close

Вход

Забыли?

вход по аккаунту

?

Копия курсовой

код для вставкиСкачать
Введение
Трансформатор — статическое (не имеющее подвижных частей)
электромагнитное устройство, предназначенное для преобразования
посредством электромагнитной индукции системы переменного тока
одного напряжения в систему переменного тока обычно другого
напряжения при неизменной частоте и без существенных потерь
мощности.
Силовой трансформатор — стационарный прибор с двумя или более
обмотками,
который
посредством
электромагнитной
индукции
преобразует систему переменного напряжения и тока в другую систему
напряжения и тока, как правило, различных значений при той же частоте в
целях передачи электроэнергии.
Трансформаторы большой мощности составляют основу систем
передачи электроэнергии от электростанций в линии электропередачи.
Они повышают напряжение переменного тока, что необходимо для
экономной передачи электроэнергии на значительные расстояния. В
местах распределения энергии между потребителями применяют
трансформаторы, понижающие напряжение до требуемых для
потребителей значений. Наряду с этим, трансформаторы являются
элементами электроустановок, где они осуществляют преобразование
напряжения питающей сети до значений необходимых для работы
последних.
Трансформаторы
имеют
магнитопроводящие
сердечники
и
токопроводящие обмотки. Для лучшего охлаждения сердечники и обмотки
мощных трансформаторов погружаются в бак, наполненный маслом.
Сердечники трансформаторов состоят из стержней, на которых
размещаются обмотки, и ярм, которые служат для проведения потока
между стержнями. Различают два вида сердечников: стержневой и
броневой.
Броневой сердечник имеет разветвлённую магнитную систему,
вследствие этого поток в ярме составляет половину от потока стержня, на
котором расположены обмотки.
Лист
2
Трёхфазные трансформаторы выполняются обычно стержневыми.
Их сердечники состоят из расположенных в одной плоскости трёх
стержней,
соединённых
ярмами.
Магнитная
система
таких
трансформаторов несколько несимметрична, так как магнитная
проводимость потока крайних стержней и среднего – является
неодинаковой.
Вследствие изменения потока, в контурах стали сердечника
индуктируется ЭДС, вызывающая вихревые токи, которые стремятся
замкнуться по контуру стали, расположенному в поперечном сечении
стержня. Для уменьшения вихревых токов, сердечники трансформатора
набираются (шихтуются) из изолированных прямоугольных пластин
электротехнической стали толщиной 0.5мм или 0.35мм. Для уменьшения
зазоров в местах стыков, слои сердечника, набранные различными
способами, чередуются через один. После сборки, листы верхнего ярма
вынимаются и на стержнях устанавливаются обмотки, после чего ярмо
вновь зашихтовывается. Листы сердечника изолируются лаком или
бумагой, имеющей толщину 0.03мм, и стягиваются при помощи
изолированных шпилек.
В большинстве случаев в трансформаторах электропередач
применяются так называемые концентрические обмотки, имеющие вид
размещённых концентрически (одна в другой) полых цилиндров. Обычно
ближе к сердечнику размещается обмотка низшего напряжения,
требующая меньшей толщины изоляции сердечника.
