Санкт-Петербург
(343) 271-64-55
ул. Белградская, 52/1
2716455@mail.ru

0 товар(ов)
0 руб.
Оформить заказ
 

Главная / Расчет трансформатора ч.2

Расчет трансформатора ч.2

3.5. ПРОЕКТИРОВАНИЕ ОТДЕЛЬНОГО ТРАНСФОРМАТОРА ПО ОБОБЩЕННОМУ МЕТОДУ

Задача проектирования трансформатора может быть поставлена различным образом. Если необходимо рассчитать трансформатор применительно к требованиям стандарта или трансформатор, являющийся промежуточным типом в уже известной серии, то для такого трансформатора можно считать заданными не только мощность, частоту, число фаз и напряжения обмоток, но также и параметры холостого хода и короткого замыкания. Это налагает определенные ограничения на проект трансформатора, что, впрочем, не затрудняет, а облегчает задачу проектировщика, потому что сокращает число необходимых расчетных вариантов.

Так, может быть поставлена задача при необходимости перепроектировать один из трансформаторов серии, чтобы привести его в соответствие с требованиями нового стандарта или при замене одного из активных материалов другим, например одной марки стали другой или медных обмоток алюминиевыми.

При проектировании новой серии трансформаторов задача осложняется тем, что при расчете каждого трансформатора необходимо установить не только его оптимальные размеры, но также и параметры холостого хода и короткого замыкания. Решение этой задачи, достаточно сложной и требующей выполнения большого числа расчетных вариантов, может быть получено путем проведения ряда расчетов каждого трансформатора серии с определенными ограничениями его параметров и варьированием этих ограничений. Методика проектирования новых серий подробно рассмотрена в гл. 12. При этом проектирование отдельного трансформатора становится одним из элементов проектирования трансформатора новой серии.

При проектировании отдельного трансформатора должны быть заданы значения ряда параметров и некоторые условия. К ним относятся: мощность трансформатора, частота, число фаз, напряжения обмоток, режим нагрузки, место установки, система охлаждения, некоторые требования стандарта, а также параметры холостого хода и короткого замыкания. Некоторые данные должны быть выбраны до начала расчета, а именно: принципиальная конструкция магнитной системы, материал магнитной системы (марка электротехнической стали), способ изоляции пластин и индукция в стержнях и ярмах, принципиальная конструкция обмоток, материал обмоток (медный или алюминиевый провод), конструкция изоляции и размеры изоляционных промежутков изоляции обмоток.

Все выбираемые величины и данные могут быть определены на основании опыта проектирования и выпуска трансформаторов существующих серий с учетом применения новых улучшенных материалов, использования результатов новых исследований в области трансформаторо строения, применения новых конструкций магнитных систем, новых и улучшенных конструкций обмоток и их изоляции, новых систем охлаждения и новых прогрессивных технологических процессов в производстве трансформаторов. Все выбираемые и заданные величины составляют при этом исходные данные расчета трансформатора.

При проектировании отдельного трансформатора применение обобщенного метода представляет интерес прежде всего для расчета трансформатора наиболее распространенной конструкции, т. е. для трехфазного силового двухобмоточного трансформатора с плоской несимметричной магнитной системой, собираемой из пластин холоднокатаной или горячекатаной электротехнической стали по рис. 3.5, с катушечными или многослойными обмотками из медного или алюминиевого обмоточного провода и с главной изоляцией в виде масляных или воздушных каналов с барьерами из твердого диэлектрика. Полагая задачей, решаемой этим методом, получение трансформатора с определенным напряжением короткого замыкания и определенными уровнями потерь и тока холостого хода и потерь короткого замыкания, т. е. трансформатора, входящего в известную серию или отвечающего требованиям ГОСТ, в основу метода положим выражение (3.17), связывающее основной размер трансформатора d с основными исходными данными расчета. При этом мощность трансформатора на один стержень S', кВ·А, частота сети f, Гц, и реактивная составляющая напряжения короткого замыкания ир, %, считаются заданными.

Индукция в стержне Вс обычно выбирается применительно к выбранной марке стали и установившейся технологии производства (технология заготовки пластин, удаления заусенцев, наличие или отсутствие отжига пластин, технология сборки магнитной системы). В пределах данной серии магнитная индукция Вс обычно остается практически неизменной. Таким образом, на первом этапе исследования можно считать Bc= const (см. § 2.2).

В дальнейшем (см. § 11.1) вопрос о влиянии выбора Вс на массы активных материалов и параметры трансформатора будет исследован особо.

Коэффициент заполнения сечения стержня сталью kc представляет произведение двух коэффициентов

kс = kкр kз

где kкр - отношение площади ступенчатой фигуры поперечного сечения стержня к площади круга с диаметром d, a kз - отношение площади активного сечения стержня (чистой стали) к площади ступенчатой фигуры сечения стержня. Коэффициент kкр зависит от числа и размеров ступеней в сечении стержня (см. табл. 2.5, 2.6 и 8.1-8.5), a kз - от толщины пластин стали и способа их изоляции (см. табл. 2.2). Для трансформатора каждого типа конструкция, материал и технология изготовления магнитной системы, а следовательно, и kс обычно выбираются до начала расчета на основании имеющегося опыта и задачи, поставленной при проектировании трансформатора. При этом всегда стремятся получить наибольшее возможное значение kc. Поэтому при исследовании влияния основных исходных данных на параметры трансформатора kc для этого трансформатора можно считать величиной постоянной. При расчете серии kc будет несколько изменяться от одного типа трансформаторов к другому, сохраняясь постоянным во всех вариантах для каждого типа. В дальнейшем (см. § 11.2) вопрос о влиянии выбранного kc на массы активных материалов и параметры трансформатора будет исследован более подробно.

В отличие от Вс и kc соотношение основных размеров β при расчете трансформатора может варьироваться в очень широких пределах. Оптимальное значение β зависит при этом как от других исходных данных расчета, так и от поставленной задачи — получения определенных параметров, минимальной стоимости трансформатора, наиболее экономичной его работы в эксплуатации и т.д.

При расчете основных размеров трансформатора, входящего в известную серию, будем предполагать, что такие его параметры, как потери и напряжение короткого замыкания, потери и ток холостого хода, заданы. В этом случае экономичность работы трансформатора в эксплуатации определяется заданными параметрами и может не рассматриваться. Оптимальным значением β при его варьировании в достаточно широких пределах будет то, при котором стоимость трансформатора окажется минимальной.

В расчетную формулу (3.17) кроме заданных и выбираемых при начале расчета величин входят также величины, определяемые в ходе последующего расчета, ар и kp. Из этих двух величин коэффициент приведения идеального поля рассеяния к реальному (коэффициент Роговского kр) для широкого диапазона мощностей и напряжений трансформаторов с концентрическими обмотками изменяется в очень узких пределах — от 0,93 до 0,97 и может быть принят постоянным и равным 0,95. Ширина приведенного канала рассеяния может быть приближенно, но с достаточной точностью определена по обобщенным данным существующих серий. Этот канал состоит из двух частей:

ар = а12+(а1+а2)/3

Первое из этих слагаемых — изоляционный промежуток между обмотками ВН и НН — а12 определяется по испытательному напряжению обмотки ВН и для данного класса изоляции обмоток является неизменным. Этот промежуток, выраженный в метрах, может быть принят равным

а12 = а'12·10-3

где а'12 — промежуток, мм, найденный по табл. 4.5 для масляных трансформаторов или по табл. 4.15 для трансформаторов с естественным воздушным охлаждением.

Второе слагаемое - приведенная ширина двух обмоток (а1+а2)/3 - может быть найдено лишь после окончания расчета обмоток по их радиальным размерам и в обобщенном методе предварительного расчета может определяться только приближенно. Это слагаемое является одним из линейных размеров трансформатора и зависит, как и все линейные размеры, от мощности трансформатора. Предполагая для данной серии изменение линейных размеров с изменением мощности согласно (3.21), делаем первое допущение о возможности приближенного, но с достаточной точностью, определения приведенной ширины двух обмоток по формуле

(а1+а2)/3≈k·10-2 (3.28)

где k в зависимости от мощности трансформатора, металла обмоток, напряжения обмотки ВН и потерь короткого замыкания Рк может быть найдено по табл. 3.3.

Это первое допущение, позволяющее приближенно определить сумму радиальных размеров обмоток на стадии предварительного расчета на основе принципиального выражения (3.21).

Формула (3.28) позволяет определить (а1+а2)/3 приближенно на стадии предварительного расчета, предполагая эту величину постоянной при изменении β. В действительности с ростом β радиальные размеры обмоток также несколько возрастают. С учетом того, что (а1+а2)/3 входит

Таблица 3.3. Значения коэффициента k в формуле (3.28) для масляных трехфазных двухобмоточных трансформаторов ПБВ с медными обмотками и потерями короткого замыкания по ГОСТ

Мощность трансформатора, кВ·А

Класс напряжения, кВ

10

35

110

До 250

0,63

0,65-0,58

-

400-630

0,53

 

 

1000-6300

0,51-0,43

0,52-0,48

-

10000-80000

-

0,48-0,46

0,68-0,58
 

Примечания: 1. Для обмоток из алюминиевого провода значение k, найденное из таблицы или по прим. 3, умножить на 1,25.

Для обмоток НН из алюминиевой ленты трансформаторов мощностью 100-1000 кВ·А значения k определять, как для обмоток из алюминиевого провода.

Для сухих трансформаторов с медными обмотками мощностью 10-160 кВ·А принимать k=0,8- 0,74; мощностью 160-1600 кВ·А класса напряжения 10 кВ — k=0,58-0,48.

Для трехобмоточных тракгформаторов класса напряжения 110 кВ принимать k для напряжения обмоток 35 кВ (для обмоток СН—НН).

Для трансформаторов с РПН значения k, полученные из таблицы, умножить на 1,1.

При отклонении заданных потерь короткого замыкания от потерь, установленных соответствующим ГОСТ, на ±10 % значение k, полученное из таблицы, умножить соответственно на 0,96 или на 1,04.

Для трансформаторов класса напряжения ПО кВ с РПН по схеме рис.6.9, в, рассчитанных при значениях β, пониженных против данных табл. 3.12, при расчете по § 10.3 значения k, полученные из таблицы, умножить на 0,7.

слагаемым в ар, где первое слагаемое а12 постоянно, а также что в (3.17) ар умножается на коэффициент kp, который с ростом β несколько уменьшается, предполагаемое постоянство (а1+а2)/3 по существу является постоянством произведения арkp.

Для более точного определения (а1+а2)/3, например при проектировании новой серии трансформаторов, значительно отличающихся от существующих параметрами, следует пользоваться материалами § 12,2.

В результате сделанных замечаний первой задачей является исследование связей между величиной β и параметрами трансформатора. Для решения этой задачи обратимся к выражению (3.17), которое может быть представлено в виде

d = Ax (3.29)

где А можно считать величиной постоянной,

A = 0,507  (3.30)

x =  (3.31)

Определим массу активной стали трансформатора, разделив магнитную систему на две части - стержни и ярма и подсчитав массу каждой части отдельно.

Масса стали в стержнях (см. рис. 3.5)

Gc = cПс γст(l+2lo) = ckc γст (3.32)

где с - число активных (несущих обмотки) стержней; для трехфазного стержневого трансформатора с=3, для однофазного с=2; Пс — активное сечение стали стержня, м2; γст - плотность стали: для холоднокатаной стали γст = 7650 кг/м3; для горячекатаной стали γст = 7550 кг/м3.

Изоляционное расстояние от обмотки ВН до ярма lо, выраженное в метрах, может быть принято равным lо= lо' ·10-3, где lо', мм, — расстояние, найденное по испытательному напряжению обмотки ВН по табл. 4.5 для масляных трансформаторов или по табл. 4.15 для трансформаторов с естественным воздушным охлаждением.

Если изоляционные расстояния от обмотки ВН до нижнего ярма 1'он, мм, и до верхнего l'ов, мм, неодинаковы (при размещении над обмоткой прессующего кольца), то

lо = (l'он + l'ов)·10-3/2

Исследование данных большого числа трансформаторов различных серий, в том числе старых, рассчитанных на применение горячекатаной стали, и современных с применением холоднокатаной стали, показало, что отношение среднего диаметра витка двух обмоток d12 к диаметру стержня трансформатора d изменяется в очень узких пределах и для любой заданной серии трансформаторов, и тем более для отдельного трансформатора, может' быть принято равным постоянной величине а

d12 = аd (3.33)

Значения а для трансформаторов мощностью от 25 до 63000 кВ·А, с применением горячекатаной стали, с медными обмотками составляют от 1,3 до 1,38 и для трансформаторов из холоднокатаной стали в том же диапазоне мощностей - от 1,3 до 1,42. Величина а зависит от мощности и класса напряжения, а также от принятого уровня потерь короткого замыкания трансформатора и металла обмоток. С уменьшением Рк растут масса металла и радиальные размеры обмоток, что приводит к некоторому увеличению а. Для алюминиевых обмоток а больше, чем для медных.

Таблица 3.4. Ориентировочные значения a = d12/d для медных обмоток

Мощность трансформатора, кВ·А

Уровень потерь короткого замыкания

Значения а при классе напряжения обмотки ВН, кВ

10

35

110

 

До 630

1,2 Рк по ГОСТ

1,33

1,37

-
Рк по ГОСТ 1,36 1,40 -
0,8 Рк по ГОСТ 1,40 1,44 -

От 1000

До 6300

 

1,2 Рк по ГОСТ

1,35

1,37

-
Рк по ГОСТ 1,38 1,40 -
0,8 Рк по ГОСТ 1,42 1,44 -

 

1,2 Рк по ГОСТ

-

1,38

1,40
Рк по ГОСТ - 1,40 1,45
0,8 Рк по ГОСТ - 1,44 1,48
 

Примечание. Для обмоток из алюминия значения а, полученные из таблицы, умножить на 1,06.

Ориентировочные значения а для приближенного расчета основных размеров масляного трансформатора могут быть выбраны по табл. 3.4 в зависимости от мощности трансформатора, номинального напряжения обмотки ВН и принятых потерь короткого замыкания в долях нормы Рк по ГОСТ.

Для трансформаторов с естественным воздушным охлаждением мощностью от 10 до 160 кВ·А класса напряжения 0,5 кВ при медных обмотках можно принять соответственно а≈1,7-1,6, при алюминиевых а≈1,8-1,7. Для трансформаторов мощностью 160-1600 кВ·А класса напряжения 10 кВ при медных обмотках а≈1,7-1,6, при алюминиевых а≈1,8-1,7.

Принятое выше [см. (3.33)] положение о постоянстве отношения двух диаметров является вторым допущением, вводящим в расчет приближенно определяемую величину (а).

Замечая теперь, что d=Ax; d12=ad=aAx и β=x4, и подставляя эти значения в (3.32), получаем массу стали в стержнях, кг, для трехфазного трансформатора с конструктивной схемой по рис. 3.5 и магнитной системой из холоднокатаной стали

Gc = π2·7650kcA3+2π·7650 kcA2lox2

или

Gc = А1/x+ А2x2 (3.34)

где

А1 = 5,663·104kc A3a (3.35)

А2 = 3,605·104 kc A2lo (3.36)

Для однофазного трансформатора с двумя активными стержнями коэффициенты в (3.35) и (3.36) соответственно равны 3,78·104 и 2,4·104.

Для горячекатаной стали коэффициенты А1, А2, В1, В2 для трехфазного и однофазного трансформаторов, полученные здесь и дальше, следует умножить на отношение плотностей 7,55/7,65.

При расчете объема и массы стали ярм рассматриваем каждое ярмо как состоящее из двух частей. Часть, заключенная между осями двух крайних стержней, имеет в каждом ярме постоянное активное сечение Пя, длину (с—1)С и массу стали в двух ярмах G'я. Часть, включающая две половины угла магнитной системы слева к справа от осей крайних стержней, имеет массу стали в двух ярмах G''я. Общая масса стали двух ярм

Gя = G'я+ G''я (3.37)

где масса двух ярм первой части

G'я = 2 Пя(c-1)С γст (3.38)

Активное сечение ярма Пя обычно несколько больше активного сечения стержня и может быть представлено в виде

Пя = kя Пc= kя kc= kя kc A2x2 (3.39)

Коэффициент kя может быть выбран согласно указаниям § 2.3 по табл. 2.8.

Расстояние между осями соседних стрежней

C = d12 + a12 + 2а2 +а22

где d12=aAx

Удвоенный радиальный размер внешней обмотки 2а2 изменяется с изменением мощности и класса напряжения трансформатора, зависит от материала обмотки — меди или алюминия, но может быть точно рассчитан только при полном расчете обмотки. На предварительном этапе расчета этот размер может быть найден приблизительно на основании принципа геометрического подобия размеров трансформатора (см. § 3.4) через диаметр стрежня

2а2 = bd=bAx

Ориентировочные значения b для приближенного расчета массы стали силовых трансформаторов могут быть выбраны по табл. 3.5.

Таблица 3.5. Ориентировочные значения b = 2a2/d для масляных двухобмоточных трансформаторов ПБВ с медными обмотками и потерями короткого замыкания по ГОСТ

Мощность трансформатора, кВ·А

Класс напряжения, кВ

10

35

110

До 100

0,55

-

-

100-630

0,46-0,40

-

-

1000-6300

0,26-0,24

0,32-0,28

-

6300-63000

-

0,26

0,35
 

Примечания: 1. Для обмоток из алюминиевого провода значения b, полученные из таблицы, умножить на 1,25,

Для трансформаторов с РПН значения b, полученные из таблицы, умножить на 1,2 для класса напряжения 35 кВ и на 1,75 для класса напряжения 110 кВ.

Для трансформаторов класса напряжения 110 кВ с РПН по схеме рис.6.9, в, рассчитанных при значениях β, пониженных против данных табл. 3.12, при расчете по § 10.3 значения b, полученные из таблицы, умножить на 0,7.

Для трансформаторов с естественным воздушным охлаждением от 10 до 160 кВ·А класса напряжения 0,5 кВ при медных обмотках можно принять b≈0,26, при алюминиевых b≈0,33. Для трансформаторов мощностью от 160 до 400 кВ·А класса напряжения 10 кВ при медных обмотках b≈0,22, при алюминиевых b≈0,28. Для трансформаторов мощностью от 630 до 1600 кВ·А того же класса напряжения при медных обмотках b≈0,18, при алюминиевых b≈0,23.

Ориентировочное определение радиального размера внешней обмотки — это третье допущение, вводящее в расчет приближенно определяемую величину, при помощи которой определяется сравнительно небольшая масса стали тех частей ярм, длина которых ограничивается радиальным размером внешней обмотки на общей длине, равной 8а2.

Изоляционное расстояние между наружными обмотками ВН соседних стержней а22 = а'22 ·10-3, где а'22, мм, находится по табл. 4.5 для масляных и табл. 4.15 для сухих трансформаторов.

Таким образом, расстояние между осями соседних стержней магнитной системы

C = aAx + a12 + bAx +а22 (3.40)

Часть массы стали ярм Gя представляет собой массу стали одного угла в каждом ярме. Для современных магнитных систем с ярмом многоступенчатой формы (см. § 8.1) объем и масса одного угла магнитной системы связаны с диаметром стержня стабильным соотношением.

Рис. 3.7. К определению массы стали в ярмах

Для определения объема и массы половины угла магнит ной системы (G'я/4 по рис. 3.7) этот объем можно заменит равновеликим объемом с площадью поперечного сечения: Пя и длиной, равной ed, где е постоянный коэффициент.

Для магнитных систем с числом и размерами пакете стержня и ярма по табл. 8.1—8.5 этот коэффициент может быть принят: е = 0,405 для трехфазных трансформаторов номинальной мощностью до 630 кВ·А включительно е = 0,41 при номинальной мощности 1000 кВ·А и выше. При ярме прямоугольного сечения е = 0,4.

Масса стали второй части двух ярм

G''я = 4Пяеdγст = 4ПяеАхγст (3.41)

Полная масса стали двух ярм для трехфазного двухобмоточного трансформатора с конструктивной схемой по рис. 3.5 при с-1=2 на основании (3.38) — (3.41)

Gя =  kя kcА2х2[2(3-1)(аАх+ a12+bAx+ а22) + 4еАх] γст

При γ= 7650 кг/м3

Gя = 2,40·104 kя kc[А3х3(a + b + e) + А2х2(a12 + а22)]

и далее

Gя = B1x3 + B2x2 (3.42)

где

B1 = 2,40·104 kя kc А3 (a + b + e); (3.43)

B2 = 2,40·104 kя kc А2 (a12 + а22); (3.44)

здесь B1 и B2 в килограммах.

