мых тиристорных коммутаторов переменного тока. На рис. 9.20 по-
казана принципиальная электрическая схема одной фазы стабили-
затора напряжения с использованием транзистора в качестве ключа
высшей ступени регулирования. Ключ низшей ступени регулиро-
вания выполнен в виде пары встречно-параллельных тиристоров.
Угол опережения а включения транзистора Л устанавливается
с помощью /?С-цепочек (7?b Ci, С2) в соответствии с вольтсе-
кундной площадью коммутирующего напряжения, необходимой для
изменения токов в переключаемых обмотках.
Фазочувствительная система схемы управления выявляет соот-
ношение фаз тока и напряжения для ключа К1 и при совпадении
фаз дает «разрешение» на отключение коммутатора К1. При встреч-
ном направлении тока по отношению к напряжению обмотки а»2 на-
рушается устойчивость процесса регулирования, так как после от-
ключения К1 происходит не уменьшение, а увеличение выходного
напряжения, и поэтому при таком сочетании направлений тока и
напряжения отключение коммутатора К1 фазочувствительной си-
стемой не допускается.
313
Информация о направлении тока в коммутаторе К.1 восприни-
мается по напряжению на диодах выпрямительного моста этого
коммутатора, а сопоставление полярности входного напряжения с
направлением тока в диодах силового моста осуществляется мат-
рицей из диодов D1 — D4. Смещение момента переключения соз-
дается широтно-импульсным модулятором за счет совместного дей-
ствия пилообразного напряжения, формируемого синхронно с сете-
вым напряжением, и сглаженного напряжения, изменяющегося в
Рис. 9.20. Основные элементы схе-
мы однофазного стабилизатора на-
пряжения с емкостным выходным
фильтром
Рис. 9.21. Структура транс-
форматорно-емкостного ре-
гулятора напряжения па-
раллельного типа
зависимости от отклонения выходного напряжения от заданного
значения.
Схема рис. 9.21 с тиристором в качестве управляемого ключа
высшей ступени имеет узел искусственной коммутации, состоящий
из вспомогательного тиристора Гк, конденсатора Ск и индуктивно-
сти LK. Включение коммутаторов и конденсатора последовательно
с двумя первичными обмотками в данной структуре позволяет по-
очередно создавать схемы повышающего и понижающего автотранс-
форматоров с коэффициентами трансформации
fy=(Wu + w2)/®ii и Л=о’12/(а>12-|-®2).
Рассмотренный принцип регулирования реализуется в этом случае
314
с уменьшением коммутируемых токов пропорционально частичным
коэффициентам трансформации
^112 = Wn/W2 И ^122 = W12/W2
при соответствующем увеличении коммутируемых напряжений. Уро-
вень заряда конденсатора С, сглаживающего форму кривой выход-
ного напряжения, увеличивается при этом до значения
Uс=sin 9 + ,
wn
что вместе с уменьшением коммутируемых токов облегчает комп-
лектацию конденсаторных сборок для регуляторов напряжения
# /---- /
Ugp uCf
Рис. 9.22. Схема трехфазного стабилизатора напряжения
с выходным симметрирующим трансформатором
220/380 В. Трехфазный регулятор напряжения получается соедине-
нием в звезду трех однофазных регуляторов по схеме рис. 9.22.
Для одновременного симметричного регулирования или стабилиза-
ции фазных и линейных напряжений на выходе регулятора вклю-
чен вспомогательный автотрансформатор, устраняющий смещение
нейтрали выходных напряжений, выполненный по трансформатор-
ной схеме с соединением обмоток «звезда — треугольник». При
этом форма кривой выходных фазных напряжений совпадает с фор-
мой линейных напряжений, т. е. значительно улучшается.
Система фазового регулирования коэффициента трансформации
с емкостным сглаживающим фильтром получила реализацию в но-
вой серин трехфазных стабилизаторов напряжения, предназначен-
ных для замены стабилизаторов СТС-2М. Стабилизаторы мощ-
ностью 6,3—25 кВ-А выполнены на основе схем рис. 9.20, 9.22, ста-
315
билизаторы мощностью 40, 63, 100 кВ-А разработаны по схеме
рис. 9.21.
Стабилизаторы напряжения нового типа наряду со снижением
на 30—40 % массы по сравнению со стабилизаторами СТС имеют
лучшие показатели качества формы кривой выходного напряжения,
поскольку коэффициент нелинейных искажений, вносимых стабили-
затором, снижен до 2—3 %.
Стабилизаторы являются универсальными в части одновремен-
ной стабилизации линейных и фазных напряжений и практически
не имеют ограничений по возможности подключения различного
вида индуктивных, емкостных и выпрямительных нагрузок.
Использование полностью управляемого коммутатора высшей
ступени регулирования дает возможность безынерционной защиты
питаемой аппаратуры от превышений напряжения, так как в лю-
бой момент полупериода переменного напряжения возможно от-
ключение высшей ступени и включение низшей ступени с реализа-
цией предельно возможного снижения напряжения на выходе ста-
билизатора по отношению к напряжению первичной сети. Время
восстановления выходного напряжения при уменьшении напряже-
ний питающей сети или включении нагрузки составляет 0,05 с.
Схема регулирования рис. 9.21 может быть распространена на
силовые трансформаторы мощностью 100—1000 кВ-A на напряже-
ние 10 кВ при включении коммутаторов и конденсатора между ре-
гулировочными ответвлениями с разностным напряжением 1—
1,5 кВ.
Вопросы для самоконтроля
1. Почему трансформаторы должны оснащаться системами регулирования
напряжения? Что такое регулирование типов ПБВ и РПН? В чем отличие между
ними?
2. Какие элементы входят в состав схемы РПН и в какой последовательности
осуществляется переключение регулировочных ответвлений трнсформатора под
нагрузкой?
3. Каким образом контактные переключающие устройства могут заменяться
тиристорами?
4. Как осуществляется регулирование в дискретных бесконтактных устройст-
вах? Как выбирают числа витков регулировочных обмоток трансформаторов в
таких схемах?
5. Как осуществляется регулирование напряжения в подмагничиваемых
трансформаторах? В чем их достоинства и недостатки?
6. Как осуществляется регулирование напряжения в трансформаторах с вы-
сокочастотной коммутацией регулировочных ответвлений? Каковы перспективы
применения трансформаторов данного типа?
7. В чем заключаются особенности трансформаторов с плавным фазовым ре-
гулированием коэффициента трансформации и почему такие регуляторы наиболее
широко применяются для питания ЭВМ?
Испытания трансформаторов проводятся при их изготовлении
для проверки качества, а также после текущего и капитального ре-
монтов. Кроме того, испытания для периодического и профилакти-
ческого контроля качества трансформаторов проводят в процессе
их эксплуатации.
§ 10.1. НАЗНАЧЕНИЕ И ВИДЫ ИСПЫТАНИИ
Программа и методы испытаний силовых трансформаторов и их
наиболее важных узлов учтены в соответствующих стандартах: об-
щие технические условия на силовые трансформаторы, включая
программы контрольных испытаний, содержатся в ГОСТ 11677—
85; нормы и методы испытаний на силовые трансформаторы регла-
ментированы ГОСТ 3484—77; испытаний электрической прочности
изоляции — ГОСТ 1516.1—76 и 1516.2—76.
В ГОСТ 16504—74 и ОСТ 160800.230—75 установлены следую-
щие категории контрольных испытаний: квалификационные, при-
емосдаточные, периодические, типовые.
Квалификационные испытания проводят для изделий, осваивае-
мых в производстве. Для изделий установившегося производства
проводят приемосдаточные, периодические и типовые испытания.
Кроме того, в процессе производства трансформаторов и их от-
дельных узлов и деталей при операционном контроле проводят
операционные испытания обмоток, магнитопровода, активной части
и устройства переключения ответвлений.
В программу приемосдаточных испытаний трансформаторов об-
щего назначения, а также большинства специальных трансформа-
торов входят:
1) проверка коэффициента трансформации и группы соедине-
ния обмоток;
317
2) испытание пробы масла или жидкого негорючего диэлект-
рика из бака трансформатора (для определения пробивного на-
пряжения и тангенса угла диэлектрических потерь);
3) испытание изоляции напряжением промышленной частоты,
приложенным от внешнего источника;
4) испытание изоляции напряжением повышенной частоты, ин-
дуцированным в самом трансформаторе;
5) проверка потерь и тока холостого хода;
6) проверка потерь и напряжения короткого замыкания;
7) испытания прочности бака;
8) испытания на трансформаторе устройства переключения от-
ветвлений.
Одновременно с приемосдаточными и квалификационными ис-
пытаниями проводят определенные измерения. В частности, изме-
ряют электрическое сопротивление обмоток постоянному току и со-
противление изоляции обмоток.
Программа периодических испытаний содержит все приемосда-
точные и дополнительные испытания, а также:
1) испытание внутренней изоляции грозовыми импульсами;
.2) испытание на нагрев;
3) испытание бака на механическую прочность при повышен-
ном внутреннем давлении, а для трансформаторов мощностью
1000 кВ-А и более — также и при вакууме;
4) проверка уровня звука для трансформаторов мощностью
100 кВ-А и более.
При квалификационных, а при необходимости и при типовых
испытаниях трансформатор подвергают испытаниям на стойкость
при коротком замыкании.
При испытаниях трансформаторов производится также их внеш-
ний осмотр и проверка на соответствие чертежам.
§ 10.2. ИСПЫТАНИЕ ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ
ПРОЧНОСТИ ИЗОЛЯЦИИ
Испытание изоляции состоит из комплекса испытаний, которые
включают:
определение пробивного напряжения масла или другого жид-
кого диэлектрика, которым заполнен трансформатор;
измерение сопротивления изоляции обмоток;
испытание внутренней изоляции напряжением промышленной
частоты, приложенным от внешнего источника (в течение 1 мин);
испытание повышенным напряжением, индуцированным в са-
мом трансформаторе.
При квалификационных, а при необходимости также при перио-
дических и типовых испытаниях проводят испытания внешней изо-
ляции и испытания напряжением грозовых импульсов (импульс-
ные испытания).
318
Значения испытательных напряжений для обеспечения надеж-
ности и долговечности трансформатора превышают номинальные
и зависят от условий эксплуатации. Трансформаторы, предназна-
ченные для эксплуатации в электроустановках, подвергающихся
Таблица 10.1
Испытательные напряжения промышленной частоты (50 Гц)
Напряжение, кВ Класс напряжения, кВ
До 0.69 з 1 6 10 15 20 35 |110 150 220 330 500 750
Наибольшее ра- бочее — 3,6 7,2 12 17,5 24 40,5 126 172 252 363 525 787,5
Испытательное (одноминутное) 5 18 25 35 45 55 85 200 230 325 460 680 800
воздействию грозовых перенапряжений при обычных мерах грозо-
защиты, испытываются по нормам для нормальной изоляции, а
трансформаторы, предназначенные для эксплуатации в электро-
установках, не подверженных воздействию грозовых перенапряже-
ний, или при специальных мерах грозозащиты — по нормам для
облегченной изоляции.
Изоляция трансформатора до проведения испытаний подвер-
гается обработке в соответствии с установленным технологическим
процессом.
При испытании изоляции напряжением частоты 50 Гц, прило-
женным от внешнего источника, проверяется электрическая проч-
ность главной изоляции (каждой обмотки по отношению к другим
обмоткам, включая отводы и выводы, а также по отношению к ба-
ку, остову и другим заземленным частям трансформатора).
Испытательные напряжения для силовых масляных трансфор-
маторов с нормальной изоляцией по ГОСТ 1516.1—76 приведены
в табл. 10.1.