По способу охлаждения трансформаторы разделяются на масляные,
обмотки которых погружены в масло и сухие, охлаждаемые воздухом.
Мощные силовые трансформаторы имеют масляное охлаждение.
Трансформатор в большинстве случаев не является полностью твёрдым
телом, а содержит большое количество жидкого масла, которое оказывает
значительное влияние на теплопередачу.
Лист
3
Задание на расчет
Тип трансформатора………………….................ТМ-160/35;
Мощность трансформатора……………………..Sн = 160 кВ·А;
Число фаз………………………………………...m = 3;
Частота…………………………………………...f = 50Гц;
Номинальные напряжения обмоток:
ВН – 35000±(2  2,5) В;
НН – 690 В;
Схема соединения обмоток ………………..Y/Y 0 ;
Режим работы…………….…………………продолжительный;
Установка……………………………………наружная;
Трансформатор должен соответствовать требованиям ГОСТ 11677-85;
Параметры трансформатора:
напряжение короткого замыкания………….uK = 6,5%,
потери холостого хода………………………PX = 620 Вт,
потери короткого замыкания……….……… PК = 3100 Вт,
ток холостого хода…………………………..I0 = 2 %.
Лист
4
1. Определение основных электрических величин
Мощность одной фазы в соответствии с 3.1[1].
Sф=
Sí
,
m
где Sн – номинальная мощность трансформатора;
Sф=
(1.1)
т – число фаз.
160
=53,33 кВ·А.
3
Мощность на одном стержне в соответствии с 3.2[1].
S`=
Sн
,
c
(1.2)
где с – число активных стержней трансформатора.
160
=53,33 кВ·А.
3
S`=
Номинальный линейный ток обмоток ВН и НН в соответствии с 3.3[1]
Sí 103
Iн=
,
3U í
(1.3)
где Uн – номинальное линейное напряжение соответствующей обмотки
ВН или НН
160 103
=2,64 А ;
3 10000
I2 =
160 103
I1 =
=133,88 А.
3  230
Согласно 3.6[1] величины фазных напряжений
Uф 
Uф2 
Uн
,
3
(1.4)
35000
 20207,26 В;
3
Лист
5
Uô1 
690
 398,37 В.
3
Испытательное напряжение обмоток согласно табл. 3.1[1]:
- для обмотки ВН U исп. =85 кВ;
- для обмотки НН U исп. =5 кВ.
В качестве материала обмоток выбираем алюминий.
Активная составляющая напряжения короткого замыкания согласно
3.8[1]
uа= PK .
10Sн
uа=
(1.5)
3100
= 1,94 %.
10 160
Реактивная составляющая согласно 3.9[1]
2
2
uр= (uk  ua )
(1.6)
uр= (6,52 1,942 ) =6,204 %
Лист
6
2. Расчет основных коэффициентов трансформатора
Для испытательного напряжения обмотки ВН U исп. =85кВ по табл. 4.5[1]
находим изоляционные расстояния:
канал между обмотками ВН и НН………………………………...a12=27
мм;
расстояние от обмотки ВН до ярма………………………………l02=75 мм;
расстояние между обмотками ВН двух соседних стержней……a22=10мм;
Для U исп. =5 кВ по табл. 4.6 находим расстояние от стержня до обмотки
НН……………………………………………………………………….a01=4мм.
Для определения величины ар - ширины приведенного канала рассеяния,
вначале
необходимо
рассчитать
формуле 4.4[1]
a1  a2 
3
a1  a2 
значение
3
,
но
согласно
= k  4 S ` 10 ,
(2.1)
где значение k из табл 4.7[1] k = 0,8125.
a1  a2 
= 0,8125 4 53,33 10 =21,96 мм
3
После чего определяется величина ар согласно 4.5[1]
a p  a12 
a1  a2 
3
ар=27+21,96=48,96 мм
(2.2)
Согласно рекомендациям главы 4[1] выбираем трёхфазную стержневую
шихтованную магнитную систему с косыми стыками на крайних стержнях
и прямыми стыками на среднем (рис. 2.1).
Ï î ëî æåí èå 1
Ï î ëî æåí èå 2
Рис 2.1 Порядок сборки плоской магнитной системы с четырьмя косыми