 Для однофазного трансформатора (с = 2)

B1 = 1,20·104 kя kc А3 (a + b + 2e); (3.43а)

B2 = 1,20·104 kя kc А2 (a12 + а22); (3.44а)

 Для трехфазного трехобмоточного трансформатора (рис. 3.8)

C = d12 + a12 + 2а2 + 2а23 + 2а3 + а33;

B1 = 2,40·104 kя kc А3 (a + b2 + b3 + e); (3.43б)

B2 = 2,40·104 kя kc А2 (a12 + 2а23 + а33); (3.44б)

где b2 = 2a2/d и b3 = 2a3/d определяется по табл. 3.5 для соответствующих мощностей, уровней потерь и классов напряжения обмоток трехобмоточного трансформатора.

Рис. 3.8. Расположение обмоток в окне трехобмоточного трансформатора

Для однофазного трехобмоточного трансформатора коэффициенты в (3.436) и (3.446) следует принять 1,2 и заменить е на 2е.

Масса стали угла плоской магнитной системы по рис. 3.5 может быть найдена по (3.42) и (3.43) для е/2 (при однофазной магнитной системе для е) при а = 0, b = 0 и B2 =0

Gу = 2,40·104 kя kc А3х3.

Для ярма с многоступенчатой формой поперечного сечения при мощности до 630 кВ·А

Gу = 0,486·104 kя kc А3х3; (3.45)

1000 кВ·А и выше

Gу = 0,492·104 kя kc А3х3; (3.45а)

Для ярма с прямоугольной формой поперечного сечения

Gу = 0,480·104 kя kc А3х3; (3.45б)

В пространственной магнитной системе по рис. 2.6, а стержни имеют такую же конструкцию, как и в рассмотренной системе по рис. 3.5, и масса стали в них может быть рассчитана по (3.34) — (3.36). Расчет массы стали в навитых ярмах можно выполнить в соответствии с рис. 8.6 и выражениями (8.19) и (8.20). Учитывая, что для трансформаторов мощностью от 25 до 6300 кВ·А и соответственно для диаметров стержня от 0,08 до 0,40 м можно принять 2r = 0,125d, а размер сегмента δ = 0,035 d, величины, входящие в (8.20), можно принять

b1 = d/2 - r- δ = 0,4025d; b2 = d/2 – r = 0,4375d;

l1 = C – d cos30o = C – 0,866d;

l2 = C – (d -8 r)cos30o = C – 0,433d;

R1 = d/2 – r = 0,4375 d; R2 = d –4r = 0,75d;

R3 = d/2 – 3r = 0,3125 d; bя = b1 + b2 = 0,84d.

Подставляя эти значения в (8.20) для определения площади ярма в плане

П'я = 3b1l1 + 3b2l2 + πR12 + πR22 – πR32

используя (8.17) и (8.19), принимая C = d12 + a12 + 2a2 + a22 и считая kя= 1/ , γст = 7650 кг/м3, получаем массу стали двух ярм

Gя = 1,431·104 kя kcd2[2,52(d12 + a12 + 2a2 + a22) + 0.448 d]

и окончательно при

d = Ах; d12 = аАх и a2 = bAx

Gя = B1x3 + B2x2

где

B1 = 3,605·104 kя kc А3 (a + b + 0,178); (3.43в)

B2 = 3,605·104 kя kc А2 (a12 + а22); (3.44в)

Масса стали угла пространственной комбинированной магнитной системы по рис. 2.6, а согласно (8.22) и (8.17) для r = 0,0625d и kя= 1/ может быть найдена по формуле

Gу = 0,435·104 kя kc А3х3. (3.45в)

Масса стали навитой пространственной магнитной системы по рис. 2.6, б и 8.7 может быть найдена как сумма массы стали стержней по (3.34) — (3.36) и массы стали шести полукольцевых ярм в трех навитых кольцах. При определении длины стержня и массы стали стержней для такой системы необходимо учесть, что расстояние lо в (3.36) в данном случае устанавливается не по условиям изоляции обмотки от ярма, а по условиям удобства вмотки обмоток непосредственно в магнитную систему. Для трансформаторов с номинальной мощностью от 25 до 1000 кВ·А это расстояние можно принять l'о = 30 мм. При использовании выражения (3.36) принимаем lо= l'о·10-3.

Активное сечение ярма

Пя = Пс/2 = πd2 kc/(2·4)

при kя = 1,0

Развернутая длина каждого полукольцевого ярма в предварительном расчете может быть принята

lя = 0,74π

где С — по (3.40).

Масса стали шести полукольцевых ярм

Gя = 6·0,74ππd2kcγст/8

или

Gя = 2,1·104 kc А2х2(аАх + a12+ bAx + а22)

Окончательно

Gя = B1x3 + B2x2

B1 = 2,1·104 kc А3 (a + b); (3.43г)

B2 = 2,1·104 kc А2 (a12 + a22). (3.44г)

Понятие угла в навитой магнитной системе смысла не имеет, и углы в ней не выделяются.

В (3.35), (3.36), (3.43) и (3.44) входят величины, определяемые или выбираемые в начале расчета A, kc, kя, изоляционные расстояния lо, a12, a22, определяемые уровнем развития изоляционной техники и требованиями к электрической прочности трансформатора и известные на начальной стадии расчета, а также величины, принимаемые постоянными для данной серии, ее части или данного трансформатора, а, b. Отсюда следует, что масса стали трансформатора может быть найдена по исходным данным расчета в самом его начале, еще до установления основных размеров магнитной системы. Общая масса стали магнитной системы

Gст = А1/х = (А2 + В2) х2 + В1х3 (3.46)

Масса стали в стержнях, ярмах и общая масса стали Gст может быть, таким образом, рассчитана для стержневых трансформаторов однофазных и трехфазных, с плоской или пространственной магнитной системой, двухобмоточных и трехобмоточных, с медными или алюминиевыми обмотками, с естественным воздушным или масляным охлаждением. Металл обмоток учитывается при определении ар и А. Выбор той или иной изолирующей и теплоотводящей среды - воздуха или масла, а также марки стали определяет допустимую индукцию в магнитной системе и размеры изоляционных расстояний.

Масса металла обмоток Gо, кг, связана с потерями короткого замыкания Рк, Вт, приведенными к температуре 75°C, следующим выражением (см. § 7.1):

KJ2Gо = Росн = kд Рк (3.47)

где К - постоянный коэффициент, зависящий от удельного электрического сопротивления и плотности металла обмоток; для меди Kм = 2,4·10-12, для алюминия KА = 12,75·10-12; J - средняя плотность тока в обмотках, А/м2; Росн — основные потери в обмотках, Вт; kд— коэффициент, учитывающий добавочные потери в обмотках, потери в отводах, стенках бака и других металлических конструкциях от гистерезиса и вихревых токов, от воздействия поля рассеяния (kд<1).

Этот коэффициент связан в первую очередь с добавочными потерями, возникающими в обмотках и ферромагнитных деталях конструкции — ярмовых балках, прессующих кольцах обмоток, стенках бака, находящихся в зоне распространения поля рассеяния обмоток. Теоретические и экспериментальные исследования поля рассеяния, проведенные отечественными заводами и научно-исследовательскими организациями за последние 15—20 лет, позволили существенно уменьшить добавочные потери как путем более рационального распределения витков в обмотках, что дало возможность уменьшить индукцию поперечной составляющей поля, так и путем замены некоторых ферромагнитных деталей неферромагнитными и установки магнитных экранов из электротехнической стали на ферромагнитных деталях.

На этапе предварительного расчета коэффициент kд может быть взят из табл. 3.6, составленной на основании исследования ряда серий современных трансформаторов.

Таблица 3.6. Значения kд в формуле (3.47) для трехфазных трансформаторов

Мощность трансформатора, кВ·А

До 100

160-630

1000-6300

10000-160000

25000-63000

80000-100000

kд

0,97

0,96-0,93

0,93-0,85

0,84-0,82

0,82-0,81

0,81-0,80
 

Примечания: 1. Для сухих трансформаторов мощностью 10—160 кВ·А принимать kд =0,99-0,96 и мощностью 250—1600 кВ·А kд = 0,92-0,86.

2. Для однофазных трансформаторов определять kд по мощности 1,5 S.

Масса металла обмоток

Gо = kд Рк/( KJ2) (3.48)

При расчете отдельного трансформатора из серии предельное значение потерь короткого замыкания, как правило, бывает задано. При расчете новой серии обычно задаются несколькими значениями Рк и затем просчитывают эти варианты. В том и другом случаях расчет начинается при определенном известном значении Рк. Это обстоятельство налагает ограничение на выбор среднего значения плотности тока в обмотках и требует увязки выбираемого значения J с заданной мощностью Рк и основными размерами магнитной системы. Связь между этими величинами (см. § 7.1) определяется для медного провода выражением

JМ = 0,746 kд104 (3.49)

а для алюминиевого провода

JА = 0,463 kд104 (3.49а)

где S - мощность трансформатора, кВ·А; uв - напряжение одного витка, В; kд — коэффициент из (3.47).

В сухих трансформаторах вследствие худших условий охлаждения плотность тока во внутренней обмотке обычно принимают меньшей, чем в наружной. Плотности токов обмоток могут существенно отличаться от их среднеарифметического, что приводит к общему увеличению потерь короткого замыкания по сравнению со значением Рк, подставленным в (3.49). Во избежание такого увеличения потерь рекомендуется для сухих трансформаторов плотность тока, полученную из (3.49) и (3.49а), умножить на 0,95.

Заменяя в (3.49) d12 = aAx, uв = 4,44ВсПс, раскрывая Пс=(πd2/4)· kс и подставляя вычисленное J в (3.48), получаем

Gо = C1/x2 (3.50)

где

 (3.51)

здесь для медных обмоток

для алюминиевых обмоток

При частоте 50 Гц

 (3.52)

где Kо—коэффициент, равный: для меди Ком. =2,46·10-2, для алюминия Коа = 1,20·10-2. Для сухого трансформатора следует принимать Ком= 2,60·10-2 и Коа = 1,27·10-2; uа — активная составляющая напряжения короткого замыкания, %,

ua = Pк/(10S).

По (3.50) можно подсчитать массу чистого металла обмоток на средней (номинальной) ступени напряжения обмотки ВН. Ввиду того что обмотки изготовляются из изолированного провода, действительная масса провода для обмотки Gпр находится умножением Gо на коэффициент, учитывающий массу изоляции, который в предварительном расчете можно принять равным 1,03 для медного и 1,10 для алюминиевого провода. Кроме того, обмотка ВН при обычном регулировании напряжения на ±2·2,5% имеет на ступени 5 % массу металла, повышенную на 5 % по отношению к номинальной ступени. Для двух обмоток (ВН и НН) это повышение составит около 3 %.

Для того чтобы учесть эти два фактора — изоляцию провода и регулирование напряжения, массу металла обмоток следует умножить на коэффициент kи,р, равный 1,03·1,03=1,06 для медного провода и 1,10·1,03 = 1,13 для алюминиевого.

Общая стоимость активных материалов, руб., может быть представлена в виде

Cакт = cст(Gc + Gя) + cо kи,р Gо, (3.53)

где сст и со— цена 1 кг трансформаторной стали и 1 кг обмоточного провода.

Если сст и со определяются не по прейскурантам на эти материалы, а с учетом всех дополнительных затрат, связанных с изготовлением остова и обмоток, то по (3.53) можно рассчитывать стоимость не только активных материалов, но также и активной части трансформатора — остова вместе с обмотками са,ч.

Иногда для сравнения различных вариантов расчета бывает удобно выразить стоимость активной части трансформатора в условных единицах. Так, если за единицу принять 1 кг стали, то

C'а,ч = B1х3 + (B2 + А2) х2 +  (3.54)

где

kо,с = с'о/с'ст.

Коэффициент kо,с зависит от цен на материалы обмоток и магнитной системы и изменяется с изменением марки стали и металла обмоток. Для алюминиевых обмоток, имеющих при прочих равных условиях относительно больший объем, требующих большего количества изоляционных материалов и большей затраты труда на намотку, kо,с обычно имеет большее значение, чем для медных обмоток.

3.7, Ориентировочные значения со, сст и kо,с в формулах (3.53) и (3.54)

Мощность, кВ·А

Класс напряжения, кВ

Металл обмоток

Вид регулирования

со, руб/кг

сст, руб/кг, для стали марок

kо,с, для стали марок

3404

3405

3406

3404

3405

3406

25-630

10

Алюминий

ПБВ

1,85

1,02

1,08

1,15

1,81

1,71

1,61

100-630

35

»

ПБВ

1,95

1,02

1,08

1,15

1,84

1,81

1,70

1000-16000

10 и 35

»

ПБВ

2,50

1,06

1,14

1,19

2,36

2,19

2,10

1000-6300

35

»

РПН

2,50

1,06

1,14

1,19

2,36

2,19

2,10

6300-16000

110

»

РПН

2,75

1,08

1,17

1,21

2,55

2,35

2,27

2500-63000

110

Медь

РПН

2,50

1,17

1,27

1,32

2,14

1,97

1,90
 

Примечание. Значения сст и kо,с рассчитаны для стали марок 3404 — 0,35 мм; 3405 — 0,30 мм и 3406 — 0,27 мм с учетом цен на сталь этих марок в различного числа пластин в магнитной системе.

Ориентировочные значения kо,с для приближенного расчета трансформатора приведены в табл. 3.7. Эти значения рассчитаны с учетом реального расхода активных изоляционных, конструктивных и других материалов для остова и обмоток, зарплаты производственных рабочих, цеховых, общезаводских расходов, расходов на содержание оборудования и нормативных накоплений. Поэтому (3.54) позволяет определить в условных единицах расчетную цену активной части трансформатора.

Для того чтобы от условных единиц перейти к денежному выражению, следует С'а,ч, выраженную в условных единицах, умножить на цену стали по прейскуранту, коэффициент Kст из табл. 1.4.

Для определения значения х, соответствующего минимуму стоимости активных материалов, следует взять

dC'а,ч/dx = 0.

Проведя эту операцию, получим уравнение

x5 + Bx4 – Cx – D = 0, (3.55)

где

B = 

D = 

При расчете отдельного трансформатора и заданном значении Рк уравнение (3.55) дает оптимальное значение β(х), соответствующее минимальной стоимости активных материалов или активной части. Это решение может быть найдено номографическим или графическим методом путем расчета Са,ч для нескольких вариантов β и построения кривой С'а,ч=f(β). Второй путь является более предпочтительным потому, что дает возможность не только определить β, соответствующее минимальной стоимости активной части, но также и диапазон значений β, в пределах которого С'а,ч отклоняется от минимума на практически-допустимое значение.

При расчете серии трансформаторов обычно стараются найти вариант расчета, соответствующий минимальной сумме стоимости трансформатора, отнесенной к определенному промежутку времени, с затратами в эксплуатации за этот же промежуток времени. В этом случае оптимальный вариант трансформатора может и не совпадать с вариантом минимальной стоимости активной части.

Выбор того или иного значения β определяет также параметры холостого хода трансформатора. Если известны массы стали стержней и ярм и соответствующие индукции, а следовательно, и удельные потери в стали, то потери холостого хода для плоской магнитной системы из горячекатаной стали

Px = k'д(pcGc + pяGя), (3.56)

где k'д может быть найден в соответствии с замечаниями к (8.30).

Для расчета потерь в плоской трехфазной шихтованной магнитной системе, собранной из пластин холоднокатаной стали с прессовкой стержней бандажами или расклиниванием с обмоткой, а ярм—ярмовыми балками, и не имеющей сквозных шпилек в стержнях и ярмах, следует воспользоваться формулой (8.32), а для расчета потерь в однофазной системе с теми же конструктивными данными — формулой (8.32а), Коэффициент Кп,у в этих формулах в зависимости от числа косых и прямых стыков находится по табл. 8.13, Расчет потерь холостого хода в пространственной магнитной системе по рис. 2.6, а следует производить по (8.38) с определением коэффициентов для этой формулы по табл. 8.15 для соответствующих индукций в стержне. Индукцию в ярме для этой системы до установления ее основных размеров следует принимать равной индукции в стержне.

Потери холостого хода в навитой пространственной магнитной системе по рис. 2.6,б могут быть рассчитаны по (8.39).

Полный ток холостого хода трансформатора может быть найден по его полной намагничивающей мощности холостого хода Qx, В·А, которая в трансформаторах мало отличается от реактивной составляющей мощности холостого хода,

io = Qx·102/(S·103) = Qx/(10S). (3.57)

Для плоской магнитной системы из горячекатаной стали намагничивающая мощность холостого хода, В·А, может быть найдена по упрощенной по сравнению с (8.42) формуле

Qx = k''д(qcGc + qяGя), (3.58)

где k''д — коэффициент, учитывающий намагничивающую мощность для зазоров в стыках ярм и стержней.

Для листовой горячекатаной стали он может быть принят от 1,6 до 1,2 для трансформаторов мощностью от 25 до 1000 кВ·А, приблизительно 1,15 для трансформатора мощностью от 1600 до 6300 кВ·А и 1,2—1,25 для трансформаторов мощностью соответственно от 10 000 до 80 000 кВ·А.

Полная намагничивающая мощность холостого хода на предварительном этапе расчета для плоской трехфазной шихтованной магнитной системы, собранной из пластин холоднокатаной стали с прессовкой стержней бандажами или расклиниванием с обмоткой, а ярм - ярмовыми балками, и не имеющей сквозных шпилек в стержнях и ярмах, может быть рассчитана по формуле (8.44). Коэффициент Kт,у в (8.44) в зависимости от числа косых и прямых стыков для стали марок 3404 и 3405 может быть найден по табл. 8.20. Площадь зазора для прямого стыка равна активному сечению стержня

Пз = Пс = 0,785kcA2x2 (3.59)

и для косого стыка

Пз = Пс = 1,11kcA2x2 (3.59a)

Для пространственной магнитной системы по рис. 2.6, а намагничивающая мощность рассчитывается по (8.46) с учетом замечаний к этой формуле и для навитой пространственной системы по рис. 2.6, б по (8.47).

В других случаях при определении в предварительном расчете потерь и тока холостого хода следует пользоваться указаниями § 8.2 и 8.3.

Плотность тока в обмотках может быть найдена из (3.48)

J =  (3.60)

Повышение плотности тока ведет к увеличению нагрева обмотки. Поэтому обычно в медных обмотках масляных трансформаторов стараются выдержать JM≤4,5·106 А/м2, а в алюминиевых JA≤2,7·106А/м2. В сухих трансформаторах — соответственно 3·106 и 2·106 А/м2.

Замечая, что Gо = C1/x2, находим предельное значение х, при котором J не превышает нормального предела:

для меди

xМ ≤ 4,5·106 (3.61)

для алюминия

xА ≤ 2,7·106 (3.61а)

 

Обмотки трансформатора должны выдерживать весьма значительные механические силы, которые могут возникнуть при коротком замыкании. Рассмотрим радиальные силы, возникающие между концентрическими обмотками. Суммарная радиальная сила, действующая на каждую из двух концентрических обмоток, может быть записана так (см. § 7.3):

Fp = 0,628(iк,мω)2βkp·10-6,

где iк,м - мгновенное максимальное значение тока короткого замыкания для любой из двух обмоток; ω — полное число витков той же обмотки.

Заменяя

iк,м = kк,зI; kк,з = 1.41(1 +); ω = U/uв; uв = 4,44fBcd2kc

и замечая, что

d4 = A4β = (0,507)4β;

S' = S/3 для трехфазного и S'=S/2 для однофазного трансформатора, приходим к выражениям: для трехфазного трансформатора

Fp = 26·10-2 (3.62)

и для однофазного

Fp = 36·10-2 (3.62a)

Из (3.62) следует, что суммарная радиальная сила не зависит от β и металла обмотки.

Механическое растягивающее напряжение в проводе обмотки может быть определено по известной формуле

σp = Fp/(2πωП), (3.63)

где П — сечение одного витка обмотки, м2.

Подставляя Fp из (3.62) и замечая, что ω= U/uв; П=I/J

JM = 0,746·104kд

для медных обмоток

JА = 0,463·104kд

для алюминиевых обмоток, получаем

σp = Mx3, (3.64)

где для медных обмоток в трехфазном трансформаторе

MМ = 0,244·10-6k2к,зkдkp. (3.65)

и для алюминиевых обмоток

MA = 0,152·10-6k2к,зkдkp. (3.65a)

Для однофазного трансформатора коэффициенты в (3.65) и (3.65а) соответственно равны 0,366·10-6 и 0,223·10-6.