Испытанию подвергается поочередно изоляция каждой обмотки
при температуре окружающей среды. Испытания производят по
схеме рис. 10.1. При этом испытательное напряжение приклады-
Рис. 10.1. Схема испытания изоляции приложенным напряжением
(испытывается обмотка .ВН):
/ — регулировочный трансформатор; 2 — вольтметр; 3 -* амперметр; 4 — испы-
тательный трансформатор
319
вается между испытываемой обмоткой, замкнутой накоротко, и за-
земленным баком. Все остальные вводы других обмоток соединяют
между собой и заземляют вместе с баком и магнитной систе-
мой. Напряжение к первичной обмотке испытательного трансфор-
матора подводят от генератора переменного тока с регулируемым
возбуждением или от регулировочного автотрансформатора. Испы-
тательное напряжение поднимают плавно и выдерживают в тече-
ние 1 мин. •
Возрастание тока, измеряемого амперметром 3 (рис. 10.1), сни-
жение напряжения, фиксируемое вольтметром 2, обычно указыва-
ют на наличие дефекта в изоляции испытываемого трансформато-
ра. Повреждение в испытываемом трансформаторе проявляется по-
трескиванием и разрядами внутри него.
Трансформатор считается выдержавшим испытание, если в про-
цессе испытания не наблюдалось полного разряда (по звуку), раз-
ряда на защитном шаровом промежутке, выделения газа и дыма
или изменения показания приборов.
Если при испытании отмечены разряды в баке, сопровождаю-
щиеся изменением режима в испытательной установке или появ-
лением дыма, то активная часть трансформатора подлежит осмот-
ру, а при необходимости — разборке для выяснения и устранения
причины разрядов или пробоя.
Пробой изоляции может произойти вследствие следующих при-
чин: недостаточного расстояния или неправильного подбора изо-
ляционных материалов с неодинаковыми диэлектрическими посто-
янными, что создает на каком-либо участке чрезмерную напряжен-
ность поля; нарушения технологического процесса; низкого
качества изоляционных материалов.
Продольная изоляция обмотки (т. е. изоляция между витками,
катушками, слоями и фазами) испытывается повышенным напря-
жением, индуцированным в самом трансформаторе.
Испытание проводят путем приложения к одной из обмоток
двойного номинального напряжения этой обмотки при повышенной
частоте (не более 400 Гц). Повышение частоты необходимо во из-
бежание чрезмерного увеличения индукции и намагничивающего
тока. Испытание проводят по схеме холостого хода напряжением
частоты не менее 2 /ном; продолжительность испытания 1 мин. При
частоте свыше 2/ном длительность испытания уменьшается в соот-
ветствии с формулой
/==60 2/s?4 .,
однако, согласно ГОСТ 1516.2.76, время испытания должно быть
не менее 15 с.
При испытании электрической прочности изоляции используют
специальное оборудование. Устройство для испытания напряже-
нием промышленной частоты состоит из источника питания с регу-
320
лируемым напряжением и испытательного трансформатора (или
промежуточного трансформатора при испытании индуцированным
напряжением), а также аппаратуры для измерения высокого на-
пряжения.
Одноминутное испытательное напряжение частоты 50 Гц для
трансформаторов сверхвысоких классов напряжения составляет
сотни киловольт. Для их получения используют специальные испы-
тательные трансформаторы, причем для получения испытательных
напряжений выше 500 кВ применяюют каскадное включение испы-
тательных трансформаторов. Каскад состоит из двух-трех после-
довательно соединенных трансформаторов, напряжения которых
складываются в общее напряжение каскада.
На рис. 10.2 представлена принципиальная схема соединения
трех однофазных трансформаторов в каскад 1500 кВ. Первый и
второй элементы каскада (со
стороны питания) имеют
третью — возбудительную —
обмотку, служащую для’ пита-
ния первичной обмотки после-
дующего элемента.
Бак первого элемента за-
землен, а баки второго и треть-
Рис. 10.2. Схема испытательного каскада
на 1500 кВ
его элементов изолированы от
земли соответственно на ‘/з и
2/з полного напряжения каска-
да. Изоляция баков от земли
обеспечивается опорной конструкцией с фарфоровыми изоляторами.
Испытания трансформаторов напряжением грозовых импуль-
сов имеют целью проверку импульсной прочности в условиях их
эксплуатации при перенапряжениях, вызываемых атмосферными и
коммутационными перенапряжениями. Нормы и методы испыта-
ний, формы и амплитуды испытательных напряжений установлены
ГОСТ 1516.1—76, 1516.2—76 и 2756—77.
Испытательное напряжение полного импульса представляет со-
бой апериодический импульс напряжения с быстрым подъемом и
более медленным спадом (см. рис. 4.1, а). Длительность импульса
Ти — время от его условного начала до половины спада. Она дол-
жна быть в пределах (50±10) мкс. Длительность фронта импуль-
са Тф — время подъема напряжения от нуля до амплитудного зна-
чения— должна составлять (1,2±0,36) мкс.
Испытательное напряжение срезанного грозового импульса
представляет собой полный импульс, срезанный при предразряд-
ном времени 2—3 мкс (см. рис. 4.1, в). За испытательное принима-
ют наибольшее напряжение 1/=1. Срезанный грозовой импульс
соответствует случаю срабатывания разрядника, а также перекры-
тия воздушной изоляции или защитного промежутка при грозовом
11—1468
321
перенапряжении на подстанции. Испытательные напряжения гро-
зовых импульсов по ГОСТ 1516.1—76 приведены в табл. 10.2.
Как правило, испытанию трансформатора грозовыми импульсами
предшествует его импульсный обмер. При этом измеряют амп-
литуду напряжений между различными точками обмотки при воз-
Таблица 10.2
Испытательные напряжения при испытании грозовыми импульсами
внутренней изоляции трансформаторов
Класс напряжения, кВ Испытательные напряжения, кВ Класс напряжения, кВ Испытательные напряжения, кВ
полный 1 импульс 1 1 срезанный 1 импульс полный импульс срезанный импульс
3 44 50 ПО 480 550
6 60 70 220 750 835
10 80 90 500 1550 1650
20 130 150 750 2175 2300
35 200 225 1
действии импульса небольшой амплитуды, безопасной для изоля-
ции. Результаты импульсного обмера дают возможность ориенти-
ровочно оценить запас электрической прочности, выявить наиболее
опасные участки изоляции, позволяют при необходимости принять
меры по снижению импульсных перенапряжений в обмотке.
Испытания напряжениями грозовых импульсов проводят от ге-
нератора импульсного напряжения
(ГИН), а напряжение измеряют шаро-
вым измерительным разрядником.
Испытание производят путем пооче-
редного приложения по три импульса
к каждому линейному вводу; при этом
другие линейные вводы, бак трансфор-
матора и обмотки, не участвующие в
испытании, заземляют. Схема испы-
тания показана на рис. 10.3.
Оценка результатов испытания про-
водится как в процессе испытания, так
и после его окончания. В ходе испыта-
ния осциллографируют колебания по-
тенциала или тока в обмотке; осцилло-
Рис. 10.3. Схема импульсного
испытания изоляции обмотки:
ГИН— генератор импульсного на-
пряжения; III — шаровой разрядник;
R — токоограннчивающее сопротив-
ление
граммы этих колебаний называют де-
фектограммами. Дефектограммы сравнивают с нормограммами, ко-
торые получают при пониженной амплитуде импульса (до 60% от
испытательного). Если дефектограммы совпадают с нормограмма-
ми и нет других признаков пробоя, трансформатор считают выдер-
жавшим испытание.
Результаты испытания оценивают также по следующим вспо-
могательным признакам: искажение формы воздействующей вол-
322
ны; возникновение акустических колебаний в масле; звук удара в
баке; выделение пузырьков газа или дыма на поверхности масла.
При импульсных испытаниях трансформаторов высокого напряжения требу-
ются импульсные напряжения порядка сотен тысяч киловольт. В качестве источ-
ников таких напряжений применяются генераторы импульсных напряжений (ГИН)
с многоступенчатой схемой. Принцип действия многоступенчатого ГИН заключа-
ется в том, что п параллельно соединенных емкостей заряжают через выпрями-
тель до некоторого напряжения Ut, после чего они путем пробоя ряда искровых
промежутков автоматически переключаются с параллельного на последовательное
соединение. На п последовательно соединенных емкостях напряжение равно nU\.
Кроме испытания изоляции напряжением промышленной часто-
ты и грозовыми импульсами силовые трансформаторы классов на-
пряжения 150—750 кВ проходят испытания при длительном (0,5—
1 ч) приложении напряжения промышленной частоты (1,3—1,5 но-
минального напряжения) при одновременном измерении уровня
частичных разрядов в изоляции. Эти испытания имеют целью вы-
явить частичные повреждения в изоляции, которые могут возник-
нуть при испытании, или дефекты изоляции, которые не выявля-
ются при одноминутном испытании.
Частичный разряд — это разряд, перекрывающий часть изоля-
ционного промежутка между электродами. Частичный разряд
обычно возникает либо на участке с пониженной электрической
прочностью, либо в зоне повышенной напряженности электриче-
ского поля.
Достаточно слабые частичные разряды безопасны для изоля-
ции, однако длительные и интенсивные частичные разряды разру-
шают изоляцию, вызывая ее разрушение, обугливание, выделение
газов. Для предотвращения возможных повреждений в эксплуата-
ции проверяют интенсивность частичных разрядов.
Рост единичных мощностей трансформаторов, увеличение рабо-
чих^напряжений (до 1000 кВ и более), поиски экономически пра-
вильных решений при конструировании поставили в настоящее
время довольно остро вопрос о снижении уровня испытательных
напряжений. Возможности решения этой задачи обеспечиваются
достижениями в совершенствовании аппаратуры, ограничивающей
уровень перенапряжений, воздействующих на изоляцию.
В последние годы ставится вопрос о замене испытаний при на-
пряжении промышленной частоты на испытание, которое имити-
рует коммутационные перенапряжения, имеющие место в процессе
эксплуатации.
В программу квалификационных испытаний предложено ввести
помимо испытаний коммутационными волнами испытание на ча-
стичные разряды при длительной выдержке под напряжением до
1,3 С/ф. ном. При приемосдаточных испытаниях контроль изоляции
должен включать испытание индуцированным напряжением и из-
мерение интенсивности частичных разрядов при напряжении, близ-
ком к рабочему. Окончательные рекомендации по этому вопросу
И* 323
могут быть сделаны после накопления необходимых опытных дан-
ных на заводах-изготовителях трансформаторов и в условиях экс-
плуатации.
§ 10.3. ИСПЫТАНИЕ НА НАГРЕВАНИЕ
При испытании на нагревание определяют превышения темпе-
ратуры обмоток, остова и масла в верхних слоях над температу-
рой охлаждающей среды при номинальных условиях нагрузки и
охлаждения. В трансформаторах, имеющих значительные добавоч-
ные потери от потоков рассеяния в элементах конструкции, опре-
деляют также температуру массивных частей конструкции. ,
Испытание может быть проведено следующими методами:
а) непосредственной нагрузки; б) взаимной нагрузки; в) коротко-
го замыкания и холостого хода (для масляных трансформаторов).
Метод непосредственной нагрузки применяется для испытания
трансформаторов малой мощности (до 10 кВ-А) в заводских ус-
ловиях, а также для проведения тепловых испытаний силовых
трансформаторов на месте их установки.