и тремя прямыми стыками.
Лист
7
Согласно
табл.
4.1[1]
прессовка
стержней
осуществляется
расклиниванием с обмоткой, а прессовка ярма – балками, стянутыми
шпильками, расположенными вне ярма. Материал магнитной системы –
холоднокатаная текстурированная рулонная сталь марки 3404 толщиной
0,35 мм.
Величина индукции в стержне трансформатора предварительно
выбирается по табл 4.8[1].
Вс =1,6 Тл.
В сечении стержня по табл 4.2[1] 6 ступеней, коэффициент заполнения
круга Ккр=0,913.
В соответствии с табл. 4.3[1] изоляция пластин – нагревостойкое
изоляционное покрытие, коэффициент заполнения сталью Кз=0,96
Кс  К з  Ккр
(2.3)
Кс=0,96 · 0,913=0,876
Ярмо многоступенчатое, число ступеней 5, коэффициент усиления ярма
Кя=1,02 (табл. 4.1[1]).
Индукция в ярме согласно 4.6[1]
Вя=
Вя=
Bc
.
KЯ
(2.4)
1,6
 1,568 Тл.
1.02
Число зазоров в магнитной системе на косом стыке – 4, на прямом - 3.
Индукция в зазоре на прямом стыке согласно 4.7[1]
Вз''  Вс =1,6 Тл.
(2.5)
на косом стыке согласно 4.8[1]
Вз' =
Вc
.
2
(2.6)
1,6
 1,1 Тл.
2
Вт
Вт
Удельные потери стали pc =1,295
; р я =1,207
(табл. 4.9[1]).
кг
кг
Вз' =
Удельная намагничивающая мощность qc=1,775
В А
;
кг
qя=1,575
В А
кг
(табл. 4.10[1]).
Для зазоров на прямых стыках q з'' =23500
В А
м2
Лист
8
Для зазоров на косых стыках q з' =2500
В А
(табл.4.10[1]).
м2
По табл. 4.11[1] находим коэффициент, учитывающий отношение
основных потерь в обмотках к потерям короткого замыкания, К Д =0,945 и
по табл. 4.12[1] и 4.13[1] определяем постоянные коэффициенты для
алюминиевых обмоток
а=1,484
и
в=0,626.
Коэффициент приведения идеального поля рассеяния к реальному К р
для широкого диапазона мощностей трансформаторов изменяется в узких
пределах от 0,93 до 0,97, принимаем К р =0,95
Диапазон изменения β от 0,9 до 3,0 (табл. 4.14 [1]).
Далее в итоге расчетов определяется оптимальные значение , которое
соответствует минимальной стоимости трансформатора.
Уравнение связывающее основные параметры трансформатора в
соответствии с 4.13[1] имеет вид:
S a p K p
d=89,79 4
,
(2.7)
fu p Bc2 K c2
где f – частота сети, Гц.
Независимую переменную , в соответствии с 4.14[1] введем в виде:
x= 4  ,
(2.8)
Тогда выражение 2.7 можно представить как :
d=A· x,
где:
(2.9)
S a p K p
– величина постоянная
fu p Bc2 K c2
(2.10)
А=89,79
4
А=89,79 4
53,33 48,96  0,95
=127,538.
50  6,2041,62  0,8762
Масса активной стали трансформатора согласно 4.17[1]
,
(2.11)
где коэффициенты
А1=5,663·10-5·Kc·A3·a,
A2=3,605·10-5·Kc·A2·l0,
(2.12)
(2.13)
Лист
9
A1=5,663·10-5·0,876·127,5383·1,484=152,72
А2=3,605·10-5·0,876·127,5382·75=38,52
Масса стали ярм согласно 4.28[1]
,
(2.14)
где коэффициенты
B1=2,4·10-5KcКяА3(а+b+e),
(2.15)
где е=0,405 – постоянный коэффициент при мощности до 630 кВ·А.
B2=2,4·10-5КсКяА2(а12+a22)
(2.16)
B1=2,4·10-5·0,876·1,02·127,5383·(1,484+0,626+0,405)=111,88
B2=2,4·10-5·0,876·1,02·127,5382·(27+20)=16,39
Масса угла магнитной системы для ярм мощности трансформатора до
630 кВА согласно 4.31[1]
Gy=0,486·10-5KcКяА3х3,
(2.17)
Gy=0,486·10-5·0,876·1,02·127,5383·x3
Общая масса стали магнитной системы согласно 4.33[1]
Gст=Gс+Gя=
A1
 A2  B2 x2  B1х3 ,
x