Расчет по (3.64), (3.65) и (3.65а) дает механические напряжения в проводе внешней обмотки, выраженные в мегапаскалях (МПа).

Из (3.64) следует, что растягивающие напряжения в проводе обмотки возрастают с увеличением β. Обычно для медного провода допускают среднее значение σр, определяемое по (3.63), не более 60 МПа (см. § 7.3), считая, что при этом в отдельных точках поперечного сечения обмотки эти напряжения могут достигать двойного значения, т. е. 120 МПа. Для алюминия можно допустить среднее значение σр=25МПа. Из (3.64) находим

х ≤ ; (3.66)

для медного провода хм ≤ и для алюминиевого провода хA ≤

3.6. АНАЛИЗ ИЗМЕНЕНИЯ НЕКОТОРЫХ ПАРАМЕТРОВ ТРАНСФОРМАТОРА С ИЗМЕНЕНИЕМ β (ПРИМЕР РАСЧЕТА)

Выяснение влияния β на расход активных материалов и некоторые другие параметры трансформатора удобнее всего провести на реальном примере. Для этого по методике, разработанной в § 3.5, проведем предварительный расчет трехфазного масляного трансформатора типа ТМ-1600/35 мощностью 1600 кВ·А с номинальным напряжением обмотки ВН 35 кВ. Расчет проводится для двух вариантов трансформатора: вариант I-трансформатор с плоской шихтованной магнитной системой по рис. 2.5,д с медными обмотками и вариант II - трансформатор той же мощности и конструкции с обмотками из алюминиевого провода.

Задание. Тип трансформатора ТМ-1600/35 с концентрическими обмотками. Мощность трансформатора S=1600 кВ·А; число фаз m=3; частота f=50 Гц. Номинальные напряжения обмоток: ВН 35000±(2х2,5%) В; НН 690 В; схема и группа соединения У/У0-0. Переключение ответвлений ПБВ. Режим работы продолжительный; установка - наружная.

Вариант I. Трансформатор должен соответствовать требованиям ГОСТ 11677-85. Параметры трансформатора: напряжение короткого замыкания uк = 6,5 %; потери короткого замыкания Рк=18000 Вт; потери холостого хода Рх=3100 Вт; ток холостого хода iо=1,3 %.

Вариант II. Трансформатор также должен соответствовать требования ГОСТ 11677-85 при тех же параметрах холостого хода и короткого замыкания.

Расчет основных электрических величин и изоляционных расстояний. Расчет проводим для трехфазного трансформатора стержневого типа с концентрическими обмотками.

Мощность одной фазы и одного стержня

Sф = S' = S/3 = 1600/3 = 533,3 кВ·А.

Номинальные (линейные) токи на сторонах:

ВН I2 = 1600·103/(·35000) = 26,4 А;

НН I1 = 1600·103/(·690) = 1339 А.

Фазные токи обмоток (схема соединения — звезда) равны линейным токам. Фазные напряжения обмоток ВН и НН при этом соединении

Uф2 = = 20207 В; Uф1 = = 399 В.

Испытательные напряжения обмоток (по табл. 4.1): для обмотки ВН Uисп = 85 кВ; для обмотки НН Uисп = 5 кВ.

По табл. 5.8 выбираем тип обмоток.

Вариант I. Обмотка ВН при напряжении 35 кВ и токе 26,4 А катушечная непрерывная; обмотка НН при напряжении 0,69 кВ и токе 1339 А винтовая.

Вариант II. При тех же фазных токах и напряжениях обмотка НН цилиндрическая многослойная из алюминиевой ленты, обмотка ВН многослойная цилиндрическая из прямоугольного алюминиевого провода.

Для испытательного напряжения обмотки ВН Uисп= 85 кВ по табл. 4.5 находим изоляционные расстояния (см. рис. 3.5): а'12=27 мм; l'o=75 мм; а22=30 мм; для Uисп=5 кВ по табл. 4.4 находим а'o1=15 мм.

Вариант Iм. Плоская шихтованная магнитная система, обмотки из медного провода.

Определение исходных данных расчета

(а1 + а2)/3 = k·10-2 = 0,51·10-2 = 0,0245 м;

k = 0,51 по табл. 3.3:

ар = а'12 + (а1 + а2)/3 = 0,027 + 0,0245 = 0,0515 м.

Активная составляющая напряжения короткого замыкания

uа = Pк/(10S) = 18000/10·1600 = 1,125 %;

реактивная составляющая

up = = 6,4 %.

Согласно указаниям § 2.3 выбираем трехфазную стержневую шихтованную магнитную систему по рис. 2.5, д с косыми стыками на крайних стержнях и прямыми стыками на среднем стержне по рис. 2.17,б. Прессовка стержней бандажами из стеклоленты по рис. 2.18,б и ярм — стальными балками по рис. 2.21, а. Материал магнитной системы — холоднокатаная текстуровання рулонная сталь марки 3404 толщиной 0,35 мм.

Цена за 1 кг 0,833 руб. Индукция в стержне Вс = 1,62 Тл (по табл. 2.4). В сечении стержня восемь ступеней, коэффициент заполнения круга kкр = 0,928 (см. табл. 2.5); изоляция пластин — нагревостойкое изоляционное покрытие, kз=0,97 (см. табл. 2.2). Коэффициент заполнения сталью kc = kкрkз = 0,928·0,97 = 0,900. Ярмо многоступенчатое, число ступеней шесть, коэффициент усиления ярма kя=1,03 (табл. 8.7). Индукция в ярме Вя= 1,62/1,03 =1,573 Тл. Число зазоров в магнитной системе на косом стыке четыре, на прямом три. Индукция в зазоре на прямом стыке Вз=Вс=1,62 Тл, на косом стыке В'з=Вс/= 1,62/= 1,146 Тл.

Удельные потери в стали рс = 1,353 Вт/кг; ря= 1,242 Вт/кг. Удельная намагничивающая мощность qс = 1,956 В·А/кг; qя=1,66 В·А/кг; для зазоров на прямых стыках q''з=25100 В·А/м2; для зазоров на косых стыках q'з =3200 В·А/м2 (см. табл. 8.10, 8.17).

По табл. 3.6 находим коэффициент, учитывающий отношение основных потерь в обмотках к потерям короткого замыкания, kд = 0,91 и по табл. 3.4 и 3.5 — постоянные коэффициенты для медных обмоток а=1,40 и b= 0,31. Принимаем kр = 0,95. Диапазон изменения β от 1,2 до 3,6 (см. табл. 12.1).

Расчет основных коэффициентов. По (3.30), (3.36), (3.43), (3.44), (3.52) и (3.65) находим коэффициенты

A = 0,507

A1 = 5,633·104kcA3a = 5,633·104·0,9·0,22433·1,4 = 800,9 кг;

A2 = 3,605·104kcA3lo = 3,605·104·0,9·0,22433·0,075 = 122,4 кг;

B1 = 2,4·104kckяA3(a + b + e) = 2,4·104·0,9·1,03·0,22433(1,4 + 0,31 + 0,41) = 529,7 кг;

B2 = 2,4·104kckяA2(a12 + a22) = 2,4·104·0,9·1,03·0,22432(0,027 + 0,03) = 61,1 кг;

C1 = Ko = 722,4 кг.

М = 0,244·10-6k2к,зkдkp = 0,244·10-6·34,22·0,91·0,95· = 14,14 МПа;

k2к,з = 1,41 (1+) = 1,41 (1+ ) = 34,2.

Минимальная стоимость активной части трансформатора имеет место при условиях, определяемых (3.55). Для рассчитываемого трансформатора

kо,с = 2,36 (см табл.3.7)

C = A1/(3B1) = 800,9/(3·529,7) = 0,504;

kи,р = 1,06;

D = kо,с kи,р

x5 + 0,232 x4 – 0,504 x – 2,27 = 0.

Решение этого уравнения дает β=2,14, соответствующее минимальному С'а,ч .

По (3.61) и (3.66) находим предельные значения β по допустимым значениям плотности тока и растягивающим механическим напряжениям

xJ ≤ 4,5= 1,46; βJ = x4J = 1,464 = 4,56;

xσ ≤  = 1,619; βσ = 1,6194 = 6,87.

Оба полученных значения β лежат за пределами обычно применяемых. Масса одного угла магнитной системы по (3.45а)

Gy = 0,492·104kckяA3x3 = 0,492·104·0,9·1,03·0,22433x3 = 51,47x3.

Активное сечение стержня по (3.59)

Пc = 0,785 kcA2x2 = 0,785·0,9·22432 x2.

Площадь зазора на прямом стыке П'з =П'с=0,0355х2; на косом стыке П'з =П'с/= 0,05026x2.

Для магнитной системы рис. 2.17,б по (8.33) потери холостого хода с учетом табл. 8.10, 8.13 и 8.14

Px = kп,дpc(Gc + 0,5kп,уGy) + kп,дpя(Gя - 6Gy + 0,5kп,уGy) =

= 1,15·1,353(Gc + 0,5·10,18 Gy) + 1,15·1,242(Gя - 6Gy + 0,5·10,18Gy) = 1,556Gc + 1,428Gя + 6,621Gy.

Намагничивающая мощность по (8.44) с учетом табл. 8.17 и 8.20

Qx = k'т,д k''т,дqc(Gc + 0,5kт,у kт,плGy) + k'т,д k''т,дqя(Gя - 6Gy + 0,5kт,у kт,плGy) + k''т,дΣqзnзПз;

Qx = 1,20·1,956(Gc + 0,5·42,45·1,25Gy) + 1,20·1,07·1,66(Gя - 6Gy + 0,5·42,45·1,25Gy) + 1,07·3200·4·0,05026 х2 +

+1,07·25000·3·0,0355х2 = 2,512Gc + 2,131Gя + 116,42Gy + 3537 х2.

Далее определяются основные размеры трансформатора

D = Ax; d12 = aAx; l = πd12/β; 2a2 = bd; C = d12 + a12 + 2a2 + a22.

Весь дальнейший расчет, начиная с определения массы стали магнитной системы, для пяти различных значений β (от 1,2 до 3,6) проводится в форме табл. 3.8.

Вариант IIА. Магнитная система плоская шихтованная по рис. 2.5, д. Обмотка ВН многослойная цилиндрическая из прямоугольного алюминиевого провода с электростатическим экраном. Обмотка НН из алюминиевой ленты.

Определение исходных данных расчета

(а1 + а2)/3 = 1,25·10-2 = 1,25·0,51·10-2 = 0,0306 м.

(см. табл. 3.3, прим. 1);

ap = a12 + (а1 + а2)/3 = 0,03 + 0,0306 = 0,0606 м

(см. табл. 4.5, прим. 1).

Активная составляющая напряжения короткого замыкания

ua = Pк/(10S) = 18000/(10·1600) = 1,125 %;

реактивная составляющая

uр = %.

Согласно указаниям § 2.3 выбираем трехфазную стержневую шихтованную магнитную систему по рис. 2.5, д с косыми стыками на крайних стержнях и прямыми стыками на среднем стержне по рис. 2.17,б. Прессовка стержней бандажами из стеклоленты по рис. 2.18,б и ярм - стальными балками по рис. 2.21, а. Материал магнитной системы холоднокатаная текстурованная рулонная сталь марки 3404 толщиной 0,35 мм. Цена 0,833 руб/кг. Индукция в стержне Вс=1,62 Тл (см. табл. 2.4). В сечении стержня восемь ступеней, коэффициент заполнения круга kкр=0,928 (см. табл. 2.5); изоляция пластин — нагревостойкое изоляционное покрытие, k3=0,97 (см. табл. 2.3). Коэффициент заполнения сталью kc=kкрk3 = 0,928·0,97=0,9. Ярмо многоступенчатое, число ступеней шесть, коэффициент усиления ярма kя=1,03 (см. табл. 8.7). Индукция в ярме Вя= 1,62/1,03=1,573 Тл. Число зазоров в магнитной системе на косом стыке четыре, на прямом три. Индукция в зазоре на прямом стыке В"3 = Вс = 1,62 Тл, на косом стыке В"3 = Вс / = 1,62/=1,146 Тл.

Удельные потери в стали рс = 1,353 Вт/кг; ря= 1,242 Вт/кг. Удельная намагничивающая мощность qс = 1,956 В·А/кг, qя=1,66 В·А/кг; для зазоров на прямых стыках q''з =25 000 В·А/м2; для зазоров на косых стыках qз =3200 В·А/м2 (см. табл. 8.10, 8.17).

По табл. 3.6 находим коэффициент, учитывающий отношение основных потерь в обмотках к потерям короткого замыкания kд=0,91 и по табл. 3.4 и 3.5 постоянные коэффициенты для алюминиевых обмоток а=1,06·1,40=1,484 и b=1,25·0,31=0,388. Принимаем kр = 0,95. Диапазон изменения β от 1,2 до 3,6.

Расчет основных коэффициентов. По (3.30), (3.36), (3.43), (3.44), (3.52) и (3.65) находим коэффициенты

Таблица 3.8. Предварительный расчет трансформатора типа ТМ-1600/35 с плоской шихтованной магнитной системой и медными обмотками

β

1,2

1,8

2,4

3,0

3,6

x = 

1,048

1,16

1,245

1,32

1,38

x2 = 

1,096

1,344

1,55

1,734

1,9

x3 = 

1,148

1,56

1,93

2,29

2,62

764,2

690,4

643,3

606,7

580,4

A2x2 = 122,4x2

134,2

164,5

189,7

212,2

232,6

Gc = + A2x2

898,4

854,9

833,0

818,9

813,0

B1x3 = 529,7x3

608,1

826,3

1022,3

1213,0

1387,8

B2x2 = 61,1x2

67,0

82,1

94,7

105,9

116,1

Gя = B1x3 + B2x2

675,1

908,4

1117,0

1318,9

1503,9

Gст = Gc + Gя

1573,5

1763,3

1950,0

2137,8

2316,9

Gу = 51,47x3

59,1

80,3

99,3

117,9

134,9

1,556Gc

1397,9

1330,2

1296,1

1274,2

1265,0

1,428Gя

964,0

1297,2

1595,1

1883,4

2147,6

6,621Gу

391,3

531,7

657,5

780,6

893,2

Px=1,556Gc + 1,428

2753,2

3159,1

3548,7

3938,2

4305,8

Пс = 0,0355x2

0,03891

0,04771

0,05503

0,06156

0,06745

2,512Gc

2256,8

2147,5

2092,5

2057,1

2085,0

2,131Gя

1438,6

1935,8

2380,3

2810,6

3204,8

116,42Gу

6880,4

9348,5

11560

13726

15705

3537x2

3876,5

4753,7

5482,4

6133,2

6720,3

Qx

14452,3

18185,5

21515,2

24726,9

27715,1

io = 

0,903

1,137

1,345

1,545

1,732

Go = 

659,1

537,5

466,1

416,6

380,2

1,03Go

678,9

553,6

480,1

429,1

391,6

Gпр = 1,03·1,03Go

699,3

570,2

494,5

442,0

403,3

kо,сGпр = 2,36Gпр

1650,0

1345,6

1167,0

1043,0

951,8

Са,ч = Gст + kо,сGпр

3223,5

3108,9

3117,0

3187,8

3268,7

J = 

3,218·106

3,56·106

3,826·106

4,048·106

4,326·106

σp = Mx3 = 14,14x3

16,23

22,06

27,29

32,38

37,05

d = Ax = 0,2243x

0,2351

0,2620

0,2793

0,2961

0,3095

d12 = ad = 1,40d

,3291

0,3668

0,3910

0,4145

0,4333

l = πd12/β

8616

0,6402

0,5118

0,4341

0,3781

C = d12 + a12 +2a2 + a22

0,4590

0,5050

0,5346

0,5633

0,5862
 

A = 0,507

A1 = 5,633·104kcA3a = 5,633·104·0,9·0,23373·1,484 = 960,26 кг;

A2 = 3,605·104kcA3lo = 3,605·104·0,9·0,23373·0,075 = 132,9 кг;

B1 = 2,4·104kckяA3(a + b + e) = 2,4·104·0,9·1,03·0,23373(1,484 + 0,388 + 0,41) = 648 кг;

B2 = 2,4·104kckяA2(a12 + a22) = 2,4·104·0,9·1,03·0,23372(0,03 + 0,03) = 72,9 кг;

C1 = Ko = 355,75 кг.

М = 0,156·10-6k2к,зkдkp = 0,156·10-6·34,22·0,91·0,95· = 8,19 МПа;

kк,з = 1,41 (1+) = 1,41 (1+ ) = 34,2.

Минимальная стоимость активной части трансформатора имеет место при условиях, определяемых уравнением (3.55). Для рассчитываемого трансформатора

kо,с = 2,36 (см табл.3.7)

C = A1/(3B1) = 960,26/(3·648,0) = 0,494;

kи,р = 1,13;

D = kо,с kи,р

x5 + 0,211 x4 – 0,494 x – 1,059 = 0.

 

Решение этого уравнения дает значение β=1,36, соответствующее минимальной стоимости активной части.

По (3.61) и (3.66) находим предельные значения β по допустимым значениям плотности тока и растягивающим механическим напряжениям:

xJ ≤ 2,75= 1,4208;

 βJ = 1,42084 = 4,076; [по (3.61а)];

xσ ≤  = 1,451; βσ = 1,4514 = 4,43 [по (3.66)].

Оба полученных значения β лежат за пределами обычно применяемых. Масса одного угла магнитной системы по (3.45)

Gy = 0,492·104kckяA3x3 = 0,492·104·0,9·1,03·0,23373x3 = 58,21x3.

Активное сечение стержня по (3.59)

Пc = 0,785 kcA2x2 = 0,785·0,9·0,23372 x2 = 0,03862 x2 .

Площадь зазора на прямом стыке П''3=Пс= 0,0386х2, площадь зазора на косом стыке

П'3 =П'с/= 0,0386= 0,0546x2.

Для магнитной системы рис. 2.17,6 по (8.33) потери холостого хода с учетом табл. 8.10, 8.12 и 8.14

Px = kп,дpc(Gc + 0,5kп,уGy) + kп,дpя(Gя - 6Gy + 0,5kп,уGy) =

= 1,15·1,353(Gc + 0,5·10,18 Gy) + 1,15·1,242(Gя - 6Gy + 0,5·10,18Gy) = 1,556Gc + 1,428Gя + 6,621Gy.

Намагничивающая мощность по (8.44) с учетом табл. 8.17 и 8.20

Qx = k'т,д k''т,дqc(Gc + 0,5kт,у kт,плGy) + k'т,д k''т,дqя(Gя - 6Gy + 0,5kт,у kт,плGy) + k''т,дΣqзnзПз;

Qx = 1,2·1,956(Gc + 0,5·42,45·1,25Gy) + 1,20·1,07·1,66(Gя - 6Gy + 0,5·42,45·1,25Gy) + 1,07·3200·4·0,0546 х2 +

+1,07·25000·3·0,0386х2 = 2,512Gc + 2,131Gя + 116,42Gy + 3845 х2.

Далее определяются основные размеры трансформатора

d = Ax; d12 = aAx; l = πd12/β; 2a2 = bd; C = d12 + a12 + 2a2 + a22.

Весь дальнейший расчет, начиная с определения массы стали магнитной системы, для пяти различных значений β (от 1,2 до 3,6) проводится в форме табл. 3.9.

Результаты расчетов, приведенные в табл. 3.8 и 3.9, показаны в виде графиков на рис. 3.9—3.14.

Графики на рис. 3.9 для вариантов IМ и IIА позволяют заметить, что с ростом β масса металла обмоток Gо и масса стали в стержнях Gс уменьшаются, а масса стали в ярмах Gя и общая масса стали Gст трансформатора возрастают. Общая стоимость активной части Са,ч (рис. 3.10) с ростом β сначала падает, а затем, пройдя через минимальное значение, снова возрастает. Поскольку с увеличением β при сохранении индукции Вс общая масса стали возрастает, должны возрастать также потери и ток холостого хода, что подтверждается графиками Рх и iо на рис. 3.11.

Уменьшение массы металла обмоток с ростом β при сохранении потерь короткого замыкания приводит к уменьшению сечения как всей обмотки, так и каждого ее витка, а следовательно, к увеличению плотности тока и механических напряжений от растяжения в обмотках при коротком замыкании трансформатора. Рост плотности тока J и напряжений от растяжения в проводе обмотки σо для рассчитанного трансформатора виден из графиков, показанных на рис. 3.12.

Принципиальные выводы в отношении характера изменения масс активных материалов, стоимости активной части, потерь и тока холостого хода, плотности тока и механических напряжений от растяжения с изменением соотношения размеров β, сделанные на основании графиков рис. 3.9—3.12, являются общими для обоих вариантов расчета трансформатора с медными и алюминиевыми обмотками, с плоской магнитной системой.