Метод взаимной нагрузки применяют для испытания трансфор-
маторов малой и средней мощности (в основном для сухих транс-
форматоров). При этом могут быть воспроизведены номинальные
условия работы трансформатора, однако имеются определенные
а — с использованием добавочного трансформатора, пи-
таемого через регулятор напряжения PH; о —с исполь-
зованием регулировочных ответвлений от обмотки
трудности, связанные с установкой дополнительно двух трансфор-
маторов и значительной площади для их установки. Оба трансфор-
матора должны иметь одинаковые номинальные напряжения, груп-
пы соединения и примерно одинаковые мощности. Испытываемый
и вспомогательный трансформаторы соединяются параллельно
(рис. 10.4). В цепи их вторичных обмоток создается небаланс на-
пряжений, вследствие чего по обмоткам протекает циркулирующий
ток, значение которого регулируют до номинального. Небаланс на-
324
пряжений создается с помощью вольтодобавочного трансформато-
ра, который включается последовательно в цепь первичных или
вторичных обмоток (а), или за счет использования регулировоч-
ных ответвлений обмоток (б).
Метод короткого замыкания применяют для испытания на на-
грев масляных трансформаторов большой мощности. При этом
определяют превышения температур обмоток и масла, а для опре-
деления температуры магнитной системы дополнительно проводят
достаточно продолжительное испытание трансформатора в режиме
холостого хода при номинальном напряжении номинальной ча-
стоты.
Схема испытания на нагрев методом короткого замыкания ана-
логична схеме опыта к.з. (см. рис. 1.17). При замкнутой накоротко
одной из обмоток к другой подводят напряжение номинальной ча-
стоты, при котором в обмотках устанавливаются потери, равные
сумме номинальных потерь к. з. при расчетной температуре (РКен)
и потерь х.х. при номинальных напряжении и частоте (Ро):
/кюн I 'О*
Если в процессе нагрева измеряют не потери, а ток, то его зна-
чение определяют из соотношения
IP
* * KVH
ГДв Iном — номинальный ток возбуждаемой обмотки.
Очевидно, что метод к.з. неприменим для сухих трансформато-
ров, так как магнитная система в этом случае практически остает-
ся холодной, отбирая часть теплоты внутренней обмотки; в усло-
виях нормальной работы магнитная система увеличивает нагрев
этой обмотки.
При испытании на нагрев измеряют температуры охлаждающей
среды, масла, магнитной системы и обмоток.
Для трансформаторов с естественными воздушным и масляным охлаждени-
ем, а также с дутьевым охлаждением (типа Д) температуру окружающего воз-
духа (охлаждающей среды) измеряют не менее чем тремя термометрами или
термопарами, расположенными в разных точках вокруг трансформатора. Термо-
метры должны быть надежно защищены от посторонних воздушных течений и
теплоизлучений. Для трансформаторов с масляно-водяным охлаждением за темпе-
ратуру охлаждающей среды принимают температуру охлаждающей воды, изме-
ренную у входа ее в охладитель.
Температуру масла измеряют термометром (или термопарой) в верхниях сло-
ях масла на глубине 50—100 мм ниже уровня крышки.
Температуру магнитной системы измеряют на поверхности верхнего ярма
термопарами.
Температуру обмоток определяют косвенным методом по их электрическому
сопротивлению, измеренному перед включением трансформатора под нагрузку и
пос-ле его отключения. Вследствие хорошей теплопроводности материала обмотки
(медь или алюминий) ее температура успевает понизиться за время (обычно от
50 с до 2 мин) между моментами отключения трансформатора и измерения со-
325
противления. Поэтому измеренное электрическое сопротивление не соответствует
значению, имевшему место при нагрузке. Температуру обмотки определяют гра-
фической экстраполяцией. Строят кривую охлаждения (рис. 10.5) с момента от-
ключения нагрузки, откладывая по оси абсцисс время измерения, а по оси ор-
динат — логарифмы разности электрических сопротивлений (н—rn), (Г2~~гп),
измеренные в моменты ... . Проводя через точки 1, 2, 3, ... прямую, находят
ординату 1g (Го—гп) и определяют сопротивление обмотки rQ в момент отключения
нагрузки, причем г0 — сопротивление, соответствующее последнему отсчету.
Превышение температуры обмотки над температурой окружающего воздуха
0Об4 == (Т + — $окр>
'х
где Т*=235°С для медных обмоток и 7'=245°С для алюминиевых; Ох —темпера-
тура обмотки, при которой перед началом испытания было измерено электриче-
ское сопротивление гх.
Испытание на нагрев мощных трансформаторов до установив-
шегося режима может продолжаться значительное время (до 2 ч
и более). Для ускорения процесса нагрева в начале испытания
допускается форсировать нагрузку или искусственно ухудшать ус-
Рис. 10.5. Графическое Рис. 10.6. Экстраполяция
определение сопротивле- кривой нагревания
ния обмотки в момент от-
ключения трансформато-
ра
ловия охлаждения. При достижении 70 % ожидаемого конечного
превышения температуры устанавливают нормальные условия
охлаждения и режим нагрузки.
В конце нагрева температуры обмоток, магнитопровода и мас-
ла возрастают медленно и требуется значительное время для до-
стижения полностью установившегося теплового режима. Поэтому
для ускорения процесса испытания опыт прекращают и конечные
превышения температуры определяют графической экстраполяци-
ей (рис. 10.6). Правомерность такой экстраполяции следует из
уравнения 0=0 (1 — ert/T).
§ 10.4. ИСПЫТАНИЕ НА СТОЙКОСТЬ
ПРИ КОРОТКОМ ЗАМЫКАНИИ
Назначение этого вида испытания — проверка надежности меха-
нического крепления обмоток, выводов и других деталей трансфор-
матора, а также нагревостойкости изоляции обмоток при воздей-
326
ствии токов короткого замыкания, которые значительно больше но-
минального.
Как указывалось, для предохранения трансформатора от раз-
рушения при токах короткого замыкания принимаются определен-
ные меры при разработке конструкции.
Способность трансформатора выдерживать короткие замыкания
зависит от крепления обмоток в радиальном (расклиновка) и осе-
вом (прессовка) направлениях и от технологии изготовления.
Механические воздействия, возникающие в трансформаторе,
пропорциональны квадрату тока короткого замыкания и могут зна-
чительно деформировать и даже разрушить обмотки, а в результа-
те чрезмерного нагрева, вызванного токами короткого замыкания,
может быть разрушена изоляция.
Правильно спроектированный трансформатор должен выдерживать без по-
вреждений внешние короткие замыкания при испытаниях в соответствии с мето-
дикой, оговоренной соответствующим стандартом или техническими условиями.
Ток короткого замыкания, протекающий по обмоткам, может привести к пере-
греву обмоток и разрушению изоляции. Для исключения возможности разрушения
температура обмоток при установившемся токе короткого замыкания и заданной
длительности не должна превышать следующих температур, °C:
Для масляных трансформаторов с изоляцией класса иагревостойкости А
обмотками из меди................................................ 250
с обмотками из алюминия..........................................200
Для сухих трансформаторов с медными обмотками:
класса иагревостойкости А.......................................... 180
класса Е...........................................................250
классов В, F, Н....................................................350
С алюмиииевыми обмотками:
класса иагревостойкости А...........................................180
классов Е, В, F и Н................................................200
Длительность короткого замыкания не должна превышать 4 с
После ознакомления с расчетными значениями усилий корот-
кого замыкания, с чертежами активной части и устройствами креп-
ления и прессовки обмоток составляют программу испытания, в
которой отражен анализ расчетных данных и дано предваритель-
ное заключение о прочности конструкции, приведены режимы ис-
пытания, а также ряд других моментов, позволяющих правильно
организовать и оценить результаты испытания на стойкость при
коротком замыкании.
До испытания производят осмотр активной части трансформа-
тора для оценки качества изготовления и состояния прессовки об-
моток и устранения при необходимости обнаруженных неисправно-
стей.
Испытание обычно проводится при включении номинального
напряжения со стороны ВН и при замкнутой накоротко стороне
НН, чтобы при испытании оперировать с меньшими токами в пи-
327
тающей трансформатор схеме. Схема испытания представлена на
рис. 10.7.
Испытание состоит из пяти к.з. с установившимся током к. з.
Для оценки результатов испытания и выявления места повреж-
дения применяют различные методы индикации повреждений в
трансформаторах:
1) измерение сопротивления изоляции обмоток после каждого
Рис. 10.7. Принципиальная схема
испытания трансформатора на ди-
намическую стойкость при корот-
ком замыкании:
В — выключатель; Т1 — промежуточный
трансформатор; ТТ — трансформатор
тока; TH — трансформатор напряжения;
Т2 — испытательный трансформатор
державшим испытания.
опыта, что позволяет определить по-
явление замыкания между обмотка-
ми и на корпус;
2) измерение потерь и тока хо-
лостого хода при пониженном нап-
ряжении после каждого опыта к. з.
для выявления возможных ВИТКОВЫХ
замыканий в обмотках испытывае-
мого трансформатора;
3) осциллографирование вибра-
ций и шумов в трансформаторе (из-
менение их уровня указывает на по-
явление повреждения);
4) измерение сопротивления ко-
роткого замыкания zk=UkIIk каж-
дый фазы (изменение сопротивления
более чем на 5% свидетельствует о значительном разрушении об-
моток) .
При удовлетворительных результатах испытаний и после по-
вторных приемосдаточных испытаний трансформатор считают вы-
§ 10.5. ИСПЫТАНИЯ ТРАНСФОРМАТОРОВ
ПРИ МОНТАЖЕ, ЭКСПЛУАТАЦИИ
И РЕМОНТЕ
Монтаж и включение трансформатора в эксплуатацию будут
наиболее экономичными и короткими по времени в том случае, ес-
ли выполнены условия его хранения и транспортировки. Для оцен-
ки состояния изоляции трансформатора в процессе монтажа пе-
ред пуском, после ремонта и в процессе эксплуатации проводится
ряд испытаний, которые включают в себя:
измерение сопротивления изоляции обмоток через 60 с после
приложения постоянного напряжения /?60;
определение отношения значений сопротивлений изоляции, из-
меренных через 60 и 15 с после приложения к ним постоянного
напряжения (определение коэффициента абсорции /?бо/^1в);
измерение угла диэлектрических потерь tgd изоляции обмоток
при приложении к ним переменного напряжения;
измерение изоляционных характеристик масла (пробивного на-
328
пряжения, угла диэлектрических потерь и влагосодержания масла);
определение влагосодержания установленных внутри бака
трансформатора образцов твердой изоляции;
определение отношения емкостей изоляции обмоток, измеренных
при приложении напряжений частоты 2 и 50 Гц (С2/С50);
измерение прироста абсорционной емкости (ДС/С).
Оценка состояния изоляции производства на основании комп-
лекса испытаний.
Допустимые значения изоляционных характеристик для транс-
форматоров классов напряжения до 35 кВ и номинальной мощ-
ностью до 10000 кВ-А приведены в табл. 10.3.
Таблица 10.3
Наибольшие допустимые значения изоляционных характеристик
обмоток трансформаторов
Характе- ристики Состояние трансформатора Температура, °C
10 20 30 50 70
tg в, % Новый 1,2 1,5 2,0 3,4 6,0
Бывший в экс- плуатации 2,5 3,5 5,0 11,0 20
Съ/Сы Новый 1,1 1,2 1,3 — —
Бывший в экс- плуатации 1,2 1,3 1,4 1,6 1,8
м/с, % Новый 13,0 20,0 30,0 — —
Бывший в экс- плуатации Не нормируется
Измерение сопротивления изоляции /?6о и отношение Reo/Ris по-
зволяют выявить грубые дефекты в изоляции перед включением
трансформатора под напряжение, возникшие, например, в резуль-
тате местных загрязнений, увлажнения или повреждения изоляции.
В сочетании с другими показателями эти характеристики позволя-
ют оценить степень увлажнения изоляции.