(2.18)
Gст=
Масса металла обмоток согласно 4,38[1]
G0=C1/x2 , где величина
С1=К0
Sн a 2
,
K Д Кс2 Вс2U a A2
(2.19)
(2.20)
Лист
10
где К0=1,2·104 – коэффициент для алюминия.
Действительная масса провода обмотки для алюминия
Gпр=G0·kир ,
(2.21)
где kи,р=1,13 – коэффициент для алюминия.
Проводим предварительный расчет потерь холостого хода по формуле
4,43[1]
Ð0  kï, ä ðñ (Gc  0,5kï, óGó )  kï, ä ðÿ (Gÿ  6Gó  0,5kï, óGó ),
(2.22)
где kп.д.=1,12 – коэффициент добавочных потерь для стали 3404 из табл.
4.16[1] ;
kп.у.=10,18 – коэффициент учитывающий увеличение потерь в углах
магнитной системы из табл. 4.17[1].
P0=1,12·1,295·(Gc+0,5·10,18·Gy)+1,12·1,207·(Gя-6·Gy+0,5·10,18·Gy)=
=1,45·Gc+1,352·Gя+6,1523·Gy
Подставив в данное выражение выражения для определения Gc, Gя и
Gy, получим:
P0=
Намагничивающая мощность согласно 4.44[1]
 kт.д
 qc (Gc  0,5kт.уkт.плGy )  kт.д
 kт.д
 qя (Gя  6Gу 
Qx  kт.д
  qз nз Пз ,
 0,5k т.уk т.плGy )  106 k т.д
(2.23)
где kт.пл=1,425 – коэффициент определяемый по величине расчетного
значения d=Ax по табл. 4.22[1];
k’т д=1,2 – коэффициент для стали марок 3404 и 3405 с отжигом
пластин;
k”т д=1,06 – коэффициент для трансформаторов мощностью до 630
кВ·А;
Лист
11
kту=42,45 – коэффициент для различного числа углов с косыми и
прямыми стыками пластин по табл. 4.23[1].
nз – число немагнитных зазоров с данной формой стыка:
n”=3,
n’=4
Пз – сечение зазора.
для прямых стыков
П″з=Пс ,
(2.24)
для косых стыков
П′з= 2 ·Пс,
(2.25)
2 2
где
Пс=0,785KсА х ;
(2.26)
Пс=0,785·0,876·127,5382·x2=11185,44·x2
П″з=11185,44·x2
П′з= 2 ·11185,44·x2=15818,597·x2
Q0=1,2·1,06·1,775·(Gc+0,5·42,45·1,425·Gy)+1,2·1,06·1,575· (Gя-6·Gу+
+0,5·42,45·1,425·Gу)+10-6·1,06·2500·4·15818,597·x2=
=2,258·Gc+2,003·Gя+116,8639·Gy+167,6771·x2
Подставив в полученное выражение выражения для Gc, Gя и Gy,
получим:
Полный ток холостого хода трансформатора, исходя из 4.43а[1]
I0 
Q0
,
10S í
(2.27)
Плотность тока в обмотках может быть найдена из 4.45[1]
J=
К Д РК
,
КG0
(2.28)
Где К=12,75 – коэффициент для алюминия.
Общая стоимость активных материалов трансформатора будет может
быть определена из формулы 4.41[1]
Лист
12
Са,ч  В1 х 3  ( В2  А2 ) х 2 
А1
с
 kо,с kи,р 12 ,
х
х
(2.29)
где kо,с=1,84 – коэффициент, определяемый по табл.4,15[1].
Для определения значения х, соответствующего минимуму
стоимости активных материалов, следует определить производную от
(4.41) и приравнять ее к нулю
dCа,ч
 0.
dx
Проведя эту операцию получим уравнение
x5 + Bx4 – Cx – D = 0,
(2.30)
где
(2.31)
(2.32)
Лист
13
(2.33)
х5+0,327 х4-0,455 х-0,894=0
Решением
этого
4
4
β=х =1,0037 =1,01488,
активной части Са,ч.
уравнения
является
х=1,0037,
откуда
соответствующий минимальной стоимости
Значение среднего диаметра витка двух обмоток можно вычислить по
формуле 4.9[1]
d12=a d
(2.34)
d12=1,484 d
Значение высоты обмотки определяем из формулы 4.12[1]
(2.35)
Расстояние между осями соседних стержней определяется по формуле
4.23[1]
С=d12+a12+2a2+a22 ,
(2.36)
C=1,484·127,538·х+27+0,626·127,538·х+20=269,105·х+47
Находим предельные значения β по допустимым значениям плотности
тока и растягивающим механическим напряжениям согласно 4,47[1];