Рис. 3.9. Изменение массы стали стержней Gс, ярм Gя, магнитной системы Gст и металла обмоток Gо с изменением β для трансформатора типа ТМ-1600/35 с медными (IM) и алюминиевыми обмотками (IА)

Рис. 3.10. Изменение относительной стоимости активной части с изменением β для трансформатора типа ТМ-1600/35 с медными (IM) и алюминиевыми обмотками (IА)

Рис. 3.11. Изменение потерь и тока холостого хода с изменением β для трансформатора типа ТМ-1600/35 с медными (Iм) и алюминиевыми обмотками (IА)

Рис. 3.12. Изменение механических напряжений и плотности тока с изменением β для трансформатора типа ТМ-1600/35 с медными (Iм) и алюминиевыми обмотками (IА)

Таблица 3.9. Предварительный расчет трансформатора типа ТМ-1600/35 с плоской шихтованной магнитной системой и алюминиевыми обмотками

β

1,2

1,8

2,4

3,0

3,6

x = 

1,048

 

1,16

1,245

1,32

1,38

x2 = 

1,096

 

1,344

1,55

1,734

1,90

x3 = 

1,148

1,56

1,93

2,29

2,62

916,3

827,8

771,3

727,5

695,8

A2x2 = 132,9x2

145,6

178,6

206,0

230,5

252,5

Gc = + A2x2

1061,9

1006,4

977,3

958,0

948,3

B1x3 = 648x3

743,9

1010,9

1250,6

1483,9

1697,8

B2x2 = 72,9x2

79,9

98,0

113,0

126,4

138,5

Gя = B1x3 + B2x2

823,8

1108,9

1363,3

1610,3

1836,3

Gст = Gc + Gя

1885,7

2115,3

2340,5

2568,3

2784,6

Gу = 58,21x3

66,83

90,8

112,3

133,3

152,5

1,556Gc

1652,3

1566,0

1520,6

1490,6

1475,6

1,428Gя

1176,4

1583,5

1946,8

2300,0

2622,2

6,621Gу

442,5

601,8

743,5

882,6

1008,4

Px=1,556Gc + 1,428Gя + 6,621Gу

3271,2

3751,3

4210,9

4673,2

5106,2

Пс = 0,0386x2

0,04231

0,05788

0,05983

0,06693

0,07334

2,512Gc

2667,5

2528,1

2455,0

2406,5

2382,1

2,131Gя

1755,5

2363,1

2905,2

3431,5

3913,2

116,42Gу

7780,3

10571,0

13074,0

15518,8

17754,0

3845,5x2

4214,7

5168,4

5960,5

6668,1

7306,5

Qx

16418,0

 

20820,6

24394,7

28024,9

31355,8

io = 

1,026

1,301

1,525

1,752

1,959

Go = 

324,6

264,7

229,5

205,2

187,2

1,03Go

334,3

272,6

236,4

211,4

192,9

Gпр = 1,10·1,03Go

367,7

329,8

260,0

232,5

212,2

kо,сGпр = 2,56Gпр

941,3

844,3

665,6

595,2

543,2

Са,ч = Gст + kо,сGпр

2827

2959,6

3006,1

3163,5

3327,8

J = 

1,989·106

2,202·106

2,366·106

2,502·106

2,620·106

σp = Mx3 = 8,19x3

9,400

12,78

15,80

18,76

21,46

d = Ax = 0,2243x

0,2449

0,2711

0,2910

0,3085

0,3225

d12 = ad = 1,40d

0,3634

0,4023

0,4318

0,4578

0,4786

l = πd12/β

0,9513

0,7021

0,5652

0,4794

0,4177

C = d12 + a12 +2a2 + a22

0,5184

0,5675

0,6047

0,6375

0,6637
 

Различие в результатах расчета трансформатора с медными и алюминиевыми обмотками можно определить путем сравнения графиков для вариантов IМ и IIА, рассчитанных для одинаковых параметров холостого хода и короткого замыкания при одинаковых конструкциях магнитной системы и обмоток. При переходе от меди к алюминию и при сохранении потерь короткого замыкания вследствие более высокого, чем у меди, удельного сопротивления алюминия радиальные размеры обмоток (а1, а2) и соответствующие коэффициенты (а, b) увеличиваются. Это ведет к увеличению коэффициентов А1, А2, В1, В2 и к увеличению при равных значениях β массы стали по сравнению с этими величинами для трансформаторов, имеющих медные обмотки. Поэтому графики GстA=f(β); PхA==f(β) и iоА =f(β) располагаются выше соответствующих графиков для трансформатора с медными обмотками. Поскольку общий объем и поперечное сечение алюминиевых обмоток больше, чем у медных, графики JА =f(β) и σp=f(β) располагаются ниже, чем у трансформатора с медными обмотками. При этом общий характер всех графиков GстA, GоA, PхA, iоА, jA, σpА остается таким же, как у соответствующих графиков трансформатора с медными обмотками.

Ранее было найдено β=2,14, соответствующее минимальной стоимости активной части трансформатора варианта IM с медными обмотками. График Са,ч на рис. 3.10 позволяет установить, что при изменении β в широких пределах - от 1,74 до 2,6 стоимость активной части отличается от минимума не более чем на 1 %,

Широкий диапазон значений β, практически обеспечивающий получение минимальной стоимости активной части трансформатора с отклонением от минимума не более чем на 1 %, еще не определяет оптимального значения β. Для выбора оптимального β необходимо обратиться к другим критериям. Графики на рис. 3.11 позволяют определить предельные значения β≤1,71 для заданных потерь холостого хода Рх = 3100 Вт. Предельное значение для заданного значения тока холостого хода iо=l,3 % составляет β≤2,25. Ранее были установлены предельные значения, ограниченные плотностью тока, β≤4,56, и механической прочностью обмоток при коротком замыкании, β≤6,87. Полученные по этим критериям предельные значения β сведены для обоих вариантов в табл. 3.10 и графически представлены на рис. 3.13.

На этом рисунке заштрихованы те зоны, в которых данный параметр выходит за пределы, установленные для него ГОСТ или заданными условиями. Выбор значений β

 

Рис. 3.13. Определение оптимального значения β и диаметра стержня d для трансформатора типа ТМ-1600/35 с медными (а) и алюминиевыми (б) обмотками

 

Таблица 3.10. Предельные значения β, полученные при предварительном расчете

Вариант

С'а,ч, min

Pх

iо

J

σр

IМ

2,14(1,74-2,6)

1,71

2,25

4,56

6,87

IIА

1,22(1,00-1,80)

1,10

1,80

4,08

4,43
 

и диаметра стержня возможен только в пределах всех не заштрихованных зон.

График на рис. 3.13, а позволяет для трансформатора с медными обмотками определить оптимальное значение β с учетом всех исследованных критериев. Из этого графика следует, что верхнее предельное значение β=1,71 для данного трансформатора определяется по заданным потерям холостого хода. На этом же графике нанесены линии, соответствующие четным значениям шкалы нормализованных диаметров стержня от 0,24 до 0,32 м (нормализованная шкала диаметров содержит также и нечетные значения 0,25; 0,27 м и т.д.). С учетом заданных критериев выбираем значение d = 0,26 м при β = 1,804. В этом случае стоимость активной части отличается от минимального значения не более чем на 1 %, потери холостого хода несколько превышают заданного значения и ток холостого хода оказывается ниже заданного значения.

Минимальная стоимость активной части трансформатора того же типа с алюминиевыми обмотками — вариант IIA - по графику рис. 3.10 составляет 87,5% минимальной стоимости активной части трансформатора с медными обмотками (1м) и точка минимума сдвинута к значению β=1,22. По графику рис. 3.13,б возможен выбор нормализованного диаметра стержня d = 0,25 м при β = 1,31. Потери холостого хода при этом будут несколько выше заданного значения 3100 Вт, ток холостого хода ниже заданного значения 1,3 % и стоимость активной части близка к минимальной.

Рис. 3.14. Изменение основных размеров - диаметра стержня d, высоты обмотки l и расстояния между осями стержней С с изменением β для трансформаторов типа ТМ-1600/35 с медными (IМ ) и алюминиевыми (IIА) обмотками

Обобщенный метод позволяет рассчитать ряд параметров трансформатора без определения его основных размеров l, d и С, которые также могут быть рассчитаны по (3.13), (3.29) и (3.40). На рис. 3.14 показано изменение этих размеров для двух исследованных вариантов расчета трансформатора.

Для выбранных значений d и р рассчитываем и находим по графикам приведенные ниже данные трансформаторов для примеров расчета § 3.6.

Вариант IМ—медные обмотки.

β=1,804; х=1,161; х2= 1,346; х3= 1,562.

Диаметр стержня

d = Ax = 0,2243·1.161 = 0,26 м.

Активное сечение стержня

Пс = 0,0355·1,346 = 0,4778 м2.

Средний диаметр обмоток

d12 = aAx = 1,40·0,2243·1,161 = 0,3645 м.

Высота обмоток

l = πd12/β = π·0,3645/1,804 = 0,6348

Высота стержня

l = lс + 2lo = 0,6348 + 2·0,075 = 0,7848 м.

Расстояние между осями стержней

С = d12 + а12 +bd + а22 = 0,3645 + 0,027 + 0,31·0,26 + 0,03 = 0,5021 м.

Электродвижущая сила одного витка

uв = 4,44·fПсВс = 4,44·50·1,62·0,04778 = 17,18 В.

Масса стали Gст = 1765 кг; масса металла обмоток Gо=537 кг; масса провода Gпр = 537·1,03 = 553,1 кг; плотность тока J=3,58·106 А/м2. Механические напряжения в обмотках σр = 14,14·1,562=22,1 МПа. Стоимость активной части С'а,ч= 3224 условных единиц, в денежном выражении Са,ч=С'а,ч сст = 3224·1,06 = 3417,4 руб. (см. табл. 3.7).

Потери и ток холостого хода Рх=3162 Вт и iо=1,145 %.

Вариант IIА—алюминиевые обмотки. β=1,31; х=1,070; х2= 1,145; х3= 1,225. Диаметр стержня

d = 0,2337·1,07 = 0,250 м.

Активное сечение стержня

Пс = 0,0386·1,145 = 0,0442 м2.

Средний диаметр обмоток

d12 = 1,484·0,250 = 0,3710 м.

Высота обмоток

l = π·0,3710/1,31 = 0,8897 м.

Высота стержня

lс = 0,8897 + 2·0,075 = 1,0397 м.

Расстояние между осями стержней

С = 0,3710 + 0,0300 + 0,388·0,250 + 0,0300 = 0,5217 м.

Напряжение одного витка

uв = 4,44·50·1,62·0,04422 = 15,89 В.

Масса стали Gст = 1927,6 кг; масса металла обмоток Gо=314,0 кг; масса провода Gпр = 1,10·354,4 кг; плотность тока J=2,029·106 А/м2. Механические напряжения в обмотках σр = 8,19·1,225=10,3 МПа. Стоимость активной части С'а,ч = 2851 условных единиц, в денежном выражении Са,ч = С'а,ч сст = 2851·1,06 = 3022 руб. (см. табл. 3.7).

Потери и ток холостого хода Рх=3359 Вт и iо=1,076 %.

Результаты проведенного в этой главе предварительного расчета двух вариантов трансформатора типа ТМ-1600/35 и полного расчета, проведенного в гл. 6—8, приведены в табл. 3.11. Основные размеры этих трансформаторов показаны на рис. 3.15. Результаты полного расчета достаточно хорошо сходятся с результатами предварительного расчета.

Необходимо отметить, что в процессе проведения предварительного расчета по обобщенному методу была получена возможность выбора оптимального варианта размеров трансформатора, определения и оценки ряда его параметров — масс активных материалов, стоимости активной части, параметров холостого хода и др. при предельно возможном диапазоне изменения соотношения основных размеров β и без детального расчета. При этом все исследованные варианты имели одинаковые заранее фиксированные параметры короткого замыкания.

Таблица 3.11. Сравнение данных предварительного и полного расчета трансформатора типа ТМ-1600/35

Показатели

Задано

Трансформатор с медными обмотками, IМ

Трансформатор с алюминиевыми обмотками, IА

Предварительный расчет

Полный расчет

Предварительный расчет

Полный расчет

Параметры

Полные потери, Вт

21110

21160

21667

21360

21459

Потери короткого замыкания, Вт

18000

18000

18265

18000

180186

Потери холостого хода, Вт

3100

3160

3402

3360

3273

Напряжение короткого замыкания, %

6,5

6,5

6,92

6,5

6,57

Ток холостого хода, %

1,3

1,145

,971

1,076

0,92

Механические напряжения, МПа

-

22,1

16,78

10,03

8,43

Электромагнитные нагрузки

Индукция Вс, Тл

1,62

1,62

1,588

1,62

1,563

Плотность тока J, А/м2

-

3,58·106

3,42·106

2,029·106

1,945·106

Основные размеры

β

-

1,804

1,7945

1,31

1,374

d, м

-

0,260

0,260

0,250

0,25

Средний диаметр d12, м

-

0,3645

0,3770

0,3710

0,3760

Высота обмотки l, м

-

0,6348

0,660

0,8897

0,860

Высота стержня lст, м

-

0,7848

0,810

1,0397

1,010

Расстояние между осями C, м

-

0,5021

0,520

0,5217

0,530

Данные масс

Масса стали Gст,, кг

-

1765

1862,2

1927,6

1926,4

Масса металла обмоток 1,03Gо, кг

-

552,0

619,4

324

358,6
 

 

Рис. 3.15. Основные размеры двух трансформаторов типа ТМ-1600/35 с медными (а) и алюминиевыми (б) обмотками

Подобное исследование, проведенное для ряда трансформаторов современных серий, показало, что общий характер изменения экономических и технических параметров с изменением β отличается теми же закономерностями, что и в разобранном примере с трансформатором типа ТМ-1600/35. Однако для трансформатора каждого типа при этом получаются свои пределы оптимального значения β. Так для трансформаторов с воздушным охлаждением с изоляцией обмоток повышенных классов нагревостойкости от В до Н вследствие относительно высоких цен изоляционных материалов минимум стоимости активной части сдвигается в зону более высоких значений β, где уменьшается масса металла обмоток и изоляции при относительном увеличении массы стали.

Обобщенный метод расчета силового трансформатора может быть также применен для исследования влияния некоторых исходных данных расчета на технические и экономические параметры трансформатора (см. гл. 11 и для расчета трансформаторов новой серии с определением не только оптимальных размеров трансформатора, но также и рациональных значений его параметров холостого хода и короткого замыкания (см. гл. 12).

Обобщенный метод расчета, разработанный в настоящей главе, позволяет на предварительной стадии вести расчет силовых трансформаторов с различными конструкциями магнитных систем — плоскими и пространственными, с обмотками из медного и алюминиевого провода, с масляным и воздушным охлаждением, в широком диапазоне мощностей при разных классах напряжения. Для всех этих вариантов получены принципиально одинаковые математические выражения, различающиеся лишь коэффициентами, учитывающими особенности той или иной конструкции, материала или способа охлаждения, чем определяется универсальность разработанного метода.

Применение обобщенного метода позволяет на стадии предварительного расчета с достаточной точностью и при ограниченном объеме вычислительной работы определить ряд важных технико-экономических параметров трансформатора и выбрать оптимальный вариант с учетом экономических и других требований.

Одним из главных требований, предъявляемых к вновь проектируемым сериям трансформаторов, является уменьшение металло- и материалоемкости, а также общих масс и габаритов конструкций. Одним из путей достижения этой цели в рассматриваемой системе обобщенного метода является переход на меньшие диаметры стержней магнитных систем трансформаторов за счет выбора меньших значений р. При этом существенно уменьшаются масса стали магнитной системы, потери и ток холостого хода, но увеличивается масса провода обмоток и стоимость активной части трансформатора при сохранении значения потерь короткого замыкания. Увеличение массы провода обмоток компенсируется существенно большим уменьшением массы стали магнитной системы (см. пример расчета в § 10.3).

В рассмотренном примере расчета трансформатора типа ТМ-1600/35 (вариант IIА с алюминиевыми обмотками) при переходе от выбранного диаметра 0,25 м и значения β = 1,31 на диаметр 0,24 м и значение β= 1,124 масса стали магнитной системы уменьшается на 64,6 кг, потери холостого хода на 100 Вт при увеличении массы провода обмоток на 25 кг и при практически неизменной стоимости активной части.

Анализ серий трансформаторов с медными и алюминиевыми обмотками показал, что для трансформаторов равной мощности, рассчитанных для стали одной марки при одинаковой индукции, имеющих одинаковые параметры холостого хода и короткого замыкания, могут быть установлены следующие приближенные отношения параметров:

 

Диаметр стержня магнитной системы dA ≈ (0,9 - 0,95) dM

Длина стержня lсА ≈ (1 ,4 - 1,5) lсМ

Расстояние между осями стержней СА ≈ (1 - 1,05) СM

Высота магнитной системы

(стержень и два ярма)          HсА ≈ (15 - 1,3) HсМ

Число витков в обмотке ωА ≈ (1,25 - 1,1) ωМ

Масса металла обмоток GoA ≈ (0,63 - 0,65) GoM

Масса стали магнитной системы GстA ≈ GстМ

Плотность тока в обмотках JА ≈ (0,55 - 0,6) JM

Растягивающие напряжения в обмотках

при коротком замыкании σрА ≈ (0,36 – 0,40) σрМ

Плотность теплового потока

на поверхности обмоток qА ≈ (0,6 - 0,7) qМ

При соблюдении этих соотношений обеспечивается полная взаимозаменяемость трансформаторов с медными и алюминиевыми обмотками по всем техническим и экономическим параметрам.

Для трансформаторов с алюминиевыми обмотками стоимость активной части обычно получается несколько меньшей, чем для трансформаторов с одинаковыми выходными данными, имеющих медные обмотки. При этом стоимость бака и масла у трансформатора с алюминиевыми обмотками вследствие большей высоты бака превышает стоимость бака и масла трансформатора с медными обмотками. Общая стоимость трансформатора для эквивалентных по мощности, классу напряжения и параметрам холостого хода и короткого замыкания современных трансформаторов с алюминиевыми и медными обмотками обычно оказывается практически равной.

Примеры приближенного расчета двух вариантов трансформатора ТМ-1600/35 показывают, что выбор оптимального значения β для каждого трансформатора определяется рядом условий, а именно заданными параметрами холостого хода и короткого замыкания, т. е. принятым уровнем потерь Рх и Рк и напряжением короткого замыкания uк, маркой стали магнитной системы и материалом обмоток, выбранными электромагнитными нагрузками активных материалов Вс, J и изоляционными расстояниями главной изоляции обмоток. Для того чтобы при расчете трансформатора найти правильное решение при минимальном объеме работы, рекомендуется в каждом случае для выбора β выполнить приближенный расчет по методике, показанной в примерах расчета трансформатора ТМ-1600/35 с медными и алюминиевыми обмотками.

При выполнении этапа приближенного расчета следует отчетливо представлять, что будут получены основные данные и размеры, которые, возможно, потребуют некоторой, обычно небольшой, корректировки при окончательном установлении параметров рассчитываемого трансформатора, соответствующих заданным значениям. Эта корректировка может быть необходима вследствие как приближенного определения значений а(а1+а2)/3 и др., так и необходимости считаться при реальном расчете с наличным сортаментом провода, особенностями выбранных конструкций обмоток и магнитной системы, нормализованным рядом диаметров стержней и т. д.

В ряде случаев при определенном уровне потерь для наиболее часто употребляемых материалов магнитной системы и обмоток для определения оптимального значения β можно воспользоваться рекомендациями табл. 3.12.

Таблица 3.12. Рекомендуемые значения β

а) Масляные трансформаторы

Мощность, кВ·А

Алюминий

Медь

6 -10 кВ

35 кВ

110 кВ

6 и 10 кВ

35 кВ

110 кВ

25-100

1,2 - 1,6

-

-

1,8-2,4

-

-

160-630

1,2 - 1,6

1,2-1,5

-

1,8-2,4

1,8-2,4

-

1000-6300

1,3 - 1,7

1,2-1,6

-

2,0-2,6

1,8-2,4

-

6300-16000

-

1,3-1,7

1,1-1,3

-

1,7-2,0

1,6-2,0

25000-80000

-

-

-

-

1,3-1,6

1,5-1,8

б) Сухие трансформаторы

Мощность, кВ·А

Алюминий

Медь

до 1 кВ

6 и 10 кВ

-

до 1 кВ

6 и 10 кВ

-

10-160

1,1-1,5

-

-

1,6-2,2

-

-

160-630

-

1,2-1,6

-

-

1,8-2,4

-

1000-1600

-

1,1-1,3

-

-

1,6-2,0

-
 

Примечания: 1. В таблице приведены значения β, рекомендуемые для трехфазных масляных трансформаторов классов напряжения 6, 10, 35 и 110 кВ, отвечающих требованиям ГОСТ 12022-76, 11920-85 и 12965-85 (см. § 1.4), и для современных трехфазных сухих трансформаторов.