Измерение сопротивления изоляции обмоток производится мегаомметром на
напряжение 1000 В в трансформаторах класса напряжения до 35 кВ мощностью
до 16 мВ*А, на напряжение до 2500 В с пределами измерения 0—10 000 МОм —
во всех остальных, при температуре не ниже + 10°С. При этом за температуру
изоляции принимают в масляных трансформаторах температуру масла в верхних
слоях, в сухих — температуру окружающего воздуха.
329
Измерения сопротивления изоляции для двухобмоточного трансформатора
проводятся по следующей схеме: первое измерение между обмоткой ВН и баком
при заземленной обмотке НН (сокращенная запись схемы измерения ВН —бак,
НН); второе: НН — бак, ВН; третье — ВН+НН — бак.
Установлено, что сопротивление изоляции зависит от длительности прило-
жения напряжения. По мере увеличения времени до момента отсчета сопротивле-
ние изоляции возрастает. Поэтому отсчет показаний по приборам производится
через определенные промежутки времени: первое через 15 с н второе — через 60 с
после приложения напряжения. При этом измерении определяют отношение
Лабев/одЯи, которое называют коэффициентом абсорбции. Чем однороднее изо-
ляция, т. е. чем меньше в ней включений (влаги, загрязненности и т. д.), тем боль-
ше разница между конечным н начальным показаниями сопротивления изоляции.
Для неувлажненных масляных трансформаторов Клвс должен быть не ме-
нее 1,3.
Измеренное сопротивление изоляции Reo необходимо также
сравнить со значением, измеренным для исследуемого трансформа-
тора в заводских условиях, при этом для неувлажненной изоляции
1?в0^0,7 Reo (зав).
Другим показателем состояния увлажнения изоляции могут слу-
жить диэлектрические потери в изоляции. При этом измеряют
обычно только tg б в долях единицы или процентах; измерение tg б
производят с помощью емкостного моста при напряжении до 10 кВ.
Для определения возможности включения трансформатора в
эксплуатацию после его монтажа без сушки, т. е. для оценки его
увлажнения, можно воспользоваться данными измерений емкости
обмоток.
Метод «емкость — частота» основан на том, что емкость увлаж-
ненной изоляции зависит от частоты приложенного напряжения.
Степень увлажнения определяют по отношению емкости Ct, изме-
реной при частоте 2 Гц, к емкости С50 при частоте 50 Гц и откло-
няю С2/С50 от некоторых нормированных значений. Для измерений
разработаны специальные приборы контроля влажности (ПКВ).
Метод «емкость — время», в котором используется зависимость
емкости объекта от времени разряда на измерительную цепь, по-
зволяет определить даже незначительное увлажнение изоляции.
Оценка состояния изоляции производится по значению прироста
емкости ДС за время разряда (1 с) к значению геометрической
емкости С. Полученные значения ДС/С сравнивают с нормирован-
ными, указанными в табл. 10.3. Измерения по этому методу осу-
ществляются с помощью специально разработанных приборов ти-
па ЕВ («емкость — время»), основанных на принципе однократно-
го заряда и разряда емкости изоляции обмоток.
Для количественной оценки увлажнения твердой изоляции в
трансформаторах большой мощности (5НОм^80 мВ-А) заклады-
вают контрольные образцы изоляции (макет).
Макет состоит из набора пластин электроизоляционного карто-
на толщиной 0,5—3,0 мм. Устанавливают набор на верхнюю ярмо-
вую балку во время сборки трансформатора и вместе с трансфор-
матором подвергают термовакуумной обработке. По влагосодержа-
ззо
нию образца судят об увлажнении изоляции, по влагосодержанию
нескольких образцов различной толщины можно судить о глубине
проникновения влаги в изоляцию.
§ 10.6. ПОВРЕЖДЕНИЯ ТРАНСФОРМАТОРОВ,
ДИАГНОСТИКА СОСТОЯНИЯ
ТРАНСФОРМАТОРА
Анализ возможных повреждений, которые позволяют выявить
определенные испытания, проведен в соответствующих разделах
этой главы.
Опыт многолетней эксплуатации трансформаторов позволяет в
определенной мере классифицировать типичные виды повреждений,
их признаки, возможные причины и способы выявления.
Для примера рассмотрим некоторые из повреждений.
Магнитопровод
При наличии дефекта в межлистовой изоляции возможны пе-
регревы, вызываемые вихревыми токами или токами в коротко-
замкнутых контурах, образованных в результате нарушения изо-
ляции массивных деталей состава от активной стали.
В ряде случаев возможна конденсация влаги на поверхности
масла. Попадая на верхнее ярмо, влага проникает между пласти-
нами активной стали в виде водомасляной эмульсии, разрушает
межлистовую изоляцию, вызывая коррозию стали.
Под воздействием указанных причин ухудшается состояние
масла (понижается температура вспышки, повышается кислот-
ности), увеличиваются потери холостого хода.
Для выявления повреждений такого вида рекомендуется про-
извести внешний осмотр при вынутой активной части трансформа-
тора; провести анализ масла, проверить измерениями изоляцию
стальных деталей остова от активной стали и т. д.
Обмотки
Наиболее характерным видом повреждений в обмотках являет-
ся вигковое замыкание. Причиной его может быть разрушение изо-
ляции из-за старения вследствие естественного износа или дли-
тельных перегрузок при недостаточном охлаждении. Нарушение
изоляции витков может произойти, например, вследствие механи-
ческих повреждений при коротких замыканиях.
Признаками повреждения являются работа газовой защиты, не-
нормальный нагрев, разные сопротивления фаз постоянному току
и т. д.
Выявление места повреждения также возможно при внешнем
осмотре активной части, с помощью измерения сопротивления об-
моток постоянному току, а также специальных измерений.
Достаточно подробные сведения по основным видам поврежде-
ний можно получить из книг, посвященных ремонту трансформа-
торов.
331
На трансформаторах мощностью от 1000 кВ-А устанавливается
газовое реле (ГР), являющееся элементом защиты трансформато-
ра, устанавливаемым непосредственно на трансформаторе. При по-
вреждениях внутри трансформатора происходит выделение газов,
в результате которого происходит срабатывание реле.
О причинах действия газовой защиты и о характере поврежде-
ния можно судить на основании анализа скопившегося в реле га-
за, определяя его количество, горючесть, цвет и химический состав.
Контроль за работой газовой защиты, анализ ее позволяют выявить
повреждения на ранней стадии их возникновения и в ряде случаев
оперативно устранить определенные неполадки в работе трансфор-
матора.
Разработка и установка трансформаторов высокого класса на-
пряжения и больших мощностей предъявляют повышенные требо-
вания к их эксплуатационной надежности, качеству и методам про-
филактического контроля состояния изоляции трансформаторов в
эксплуатации.
Описанные методы контроля состояния изоляции трансформато-
ров не позволяют обнаруживать частичные повреждения изоляции
в начальной стадии их развития и не указывают на предполагае-
мый характер и степень имеющегося повреждения.
Поэтому одним из наиболее перспективных направлений в ис-
следовании повреждений работающих трансформаторов является
периодический анализ содержания растворенных в масле газов,
определяемых хроматографическим методом.
Вопросы для самоконтроля
1. Дайте характеристику категорий контрольных испытаний трансформаторов
и их краткую программу.
2. Какие испытания входят в комплекс испытания электрической прочности
изоляции?
3. Какими методами проводятся испытания на нагрев?
4. По каким показателям производится оценка состояния изоляции трансфор-
матора в процессе эксплуатации?
5. Какие методы регистрации повреждений используются для оценки резуль-
татов испытаний трансформатора на стойкость при коротком замыкании?
6. Какие признаки позволяют выявить повреждения магнитопровода транс-
форматора?
11
Стандартизация
в трансформаторо-
строении.
Краткий обзор основных типов
силовых трансформаторов
выпускаемых
в СССР
Стандартизация — установление единых норм и требований,
предъявляемых к сырью, полуфабрикатам, готовым изделиям и
материалам. Она является одним из основных средств обеспечения
качества выпускаемой продукции, важным средством внедрения но-
вой техники.
Стандартизация в трансформаторостроении
В СССР выпускается большое количество трансформаторов различных ти-
пов, предназначенных для работы в самых разнообразных областях промышлен-
ности и техники и отличающихся друг от друга условиями работы, характером
нагрузки или режимом работы. Для установления единых требований к транс-
форматорам, отражающих условия их работы в процессе эксплуатации, а также
характеристики современного состояния и возможностей трансформаторостроения,
введен ряд государственных стандартов. Так, выпускаемые в настоящее время
силовые масляные трансформаторы общего назначения должны соответствовать
требованиям следующих государственных стандартов:
ГОСТ 16110—82
ГОСТ 11677—85
ГОСТ 9680—77
ГОСТ 721—74
ГОСТ 721—77
ГОСТ 12022—76
ГОСТ 11920—85
ГОСТ 12965—85
ГОСТ 17544—85
Трансформаторы силовые. Термины и определения
Трансформаторы силовые. Общие технические требования
Трансформаторы силовые мощностью 0,01 кВ*А и более.
Ряд номинальных мощностей
Сети электрические и присоединяемые к ним источники и
приемники электрической энергии. Напряжения номиналь-
ные
Системы электроснабжения, сети и источники, преобразова-
тели и приемники электрической энергии. Номинальные на-
пряжения свыше 1000 В
Трансформаторы трехфазные силовые масляные общего на-
значения мощностью от 25 до 630 кВ*А на напряжение до
35 кВ включительно. Технические условия
Трансформаторы силовые масляные общего назначения до
35 кВ включительно. Технические условия
Трансформаторы силовые масляные общего назначения
классов напряжения 110 и 150 кВ. Технические условия
Трансформаторы силовые масляные общего назначения
классов напряжения 220, 330, 500 и 750 кВ. Технические
условия
333
ГОСТ 18619—80
ГОСТ 14074—76
ГОСТ 3484—77
ГОСТ 20243—74
ГОСТ 1516.1—76
ГОСТ 1516.2—76
ГОСТ 20690—75
ГОСТ 24687—81
ГОСТ 14209—85
ГОСТ 12.2.007.2—75
Трансформаторы силовые сухие общего назначения на на-
пряжение до 660 В. Технические условия
Трансформаторы силовые трехфазные сухие защищенные
общего назначения мощностью от 160 до 1600 кВ*А на на-
пряжение от 6 до 15,75 кВ. Основные параметры и 'иехии-
ческие требования
Трансформаторы силовые. Методы испытаний
Трансформаторы силовые. Методы испытаний на стойкость
при коротком замыкании
Электрооборудование переменного тока на напряжения от
3 до 500 кВ. Требование к электрической прочности изо-
ляции
Электрооборудование и электроустановки переменного тока
на напряжение 3 кВ и выше. Общие методы испытания
Нормы и методы испытаний электрической прочностж для
трансформаторов класса напряжения 750 кВ
Трансформаторы силовые и реакторы электрические. Степе-
ни защиты
Трансформаторы силовые масляные общего назначения. До-
пустимые нагрузки
Трансформаторы силовые и реакторы электрические. Тре-
бования безопасности
В зависимости от мощности и класса напряжения силовые трансформаторы
подразделяют на восемь габаритов (см. табл. 11.1). Для отличия по конструк-
тивным признакам, назначению, мощности и напряжению все трансформаторы
Таблица 11.1
Классификация силовых трансформаторов
общего назначения по габаритам
Номера габаритов Диапазон мощности, кВ > А Класс напряжения, кВ
I До 100 До 35 (включительно)
II Свыше 100 до 1000 То же
III » 1000 » 6300 »
IV » 6300 »
V До 32 000 До ПО (включительно)
VI Свыше 32 000 до 80 000 До 330 (включительно)
VII » 80 000 > 200 000 То же
VIII » 200 000 независимо от Выше 330
мощности
подразделяют на типы, которым присваивается условное обозначение. Структур-
ная схема условного обозначения типа трансформатора имеет следующий вид;
X -х/х х-х
Буквенное обозначение типа ______I I
Номинальная мощность трансформа-________________|
тора, кВ*А
Класс напряжения обмотки ВН ______________________
Дополнительное буквенное обозначе-
ние
Климатическое исполнение и катего-
рия размещения
334
(Буквенное обозначение типа трансформатора содержит следующие обозна-
чения:
А-Аавтотрансформатор (трансформатор обозначения не имеет);
Э — (трансформатор для дуговых сталеплавильных печей (электропечей);
О или Т — однофазный или трехфазный трансформатор;
Р — эасщепленная обмотка НН (см. § 1.8);
условное обозначение вида охлаждения трансформатора — по табл. 7.1;
3 — трансформатор с естественным масляным охлаждением или с охлажде-
нием негорючим жидким диэлектриком с защитой при помощи азотиой по-
душки (см. § 7.3) без расширителя;
Л — трансформатор с литой изоляцией (см. § 4.7);
Т —трансформатор трехобмоточный (двухобмоточные. обозначения не имеют);
Н — трансформатор с устройством переключений регулировочных отводов под
нагрузкой РПН (устройство для переключения регулировочных отводов без
возбуждения ПБВ не обозначается);
С — трансформатор для собственных нужд электростанций;
В —трансформатор взрывобезопасный;
М — трансформатор многоцелевого назначения для питания цепей управления,
местного освещения и сигнализации станков, электроинструмента и автома-
тики;
Ш — трансформатор для угольных и сланцевых шахт.