4,49[1] .
(2.37)
,
(2.38)
Лист
14
где
,
(2.39)
здесь
(2.40)
Величина напряжения в обмотках определяется по формуле 4.54[1]
(2.41)
Дальнейший расчет по приведенным выше формулам проводим в
таблице 2.1.
Лист
15
Таблица 2.1
Таблица расчета основных параметров трансформатора.
β
0,9
1,425
1,913
2,324
3
Gc, кг
194,3
181,83
175,16
171,23
166,74
Gя, кг
118,93
165,67
204,63
235,74
283,37
Gст, кг
313,23
347,5
379,79
406,97
450,11
Gy, кг
8,32
11,76
14,65
16,97
20,53
P0, Вт
493,72
559,99
620,77
671,41
751,2
Q0, ВА
1808,33
2317,04 2749,33 3097,75 3633,7
I0 , %
1,13
1,45
1,72
1,936
2,27
G0, кг
76,08
60,42
52,19
47,32
41,68
Са.ч., %
470,46
477,04
496,28
516,55
580,17
J , А/мм2
1,74
1,95
2,098
2,2
2,35
σр, МПа
1,88
2,66
3,32
3,84
4,65
d, мм
124,22
139,4
150
157,51
167,84
d12, мм
184,35
206,87
222,58
233,74
249,07
l, мм
643,18
455,84
366
315,81
260,69
C, мм
309,1
341,1
363,48
379,3
401,1
Лист
16
Далее строим графики зависимостей J=f(β)(рис2.2), Са.ч.=f(β)(рис.2.3.),
σр=f(β)(рис.2.4), I0=f(β)(рис2.5) и Р0=f(β)(рис.2.6). Потом опираясь на графики
зависимостей, строим диаграмму(рис.2.7) и по ней выбираем оптимальное
значение β и d.
Рис.2.2 Зависимость плотности тока от β.
Рис.2.3 Зависимость стоимости активной части от β.
Лист
17
Рис.2.4 Зависимость механического напряжения от β.
Рис.2.5 Зависимость тока холостого хода от β.
Лист
18
Рис.2.6 Зависимость потерь холостого хода от β.
β
0,9
Са.ч. 3333
Р0
I0
J
σp
d(мм)
1,425
1,913
2,324
3,0
3445 апапа пааа п
Cа.ч.>Cmin
ап54 54 4545666666ап66 P0>620 Вт
I0>2%
J>2,7 A/мм2
σp >25 МПа
150
Рис.2.7 Определение оптимального значения β и диаметра стержня d.
Основываясь
на
данных
диаграммы
рис.2.7
выбираем
нормализованный диаметр d = 150 мм, что соответствует β = 1, 913.
Активное сечение стержня согласно (2.26)
Пс=11185,44 х2
Пс=16861,65·1,1762=15469,195 мм².
Высота стержня согласно 8.5[1]
l c =l+2·l 0 2
(2.42)
l c =366+2·75=516 мм.
Электродвижущая сила одного витка согласно 6.8[1]
uв = 106  4,44·f·Bc·Пс
(2.43)
uв = 106  4,44·50·1,6·15469,195=5,495 В.
Лист
19
3. Расчет обмоток НН и ВН
3.1.
Расчет обмотки НН
Число витков обмотки НН согласно 6.6[1].
1 =
U ф1
.
uв
(3.1)
витка
Принимаем ω1=73 витка.
Напряжение одного витка согласно 6.7[1].
uв 
U ф1
(3.2)
1
В.
Средняя плотность тока в обмотках согласно 6.2[1].
J cp  4,63 k Д
РкU B
.
Sн d12
(3.3)
.
Сечение витка ориентировочно согласно 6.12[1].
П1' 
I1
J cp
(3.4)
.
мм 2
Используя табл. 4.4 [1] по мощности трансформатора 160 кВА, току
на один стержень 133,88А, номинальному напряжению обмотки 690 В
и сечению витка 63,319 мм² выбираем конструкцию цилиндрической
обмотки из алюминиевой ленты.
Ширина ленты равна высоте обмотки, а её толщина
Лист
20
' 
П1
.
l
(3.5)
мм.
В соответствии с ГОСТ 13836-78 выбираем алюминиевую ленту
марки А6 шириной l=366 мм и толщиной  =0,18 мм.
Действительное значение витка
П1  l   .
(3.6)
П1=366·0,18=65,88 мм 2
Плотность тока в обмотке согласно 6.14[1].
J1 
I1
.
П1
(3.7)
.
Согласно выражению 6.5[1] общий суммарный радиальный
допустимый размер обмотки при максимальном тепловом потоке
q=1200
Вт
; к 3 =0,8.
м2
b
q  kз
.
17,2  J12
(3.8)
мм.
В этот размер можно уместить
b