2. Рекомендации даны для стали марок 3404 и 3405 по ГОСТ 21427-83 при толщине стали 0,35 и 0,30 мм и при индукциях bс = 1,6-1,65 Тл для масляных и bc=l,4-l,6 Тл для сухих трансформаторов.

3. Для трансформаторов класса напряжения 110 кВ с РПН по схеме рис.6.9, в, рассчитанных при пониженных значениях массы стали магнитной системы по § 10.3, принимать значение Р на 10 ниже нижнего предела, указанного в таблице, т. е. принимать 0,9 от 1,6 или 0,9 от 1,5.

лице приведены оптимальные значения β, полученные в результате исследования масляных трансформаторов современных серий с классами напряжения ВН 6, 10, 35 и 110кВ, отвечающих требованиям ГОСТ 12022-76, 11920-85 и 12965-85 (см. § 1.4), а также рекомендуемые значения β для современных сухих трансформаторов.

Рекомендуемые значения β предусматривают получение трансформаторов с заданным уровнем потерь, заданным напряжением короткого замыкания, со стоимостью активных материалов, близкой к минимальной, достаточно прочных при коротком замыкании, при условии применения материалов магнитной системы и обмоток, указанных в табл. 3.12.

Для однофазных двухобмоточных трансформаторов может быть использована та же таблица. При этом р определяется по табличному значению мощности, равному или близкому к утроенной мощности на одном стержне однофазного трансформатора.

При выборе β следует учитывать, что уменьшение р при сохранении параметров короткого замыкания ведет к уменьшению массы стали магнитной системы, потерь и тока холостого хода, а также к увеличению массы металла обмоток. Увеличение вызывает увеличение массы стали, потерь и тока холостого хода, но ведет к уменьшению массы металла обмоток.

Изменение β влияет на массу не только активных, но и остальных материалов трансформаторов. Вместе с увеличением β растут потери холостого хода и стоимость системы охлаждения, возрастают масса и стоимость конструктивных деталей остова, металла бака, трансформаторного масла, общая масса трансформатора. Общая стоимость материалов трансформатора имеет свою точку минимального значения, обычно близкую по шкале значений β к точке минимальной стоимости активных материалов. С увеличением β от этой точки общая стоимость материалов резко возрастает. Поэтому в целях экономии всех материалов трансформатора рекомендуется при прочих равных условиях выбирать меньшие из рекомендуемых значений β.

3.7. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОСНОВНЫХ РАЗМЕРОВ ТРАНСФОРМАТОРА

Расчет основных размеров трансформатора начинается с определения по (3.17) диаметра стержня

 (3.17)

Расчет и выбор величин, входящих в (3.17), рекомендуется производить в следующем порядке:

1. Мощность обмоток одного стержня трансформатора, кВ*А, определяется по (3.2)

(3.2)

где S — мощность трансформатора по заданию; с — число активных (несущих обмотки) стержней трансформатора.

Для трехобмоточного трансформатора S — наибольшая из трех мощностей пар обмоток ВН—СН, ВН—НН и СН— НН, для автотрансформатора — расчетная (типовая мощность).

2. Ширина приведенного канала рассеяния трансформатора ар=а12+ (a1+a2)/3 при определении диаметра стержня еще не известна. Размер а12 канала между обмотками ВН и НН определяется как изоляционный промежуток и может быть выбран на основании указаний, данных в § 4.5 о выборе главной изоляции трансформатора по испытательному напряжению обмотки ВН (см. табл. 4.5). Для сухих трансформаторов следует пользоваться данными, приведенными в § 4.6 и табл. 4.15. Этот промежуток, выраженный в

метрах может быть принят равным a12=a'12*10-3, где a'12 мм, — промежуток, найденный по табл. 4.5 для масляных или по табл. 4.15 для трансформаторов с естественным воздушным охлаждением.

Суммарный приведенный радиальный размер обмоток ВН и НН (al+a2)/3 при определении диаметра стержня может быть приближенно найден по (3.28) и табл. 3.3 (см. §3.5).

При расчете трехобмоточных трансформаторов по (3.28) в таком же порядке ориентировочно определяется приведенный размер двух внутренних обмоток НН и СН .

Значением (a1+a2)/3, найденным по (3.28), можно пользоваться только при определении основных размеров трансформатора. Во всех последующих расчетах следует пользоваться реальными радиальными размерами обмоток рассчитываемого трансформатора.

3. Значение β приближенно равно отношению средней длины витка двух обмоток lв трансформатора к их высоте l и определяет соотношение между шириной и высотой трансформатора. В том случае, когда заданные параметры трансформатора и принятые исходные данные расчета совпадают с условиями, для которых составлена табл. 3.12, выбор β может быть сделан по этой таблице с учетом замечаний, приведенных в § 3.6. Если такого совпадения нет, то рекомендуется выбор оптимального значения β делать на основании предварительного обобщенного расчета по методике, описанной в § 3.5 и 3.6.

При расчете трансформатора с магнитной системой из горячекатаной стали марок 1511—1514 при индукции Вс = 1,4-4-1,45 Тл получить трансформатор с потерями и током холостого хода, отвечающим требованиям современного ГОСТ, невозможно. В случае необходимости применения стали этих марок при расчете нестандартного трансформатора рекомендуется провести предварительный расчет по методике, описанной в § 3.5 и 3.6, и выбрать приемлемый вариант или воспользоваться данными, приведенными в табл. 3.12.

4. Коэффициент приведения идеального поля рассеяния к реальному полю (коэффициент Роговского) при определении основных размеров можно приближенно принять

kp=0,95

5. Частота f подставляется из задания на расчет трансформатора.

6. Реактивная составляющая напряжения короткого замыкания, Up определяется по формуле

В свою очередь напряжение короткого замыкания, Up, определяется из задания, а его активная составляющая, Up, — по формуле

где Рк — потери короткого замыкания, Вт; S — полная мощность трансформатора по заданию, кВА.

Для трансформаторов мощностью 10 000 кВA и более, поскольку для них активная составляющая Uа относительно мала, можно принять ир = ик. Для трехобмоточных трансформаторов в (3.17) следует подставлять значение Up=Uк для двух внутренних обмоток (НН и СН).

Для автотрансформаторов в (3.17) следует подставлять расчетное напряжение короткого замыкания Uк,р, определенное в соответствии с указаниями § 3.2.

7. Индукция в стержне Вс выбирается по табл. 2.4 в соответствии с замечаниями, сделанными в § 2.2 и 11.1. В трансформаторах относительно небольшой мощности (S< =25 кВ*А) выбирают обычно пониженную индукцию во избежание получения повышенных значений тока холостого хода. Из этих же соображений не рекомендуется выбирать индукцию выше значений, данных в табл. 2.4. Уменьшение индукции хотя и дает заметное снижение тока и некоторое снижение потерь холостого хода, однако приводит к увеличению массы и стоимости активных материалов — стали и металла обмоток.

8. Коэффициент заполнения активным сечением стали площади круга, описанного около сечения стержня, Rс зависит от выбора числа ступеней в сечении стержня, способа прессовки стержня и размеров охлаждающих каналов, толщины листов стали и вида междулистовой изоляции. Общий коэффициент заполнения Rc равен произведению двух коэффициентов

 (3.67)

В свою очередь коэффициенты Rкр и R3 могут быть определены по табл. 2.2, 2.5, 2.6 согласно указаниям, данным в §2.2, 2.3 и 11.2.

После определения и выбора всех значений, входящих в (3.17), по этой формуле рассчитывается диаметр стержня.

Если полученный диаметр d не соответствует нормализованной шкале диаметров (см. § 2.3), то следует принять ближайший диаметр по нормализованной шкале dH и определить значение βн, соответствующее нормализованному диаметру. Если значение β выбрано по методике, описанной в § 3.5 и 3,6, то оно пересчитывается по формуле

При выборе β по табл. 3.12 определение производится по формуле

 (3.69)

Второй основной размер трансформатора — средний диаметр канала между обмотками d12 — может быть предварительно приближенно определен (см. рис. 3.5) по формуле

d12=d+2aф1+2a1+a12 (3.70)

или d12=ad (§3.5)

При расчете d12  по (3.70) радиальные размеры осевых каналов aф1 между стержнем и обмоткой НН и а12 между обмотками НН и ВН определяются из условий электрической прочности главной изоляции трансформатора по испытательным напряжениям обмоток НН и ВН соответственно по табл. 4.4 и 4.5.

В (3.70) подставляются а12=а'12 *10-2 и a01 = a01 *10-2. Радиальный размер обмотки НН а1 может быть приближенно подсчитан по формуле

 (3.71)

где (a1+a2)/3 определяется приближенно по (3.28); коэффициент k1 может быть принят равным 1,1 для трансформаторов мощностью 25—630 кВА с плоской или 1,2 с пространственной навитой магнитной системой; 1,4 для трансформаторов мощностью 1000—6300 кВА класса напряжения 10 кВ и мощностью 1000—80 000 кВА класса напряжения 35 кВ; 1,1 для трансформаторов класса напряжения 110 кВ. Третий основной размер трансформаторов — высота обмотки, см, определяется по формуле

 (3.72)

В (3.72) подставляется величина βн, определенная для нормализованного диаметра по (3.68) или (3.69).

После расчета основных размеров трансформатора подсчитывается активное сечение стержня, т. е. чистое сечение стали, см2: .

 (3.73)

Электродвижущая сила одного витка, В,

 (3.74)

Определение размеров стержня и обмоток, проводимое в начале расчета, является предварительным. Задача предварительного расчета заключается в приближенном определении основных размеров магнитной системы и обмоток

d12, l и в расчете активного сечения стержня Bс и ЭДС одного витка обмотки, что необходимо в дальнейшем для полного расчета обмоток. Сечение стержня ПС в предварительном расчете определяется по коэффициенту заполнения Rc без расчета размеров пакетов и при окончательном расчете магнитной системы может быть скорректировано на 0,5—1 %. Полное сечение стержня Пс может быть также найдено по табл. 8.6 и 8.7, а размеры пакетов стержня и ярма по табл. 8.2—8.5.

В окончательном расчете магнитной системы, проводимом после полного расчета обмоток, проверки и подгонки к заданной норме параметров короткого замыкания, определяют размеры ступеней в сечении стержня и ярма и все остальные размеры магнитной системы, уточняют активные сечения стержня и ярма, а также индукцию, рассчитывают массу стали, потери и ток холостого хода.

В процессе полного расчета обмоток и окончательного расчета магнитной системы размеры и параметры, приближенно найденные в предварительном расчете, могут быть несколько изменены. Поэтому при расчете параметров короткого замыкания и холостого хода и других подсчетах, которые проводятся в конце расчета, после окончательной раскладки обмоток и определения реальных размеров магнитной системы следует пользоваться не предварительно полученными здесь значениями d, d12, l, (a1+a2)/3, a1, Пс и Вс, а размерами и параметрами, найденными для реальных обмоток и магнитной системы.

Глава четвертая

ИЗОЛЯЦИЯ В ТРАНСФОРМАТОРАХ

4.1. КЛАССИФИКАЦИЯ ИЗОЛЯЦИИ В ТРАНСФОРМАТОРАХ

Каждый силовой трансформатор при оценке его электрической прочности может быть представлен состоящим из трех систем — системы частей, находящихся во включенном трансформаторе под напряжением; системы заземленных частей и системы изоляции, разделяющей как первые две системы, так и отдельные части, находящиеся под напряжением.

К системе частей, находящихся под напряжением, относятся все металлические части и детали, служащие для проведения рабочего тока (обмотки, контакты переключателей ступеней напряжения, отводы, проходные шины и шпильки вводов и др.), а также все гальванически соединенные с ними детали (защитные экраны, емкостные кольца, металлические колпаки проходных изоляторов и т. д.).

К системе заземленных частей следует отнести: магнитную систему со всеми металлическими деталями, служащими для ее крепления, бак и систему охлаждения, также со всеми деталями и металлической арматурой в масляных трансформаторах или защитный кожух в сухих трансформаторах.

Изоляция, разделяющая части, находящиеся под напряжением, между собой и отделяющая их от заземленных ча стей, в силовых трансформаторах выполняется в виде конструкций и деталей из твердых диэлектриков — электроизоляционного картона, кабельной бумаги, лакотканей, дерева, текстолита, бумажно-бакелитовых изделий, фарфора и других материалов. Части изоляционных промежутков, не за полненные твердым диэлектриком, заполняются жидким или газообразным диэлектриком — трансформаторным маслом в масляных трансформаторах, атмосферным воздухом в сухих трансформаторах. В качестве такого диэлектрика иногда применяются и другие жидкости и газы, а также практикуется заливка всего трансформатора компаундом или заполнение кварцевым песком.

Изоляция обмоток может быть подразделена на главную изоляцию, т. е. изоляцию каждой из обмоток от заземленных частей и от других обмоток, и продольную изоляцию — между различными точками данной обмотки, т. е. между витками, слоями, катушками и элементами емкостной защиты. Аналогично можно подразделить также и изоляцию отводов и переключателей. Разделение изоляции на главную и продольную может быть отнесено к масляным и сухим трансформаторам.

Классом напряжения обмотки называют ее длительно допустимое рабочее напряжение. Класс напряжения обмотки трансформатора совпадает с номинальным напряжением электрической сети, в которую обмотка включается. Классом напряжения трансформатора считают класс напряжения обмотки ВН. Каждому классу напряжения трансформатора соответствуют номинальное рабочее напряжение и определенные испытательные переменные напряжения при 50 Гц и импульсное. Так для класса напряжения 35 кВ номинальными напряжениями являются 31,5, 35 и 38,5 кВ; наибольшее рабочее напряжение равно 40,5 кВ; испытательное переменное напряжение 50 Гц равно 85 кВ, а импульсное для полной волны 200 кВ.

4.2. ОБЩИЕ ТРЕБОВАНИЯ. ПРЕДЪЯВЛЯЕМЫЕ К ИЗОЛЯЦИИ ТРАНСФОРМАТОРА

Изоляция трансформатора должна выдерживать без повреждений электрические, тепловые, механические и физико-химические воздействия, которым она подвергается при эксплуатации трансформатора.

Стоимость изоляции составляет существенную долю стоимости трансформатора. Для трансформаторов классов напряжения 220—500 кВ стоимость изоляции, включая масло, достигает 15—20 % стоимости всего трансформатора.

Главными задачами при проектировании изоляции транс форматора являются: определение тех воздействий, прежде всего электрических, которым изоляция подвергается в процессе эксплуатации; выбор принципиальной конструкции изоляции и форм изоляционных деталей; выбор изоляционных материалов, заполняющих изоляционные промежутки, и размеров изоляционных промежутков.

В эксплуатации силовой трансформатор постоянно находится во включенном состоянии, а его изоляция — под дли тельным воздействием рабочего напряжения, которое она должна выдерживать без каких-либо повреждений неограниченно долгое время. Допустимые продолжительные превышения напряжения должны быть указаны в стандартах на конкретные типы и группы трансформаторов. Согласно требованию ГОСТ 11677-85 силовые трансформаторы должны быть также рассчитаны на работу в определенных условиях при кратковременном напряжении, превышающем номинальное до 15 и 30 %. В электрической системе, в которой работает трансформатор, вследствие нормальных коммутационных процессов (включение и выключение больших мощностей и т. д.) или процессов аварийного характера (короткие замыкания, обрыв линий и т. д.) возникают кратковременные перенапряжения, достигающие в отдельных редких случаях значений, близких к четырехкратному фазному напряжению. Длительность этих перенапряжений измеряется сотыми долями секунды и, как правило, не превышает 0,1 с. Нормальное рабочее напряжение и перенапряжение коммутационного характера воздействуют в основном на главную изоляцию обмотки.

В воздушной сети могут возникать также импульсные волны перенапряжений, вызванных грозовыми атмосферными разрядами. Эти импульсы, достигая трансформатора, воздействуют на его изоляцию. Атмосферные перенапряжения в отдельных неблагоприятных случаях достигают 10-кратного фазного напряжения при длительности, измеряемой микросекундами. Воздействие атмосферных грозовых перенапряжений сказывается главным образом на продольной изоляции обмоток трансформатора, в частности на изоляции между витками, между слоями витков и между от дельными катушками обмотки.

При возникновении перенапряжений того или иного типа в случае недостаточной электрической прочности изоляции может произойти электрический разряд или даже пробой, т. е. местное разрушение изоляции.

Для упрощения расчета и стандартизации требований, предъявляемых к электрической прочности изоляции готового трансформатора, электрический расчет изоляции произ водится так, чтобы она могла выдержать приемосдаточные и типовые испытания, предусмотренные соответствующими нормами. Нормы испытаний составлены с учетом возможных в практике значений, длительности и характера электрических воздействий, содержат необходимые запасы прочности и закреплены в ГОСТ. Нормы периодически пересматриваются в соответствии с уточнением технических требований, предъявляемых к трансформаторам, развитием их производства и улучшением условий эксплуатации. Эти нормы являются строго обязательными для всех предприятий, выпускающих трансформаторы.

Для проверки электрической прочности изоляции масляных транс форматоров обычной конструкции, т. е. не имеющих ступенчатой изоляции по отношению к земле, установлены следующие приемосдаточные испытания каждого выпускаемого из производства трансформатора классов напряжения до 35 кВ включительно (ГОСТ 1516.1-76).

1. Испытанию подвергается изоляция каждой из обмоток, электрически не связанной с другими обмотками. Испытательное напряжение (50 Гц) от постороннего источника прикладывается между испытываемой обмоткой, замкнутой накоротко, и заземленным баком, с которым соединяется магнитная система и замкнутые накоротко все прочие об мотки испытываемого трансформатора. Длительность приложения испытательного напряжения 1 мин. Значения испытательных напряжений при нормальных атмосферных условиях [температура 20 °С, барометрическое давление 0,1 МПа (760 мм рт. ст.), влажность 11 г/м3] должны быть равны значениям, указанным в табл. 4.1 (для сухих трансформаторов табл. 4.2).

При этом испытании все части обмотки имеют один и тот же по тенциал и проверяется главная изоляция испытываемой обмотки, ее от водов, вводов и переключателей.

Таблица 4.1. Испытательные напряжения промышленной частоты (50Гц) для масляных силовых трансформаторов (ГОСТ 1516.1-76)

Класс напряжения,

кВ

 3 6 10 15 20 35 110 150 220 330 500
Наибольшее рабочее напряжение,

кВ

 3,6 7,2 12,0 17,5 24 40,5 126 172 252 363 525
Испытательное напряжение Uисп,кВ 18 25 35 45 55 85 200 230 325 460 630

Примечание: Обмотки масляных и сухих трансформаторов с рабочим напряжением до 1кВ имеют Uисп=5кВ.

Таблица 4.2. Испытательные напряжения промышленной частоты (50Гц) для сухих силовых трансформаторов (ГОСТ 1516.1-76)

Класс напряжения, кВ До 1,0 3 6 10 15
Испытательное напряжение, кВ 3 10 16 24 37

2. После испытания напряжением, приложенным от другого источника, изоляция обмоток испытывается напряжением, наведенным в самом испытываемом трансформаторе в результате приложения к одной из обмоток (между ее вводами) двойного номинального напряжения повышенной частоты. Длительность приложения этого испытательного напряжения для силовых трансформаторов 1 мин.

При этом испытании в каждом витке, каждой катушке и обмотке наводится двойная ЭДС и проверяется продольная изоляция всех обмоток, отводов, вводов и переключателей.

Трансформаторы классов напряжения 110, 150 и 220 кВ, нейтраль обмотки которых при работе в сети нормально заземлена, испытываются напряжением, приложенным от постороннего источника, между испытываемой обмоткой и заземленными частями в течение 1 мин в размере испытательного напряжения нейтрали, т. е. 100 кВ при классе напряжения обмотки 110 кВ; 130 кВ при классе напряжения 150 кВ и 200 кВ при классе напряжения 220 кВ. Эти трансформаторы испытываются также напряжением, индуктированным в самом трансформаторе, в размере испытательного напряжения по табл. 4.1 при частоте 100—400 Гц. Длительность испытания при частоте 100 Гц 1 мин. При более высокой частоте длительность сокращается.