Дополнительное буквенное обозначение характеризует область применения
спец] альных силовых трансформаторов и содержит следующие обозначения:
А - трансформатор для частотно регулируемого асинхронного электропривода;
Б - трансформатор для буровых установок;
В - трансформатор для возбудителей синхронных генераторов;
Г - - трансформатор для гальваностегии;
Ж --трансформатор для электрифицированного железнодорожного транспорта;
И --трансформатор для инверторных агрегатов тяговых подстанций железных
дорог;
М - - трансформатор для подстанций метрополитена;
П --трансформатор для дуговых вакуумных печей;
Р - трансформатор для преобразователей, работающих по перекрестной схеме
С
ЭК-
фров
дар™
пов, 1
Уловное обозначение климатического исполнения и категории размещения
см. в|габл. 11.2 и 11.3.
электроприводов постоянного тока;
--трансформатор для частотно регулируемого синхронного электропривода;
трансформатор для электроприводов экскаваторов.
Следует отметить, что приведенный перечень буквенного обозначения типов
трансформаторов далеко не полный, и это особенно касается специальных транс-,
форматоров и трансформаторов малой мощности, номенклатура которых весьма
многообразна. Так, в ГОСТ 20938—75 «Трансформаторы малой мощности. Тер-
мииь и определения» указано 45 видов трансформаторов малой мощности, рас-
шифрвка которых заняла бы слишком много места. При затруднении в расши-
। е буквенного обозначения типа трансформатора следует обратиться к стаи-
и или техническим условиям на трансформаторы конкретных групп или ти-
1 це в обязательном порядке приводится структура их обозначения.
габл. 11.2 и 11.3.
Таблица 11.2
Условные обозначения климатических исполнений трансформаторов
Климатические исполнения
Дл| эксплуатации в районах с умеренным климатом
То же, с умеренным н холодным климатом
То рее, с вл/.жным тропическим климатом
Условные
обозначения
У
УХЛ
ТВ
335
Продолжение табл.//7.2
Климатические исполнения Условные обозначе! ня
То же, с сухим тропическим климатом То же, как с сухим, так и влажным тропическим климатом Для эксплуатации во всех районах на суше, кроме районов с очень холодным климатом (общеклиматическое исполнение) Для эксплуатации в районах с умеренно-холодным морским климатом То же, с тропическим морским климатом То же, как с умеренно-холодным, так и тропическим морским климатом Для эксплуатации во всех районах на суше и на море, кро- ме районов с очень холодным климатом (всеклиматическое ис- полнение) ТС Т О м тм ом в
Таблица 11.3
Условные обозначения категорий размещения трансформаторов
Характеристика категорий размещения Условные обозначения
Для эксплуатации на открытом воздухе
Для эксплуатации под навесом или в помещениях, где коле-
бания температуры и влажности воздуха несущественно отли-
чаются от колебаний на открытом воздухе и имеется сравни-
тельно свободный доступ наружного воздуха
Для эксплуатации в закрытых помещениях с естественной
вентиляцией без искусственно регулируемых климатических
условий, где колебания температуры и влажности воздуха и
воздействие песка и пыли существенно меньше, чем на откры-
том воздухе
Для эксплуатации в помещениях с искусственно регулируе-
мыми климатическими условиями
Для эксплуатации в помещениях с повышенной влажностью
1
2
3
4
5
Согласно ГОСТ 9680—77, все однофазные и трехфазные силовые трансфор-
маторы и автотрансформаторы мощностью от 0,01 кВ*А и выше должны соответ-
ствовать следующему ряду номинальных мощностей, кВ-А:
0,010 0,100 1,00 10,0 100 1000 10 000 100 000 1 00 )000
(0,012) 0,(125) (1,25) (12,5) (125) (1250) (12 500) 125 000 125 ) 000
0,16 0,160 1,60 16,0 160 1600 16 000 160 000 160 ) 000
(0,020) (0,200) (2,00) (20,0) (200) (2000) (20 000) 200000 2 ОС ) 000
0,025 0,250 2,5 25,0 250 2500 25000 250 000 2 50 Ь ооо
320 3200 32 000
(0,032) (0,315) (3,15) (31,5) (315) (3150) (31 500) (315 000) 3 15 >000
0,040 0,400 4,00 40,0 400 4000 40 000 400 000 4 00 ) 000
(0,050) (0,500) (5.00) (50,0) (500) (5000) (50 000) 500 000 5 00 ) 000
0,063 0,630 6,30 63,0 630 6300 63 000 630 000 6 3С ) 000
(0,080) (0,800) (8,00) (80,0) (800) (8000) 80 000 800 000 8 00 Ьооо
Трансформаторы с номинальными мощностями, указанными в скобках, спу-
скаются только как специальные. Однофазные трансформаторы, предназначение
для-работы в трехфазной группе, выпускаются с номинальными мощностям!, со-
ставляющими 7з номинальных мощностей, приведенного ряда.
336
Номинальные напряжения силовых трансформаторов определяются ГОСТ
721-*74 и 721—77 и должны соответствовать указанным в табл. 11.4.
Таблица 11.4
Номинальные межфазные (линейные) напряжения, кВ
Сети и преемники Трансформаторы и автотрансформаторы без РПН Трансформаторы и автотрансформаторы с РПН Наибольшее рабочее напряжение
первичные обмотки вторичные обмотки первичные обмотки вторичные обмотки
0,22 0,22 0,23 -
0,38 0,38 0.40 •—
0,66 0,66 0,69 —— —- ——
3 3 и 3,15 3,15 и 3,3 — 3,15 3,6
6 6 и 6,3 6,3 и 6,6 6 и 6,3 6,3 и 6,6 7,2
10 10 и 10,5 10,5 и 11,0 10 и 10,5 10,5 и 11,0 12,0
10 20 22 20 и 21,0 22,0 24,0
!5 35 38,5 35 и 36, 75 38,5 40,5
10 121 ПО и 115 115 и 121 126
150 165 158 158 172
2110 242 220 и 230 230 и 242 252
зЗо 347 330 330 363
500 500 525 600 —- 525
730 750 787 750 787
1150 1150 1200 — — 1200
В преобразовательных трансформаторах номинальные напряжения первичных
(сетевых) обмоток соответствуют значениям, указанным в табл. 11.4, а номи-
нальные напряжения вторичных обмоток должны иметь такое значение, чтобы
номинальные выпрямленные напряжения преобразователей, согласно ГОСТ
16772—77, соответствовали следующему ряду:
12; 24; 36; 48; 60; 80; 115; 230; 300; 345; 460; 600; 660; 825; 1050; 1200;
1650; 3300; 4000; 6600; 8000; 14 000; 20 000 В.
При этом трансформаторы должны изготовляться для преобразователей с но-
минальными выпрямленными токами, соответствующими следующему ряду:
4; 10; 16; 25; 40; 50; 63; 100; 125; 160; 200; 250; 320; 400; 500; 630; 800;
1000; 1250; 1600; 2000; 2500; 3200; 4000; 5000; 6300; 10 000; 12 500; 16 000; 20 000;
25 000; 31 500; 40 000; 50 000; 63 000; 100 000 А.
Технические данные силовых трансформаторов
Технические данные некоторых типов двухобмоточных силовых трансформа-
торов общего й специального назначения, выпускаемых в СССР, приведены в
табл. 11.5—11.10.
В табл. 11.5 приведены данные масляных трансформаторов общего назначе-
ния классов напряжения 10; 35 и 110 кВ, соответствующих ГОСТ 12022—76 (мощ-
ность 25—630 кВ-А), ГОСТ 11920—85 (мощностью 1000—80 000 кВ-А) и ГОСТ
12965—85 (мощностью 2500—400 000 кВ-A). Трансформаторы мощностью 25 —
630 кВ* А изготовляются с обмотками из алюминиевого провода. Трансформаторы
мощностью 25—400 кВ*А выпускаются с переключением ответвлений без возбуж-
дения— ПБВ+2Х2,5%. Трансформаторы мощностью 400 кВ-A и выше выпуска-
ются как с ПБВ, так и с регулированием напряжения под нагрузкой — РПН±
±4X2,5%, ±6X1,5%, ±8X1,25%, ±8X1,5%, ±10X1,5%, ±9X1,78%. Трансфор-
маторы выпускаются по двум уровням потерь холостого хода и тока холостого хода.
Для первого уровня значение потерь н токи холостого хода соответствует дан-
337
Таблица П.5
Трансформаторы силовые масляные общего назначения
классов напряжения 10, 35, ПО кВ
Тип трансформатора Потери. кВт % к % Габариты, мм Масса, т
Ро р. L в Я
ТМ-25/10 0,13 0,6 4,5 3,2 1120 460 1125 0,38
ТМ-40/10 0,175 0,88 4,5 3,0 1120 480 1270 0,485
ТМ-63/10 0,24 1,28 4,5 2,8 1120 560 1400 0,8
ТМ-100/10 0,33 1,97 4,5 2,6 1200 800 1470 0,72
ТМ-160/10 0,51 2,65 4,5 2,4 1200 1020 1600 1,1
ТМ-250/10 0,74 4,2 4,5 2,3 1310 1050 1760 1,425
ТМ-400/10 0,95 5,9 4,5 2,1 1400 1080 1900 1,9
ТМ-630/10 1,31 8,5 5,5 2,0 1750 1275 2150 3,0
ТМ-1000/10*
ТМ-1600/10*
ТМ-2500/10* — —- — — —— — ——
ТМ-4000/10 5,2 33,5 7,5 0,9 3900 3650 3900 8,65
ТМ-6300/10 7,4 46,5 7,5 0,8 4300 3700 4050 12,2
ТМН-1000/35 2,1 11,6 6,5 1,4 3700 1550 3600 7,0
ТМН-1600/35 2,75 16,5 6,5 1,3 3700 1550 3650 8,0
ТМН-2500/35 3,9 23,5 6,5 1,0 3700 2250 3750 10,0
ТМН-4000/35 5,6 33,5 7,5 0,9 4020 3350 3800 12,9
ТМН-6300/35 7,6 46,5 7,5 0,8 4250 3420 4080 16,8
ТДНС-10000/35 12 60 8,0 0,75 4500 3150 4880 23,0
ТДНС-16000/35 17 85 10 0,7 6100 3080 5250 35,8
ТДНС-25000/35 25 115 10,5 0,65 6600 4300 5350 55,0
ТДНС-32000/35 29 145 12,7 0,6 6600 4300 5350 61.0
ТДНС-40000/35 36 170 12,7 0,5 6800 4500 5500 70,0
ТДНС-63000/35 50 250 12,7 0,45 7000 4600 6400 75,0
ТМН-2500/110 5,5 22 10,5 1,5 4200 2600 4100 18,5
ТМН-4000/110 •
ТМН-6300/110 10 44 10,5 1,0 5800 4200 5000 28,4
ТДН-10000/110 14 58 10,5 0,9 5800 3500 5300 31,0
ТДН-16000/110 18 85 10,5 0,7 6000 3500 5500 41,5
ТДН-25000/110 25 120 10,5 0,65 5900 4600 5400 52,0
ТДН-40000/110 34 170 10,5 0,55 6000 5700 4700 68,0
ТДН-63000/110 50 245 10,5 0,5 6700 5200 6200 87,5
ТДН-80000/110 58 310 10,5 0,45 7400 5300 6800 105
ТДЦ-125000/110 120 400 11 0,55 7500 4700 7000 160
ТДЦ-200000/110 170 550 10,5 0,5 14400 5500 7000 162,7
ТДЦ-250000/110 200 640 10.5 0,5 14000 6900 7000 172,5
ТДЦ-400000/1Ю 320 900 10,5 0,45 15550 6800 7200 286
• Значение параметров трансформаторов устанавливаются по результатам приемочных
испытания.