Таблица 4.3. импульсные испытательные напряжения внутренней изоляции (в масле) силовых трансформаторов (ГОСТ 1516.1-76)

Класс напряжения обмотки,кВ Амплитуды импульсных испытательных напряжений, кВ Класс напряжения обмотки, кВ Амплитуды импульсных испытательных напряжений, кВ
Полная волна Срезанная волна Полная волна Срезанная волна
3 44 50 110 480 550
6 68 70 150 550 600
10 80 90 220 750 835
15 108 120 330 1050 1150
20 130 150   500 1550 1650
35 200 225      

Трансформаторы классов напряжения 220, 330 и 500 кВ испытываются путем длительного—при приемосдаточных испытаниях в течение 30 мин — приложения напряжения от постороннего источника между частями, находящимися под напряжением и заземленными. Значения испытательных напряжений: 220 кВ при классе напряжения 220 к В; 295 кВ при классе 330 кВ и 425 при классе напряжения 500 кВ. Эти трансформаторы испытываются также индуктированным напряжением частотой 100—400 Гц в размере испытательного напряжения по табл. 4.1.

Кроме приемосдаточных испытаний электрической изоляции, которым подвергается каждый трансформатор, выпускаемый заводом, каждый новый тип трансформатора подвергается типовым испытаниям по более широкой программе, включающей испытания грозовыми, а при классах напряжения 330 кВ и выше также и коммутационными им пульсами (табл. 4.3).

Электрическая прочность изоляции трансформатора обеспечивается прежде всего правильным учетом тех электрических воздействий, которые эта изоляция испытывает в эксплуатации, и правильным выбором норм, т. е. испытательных напряжений и методов воздействия на изоляцию при приемосдаточных и типовых испытаниях трансформаторов. Именно условиями электрической прочности определяется выбор принципиальной конструкции изоляции и форм ее деталей. Основные типы изоляционных конструкций приведены в § 4.4, а в § 4.5 даны рекомендации по их выбору для трансформаторов различных классов напряжения.

Обмотки и все токоведущие части трансформатора при его работе нагреваются от возникающих в них потерь, Как длительное, так и кратковременное (аварийное) воздействие высоких температур на изоляцию обмоток вызывает старение изоляции, которая постепенно теряет свою эластичность, становится хрупкой, снижает электрическую прочность и разрушается. В правильно рассчитанном и правильно эксплуатируемом трансформаторе изоляция обмоток должна служить 25 лет и более.

Необходимая нагревостойкость изоляции, гарантирующая длительную безаварийную работу трансформатора, достигается ограничением допустимой температуры его обмоток и масла, применением изоляционных материалрв соответствующего класса, выдерживающих длительное воздействие допустимой температуры, и рациональной конструкцией обмоток и изоляционных деталей, обеспечиваю щей их нормальное охлаждение.

При прохождении электрического тока по обмоткам и другим токоведущим частям между ними возникают механические силы. В аварийном случае короткого замыкания трансформатора механические силы, достигая значений тем больших, чем больше мощность трансформатора, могут вы звать разрушающие напряжения в междукатушечной или опорной изоляции обмоток.

Выбор изоляционных материалов производится с учетом их изоляционных свойств, механической прочности и химической стойкости по отношению к трансформаторному маслу, если речь идет о масляном трансформаторе. Материал не должен входить в химические реакции с маслом при температуре до 105—110 °С и не должен содействовать химическим и физическим изменениям масла в качестве катали затора. В трансформаторостроении накоплен достаточный опыт для выбора изоляционных материалов для масляных и сухих трансформаторов, имеющих необходимые изоляционные свойства, стойких в химическом отношении и обладающих достаточной механической прочностью, позволяю щей им выдерживать механические воздействия при аварийных процессах в трансформаторе (см. § 4.3). Материалы, применяемые в масляных трансформаторах, например электроизоляционный картон, бумага разных сортов, фарфор, хлопчатобумажная лента, не вступают в химическое воз действие с маслом, не разрушаются сами и не способствуют химическому разложению и загрязнению масла.

Изоляционные материалы, имеющие в том или ином виде смолы, лаки и эмали, например эмалевая изоляция провода, бумажно-бакелитовые изделия, лакоткани, текстолит, должны содержать смолы, лаки и эмали, нерастворимые в трансформаторном масле.

В обычно применяемых конструкциях трансформаторов изоляция подвергается воздействию, как правило, только сжимающих усилий, а наиболее употребительные изоляционные материалы, например электроизоляционный кар тон, кабельная бумага, бумажно-бакелитовые изделия, текстолит, допускают сжимающие напряжения до 20—40 МПа, что практически оказывается совершенно достаточным.

При выборе изоляционных материалов для той или иной конструкции изоляции масляного или сухого трансформатора и установлении размеров изоляционных промежутков можно пользоваться рекомендациями § 4.5. При этом в масляном трансформаторе можно использовать материалы класса нагревостойкости А, допускающего температуру до 105 °С, и в сухом — классов от А до Н, допускающих температуру от 105 до 155 °С. Неправильный выбор изоляционных промежутков, материалов и размеров изоляционных конструкций может привести к разрушению трансформатора, если эти промежутки малы, или к чрезмерному расходу изоляционных и других материалов и увеличению стоимости трансформатора, если промежутки велики.

Выбор изоляционных промежутков определяет в известной мере не только расход активных, изоляционных и конструктивных материалов, но также массу, габариты, а следовательно, и предельную мощность трансформатора, который можно изготовить на заводе и доставить по железной дороге к месту установки. Уменьшение изоляционных промежутков, обеспечивающее экономию материалов и увеличение предельной мощности выпускаемых заводами транс форматоров, при достаточной электрической прочности изоляции достигается различными мерами. К этим мерам относятся прежде всего: применение рациональных конструкций обмоток и их изоляции; улучшение защиты транс форматоров в сетях от атмосферных и коммутационных перенапряжений путем установки разрядников с лучшими разрядными характеристиками; улучшение качества изоляционных материалов, а также технологии обработки изоляции и повышение общей культуры производства.

Решающее значение в обеспечении электрической прочности изоляции имеет технология ее обработки. Одной из важнейших технологических операций обработки изоляции является вакуумная сушка активной части трансформатора после ее сборки и перед установкой в баке и заливкой маслом. Эта операция проводится для удаления влаги и газов из изоляции трансформатора для увеличения ее электрической прочности и уменьшения диэлектрических потерь, стабилизации размеров изоляционных деталей и увеличения электродинамической стойкости трансформатора при коротком замыкании, повышения надежности и увеличения срока службы трансформатора.

Основная работа в совершенствовании процесса сушки ведется в направлении некоторого уменьшения температуры сушки и существенного снижения остаточного давления в сушильных камерах. Считается, что остаточное давление в камере во время сушки трансформатора не должно быть выше 650 Па (5 мм рт. ст.) при классе напряжения 10 кВ; 130 Па (1 мм рт. ст.) при 35—150 кВ; 13 Па (0,1 мм рт. ст.) при 220—500 кВ и 1 Па (0,01 мм рт. ст.) при 750—1150 кВ. Немаловажное значение для электрической прочности трансформатора имеет заливка его после сушки хорошо про сушенным и дегазированным маслом.

Трансформаторы классов напряжения до 35 кВ включительно заливаются маслом при окончательной сборке без вакуумирования бака. Трансформаторы классов напряжения 110 кВ и выше при окончательной сборке заливаются просушенным, дегазированным и подогретым маслом надлежащей марки под вакуумом. Распространение этого способа заливки на трансформаторы класса напряжения 35 кВ может позволить перейти на облегченную изоляцию по рис. 4.5, б.

Примером технологической операции, увеличивающей механическую прочность изоляционного материала, может служить предварительная, до изготовления деталей, прессовка и уплотнение электроизоляционного картона.

Достаточная электрическая прочность изоляции транс форматора зависит также от уровня культуры производства — соблюдения технологической дисциплины, надлежащей чистоты в цехах и т. д. Заготовку и хранение изоляции, а также сборку активной части трансформаторов классов напряжения 500 кВ и выше рекомендуется производить в помещениях с регулируемым микроклиматом при поддержании определенного уровня температуры, влажности, при ограниченной запыленности воздуха и т. д.

Трансформаторное масло, соприкасаясь в горячем со стоянии с воздухом, в большей степени подвергается химическим воздействиям и увлажнениям, чем твердая изоляция трансформатора. Поэтому при эксплуатации трансформаторов практикуются систематическая очистка, сушка и смена масла, а также принимаются меры, направленные на уменьшение поверхности соприкосновения масла с воздухом, осуществляется осушение поступающего в расширитель воздуха в специальных химических осушителях, производятся герметизация расширителей, защита открытой поверхности масла слоем инертного газа или синтетическими пленками и т. д. Определенная технология подготовки и заливки масла должна соблюдаться не только в производстве трансформатора, но также и в эксплуатации при периодических сменах и очистках масла.

Изоляция сухих трансформаторов должна предохраняться от увлажнения, а при установке трансформаторов в помещениях, воздух которых содержит пары кислот или других разъедающих жидкостей, — от воздействия этих паров. Этим целям служит пропитка обмоток различными лаками. Изоляция трансформатора должна быть не только прочной во всех отношениях, но также и дешевой. При условии соблюдения равной прочности всегда следует добиваться получения более простой в производстве конструкции, применения более дешевых материалов, экономного их расходования, а также применения материалов, допускающих более простую и дешевую технологическую обработку.

4.3. ЭЛЕКТРОИЗОЛЯЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ, ПРИМЕНЯЕМЫЕ В ТРАНСФОРМАТОРОСТРОЕНИИ

В соответствии с воздействиями, которые испытывает изоляция трансформатора в эксплуатации, и требованиями к электрической и механической прочности изоляции, ее нагревостойкости и химической стойкости в трансформаторостроении нашло применение сравнительно небольшое число различных изоляционных материалов. Эти материалы, хорошо отвечая всем требованиям, одновременно являются дешевыми, а также требуют сравнительно несложной технологической обработки. Ниже приводятся краткие харктеристики этих материалов и область их применения в трансформаторостроении. В масляных трансформаторах для внутренней изоляции применяются главным образом изоляционные материалы класса нагревостойкости А.

1. Кабельная бумага (ГОСТ 23436-83). Обычная кабельная бумага марок К-080, К-120 и К-170 толщиной 80, 120 и 170 мкм; многослойная марок КМ-120 и КМ-170 и многослойная упроченная марки ЕМП-120 толщиной 120 и 170 мкм соответственно. Бумага изготовляется из сульфатной небеленой целлюлозы и выпускается в рулонах шириной 500, 650, 670, 700, 750 и 1000 мм (±3 мм) при диаметре рулона от 450 до 500 мм. В трансформаторах применяется бумага главным образом марки К-120 толщиной 120 мкм для изоляции обмоточного провода (на кабельном заводе); в виде полос разной ширины для междуслойной изоляции и в многослойных цилиндрических обмотках классов напряжения 6, 10, 20 и 35 кВ; в виде полосок шириной 20—40 мм, наматываемых вручную.

В обмотках классов напряжения ПО кВ и выше для изоляции провода и других целей применяется кабельная бумага по ГОСТ 645-79 высоковольтная многослойная марок КВМ-80, КВМ-120 и КВМ-170, а также высоковольтная многослойная стабилизированная уплотненная марок КВМСУ-80 и КВМСУ-120. Ширина рулонов 500, 650, 670 и 750 мм (±3 мм), диаметр рулона 450—800 мм. Плотность бумаги марок К, КМ, КМП и КВМ (720-770±50) кг/м3, плотность марки КВМСУ — 1100 + 50 кг/м3. При этих классах напряжения кабельная бумага используется также для изоляции отводов и элементов емкостной защиты. Кабельная бумага является одним из основных изоляционных материалов в масляных трансформаторах.

2.  Телефонная бумага (ГОСТ 3553-73). Телефонная бумага марки КТ-50 изготовляется из сульфатной небеленой целлюлозы, выпускается в рулонах шириной 500, 700 и 750 мм (±3 мм) и диаметром 500— 650 мм при толщине 50 мкм; плотность 820 кг/м3. В трансформаторах применяется в качестве междуслойной изоляции и изоляции отводов и ответвлений некоторых обмоток, наматываемых из провода круглого сечения.

3.  Лакоткань электроизоляционная (ГОСТ 2214-78). Вырабатывается из хлопчатобумажной ткани, прошедшей трехкратную пропитку масляным лаком. Выпускается в рулонах шириной от 800 до 920 мм. Класс нагревостойкости А (105°С). В масляных трансформаторах применяется главным образом лакоткань марки ЛХММ (лакоткань хлопчатобумажная на основе масляного лака, маслостойкая) толщиной 170, 200 и 240 мкм (допуск ±20 мкм). В виде лент шириной 2—3 см, наматываемых вручную, лакоткань находит применение для изоляции отводов, главным образом в местах, где требуются эластичность и механическая прочность, например на местах пайки, изгиба и т. д.

В других местах изоляции отводов лакоткань вытеснена менее эластичной, но столь же электрически прочной и значительно более дешевой кабельной и электроизоляционной крепированной бумагой.

3а. Стеклолакоткань электроизоляционная (ГОСТ 10156-78). В сухих трансформаторах, работающих при повышенной температуре и требующих изоляции повышенного класса нагревостойкости, может применяться электроизоляционная стеклолакоткань, изготовляемая из стеклоткани на основе кремнийорганического лака марки ЛСК-155/180 классов нагревостойкости F и Н и на основе битумно-масляного алкидного лака марки ЛСБ-120/130 классов нагревостойкости Е и В. Ширина рулона стеклолакоткани 690, 790, 890, 940, 990, 1060 и 1140 мм (±20 мм); толщина стеклолакоткани марки ЛСБ 120, 150, 170, 200 и 240 мкм; марки ЛСК — те же толщины и 50, 60, 80 и 100 мкм.

4.  Бумага электроизоляционная крепированная (ГОСТ 12796-76). Изготовляется из сульфатной небеленой целлюлозы, толщина крепированной бумаги (440±90) мкм. Поставляется в рулонах шириной 1000 и диаметром 700—800 мм, удлинение 70%, масса 1 м2—(130±10)г. В трансформаторах успешно применяется вместо лакоткани в виде лент шириной 20—40 мм для изоляции отводов.

5.  Хлопчатобумажные ленты (ГОСТ 4514-78). Киперная лента толщиной (0,45 + 0,02) мм при ширине 8, 10, 12, 15, 25, 30, 35, 40 и 50 мм, марки лент К-8-1 до К-50-17. Тафтяная лента толщиной (0,16 + ±0,02) мм и (0,25+0,02) мм при ширине от 10 до 50 мм марок от Т-10-18 до Т-50-39. В трансформаторах применяются только для механического крепления витков обмотки, изоляции отводов и т. д. При электрическом расчете изоляции во внимание не принимаются.

6.  Картон электроизоляционный для трансформаторов и аппаратов с масляным заполнением (ГОСТ 4194-83). Он изготовляется из сульфатной небеленой целлюлозы. Выпускается следующих марок: AM — картон эластичный гибкий с высокой стойкостью к действию поверхностных разрядов, применяется для изготовления деталей главной изоляции высоковольтных трансформаторов напряжением от 750 кВ и выше; А — картон эластичный гибкий с повышенной стойкостью к действию поверхностных разрядов, применяется для изготовления деталей главной изоляции трансформаторов напряжением до 750 кВ включительно; Б — картон средней плотности с повышенными электрическими характеристиками, применяется для изготовления деталей главной изоляции трансформаторов до 220 кВ включительно и для деталей уравнительной и ярмовой изоляции трансформаторов всех классов напряжения; В — картон повышенной плотности с малой сжимаемостью под давлением и высокой электрической прочностью, применяется для изготовления продольной и главной изоляции трансформаторов; Г — картон средней плотности с повышенным сопротивлением расслаиванию, применяется для получения склеенного картона и изготовления изоляционных деталей.

Толщина листов картона марок AM, А и В— (2,00±0,15); (2,50± ±0,20) и (3,00±0,20) мм; картона марки Б—1,00; 1,50; 2,0; 2,50; 3,00; 4,00; 5,00 и 6,00 мм при допуске от ±0,10 до ±0,40 мм по мере возрастания толщины листов картона и марки Г — 0,50; 1,00; 1,50; 2,00; 2,50 и 3,00 мм при допуске от ±0,05 до ±0,20 мм.

Размеры листов картона марок AM, А, Б и В —3000х4000, 3000 х2000, 1500х1020 и 1000х1020 мм; картона марки Г —850x1100 мм. Картон марки Г толщиной 0,50 мм должен выпускаться также в рулонах шириной (1000±5) мм. Плотность картона марки AM — 880—1000, марок А, Б и Г — 900—1000 и марки В — 1250 кг/м3. Электроизоляционный картон применяется как материал для намотки цилиндров между обмотками, изготовления перегородок, щитов, шайб, ярмовой изоляции (главная изоляция), междукатушечных прокладок, реек (продольная изоляция).

В сухих трансформаторах рекомендуется применять картон марки ЭВ (ГОСТ 2824-75) толщиной 1,0; 1,25; 1,50; 1,75; 2,0; 2,5 и 3,0 мм, выпускаемый в листах размерами по соглашению заказчика с поставщиком. Плотность картона при толщине 1,0—1,5 мм—1000 кг/м3, при толщине 1,75—3,0 мм — 950 кг/м3.

7.  Трубки электротехнические бумажно-бакелитовые (ГОСТ 8726-80). Изготовляются путем намотки из электроизоляционной пропиточной или намоточной бумаги, предварительно покрытой пленкой бакелитового лака с последующей лакировкой и полимеризацией лака. Выпускаются трубки марки ТБ. Длительно допустимые рабочие температуры от —60 до +105оС. Трубки обладают высокой электрической и механической прочностью. В трансформаторах для изоляции отводов применяются трубки внутренним диаметром от 6 до 30 мм, толщиной стенки от 1,5 до 10 мм и длиной от 200 до 950 мм.

Для изоляции цилиндрических обмоток между собой и внутренней обмотки от стержня магнитной системы применяются цилиндры. Выпускаются цилиндры при внутреннем диаметре от 85 до 500 мм (значения диаметра кратны 5 мм) и при диаметре от 510 до 1200 мм (значения диаметра кратны 10 мм). Длина цилиндров 200—1500 мм при диаметре от 85 до 400 мм и 505—2200 мм при диаметре от 405 до 1200 мм. Толщина стенок при внутреннем диаметре от 85 до 350 мм кратна 1 мм и при диаметрах от 355 до 1200 мм кратна 2 мм. Трубки бумажно-бакелитовые применяются также в качестве изоляционных деталей в переключающих устройствах ПБВ и РПН.

8.   Гетинакс (ГОСТ 2718-74). Изготовляется из пропитанной бакелитовым лаком бумаги, спрессованной при повышенной температуре, выпускается в виде досок различной толщины, обладает высокой электрической и механической прочностью. Плотность 1280—1400 кг/м3. В масляных трансформаторах применяются марки V, V-I и V-II с толщиной листов от 5 до 50 мм, главным образом для досок зажимов, дисков переключателей и крепления на крышке трансформатора проходных шин.

9.  Дерево. В масляных и сухих трансформаторах применяется для реек, прокладываемых между обмотками и изоляционными цилиндрами или между слоями обмоток при рабочем напряжении не свыше 10 кВ, а также для стержней и реек, забиваемых между стержнем магнитной системы и внутренней обмоткой, и для изготовления несущей конструкции крепления отводов. Дерево в виде многослойных плит, склеенных из шпона, применяется для изготовления прессующих колец обмоток и ярмовых балок. Могут быть использованы только породы дерева, не содержащие смол и кислот, такие, как белый и красный бук, береза, но не сосна, ель, дуб и др.

10.  Фарфор. Применяется в масляных трансформаторах в виде проходных изоляторов (вводов). Фарфор может применяться также в качестве деталей крепления отводов трансформаторов напряжением НО кВ и более и в качестве деталей опорной изоляции обмоток и изоляции отводов сухих трансформаторов.

11.  Масло трансформаторное ГОСТ 982-80. Является основным изоляционным материалом, обеспечивает электрическую прочность всей изоляции трансформатора при классах напряжения от 10—35 до 750— 1150 кВ, применяется в качестве жидкого диэлектрика для заливки масляных трансформаторов. Будучи прекрасным изолятором, обеспечивает интенсивное отведение тепла от обмоток и магнитной системы трансформатора путем конвекции. Требует постоянного ухода — очистки, фильтрации, сушки, смены.