иым, приведенным в табл. 11.5. Причем предельные отклонения от указанных
в табл. 11.5 должны быть не более 15% по потерям холостого хода и +30% по
току холостого хода. Для второго уровня значение потерь и тока холостого хода
несколько выше, но не более чем на 10% по потерям холостого хода и 30% по
току холостого хода от данных, приведенных в табл. 11.5, с учетом предельных
отклонений. Магнитопроводы трансформаторов с наименьшими потерями изготов-
ляют из стали марки 3405 толщиной 0,30 мм и других более высококачественных
сталей (марок 3406, 3407, 3408 и др.).
338
В табл. 11.6 приведены данные масляных трансформаторов общего назначе-
ния мощностью 32 000—1 000 000 кВ*А классов напряжения 220, 330, 500 и 750 кВ,
соответствующих ГОСТ 17544—85. Трансформаторы выпускаются как без регу-
лирования напряжения, так и с регулированием типа ПБВ ±2x2,5% и РПН
±12X1%.
Таблица 11.6
Трансформаторы силовые масляные общего назначения классов
напряжения 220, 330, 500 и 750 кВ
Тип трансформатора Потери, кВт % 1’о» % Габариты, мм Масса, т
Ро L в Я
ТРДН-32000/220 45 150 11,5. 0,65 8400 5550 7850 ПО
ТРДНС-40000/220 50 170 11,5 0,60 8150 5300 7300 105
ТРДН-63000/220 70 265 11,5 0,50 8800 5350 8150 150
ТД-80000/220 79 340 11 0,45 6350 4450 5450 160
ТРДЦН-100000/220 102 360 12,5 0,65 9450 4200 8070 165
ТДЦ-125000/220 120 380 11 0,55 10500 5350 8700 175
ТЦ-160000/220 ♦ — — —~ —• •—
ТДЦ-200000/220 130 660 11 0,40 12600 5600 7550 215
ТДЦ-250000/220 207 600 11 0,50 11400 4200 8800 250
ТДЦ-400000/220 280 870 11 0,45 12900 6400 8000 355
ТНЦ-630000/220 400 1200 12,5 0,35 13800 5300 8200 455
ТНЦ-1000000/220 480 2200 11,5 0,40 14850 5450 9000 520
ТДЦ-125000/330 125 380 11 0,55 10500 5350 8700 165
ТДЦ-200000/330 180 520 11 0,50 10500 5250 9000 215
ТЦ-250000/330 214 605 11 0,50 11250 5800 9100 250
ТЦ-400000/330 300 790 11,5 0,45 11400 4500 9500 330
ТНЦ-630000/330 345 1300 11,5 0,35 14800 5650 8800 455
ТНЦ-1000000/330 480 2200 11,5 0,4 14750 5450 8950 520
ТНЦ-1250000/330 715 2200 14,5 0,55 14050 5500 8570 595
ТДЦ-250000/500 205 590 13 0,45 11150 5350 9850 275
ОРЦ-333000/500 ♦ — — —. —. —— •—
ТЦ-400000/500 315 790 13 0,45 11150 6200 9950 355
ОРЦ-417000/500 — — — — — —- ——
ОРНЦ-533000/500 230 1260 13,5 0,35 11150 4500 10150 360
ТЦ-630000/500 420 1210 14 0,40 12350 6150 9900 425
ТНЦ-1000000/500 570 1800 14,5 0,45 13250 5600 10250 556
ОРЦ-417000/750 320 1800 14 0,35 11150 5850 11400 375
ОРЦ-533000/750 * — — — — — — —-
* Значение параметров трансформатора устанавливаются по результатам приемочных
испытаний.
Табл. 11.7 содержит данные сухих трансформаторов общего назначения мощ-
ностью 10—1600 кВ-A классов напряжения 0,66; 10; 15 кВ, соответствующих
ГОСТ 18619—80 и 14074—76. Обмотки трансформаторов выполняются из алю-
миниевого провода со стеклоизоляцией класса иагревостойкости В. Трансформа-
торы мощностью 10—160 кВ-А выпускаются с ПБВ±1х5%, а трансформаторы
мощностью 160—1600 кВ*А —с ПБВ ±2x2,5%.
В СССР выпускается много разнообразных силовых трансформаторов спе-
циального назначения, применяемых в различных отраслях народного хозяйства.
Для питания электрических печей выпускаются специальные электропечные
339
Таблица 11.7
Трансформаторы силовые сухие общего назначения классов
напряжения 0,66; 10; 15 кВ
Тип трансформатора Потери, кВт % k, % Габариты, мм Масса, т
Ро L В Н
ТС-10/0,66 0,075 0,28 4,5 7,0 650 360 580 0,135
ТС-16/0,66 0,1 0,4 4,5 5,8 710 400 600 0,165
ТС-25/0,66 0,14 0,56 4,5 4,8 770 440 640 0,22
ТС-40/0,66 0,2 0,8 4,5 4,0 840 460 740 0,80
ТС-63/0,66 0,28 1,05 4,5 3,3 920 500 840 0,42
ТС-100/0,66 0,39 1,45 4,5 2,7 1010 540 900 0,56
ТС-160/0,66 0,56 2,0 4,5 2,3 1045 540 910 0,71
ТС-160/10 0,7 2,7 5,5 4,0 1800 950 1700 14
ТСЗ-250/10 1,0 3,8 5,5 3,5 1850 1000 1850 13
ТСЗ-400/10 1,3 5,4 5,5 3,0 2250 1000 2150 24
TC3-630/10 2,0 7,3 5,5 1,5 2250 1100 2300 34
ТСЗ-1000/10 3,0 11,2 5,5 1,5 2400 1350 2550 4,6
ТСЗ-1600/10 4,2 16,0 5,5 1,5 2650 1350 3200 6,5
ТСЗ-250/15 1,1 4,4 8,0 4,0 2300 1200 1850 2,2
ТСЗ-400/15 1,4 6,0 8,0 3,5 2450 1200 2150 2,7
TC3-630/15 2,3 8,7 8,0 2,0 2450 1350 2350 4,0
ТСЗ-1000/15 3,2 12,0 8,0 2,0 2550 1350 2750 5,0
ТСЗ-1600/15 4,3 16,0 8,0 2,0 2600 1350 3200 6,8
трансформаторы. Технические данные трехфазных трансформаторов для дуговых
сталеплавильных печей приведены в табл. 11.8 (ГОСТ 7207—79).
Для питания электроприемников, устанавливаемых в шахтах, выпускаются
взрывобезопасные трансформаторы, технические данные которых в диапазоне мощ-
ностей 63—1000 кВ*А приведены в табл. 11.9 (ГОСТ 1554—79).
Таблица 11.8
Трансформаторы трехфазные для дуговых сталеплавильных печей
Номиналь- ная мощность, кВ. А Напояжение ВН, В Предельные значения НН при холостом ходе, В Число ступеней напряжения V, на ступени наибольшего вторичного напряже- ния, % Схема и группа соединения обмоток
630 1250 6 000 216—98 225—103 32,4 ♦ 31,5 ♦
2 000 4 000 8 000 10 000 243-116 281—118 318—120 12 27,45 ♦ 20,65 ♦ 14,01 ♦ Д-У/Д-0-11
12 500 10 000 35 000 370,5—90,5 370-128 23 6,5 Д/Д-6 У/Д-11
20 000 407—144 22 9,6 Д-У/Д-0-11
32 000 35 000 465—159 22 8,0 Д-У/Д-0-11
50 000 590—200 19 5,0 д/д-о
340
Продолжение табл. 11.8
Номиналь- ная мощность, кВ • А Напряжение ВН, в Предельные значения НН при холостом ходе, В Числю ступеней напряжения "к иа ступени наибольшего вторичного напряже- ния, % Схема и группа соединения обмоток
80000- 110 000 — — — —
125000- — —* —
* Значения параметров указаны с учетом реактивного сопротивления токоограничи-
вающего реактора, встроенного в бак трансформатора.
•• Значения параметров устанавливаются в соответствии с требованиями потребителей.
Для питания тиристорных электроприводов постоянного тока выпускаются
преобразовательные трансформаторы мощностью 2500—20 000 кВ*А классов на-
пряжения 6 и 10 кВ. В табл. 11.10 приведены данные для наименьшего и наи-
большего по мощности трансформатора серии (ГОСТ 23733—79).
Таблица 11.9
Трансформаторы рудничные силовые взрывобезопасные
Тип трансформатора Номинальные напряжения, кВ «к* % Габариты, мм Масса, т
L в н
ВН I НН
ТСВ-63/6 6,0 0,40 0,69 3,5 2300 1170 1200 1,50
ТСВ-100/6 6,0 0,40 0,69 3,5 2500 1170 1240 1,70
ТСВ-160/6 6,0 0,40 0,69 3,5 2500 1170 1280 1,90
ТСВ-250/6 6,0 0,40 0.69 3,5 2800 1170 1380 2,55
ТСВ-400/6 6,0 0,40 0 69 3,5 2700 1170 1500 3,20
ТСВ-630/6 6,0 0,40 0,69 1,20 3,5; 4,5 3000 1170 1580 4,35
ТСВ-630/10 10,0 0,69 1.20 5,5 3200 1170 1600 4,50
ТСВ-800/6 6,0 0,69 1,20 4,5 3000 1170 1600 5,20
341
Продолжение табл. 11.9
Тип трансформатора Номинальные напряжения, кВ мк* % Габариты, мм Масса, т
L В Н
ВН НН
ТСВ-800/10 10,0 0,69 1,20 5,5 3200 1170 1600 5,40
ТСВ-1000/6 6,0 0,69 1,20 4,5 3300 1170 1600 5,70
ТСВ-1000/10 10,0 1,20 6,0 3400 1170 1600 5,80
Для питания электроустановок на судах выпускаются сухие однофазные
трансформаторы мощностью 0,25—1000 кВ*А, напряжением до 400 В, частотой
50 и 400 Гц (ГОСТ 9879-76).
Т аблица 11.10
Трансформаторы масляные для тиристорных электроприводов постоянного тока
Тип трансформатора ВН НН Преобразо- ватель Потери, кВт “к» % /о. % Масса, т
мощность, кВ - А напряжение, В напряжение, В ток, А напряжение, В ток, А £
ТМП-2500/10 2300 6000 10000 403 3270 460 4000 4,5 21,6 7,3 1,40 9,-
2040 6000 10000 577 2010 660 2500 4,9 15,5 5,7 5,8 1,50
2510 6000 711 825 22.0 7.0 1,40
ТДНПД-200000/10 6280 6210 7990 10000 711 703 905 5140 825 1050 12500 29,5 25,0 78,0 116 5,5 8,1 1,50 0,75 56
6390 4080 1000 78,0 6,5 0,95
342
Таблица 11.11
Трансформаторы трехобмоточные силовые масляные общего назначения
классов напряжения 35, 110, 150, 220 кВ
Тип трансформатора Потери, кВт у» % ^О* * % Габариты, мм Масса, т
Ро Р* | вн-сн вн-нн сн-нн L в н
ТМТН-6300/35 12,0 55 7,5 7,5 16,0 ij 5200 4300 4500 29,0
ТДТН-10000/35 19,0 75 8,0 16,5 7,0 1,0 6000 4300 5200 37,0
ТДТН-16000/35 28,0 115 8,0 16,5 7,0 0,95 6500 4500 5500 47,0
ТДТН-6300/110 12,5 52 10,5 17,0 6,0 1,1 6100 4400 5100 34,5
ТДТН-10000/110 17,0 76 10,5 17,5 6,5 1,0 6400 3700 5500 43,3
ТДТНШ-10000/110 17,0 76 10,5 17,5 6,5 1,0 6400 3700 5500 43,3
ТДТН-16000/110 21,0 100 10,5 17,5 6,5 0,8 6400 4400 5200 51,4
ТДТНШ-16000/110 21,0 100 10,5 17,5 6,5 0,8 6400 4400 5200 51,4
ТДТН-25000/110 28,5 140 10,5 17,5 6,5 0,7 6600 4800 6000 65,0
ТДТНШ-25000/110 28,5 140 10,5 17,5 6,5 0,7 6600 4800 6000 65,0
ТДТН-40000/110 39,0 200 10,5 17,5 6,5 0,6 6800 4800 6400 6400 83,0
ТДТНШ-40000/110 39,0 200 10,5 17,5 6,5 0,6 6800 4800 83,0
ТДТН-63000/110 53,0 290 10,5 18,0 7,0 0,55 7200 5300 6700 117,5
ТДТН-80000/110 64,0 365 11,0 18,5 7,0 0,5 8500 4900 7100 124,0
ТДТН-16000/150* — — — — —
ТДТН-25000/150* — — — — »— •Ч»
ТДТН-40000/150 * — — — , —
ТДТН-63000/150 • — —• .
ТДТН-25000/220 45 130 12L5 20,0 6,5 0.9 9600 5150 8050 120
ТДТН-40000/220 54 220 12,5 22,0 9,5 0,55 9000 5350 7350 ПО
ТДТН-6300/220* — —
• Значение параметров устанавливается по результатам приемочных испытаний.
В табл. 11.11 приведены характеристики трехобмоточных масляных трансфор-
маторов общего назначения мощностью 6300—80000 кВ А классов напояжения
*200 кВ ^ветствуюгцих ГОСТ 11920—85, ГОСТ 12965—85 и
ГОСТ 17544—85. Применение трехобмоточных трансформаторов позволяет умень-
шить первоначальную стоимость установки по сравнению с эквивалентной по пе-
редаваемым мощностям группой двухобмоточных трансформаторов.
Вопросы для самоконтроля
1. Назовите основные виды применяемых в настоящее время трансформа-
торов.
2. На сколько габаритов подразделяются силовые трансформаторы общего
мерь?ЧеНИЯ В зависимости от мощности и класса напряжения? Приведите При-
S. Приведите структурную схему условного обозначения типа трансформатора.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
В условиях научно-технической революции темпы развития
электротехнической промышленности во многом определяют техни-
ческий прогресс практически во всех отраслях промышленности,
прежде всего в металлургии, станкостроении, транспорте, связи,
приборостроении и др.
Решение новых задач, стоящих перед трансформаторостроени-
ем, связано с дальнейшим переходом отрасли на интенсивный путь
развития, внедрением ресурсо- и энергосберегающих технологий,
современных методов исследований, конструирования и испытаний
трансформаторов, применением более совершенных изоляционных
и проводниковых материалов.
В развитии трансформаторостроения необходимо отметить сле-
дующие тенденции:
повышение единичной мощности трансформаторов, которое яв-
ляется одним из основных направлений снижения затрат на изго-
товление и эксплуатацию оборудования, вместе с повышением
надежности трансформаторов предельных мощностей за счет созда-
ния моноблочных транспортабельных конструкций и обязательно-
го проведения испытаний на динамическую стойкость. Уже в две-
надцатой пятилетке намечается разработка автотрансформатора
ЗХЮ00 МВ-А, 1150/500 кВ. В перспективе до 2000 г. будет повы-
шена мощность блочных трансформаторов с напряжением 1150 кВ
до ЗХЮ00 МВ-А, с напряжением 500—750 кВ до 1600—2000 МВ-А.
Наряду с этим начаты научно-исследовательские работы по созда-
нию автотрансформаторов с высшим напряжением 180Q кВ мощ
ностью 3X2000 МВ-А;
освоение производства литых трансформаторов и трансформа-
торов с пространственным магнитопроводами для повышения тех-
нического уровня при одновременном сокращении металлоемкости
и трудоемкости самой массовой продукции — распределительных
трансформаторов мощностью до 1000 кВ-А;
улучшение характеристик электротехнических сталей, техниче-
ские параметры которых и уровень автоматизации магнитопровод-
344
ного производства являются определяющими при оценке конкурен-
тоспособности и технического уровня трансформаторов, с уменьше-
нием толщины стали до 0,23, а возможно, и до 0,15 мм;
полное техническое перевооружение магнитопроводных произ-
водств с введением автоматической шихтовки плоских магнито-
проводов и автоматической навивки пространственных магнито-
проводов;
повышение уровня механизации намотки обмоток за счет осна-
щения заводов новыми горизонтально-намоточными станками для
намотки обмоток трансформаторов;
повышение качества проводниковых материалов с внедрением
склеивающихся транспонированных проводов и расширением но-
менклатуры упрочненных проводов;
создание автоматизированных систем испытанний трансформа-
торов и управления технологическими процессами;
широкое внедрение САПР, автоматизации конструирования
сложных узлов трансформаторов в режиме графического диалога
с использованием программно-технических комплексов АРМ2;
широкое применение стандартизации в соответствии со стандар-
тами СЭВ и рекомендациями Международной электротехнической
комиссии (МЭК).
В решении поставленных задач ведущая роль принадлежит ра-
ботникам заводов и отраслевых научна-исследовательских и про-
ектно-конструкторских институтов. Существенную помощь работ-
никам трансформаторостроения оказывают ученые и преподавате-
ли высших учебных заведений нашей страны, а также выпускники
вузов — молодые специалисты — будущие строители коммунисти-
ческого общества.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
Основная
1. Брускин Д. Э., Зорохович А. Е., Хвостов В. С. Электрические машины.
Ч. I.—М.: Высшая школа, 1987.
2. Вольдек А. И. Электрические машины.—Л.: Энергия, 1978.
* 3. Иванов-Смоленский А. В. Электрические машины.—М.: Энергия, 1980.
4. Копылов И. П. Электрические машины.—М.: Энергоатомиздат, 1986.
5. Костенко М. П.» Пиотровский Л. М. Электрические машины. Ч. I.— Л.:
Энергия, 1972.
6. Петров Г. Н. Электрические машины. Ч. I.— М.: Энергия, 1974.
Дополнительная
7. Антонов М. В., Герасимова Л. С. Технология производства электрических
машин.—М.: Энергоатомиздат, 1982.
8. Аншин В. 111., Крайз А. Г., Мейксон В. Г. Трансформаторы для промышлен-
ных электропечей.— М.: Энергоатомиздат, 1982.
9. Аншин В. Ш., Худяков 3. Т. Сборка трансформаторов и их магнитных сис-
тем.— М.: Высшая школа, 1985.
10. Булгаков А. А. Новая теория управляемых выпрямителей.— М.: Наука,
1970.
11. Васютинский С. Б. Вопросы теории н расчета трансформаторов.—Л.:
Энергия, 1970.
12. Герасимова Л. С., Дайнега И. А. Технология н оборудование производства
трансформаторов.—М.: Энергия, 1971.
13. Голунов А. М., Сещенко Н. С. Охлаждающие устройства масляных транс-
форматоров.—М.: Энергия, 1976.
14. Голунов А. М., Мазур А. Л. Вспомогательное оборудование трансформа-
торов.— М.: Энергия, 1978.
15. Дробышевский А. А., Левицкая Е. И. Исследование собственных частот
колебаний обмоток и их влияние на осевые усилия короткого замыкаиня//Электро-
техника. 1978. № 4. С. 50—53.
16. Зенова В. П., Лурье А. И., Мильман Л. И. Стойкость сжимаемых обмоток
трансформаторов при действиях радиальных усилий короткого замыкаиия//Элек-
тротехника. 1975. № 4. С. 39—42.
17. Испытание мощных трансформаторов н реакторов/Г. В. Алексеенко,
А. К. Ашрятов, Е. В. Веремей, Е. С. Фрид.— м.: Энергия, 1978.
\Ъ. Каганович Е. А., Райхлин И. М. Испытание трансформаторов мощностью
до 6300 кВ*А и напряжением до 35 кВ.— М.: Энергия, 1980.
19. Лейтес Л. В. Электромагнитные расчеты трансформаторов и реакторов.—
М.: Энергия, 1981.
20. Лурье А. И. Осевые усилия в обмотках трансформаторовУ/Электричество.
1972. № 4. С. 23-31.
346
21. Магнитопроводы силовых траисформаторов/Л И. Майорец, Г. И. Пше-
ничный, Я- 3' Чечелюк и др.—М.: Энергия, 1973.
22. Окунь С. С., Сергеенков Б. H.t Киселев В. М. Трансформаторы и трансфор-
маторно-тиристорные регуляторы-стабилизаторы напряжения.—М.: Энергия, 1969.
23. Панибратец А. Н., Савельев М. П. Расчет электродинамической стойкости
обмоток трансформаторов на ЭВМ//Электротехника. 1978. № 4. С. 45—47.
24. Петров Г. Н. Трансформаторы.—М.: ОНТИ, 1934.
25. Петров Г, И., Наяшков И. С. Электродинамические силы в трансформа-
торах//Электричество. 1955. Ха 8. С. 39—46.
26. ПоруОоминский В, В. Устройства переключения трансформаторов под на-
грузкой.—М.: Энергия, 1974.
27. Ривкин Г. А. Преобразовательные устройства. — М.: Энергия, 1970.
28. Сапожников А. В. Конструирование трансформаторов.— М.—Л.: Госэнер-
гоиздат, 1959.
29. Тихомиров П. М. Расчет трансформаторов.—М.: Энергоатомиздат, 1986.
30. Фишлер Я, X., Урманов Р. Н. Преобразовательные трансформаторы. — М.:
Энергия, 1974.