По ГОСТ 982-80 масло выпускается трех марок: ТК без присадки, поставляется по спецзаказам; Т-750 и Т-1500 с антиокислительной присадкой и гарантированным пределом кинематической вязкости при —30 и +50°С.

12.  Синтетические жидкие диэлектрики (совтол и др.). Негорючие жидкости имеют преимущество перед трансформаторным маслом, обеспечивая пожарную безопасность трансформаторных установок. Их недостатками являются высокая цена при высокой плотности (до 1450— 1500 кг/м3) и токсичность их паров и особенно продуктов разложения, получающихся при возникновении электрической дуги, чем резко ограничивается область их применения.

13.  Материалы с повышенной нагревостойкостью. Они применяются в сухих трансформаторах для повышения допустимой температуры обмоток и других частей и уменьшения массы и размеров трансформатора. К этим материалам относятся дельта-асбестовая (марка провода ПДА) и стекловолокнистая (марка провода ПСД) изоляция обмоточного провода класса нагревостойкости В; стеклолакоткани на кремний-органических и других лаках классов Н и В; стеклотекстолит класса В (марка СТ) и др.

4.4. ОСНОВНЫЕ ТИПЫ ИЗОЛЯЦИОННЫХ КОНСТРУКЦИИ

В электрическом отношении изоляция трансформатора должна надежно предохранить части, находящиеся под напряжением, — обмотки, отводы, переключатели и вводы — от разряда между собой и на заземленные части как при рабочем напряжении, так и при возможных перенапряжениях. Расчет изоляции для каждой части, находящейся под напряжением, обычно заключается: 1) в выявлении основных изоляционных промежутков между этой частью и другими такими частями и заземленными деталями; 2) в определении по нормам испытательных напряжений для этих промежутков; 3) в выборе размеров этих промежутков и подборе изоляционных конструкций и материалов, обеспечивающих электрическую прочность при найденных испытательных напряжениях.

Расположение основных изоляционных промежутков определяется конструкцией трансформатора, взаимным расположением его обмоток, магнитной системы, бака и других частей. Так в стержневом трансформаторе современной конструкции с концентрическими обмотками основными промежутками главной изоляции являются: осевые каналы между обмоткой НН и стержнем, между обмотками ВН и НН; пространство между торцами обмоток НН и ВН и ярмом; пространство между обмоткой ВН и стенкой бака и др. (рис. 4.1). Этим промежуткам соответствуют вполне определенные электрические воздействия при испытаниях трансформатора испытательным напряжением. В трансформаторе с чередующимися обмотками в связи с другим расположением обмоток изменится как расположение основных изоляционных промежутков, так и воздействие на них испытательных напряжений (рис. 4.2).

При расчете главной изоляции очень важно выявить все изоляционные промежутки, подверженные опасности пробоя, и правильно определить те испытательные напряжения, иод воздействием которых эти промежутки будут находиться.

Рис 4.1 основные изоляционные промежутки главной изоляции в концентрических обмотках

Рис 4.2 Основные изоляционные промежутки главной изоляции в чередующихся обмтках

Рис. 4.3 Элементы изоляционных конструкций:

а-сплошная изоляция из твердого диэлектрика; б-чисто масляный (воздушный) промежуток; в-барьер; г-покрытие одного из электродов; д-изолирование одного из электродов

Рис. 4.4. Простейшие изоляционные конструкции:

а-твердая изоляция между двумя отводами; б-масляный промежуток между шиной отвода ярмовой балкой; в - барьер - междуфазная перегородка между обмотками ВН; г- покрытие – изоляция витка в промежутке между обмоткой ВН и стяжной шпилькой остова; д – изолированный отводвблизи стенка бака.

Определение минимально допустимых размеров изоляционных промежутков тесно связано с теми изоляционными конструкциями, которыми будут заполняться эти промежутки. Каждая изоляционная конструкция, как бы сложна она ни была, всегда может быть представлена в виде комбинации из нескольких простых элементов (рис. 4.3):

1) сплошной изоляции из твердого изолирующего материала;

2)   чисто масляного или воздушного промежутка;

3)   барьера, т. е. перегородки из твердого изолирующего материала в масляном или воздушном промежутке;

4)   покрытия одного или обоих электродов тонким слоем твердого изолирующего материала, плотно облегающего электрод и принимающего его форму;

5)   изолирования, аналогичного покрытию, но отличающегося большей толщиной твердого диэлектрика, обеспечивающей снижение напряженности в масляной части Промежутка.

Примеры простейших изоляционных конструкций применительно к масляному трансформатору показаны на рис. 4.4. В главной изоляции масляных и сухих трансформаторов обычно применяются конструкции, состоящие из комбинации нескольких элементов. Размеры изоляционных промежутков и сложность конструкций обычно возрастают с ростом класса напряжения и испытательных напряжений трансформаторов.

В практике отечественного и зарубежного трансформаторостроения наибольшее распространение получила маслобарьерная главная изоляция обмоток, состоящая из различных комбинаций масляных каналов или промежутков с барьерами в виде бумажно-бакелитовых цилиндров.

Рис. 4.5. Изоляционные расстояния и структура концевой изоляции обмотки масляного трансформатора при классах напряжения от 35 до 500 кВ:

а —класс напряжения 35/85 кВ; б — 35/85 кВ, облегченная изоляция; в—110/200 кВ; г — 500/630 кВ; д — 330/460 кВ. Размеры в миллиметрах.

Структура изоляции и размеры даны ориентировочноиз электроизоляционного картона и кабельной бумаги, плоских и угловых шайб.Размеры изоляционных промежутков главной изоляции обмоток существенно возрастают с ростом класса напряжения трансформатора, что приводит к увеличению расхода изоляционных материалов, а также к увеличению массы и габаритов магнитной системы, обмоток н всего трансформатора. Относительное изменение размеров изоляционных промежутков в концевой изоляции обмоток классов напряжения от 35 до 500 кВ, а также усложнение схем маслобарьерных конструкций изоляции показано на рис. 4.5.

При всем многообразии внешних форм частей, находящихся под напряжением и заземленных, и их взаимного расположения, а также при том, что напряжение частоты 50 Гц и импульсные перенапряжения оказывают на изоляцию различные воздействия, глубокое теоретическое и экспериментальное изучение электрического поля обмоток и других частей позволило создать общий метод разработки изоляции трансформатора при классах напряжения до 750 и 1150 кВ, требующий для проверки на реальных конструкциях относительно малого объема экспериментальных работ. Рекомендации по выбору структуры изоляции, материалов деталей и размеров изоляционных промежутков для классов напряжения обмоток от 10 до ПО кВ приведены в § 4.5.

4.5, ОПРЕДЕЛЕНИЕ МИНИМАЛЬНО ДОПУСТИМЫХ ИЗОЛЯЦИОННЫХ РАССТОЯНИИ ДЛЯ НЕКОТОРЫХ ЧАСТНЫХ СЛУЧАЕВ (МАСЛЯНЫЕ ТРАНСФОРМАТОРЫ)

Практические рекомендации этого и следующего параграфов по выбору изоляционных конструкций и минимально допустимых изоляционных расстояний даются для некоторых простейших общих и ряда частных случаев и охватывают элементы главной и продольной изоляции, необходимые для расчетов масляного и сухого силовых трансформаторов. В этих рекомендациях учтен необходимый запас прочности изоляции, представляющий собой отношение пробивного напряжения к испытательному и являющийся показателем большего или меньшего доверия к прочности и стабильности той или иной конструкции.

Для расчета изоляционных расстояний во всех таблицах даны значения для твердой изоляции из электротехнического картона или кабельной бумаги. При определении реальных допустимых расстояний необходимо учитывать помимо минимального промежутка, требуемого условиями электрической прочности изоляции, возможные допуски в отклонении действительных размеров токоведущих и заземленных частей от проектных. Эта поправка в явном или скрытом виде введена во все таблицы § 4.5 и 4.6. В § 4.5, 4.6 содержатся практические рекомендации, пользоваться которыми следует после ознакомления с конструкциями обмоток, приведенными в гл. 5.

Некоторые изоляционные расстояния, в частности вертикальные и горизонтальные масляные и воздушные каналы в обмотках, после выбора их по условиям электрической прочности изоляции должны быть проверены и по условиям охлаждения. Размеры этих каналов — соотношение ширины и длины канала — должны быть выбраны такими, чтобы они обеспечивали свободный доступ охлаждающего масла или воздуха ко всем частям (виткам или катушкам) обмотки (см. §9.5).

Минимально допустимые изоляционные расстояния в главной и продольной изоляции обмоток и отводов масляных трансформаторов обычно выбираются применительно к определенным конструкциям изоляции, для которых они проверены опытным путем. При распространении этих расстояний на какие-либо другие конструкции необходима новая опытная проверка. Так, изоляционные расстояния главной изоляции обмоток, указанные в табл. 4.4 и 4.5, можно принимать только при конструкции, изображенной на рис. 4.6, и применении изоляционных материалов, указанных в пояснениях к этому рисунку. При этом предполагается, что хранение изоляционных материалов, заготовка, обработка, сушка и пропитка маслом изоляционных деталей выполняются в строгом соответствии с установленным технологическим процессом

Таблица 4.4. Главная изоляция. минимальные изоляционные расстояния обмоток НН с учетом конструктивных требований.

Мощность трансформатора, кВА Uисп для НН, кВ НН от ярма l01, мм НН от стержня, мм
δ01 aц1 a01 lц1
25-250 5 15 Картон 2х0,5 - 4 -
400-630* 5* Принимается равным найденному по испытательному напряжению обмотки ВН То же - 5 -
1000-2500 5 4 6 15 18
630-1600 18; 25 и 35 4 6 15 25
2500-6300 18; 25и 35 4 8 17,5 25
630 и выше 45 5 10 20 30
630 и выше 55 5 13 23 45
Все мощности 85 6 19 30 70

Для винтовой обмотки с испытательным напряжением Uисп = 5кВ размеры взять из следующей строки для мощностей 1000-2500 кВА

Таблица 4.5. Главная изоляция. минимальные изоляционные расстояния обмоток ВН (СН) с учетом конструктивных требований.

Мощность трансформатора S, кВА Uисп для ВН (СН), кВ ВН от ярма, мм Между ВН (СН) и НН, мм Выступ цилиндра (ц2), мм Между ВН(СН) и НН, мм
l01 δш a12 δ12 a22 δ22
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 и 35 50 - 20 4 20 18 -
630 и выше 45 50 2 20 4 20 18 2
630 и выше 55 50 2 20 5 30 20 3
160-630 85 (прим.1) 75 2 27 5 50 20 3
1000-6300 85 (прим.1) 75 2 27 5 50 30 3
10000 и выше 85 80 3 30 6 50 30 3

Примечания: 1. Для цилиндрических обмоток минимальное изоляционное расстояние a12 = 27 мм. Электростатический экран с изоляцией 3 мм. При расчете по (3.17) и (7.32) принимать a12=30 мм.

2.   При наличии прессующих колец (см. § 7.3 и 8.1) расстояние от верхнего ярма l0 принимать увеличенным против данных табл. 4.5 для трансформаторов 1000—6300 кВА на 45 мм; для двухобмоточных трансформаторов 10 000— 13 000 кВА на 60 мм и для трехобмоточных трансформаторов этих мощностей на 100 мм. Расстояние от нижнего ярма l0 и в этих случаях принимать по табл. 4.5.

В трехобмоточных трансформаторах при Uисп =85 кВ канал между об. мотками СН и НН увеличивается от 27 до 36—40 мм для вывода ответвлений от середины обмотки СН (из расчета изолированный прессованный отвод 20, цилиндр 6, канал 10—14 мм).

Рис. 4.6 Главная изоляция обмоток ВН и НН для испытательных напряжений от 5 до 85кВ

В соответствии с принятой выше классификацией изоляции трансформатора в дальнейшем будут рассмотрены изоляционные конструкции и допустимые расстояния для:

1)   главной изоляции обмоток (изоляции от заземленных частей и других обмоток);

2)   продольной изоляции обмоток (изоляции между витками, слоями и катушками);

3)  главной и продольной изоляции отводов.

1.Главная изоляция обмоток. Главная изоляция обмоток определяется в основном электрической прочностью при 50 Гц и соответствующими испытательными напряжениями, определяемыми по табл. 4.1. На рис. 4.6 показана конструкция главной изоляции обмоток масляных трансформаторов классов напряжения от 1 до 35 кВ (испытательные напряжения от 5 до 85 кВ).

Изоляция между обмотками ВН и НН осуществляется жесткими бумажно-бакелитовыми цилиндрами или мягкими цилиндрами, намотанными при сборке трансформатора из электроизоляционного картона. Размер выступа цилиндра за высоту обмотки (lц1 и lц2) обеспечивает отсутствие разряда по поверхности цилиндра между обмотками или с обмотки на стержень. Изоляция обмоток от ярма при испытательном напряжении 85 кВ усиливается шайбами и подкладками из электроизоляционного картона. Между обмотками ВН соседних стержней устанавливается междуфазная перегородка из электроизоляционного картона.

Минимально допустимые изоляционные расстояния от обмотки до стержня и ярма, между обмотками, а также главные размеры изоляционных деталей с учетом конструктивных требований и производственных допусков в зависимости от мощности трансформатора для испытательных напряжений 5—85 кВ приведены в табл. 4.4 и 4.5. Данными табл. 4.5 можно пользоваться также при определении изоляционных расстояний между обмотками СН и НН или ВН и СН в трехобмоточном трансформаторе.

При классе напряжения 35 кВ и испытательном напряжении 85 кВ в трансформаторах мощностью 1000—6300 кВ-А некоторые изоляционные расстояния могут быть уменьшены, если эти трансформаторы при окончательной сборке на заводе заполняются под вакуумом предварительно просушенным, дегазированным и подогретым до 80—85 °С маслом. В этом случае изоляционные расстояния могут быть приняты: а12 = 20 мм; l12 = 60 мм и а22=20 мм по рис. 4.5,б.

В трансформаторах класса напряжения 110 кВ структура и размеры главной изоляции существенно зависят от принятой схемы регулирования напряжения обмотки ВН. Более компактной обмотка ВН с РПН получается при регулировании по схеме рис. 6.9, в, где главная часть обмотки рассчитывается на номинальную мощность, а регулировочная часть — на напряжение, равное половине диапазона регулирования, и включается ступенями, согласно или встречно, последовательно с основной частью обмотки ВН.

Некоторый выигрыш в размерах изоляции дает также разделение обмотки ВН на две параллельные части с вводом линейного конца в середину высоты обмотки и обращением нейтрали обмотки к верхнему и нижнему ярмам (рис. 2.10, г).

При указанной схеме обмотки ВН структура и размеры главной изоляции могут быть приняты по рис. 4.7 с учетом размещения между верхним торцом обмотки и верхним ярмом остова металлического заземленного или неметаллического прессующего кольца обмотки.

Размеры прессующих колец по рис. 4.7, склеенных из древесно-слоистого материала, Hк = 60 и 80 мм при мощностях до 25 000 и 40 000—80 000 кВА соответственно. Стальные кольца имеют Нк=35 и 55 мм при тех же мощностях. При стальных кольцах расстояние от торца обмотки до кольца составляет 90 мм.

Изоляция главной части обмотки ВН от обмотки НН и от регулировочной части обмотки ВН определяется испытательным напряжением 200 кВ. Изоляция нейтрали — верхнего и нижнего концов обмотки ВН, так же как и включаемой в нейтраль регулировочной части обмотки ВН, рассчитывается по испытательному напряжению 100 кВ.

Изоляция между обмотками ВН и НН, а также ВН и регулировочной частью обмотки ВН осуществляется масляным каналом с размером 50 мм и двумя цилиндрами из электроизоляционного картона толщиной 4 мм каждый. Один из цилиндров между главной частью обмотки ВН и ее регулировочной частью из соображений механический прочности бумажно-бакелитовый толщиной 6 мм.

Изоляция обмотки НН от стержня выбирается по ее испытательному напряжению по табл. 4.4. В трансформаторах класса напряжения 110 кВ с обмотками по схеме рис. 2.9, г по соображениям электродинамической стойкости рекомендуется наматывать эту обмотку на жестком бумажно-бакелитовом цилиндре толщиной 6—10 мм при мощностях 6300—80 000 кВА. При вводе линейного конца обмотки ВН в середину ее высоты обмотка НН также разделяется на две параллельные части или расщепляется на две самостоятельные обмотки.

Рис 4.8 Продольная изоляция обмотки ВН класса напряжения 110кВ у входа линейного конца; ЕК – емкостное кольцо. Структура и размеры изоляции даны ориентировочно.

Рис. 4.7. Главная изоляция обмотки ВН класса напряжения ПО кВ с вводом линейного конца в середину высоты обмотки:

1 - Прессующее кольцо склеенное древесно-слоистое; 2 — цилиндр бумажно-бакелитовый; 3 — цилиндр из электроизоляционного картона. Структура изоляции и изоляционные расстояния даны ориентировочно шириной 25—30 мм. Изоляция между регулировочными обмотками соседних фаз осуществляется масляным каналом не менее 35 мм с перегородкой из электроизоляционного картона толщиной 3 мм.

Продольная изоляция обмотки ВН обеспечивается собственной изоляцией провода толщиной δ = 1,35 мм (на две стороны), установкой вблизи линейного конца двух емкостных колец с дополнительной изоляцией кабельной бумагой 2 мм (на одну сторону) и увеличением высоты части радиальных масляных каналов между катушками непрерывной катушечной обмотки, при размере их в основной части обмотки 4 мм, до 6—8 мм (рис. 4.8).

2. Продольная изоляция обмоток. Под продольной изоляцией обмоток понимается изоляция между витками, между слоями витков и между катушками. Эта изоляция может определяться как электрической прочностью при 50 Гц, так и прочностью при импульсах. Воздействие на обмотку импульса существенно отличается от воздействия напряжения при 50 Гц, однако те и другие испытательные напряжения связаны с рабочим напряжением обмотки. В дальнейшем для отдельных конкретных случаев все рекомендации даны с учетом импульсной прочности, но исходят из рабочего напряжения обмотки или испытательного при 50 Гц.

Изоляция между витками обычно обеспечивается собственной изоляцией обмоточного провода. Дополнительная изоляция между витками применяется обычно только на входных катушках обмоток фаз. Данные обмоточных проводов и их изоляции представлены в § 5.2.

Выбор изоляции провода может быть сделан по табл. 4.6. В этой таблице дана изоляция провода (витковая) для большей части катушек трансформатора с нормальной изоляцией. Рекомендации по выбору изоляции витков входных (крайних) катушек обмотки даны ниже.

Междуслойная изоляция в обмотках из круглого провода определяется главным образом из условий импульсной прочности. Рекомендации по междуслойной изоляции для входных катушек обмотки даны особо. В табл. 4.7 даны рекомендации по выбору междуслойной изоляции в многослойных цилиндрических обмотках из круглого и прямоугольного провода. Материалом является кабельная бумага марки К-120 толщиной 0,12 мм. Число слоев кабельной бумаги между двумя слоями витков определяется по суммарному рабочему напряжению двух слоев обмотки. Высота междуслойной изоляции для увеличения пути разряда по поверхности между слоями делается большей, чем высота слоя витков.

В многослойной цилиндрической катушечной обмотке из круглого провода междуслойная изоляция имеет высоту слоя и может быть выбрана по суммарному рабочему напряжению двух слоев катушки по табл. 4.8.

В двухслойной цилиндрической обмотке из прямоугольного провода в масляных трансформаторах при суммарном рабочем напряжении двух слоев не более 1 кВ достаточной междуслойной изоляцией служит осевой масляный канал не менее 4 мм шириной или прокладка из двух слоев электроизоляционного картона по 0,5 мм. При рабочем напряжении двух слоев более 1 кВ и до 6 кВ — масляный канал 6—8 мм и два слоя картона по 1 мм.

Таблица 4.7. Нормальная междуслойная изоляция в многослойных цилиндрических обмотках

Суммарное рабочее напряжение двух слоев обмотки, В Число слоев кабельной бумаги на толщину листов, мм Выступ междуслойной изоляции на торцах обмотки (на одну сторону), мм
До 1000 2х0,12 10
От 1001 до 2000 3x0,12 16
От 2001 до 3000 4x0,12 16
От 3001 до 3500 5x0,12 16
От 3501 до 4000 6x0,12 22
От 4001 до 4500 7x0,12 22
От 4501 до 5000 8x0,12 22
От 5001 до 5500 9x0,12 22

Примечание: Данные таблицы приведены для трансформаторов мощностью до 630 кВА включительно. При мощности от 1000 кВА и выше междуслойную изоляцию следует принимать по таблице, но не менее 4х0,12 мм; выступ изоляции не менее 20мм.

Таблица 4.8 Нормальная междуслойная изоляция в многослойных цилиндрических катушках обмотки.

Рабочее напряжение двух слоев обмотки, В Толщина изоляции, мм Материал изоляции
До 150 2х0,05 Телефонная бумага
От 151 до 200 1x0,2 Кабельная бумага или

электроизоляционный картон
От 201 до 300 2x0,2 или

1x0,5

В сухих трансформаторах двухслойная цилиндрическая обмотка применяется для напряжений не более 1 кВ. Осевой междуслойный канал шириной 15—20 мм, необходимый при этом по условиям охлаждения, оказывается достаточным и как изоляционный промежуток.

В обмотках из прямоугольного провода — винтовой и непрерывной — междуслойная изоляция не применяется.

Междукатушечная изоляция обычно осуществляется радиальными масляными каналами (рис. 4.9, б, в), а также простыми (рис. 4.9, в) или угловыми шайбами (рис. 4.9, а).

Осевой размер масляного канала hк, м, по рис. 4.9, б или в может быть определен по формуле

  (4.1)

где Uкат — рабочее напряжение одной катушки, В.

Найденный размер канала округляют до 0,5 мм и проверяют по условиям отвода тепла от обмотки (см. § 9.5). Из соображений нормального охлаждения обмотки в масляных трансформаторах размер hк следует брать не менее

Рис 4.9 Междукатушечная изоляция

4 мм. При широких катушках минимальное значение hк по условиям отвода тепла может быть значительно больше 4 мм.

Междувитковая изоляция в винтовых и междукатушечная в непрерывных катушечных обмотках (высота радиальных каналов hк) сухих трансформаторов выбирается из условий нормального охлаждения обмотки по § 9.5 и обычно оказывается достаточной для обеспечения прочности изоляции.

При применении для междукатушечной изоляции шайб из электроизоляционного картона, простых (рис. 4.9, в) или угловых (рис. 4.9, а), между каждыми двумя соседними катушками укладываются две шайбы. Толщина шайб 0,5 мм, выступ шайбы а принимается обычно не менее 6 мм. Этот способ изоляции применяется для класса напряжения не выше 35 кВ (Uвсп<=85 кВ) в тех случаях, когда по условиям охлаждения обмотки можно закрыть шайбами все охлаждающие каналы (рис. 4.9, а) или половину каналов (рис. 4.9, в). В трехфазных трансформаторах классов напряжения 10 и 35 кВ с потерями короткого замыкания по ГОСТ и во всех трансформаторах с алюминиевыми обмотками в ряде случаев половина каналов может быть закрыта при мощности трансформатора до 6300 кВА.

Угловые шайбы (рис. 4,9, а) применяются только в малоупотребительной многослойной цилиндрической катушечной обмотке из круглого провода. В обмотках из прямоугольного провода междукатушечная изоляция осуществляется по рис. 4.9, б или в.

В месте расположения регулировочных витков обмотки ВН в трансформаторе ПБВ в обмотке обычно выполняется разрыв и увеличенный против нормального канал между катушками. Размер этого канала и его заполнение (шайбы) должны обеспечивать обмотку ВН от разряда по поверхности между двумя половинами обмотки. Выбор размеров канала должен производиться исходя из гарантированной импульсной прочности трансформатора с учетом схемы регулирования напряжения обмотки ВН и принятой конструкции изоляции в канале. Допустимые размеры канала с учетом этих условий приведены в табл. 4.9 для схем регулирования, изображенных на рис. 4.10, и конструкции изоляции по рис. 4.11, а—г. По рис. 4.10, б и г выполняются обмотки с выводом нулевой точки на крышку трансформатора.

Таблица 4.9. минимальные размеры канала hкрв месте расположения регулировочных витков обмотки ВН

Класс напряжения ВН, кВ Схема регулирования по рис. 4.10 Изоляция в месте разрыва Размер канала, мм
Способ изоляции По рис. 4.11
6 а Масляный канал а 8
б То же а 12
10 а То же а 10
б То же а 18
а Угловые и простые шайбы б 6
       
б То же в 18
35 в и г Масляный канал а 12
а То же а 25
а Угловые и простые шайбы б 20
110 а То же в 25
г Масляный канал с барьером из шайб г 30

(в том числе шайба 5 мм)

Примечания: 1. В многослойной цилиндрической обмотке с регулированием по схеме рис. 4.10, д разрыв не выполняется

2.  Минимальный выступ шайбы за габарит обмотки а=6 мм.

3.  Ширина бортика шайбы b = 6-8 мм.

4.  Толщина угловой шайбы 0,5—1 мм.

Наиболее употребительны схемы регулирования, показанные на рис. 4.10, а, в и г, при конструкции изоляции по рис. 4.11, а и схема на рис. 4.10, д без разрыва.

В обмотке ВН класса напряжения 35 кВ с ПБВ может применяться схема регулирования по рис. 4.10, г.

Рис. 4.10 принципиальные схемы регулирования напряжения обмотки ВН

Рис. 4.11. Конструкция изоляции в месте разрыва обмотки ВН

Защита обмоток трансформатора от импульсных перенапряжений осуществляется различными путями. Существенную роль в повышении импульсной прочности обмоток играет правильный выбор схемы расположения витков, слоев и катушек в сочетании с электрическими экранами, обеспечивающей наиболее благоприятное начальное распределение импульсного напряжения по обмотке и ограничивающей собственные колебания напряжения в обмотке.

К числу таких схем относится схема многослойной цилиндрической обмотки, наматываемой из провода круглого или прямоугольного сечения и широко применяемой для трансформаторов классов напряжения 6, 10 и 35 кВ мощностью до 80 000 кВ-А (рис. 4.12, а). При классе напряжения

Рис. 4.12. Схемы емкостной защиты обмоток:

а – обмотки 35кВ; б – обмотки 110-500 кВ (иностранные фирмы); в – обмотки 110кВ

35 кВ дополнительная защита многослойной цилиндрической обмотки осуществляется путем применения экрана в виде незамкнутого металлического цилиндра, вложенного под внутренний слой обмотки и соединенного электрически с линейным концом, подведенным к внутреннему слою обмотки. Экран из листа немагнитного металла толщиной 0,5 мм изолируется от внутреннего слоя обмотки обычной междуслойной изоляцией. В обмотках классов напряжения 6 и 10 кВ экранирование внутреннего слоя не применяется. Многими иностранными фирмами многослойная цилиндрическая обмотка из провода прямоугольного сечения применяется для трансформаторов мощностью десятки и сотни тысяч киловольт-ампер классов напряжения 110—500 кВ (рис. 4.12, б). Обмотка этого типа в сочетании с одним или двумя электростатическими экранами, присоединенными к линейному концу обмотки или к линейному и нейтральному концам, дает равномерное начальное распределение напряжения и обеспечивает хорошую грозозащиту трансформатора. От схемы на рис. 4.12, а эта схема отличается наполовину меньшим напряжением между соседними слоями. Применение многослойных обмоток для мощных трансформаторов затрудняется сложностью технологии их изготовления — большой затратой ручного труда на отбортовку междуслойной изоляции, состоящей из многих слоев кабельной бумаги.

В обмотках катушечных, непрерывных или собираемых из отдельно намотанных катушек, прибегают к экранированию начальных (у линейного конца) и иногда конечных (у нейтрали) витков и катушек обмотки фазы емкостными кольцами или (редко) экранирующими витками (рис. 4.12, в). Например, при классе напряжения ПО кВ и непрерывной обмотке в схему защиты входит кольцо с незамкнутой металлической обкладкой, изолированное снаружи кабельной бумагой и соединенное гальванически с линейным концом обмотки. Экранирующие витки — это незамкнутые витки из медного или алюминиевого провода, имеющие дополнительную изоляцию, располагаемые у начальных или конечных витков обмотки и соединенные гальванически с ее ближайшим концом.

В настоящее время защита обмоток от импульсных перенапряжений при классах напряжения от 220 кВ и выше выполняется путем сочетания емкостных колец с применением переплетенных катушечных обмоток, т. е. обмоток, в которых порядок последовательного соединения витков отличается от последовательности их расположения в катушках. Одна из схем переплетенной обмотки показана на рис. 4.13, а. Каждая катушка наматывается двумя параллельными проводами, а затем производится соединение этих проводов по схеме рис. 4.13, б. Возможны и другие способы переплетения витков обмотки.

Намотка переплетенной обмотки любого типа является более сложной и трудоемкой, чем намотка обычной непрерывной катушечной обмотки, эта обмотка требует увеличения электрической прочности изоляции витков и повышения плотности ее наложения, однако это усложнение технологии и увеличение стоимости обмотки окупается почти линейным начальным распределением импульсного напряжения и хорошей грозозащитной обмотки.

Рис. 4.13 Двойная катушка переплетенной обмотки с петлевой схемой соединения витков: а – расположение витков; б – схема соединения витков

В переплетенной обмотке отпадает необходимость в экранирующих витках, но используются емкостные кольца. Применение переплетенных обмоток в настоящее время является, повидимому, наилучшим методом защиты от импульсных перенапряжений для обмоток классов напряжения от 220 до 750 кВ.

Таблица 4.10. Изоляция входных витков и катушек, мм (непрерывная катушечная обмотка)

Класс напряжения, кВ Испытательное напряжение, кВ Первая катушка Вторая катушка Третья и четвертая катушки
Витков Всей катушки Витков Всей катушки Витков Всей катушки
20 55 0,96

(1,06)

 - -

1,35

 - - -
35 85 1,35

(1,50)

 - (1,50) - - -
Ввод линейного конца в верхний конец обмотки
110 200 1,20

(1,35)

 4,0 1,20

(1,35)

 3,5 1,20

(1,35)

 2,0
Ввод линейного конца в середину высоты обмотки
110 200 1,20

(1,35)

 1,0 1,20

(1,35)

 3,0 1,20

(1,35)

 1,5

Примечания: 1. Усиленная изоляция при Uисп — 55 кВ делается на первой (линейный конец) и последней (нейтраль) катушках обмотки фазы, при Uисп =85 кВ — на двух первых и двух последних катушках, при Uисп — 200 кВ — только на двух первых.

2.   В обмотках классов напряжения 20 и 35 кВ два крайних канала между катушками вверху и внизу не менее 7 мм каждый.

3.   В многослойной цилиндрической обмотке класса напряжения 35 кВ с экраном пять последних витков у нейтрали на каждой ступени имеют усиленную изоляцию — один слой лакоткани ЛХММ вполуперекрышку.

4.  Изоляция витков дана на две стороны, изоляция катушек на одну.

5.   Вне скобок указана номинальная толщина изоляции витков. Размеры катушки рассчитываются по толщине изоляции, указанной в скобках.

При воздействии на обмотку волны перенапряжения с крутым фронтом первые катушки обмотки в начале процесса испытывают наибольшие перенапряжения. В отдельных случаях наблюдается скачок напряжения на витках, близких к нейтрали. Для того чтобы обезопасить эти катушки и витки от пробоя, их изоляция усиливается по сравнению с изоляцией всех остальных катушек (витков) обмотки,

В качестве усиленной изоляции применяется увеличенная изоляция между слоями, изоляция, целых катушек лакотканью или кабельной бумагой.

В обмотках классов напряжения 6, 10 и 15 (Uисп<55 кВ) усиленная изоляция, как правило, не применяется. Для обмоток классов напряжения 20 кВ и более (Uucn>=55 кВ) усиленная изоляция может быть выбрана по табл. 4.10. Усиленная изоляция несколько увеличивает внутренний перепад температуры во входных катушках. Во избежание этого рекомендуется в катушках с усиленной изоляцией уменьшать плотность тока, увеличивая сечение провода по сравнению с остальными катушками обмотки на 10—15 %. В обмотках из прямоугольного провода с общей толщиной изоляции провода и катушки до 1,5 мм на сторону сечение провода входных катушек может оставаться таким же, как и в других катушках обмотки.

В некоторых новых сериях трансформаторов класса напряжения 35 кВ с непрерывными катушечными обмотками ВН усиленная изоляция катушек у линейного и нейтрального концов обмотки не применяется.

Рис. 4.14 Отвод между обмоткой и стенкой бака

3. Изоляция отводов трансформатора. Отводы, т. е. проводники, соединяющие обмотки трансформатора между собой, с проходными изоляторами на крышке (вводами) и с переключателями, а также переключатели обычно располагаются в масле, в пространстве между обмоткой и стенкой бака или между ярмом и крышкой бака. Отводы и переключатели каждой обмотки должны быть надежно изолированы от бака, заземленных частей, крепящих остов (прессующие балки ярма, заземленные болты и т. д.), а также от всех частей, находящихся под напряжением, т. е. обмоток и других отводов. Типичный случай расположения отвода показан на рис. 4.14. При расчете изоляции следует проверять как размеры чистых масляных промежутков (s1, и s2 на рис. 4.14), так и возможные пути разряда по по­верхности изоляционных деталей, например деревянных деталей крепления отводов. Определение допустимых изо­ляционных расстояний и дополнительной

твердой изоляции отводов обмотки ВН производится по испытательному напря­жению отвода (обмотки, от которой идет отвод) при 50 Гц по табл. 4.11 для изо­ляции отвода от бака и других заземлен­ных деталей и от собственной (наруж­ной) обмотки. Изоляция отводов внут­ренних обмоток НН и СН от стенки ба­ка и заземленных деталей выбирается по табл. 4.11, а от наружной обмотки ВН по табл. 4.12.

В этих таблицах приведены ориенти­ровочные основные размеры изоляцион­ных промежутков, которые могут быть приняты в расчете при предварительном определении внутренних размеров бака трансформатора.

В табл. 4.11 и 4.12 минимально допустимый масляный промежуток определяется как сумма минимального изоля­ционного промежутка и суммарного допуска на изготовле­ние соответствующих деталей трансформатора. Найденный по таблицам допустимый промежуток s следует принимать как чисто масляный промежуток в свету между изоляцией отвода и соответствующей деталью или ее изоляцией. В том случае, если часть изоляционного промежутка заполнена изоляционными деталями, по поверхности которых может пройти путь разряда, эквивалентный чисто масляный про­межуток, мм, определяется по формуле

  (4.2)

где Sм — действительный чисто масляный промежуток, мм; Sд — длина пути разряда по поверхности дерева, мм; Sт,и — длина пути разряда по поверхности твердой изоля­ции: электроизоляционного картона, кабельной бумаги, бумажно-бакелитовых изделий, гетинакса, мм.

Найденное по (4.2) s должно быть не меньше, чем опре­деленное по табл. 4.11 или 4.12.

Для отводов с Uисп<=35 кВ может применяться медный или алюминиевый провод, изолированный кабельной бума­гой или бумажно-бакелитовыми трубками. При рабочем напряжении отвода до 1 кВ (испытательное напряжение 5 кВ) провод (шина) отвода собственной изоляции не имеет.

В трансформаторах класса напряжения 110 кВ при рас­положении отводов между наружной обмоткой и стенкой бака могут быть два случая. В трансформаторах с ПБВ, если регулировочные витки не выведены в отдельный концентр, внешняя обмотка ВН имеет испытательное напря­жение 200 кВ и расстояния отводов ВН от стенки бака или собственной обмотки выбираются по этому напряжению по табл. 4.11, а расстояния отводов, идущих от обмоток СН и НН до обмотки ВН, выбираются по табл. 4.12.

Таблица 4.11. Минимально допустимые изоляционные расстояния от отводов до заземленных частей

Испытательное

напряжение отвода, кВ

 Толщина изоляции на одну сторону, мм Диаметр стержня, мм Расстояние от гладкой стенки бака или собственной обмотки, мм Расстояние от заземленной части острой формы, мм
SИ SК S Sи SК S
До 25 0 <6 15 10 25 15 5 20
0 >6 12 10 22 12 5 17
2 - 10 10 20 10 5 15
35 0 <6 23 10 33 20 5 25
0 >6 18 10 28 17 5 22
2 - 10 10 20 12 5 17
45 0 <6 32 10 42 28 5 33
0 >6 27 10 37 25 5 30
2 - 15 10 25 18 5 23
55 0 <6 40 10 50 33 5 38
0 >6 35 10 45 32 5 37
2 - 22 10 32 25 5 30
85 2 - 40 10 50 45 5 50
4 - 30 10 40 37 5 42
6 - 25 10 35 35 5 40
100 5 - 40 10 50 45 10 55
200 20 12 75 20 95 160 10 170*
20 12 75 20 95 105 10 115*

*Заземленная часть не изолирована.

**Заземленная часть изолирована щитом из электроизоляционного картона толщиной 3 мм

Таблица 4.12. Минимально допустимые изоляционные расстояния от отвода до обмотки

Испытательное напряжение Толщина изоляции на одну сторону, мм Изоляционное расстояние отвода Sи, мм Суммарный допуск Sк, мм Минимальное расчетное расстояние, S, мм
обмотки отвода до входных катушек до основных катушек до входной катушки до основных катушек
До 25 До 25 Нет - 15 10 - 25
2 - 10 10 - 20
35 До 35 Нет - 23 10 - 33
2 - 10 10 - 20
55 До 35 Нет - 40 10 - 50
2 - 20 10 - 30
85 До 35 Нет - 20 10 - 30
2 - 80 10 - 90
200 До 100 3 205 230 20 225 250
6 150 170 20 170 190
8 125 140 20 145 160
200 200 20 80 90 15 95 105

В транс­форматорах с РПН наружной частью обмотки ВН являет­ся обмотка тонкого регулирования, испытательное напря­жение которой равно 100 кВ. Расстояние линейного отвода обмотки ВН при этом выбирается, как для отвода с испы­тательным напряжением 200 кВ, вблизи обмотки с испыта­тельным напряжением 200 кВ по табл. 4.12. Расстояния отводов СН и НН от регулировочной части обмотки ВН выбираются, как для отводов с испытательным напряже­нием 100 кВ по табл. 4.11.

При переходе через деревянные детали отводы с Uисп= 25 и 35 кВ, не имеющие собственной изоляции, дол­жны быть изолированы картоном толщиной 2 мм на сто­рону; отводы обмоток с UИСП = 200 кВ получают в этом слу­чае дополнительную изоляцию на сторону 6 мм.

Отвод от внутренней обмотки трансформатора (обычно обмотка НН и СН) в некоторых случаях может рас­полагаться в осевом канале между обмотками или между обмоткой и стержнем. При выходе в пространство между активной частью трансформатора и баком такой или лю­бой другой отвод от внутренней обмотки должен пройти между наружной обмоткой и прессующей балкой ярма (рис. 4.15). Изоляция отвода в этом случае определяется испы­тательным напряжением при частоте 50 Гц. Отвод изоли­руется кабельной бумагой или лакотканью и дополнительно защищается коробкой из элек­троизоляционного картона.

Рис. 4.15 Вывод концов от обмотки

Размеры изоляции и минималь­но допустимые расстояния оп­ределяются по испытательно­му напряжению той обмотки, от которой идет отвод, если ее напряжение выше напряжения другой обмотки или если опре­деляется изоляция отвода от заземленной детали. При определении изоляции отвода, лежащего в осевом канале, от другой обмотки толщина покрытия отвода определяется по испытательному напряжению обмотки, от которой идет от­вод, а расстояние до другой обмотки — по наибольшему из двух испытательных напряжений обмоток. Для определения размеров изоляции и минимальных расстояний отводов, расположенных в осевых каналах, можно пользоваться табл. 4.13, 4.14 и рис. 4.16

Таблица 4.13. Минимальное расстояние от внутренних отводов до других обмоток и заземленных деталей

Испытательное напряжение на промежутке, кВ До 25 35 45 55 85 200 230
Расстояние α от металла до соседней обмотки или стержня, мм 9 12 15 19 27 55 60

Таблица 4.14 Толщина изоляции на внутренних отводах

Испытательное напряжение обмотки, от которой идет отвод, кВ Толщина изоляции на одну сторону, δи, мм Толщина коробки из картона δк, мм
До 25 1,5 2.5
25 3 2.5
45 4 2.5
85 8 2Х2,5

Рис. 4.16. Изоляция отводов в осевых каналах обмоток

Изоляция в месте выхода отвода между обмоткой ВН и прессующей балкой ярма (рис. 4.15) может быть опреде­лена по табл. 4.13 и 4.14 при условии, что коробка из элек­троизоляционного картона укладывается с двух сторон — со стороны обмотки ВН и со стороны балки толщиной δк— на каждой стороне.