предметный указатель
Автотрансформатор 58
Анизотропия магнитных свойств стали
97
Арматура бака трансформатора 251
Бак трансформатора 241
Балка ярмовая 109
Бумага кабельная 130
— крепированная изоляционная 133
— телефонная 133
Ввод трансформатора 171
Гармоники высшие намагничивающего
тока трансформатора ПО
Гетинакс 159
Группы соединения обмоток 47
Диаметр стержня трансформатора 106
Диаграмма векторная трансформато-
ра 39
— преобразования мощности 40
Диэлектрик газообразный 249
— жидкий 135
— твердый 132
Емкость входная 146
поперечная 147
— продольная 147
Защита обмоток от импульсных пере-
напряжений 154
Изменение вторичного напряжения 53
Изоляция бумажно-бакелитовая 134
— внешняя 145, 171
— главная 144, 158
— основные типы конструкций 158
—^направления усовершенствования
348
— продольная 144
— в сухих трансформаторах 175
— испытания 318
Индукция в магнитопроводе 98
Испытания трансформатора 317, 332
Картон электроизоляционный 133
Класс напряжения трансформатора
117
— изоляции по нагревостойкости 132
Коэффициент заполнения круга 107
— полезного действия 53
— Роговского 181
— трансформации 27
Лакоткань электроизоляционная 134
Лента хлопчатобумажная 134
Магнитопровод трансформатора 20,
102
— броневой 102
— бронестержневой 102
— плоский 22, 103, 105
— пространственный 22, 103
— навитой 105, 106
— стержневой 102
— стыковой 104
Масло трансформаторное 135
Материалы магнитные 97
— проводниковые 129
— электроизоляционные 131
Мощность автотрансформатора про-
ходная 59
---- расчетная 59
-------- электрическая 59
— трансформатора активная 39
------ реактивная 39
------намагничивающая удельная 146
------электромагнитная 39
Нагревание трансформатора 238
Нагрузка трансформатора несиммет-
ричная 69
Напряжение испытательное 319
— короткого замыкания трансформа-
тора 45, 68, 204
---------активная составляющая
45
---------реактивная составляющая
46
— номинальное трансформатора 38
Нейтраль обмотки 47, 82, 95
Обмотка трансформатора 117
---- винтовая 122
----из фольги 124
— — концентрическая 117
----непрерывная катушечная 122
----цилиндрическая 188
----чередующаяся 177
Оборудование вспомогательное систем
охлаждения масляных трансформа-
торов 246
Остов трансформатора ПО
Охлаждение трансформатора 238
Перенапряжения импульсные 145
— коммутационные 145
— атмосферные 142, 145
Повреждения трансформатора 372
Потери в обмотках трансформатора
—,-----добавочные 177, 195
—------основные 177, 202
— удельные в стали 101
— в элементах конструкций транс-
форматора 105
— короткого замыкания 44, 202
— холостого хода 43, 57
Поток магнитный основной 24, 33, 113
— рассеяния 25, 34, 177
— нулевой последовательности 78
Прессовка стержней магнитной систе-
мы 108
Прочность изоляции электрическая
145, 154
Радиатор 243
Расширитель трансформатора 247
Расчет магнитной цепи трансформато-
ра 115
— на ЭВМ электродинамической
стойкости обмоток 232
— поля рассеяния трансформатора
178
Регулирование напряжения в транс-
форматорах 280
Реле газовое 250
Силы механические в обмотках 206
-------динамические 227
-------осевые 214
------- радиальные 221
Соединение обмоток в звезду 47
---в зигзаг 47
---в треугольник 47
Способы снижения добавочных по-
терь 196
Сталь электротехническая горячеката-
ная 98
--- холоднокатаная 99
Стандартизация в трансформаторо-
строении 333
Стержень магнитопровода 21
Сушка трансформатора 140
Схема замещения трансформатора 40
Трансформатор 334
— активная часть 240
— параллельная работа 66
— двухобмоточный 20
— многообмоточный 62
— преобразовательный 252
— трехобмоточный 63
Ток короткого замыкания трансфор-
матора 203
— холостого хода трансформатора 24
Транспозиция параллельных проводов
122, 191
Угол магнитной системы 106
Электрическая прочность изоляции
172, 183
Ярмо магнитопровода трансформато-
ра 21, 107
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие............................................................ 3
Введение............................................................... 4
§ ВЛ. Место и применение трансформаторов в энергетике .... 4
§ В.2. Трансформаторы линий электропередачи и электростанций 7
§ В.З. Трансформаторы промышленных и сельских распредели-
тельных электрических сетей................................... 9
§ В 4. Специальные трансформаторы. Трансформаторы электрон-
ной техники и аппаратуры............................*. . . . И
§ В.5. Основные научные и конструкторские работы по совершен-
ствованию трансформаторов.................................... 14
§ В.6. Современные методы исследования и расчетов с примене-
нием ЭВМ и создание систем автоматизированного про-
ектирования (САПР)........................................... 16
Глава 1. Электромагнитные процессы в трансформаторах................ 19
§ 1.1. Принцип работы и устройство трансформатора......... 19
§ 1.2. Режим холостого хода трансформатора.................. 24
§ 1.3. Работа трансформатора при нагрузке................... 32
§ 1.4. Схема замещения...................................... 40
§ 1.5. Обозначения, схемы и группы соединения обмоток транс-
форматора ................................................. 47
§ 1.6. Изменение вторичного напряжения и КПД трансформато-
ра при нагрузке............................................ 53
§ 1.7. Автотрансформаторы................................... 58
§ 1.8. Многообмоточные трансформаторы....................... 62
§ 1.9. Параллельная работа трансформаторов.................. 66
§ 1.10. Несимметричная нагрузка трехфазных трансформаторов 69
Глава 2. Магнитные системы трансформаторов......................... 97
§ 2.1. Электротехнические стали, применяемые в трансформаторо-
строении.................................................... 97
§ 2.2. Конструкции магнитопроводов трансформаторов........ 102
§ 2.3. Особенности процесса намагничивания трехфазных транс-
форматора .................................................. ПО
§ 2.4. Переходный намагничивающий ток при включении транс-
форматоров .................................................113
§ 2.5. Расчет магнитной цепи трансформатора................. 115
Г л а в а 3. Обмотки трансформаторов................................. 117
§ 3.1. Типы и конструкции обмоток . . . . ;.................. 117
§ 3.2. Основные изоляционные узлы и детали................... 125
§ 3.3. Проводниковые и электроизоляционные материалы ... 129
§ 3.4. Технологический процесс изготовления обмоток.......... 135
Г л а в а 4. Изоляция в трансформаторах............................ 142
§ 4 1. Факторы, воздействующие на изоляцию............... 142
§ 4.2. Классификация изоляции.............................. 144
§ 4.3. Перенапряжения, воздействующие на изоляцию. Анализ
явлений при перенапряжениях............................... 145
§ 4.4. Обеспечение электрической прочности изоляции при им-
пульсных перенапряжениях.................................. 154
§ 4.5. Основные типы изоляционных конструкций трансформато-
ров ...................................................... 158
350
§ 4.6. Направления усовершенствования изоляции............. 173
$ 4.7. Изоляция в сухих трансформаторах.................... 175
Глава 5. Поле рассеяния и добавочные потери в трансформаторах ... 176
§ 5.1. Виды добавочных потерь и явления, определяющие их воз-
никновение ............................................... 176
§ 5.2. Расчет поля рассеяния............................... 178
§ 5.3. Потери в обмотках от вихревых токов............ 1$4
§ 5.4. Потери в обмотках от циркулирующих токов............ 191
$ 5.5. Потери в стенках бака и других стальных элементах конст-
рукции трансформатора..................................... 195
$ 5.6. Способы снижения добавочных потерь................. 196
§ 5.7. Расчет индуктивного сопротивления рассеяния трансфор-
матора ................................................... 199
$ 5.8. Переходный процесс при коротком замыкании трансформа-
тора ..................................................... 203
Глава 6. Электродинамическая стойкость трансформаторов при коротких
замыканиях........................................................... 206
$ 6.1. Электродинамические воздействия на обмотки и элементы
конструкции трансформаторов................................. 206
$ 6.2. Магнитное поле в области обмоток и его расчет........ 210
§ 6.3. Осевые силы в обмотках трансформаторов. Статический
подход к их расчету...........................,............. 214
$ 6.4. Радиальные силы в трансформаторах, расчет прочности и
устойчивости обмоток........................................ 221
$ 6.5. Динамические силы при коротком замыкании трансформа-
тора ....................................................... 227
$ 6.6. Резонансные электродинамические процессы в обмотках
трансформаторов............................................. 229
§ 6.7. .Расчет на ЭВМ электродинамической стойкости обмоток
трансформаторов............................................. 232
Глава 7. Нагревание и охлаждение трансформаторов...................238
$ 7.1. Нагрев, теплопередача и нормы допустимых температур
частей трансформатора....................................... 238
§ 7.2. Системы охлаждения трансформаторов.................. 240
§ 7.3. Вспомогательное оборудование систем охлаждения масля-
ных трансформаторов......................................... 246
Глава 8. Трансформаторы преобразовательных установок............. 252
$ 8.1. Классификация трансформаторов, применяемых в преобра-
зовательной технике......................................... 252
$ 8.2. Коммутация тока между фазами преобразовательного
трансформатора.............................................. 256
$ 8.3. Параметры преобразовательных трансформаторов в зависи-
мости от схем выпрямления................................... 259
§ 8.4. Трансформаторы для питания выпрямителей электролизных
установок в цветной металлургии и химической промышлен-
ности ...................................................... 267
$ 8.5. Трансформаторы для электрифицированного транспорта . . 270
§ 8.6. Трансформаторы для вентильных возбудителей синхронных
машин....................................................... 273
§ 8.7. Применение трансформаторов в импульсных преобразова-
телях .......................................................276
Глава 9. Регулирование напряжения в трансформаторах............... 280
§ 9.1. Основные способы регулирования напряжения трансформа-
торов ...................................................... 280
351
§ 9.2. Механические системы регулирования................... 284
§ 9.3. Тиристорно-механические системы регулирования напряже-
ния ........................................................ 286
§ 9.4. Системы бесконтактного регулирования напряжения транс-
форматоров, применяемые для автоматической стабилиза-
ции и симметрирования напряжения трехфазной сети . . . 294
Глава 10. Испытания трансформаторов.................................. 317
§ 10.1. Назначение и виды испытаний......................... 317
§ 10.2 Испытание электрической прочности изоляции........... 318
§ 10.3. Испытание на нагревание............................. 324
§ 10.4. Испытание на стойкость при коротком замыкании .... 326
§ 10.5. Испытание трансформаторов при монтаже, эксплуатации
и ремонте................................................... 328
§ 10.6. Повреждения трансформаторов, диагностика состояния
трансформатора.............................................. 331
Глава И. Стандартизация в трансформаторостроении. Краткий обзор ос-
новных типов силовых трансформаторов, выпускаемых в СССР 333
Заключение........................................................... 344
Список литературы.................................................... 346
Предметный указатель................................................. 348
Учебное издание
Сергеенков Борис Николаевич,
Киселев Валентин Михайлович,
Акимова Наталия Абрамовна
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ МАШИНЫ
ТРАНСФОРМАТОРЫ
Заведующая редакцией Н. И. Хрусталева. Редактор И. Г. Волкова.
Младший редакторы Г. Г. Бучина и Е. В. Судьенкова.
Художник Ю. Ф. Федичкин. Художественный редактор В. И. Мешалкин.
Технический редактор А. К. Нестерова. Корректор Г. И. Кострикова
ИБ Кв 7491
Изд. Кв СТД-596. Сдано в набор 10.04.89. Подп. в печать 10.11.89.
Т—16389. Формат 60X88’/ie. Бум. офсетная Кв 2. Гаанитура литературная.
Печать офсетная. Объем 21,56 усл. печ. л.+форз. 0,25 усл. печ. л.
21,81 усл. кр.-отт. 22,71 уч.-изд. л.+форз. 0,28 уч.-изд. л.
Тираж 20 000 экз. Зак. 1468. Цена 1 р. 20 к.
Издательство «Высшая школа», 101430, Москва, ГСП-4,
Неглинная ул., д. 29/14.
Московская типография № 8 Госкомпечати СССР.
101898, Москва, Центр, Хохловский пер., 7.