13,5
 75 витков.
0,18
Обмотка выполняется в виде одной катушки.
Межвитковая изоляция выполняется кабельной бумагой марки К120
толщиной  k =0,12 мм. в один слой.
Радиальный размер обмотки НН




a1   1     1  1   k   n0 ,
 n0 
 n0

где n 0 – количество катушек обмотки.
(3.9)
мм.
Внутренний диаметр обмотки по 6.18[1]
D1'  d  2  a01.
(3.10)
D’1=150+2·4=158 мм.
Лист
21
Внешний диаметр обмотки по 6.19[1]
D1"  D1'  2  a1 .
D”1=158+2·21,78=201,56 мм.
Плотность теплового потока согласно 7.12[1]

17,2
a
q1 
 k Д  1     J12 ,
k3
n0
a'
k Д  1  0,037  104   2  a14  n 2 ;
где согласно 7.7[1]
вm
 k p согласно 7.9[1];
l
a1 – размер проводника в радиальном направлении катушки;
в – размер проводника в осевом направлении катушки;
m – число проводников по высоте катушки;
n – число проводников по толщине катушки;
k 3  0,8 ;

(3.11)
(3.12)
(3.13)
(3.14)
a
 1.
a'

3661
 0,95  0,95 ;
366
k Д  1  0,037104  0,952  0,184  36,52  1 ;
q1 
17,2 73
Вт
1  0,18 1 2,0322  1166,49 2 .
0,8
1
м
Масса металла обмотки согласно 7.4[1]
G01  8,47 106  c  Dcp1  1  П1 ,
где
Dcp1 
D1''  D1'
2
(3.15)
(3.16)
G01  8,47 106  3179,78 73 65,88  21,97 кг.
3.2.
Расчет обмотки ВН
Выбираем схему регулирования согласно рекомендациям главы 6[1] c
выводом концов всех трёх фаз обмотки к одному трёхфазному
Лист
22
переключателю(3.1). Контакты переключателя должны быть рассчитаны
на рабочий ток не менее 6,6 А.
Рис.3.1 Схема регулирования напряжения
Число витков в обмотке ВН при номинальном напряжении согласно
6.33[1]
2  1 
2  73
U ф2
.
Uф1
(3.17)
20207,26
 3702,9 витков.
398,37
Принимаем ω2=3703 витков.
Число витков на одной ступени регулирования согласно 6.34[1]
p 
U
,
3  uв
(3.18)
где U - напряжение на одной ступени регулирования обмотки или
разность напряжений двух соседних ответвлений.
p 
875
 92,43 витка.
3  5,4653
Принимаем  p  93 витка.
В масляных трансформаторах мощностью от 25 до 200000 кВ·А с ПБВ,
ГОСТ 12022-76, 11920-85 и 12965-85, предусмотрено выполнение в
обмотках ВН (и СН) четырех ответвлений на +5; +2,5; - 2,5 и - 5 %
номинального напряжения помимо основного зажима с номинальным
напряжением (табл. 3.1).
Лист
23
Таблица 3.1
Определение числа витков на каждую ступень регулирования.
Напряжение В:
Число витков на ответвлениях:
33250
3703+2·93=3889
34125
3703+93=3796
35000
3703
35875
3703-93=3610
36750
3703-2·93=3517
Ориентировочная плотность тока согласно 6.39[1]:
J 2'  2  J cp  J1 .
J 2'  2  2,0815  2,032  2,131
(3.19)
A
.
мм 2
Ориентировочное сечение витка согласно 6.1[1]
П2' 
П2' 
I2
.
J 2'
(3.20)
2,64
 1,239мм2 .
2,131
По табл.4.4[1] выбираем многослойную цилиндрическую обмотку из
алюминиевого круглого провода. В соответствии с табл.6.1[1] выбираем
провод марки
АПБ
d2
,
d 2'
(3.21)
где d 2 и d 2' – диаметры провода соответственно без и с изоляцией.
АПБ
1,32
.
1,62
Лист
24
Сечение витка составляет П2  1,37мм2 .
Плотность тока в обмотке согласно 6.43[1]
J2 
I2
П2
(3.22)
2,64
A
.
 1,927
1,37
мм 2
J2 
Число витков в слое по 6.44[1]
сл2 
сл2 
l
1 .
d 2'
(3.23)
366
1  225витка.
1,62
Число витков в обмотке по 6.45[1]
N сл2 
Nñë2 
2  2   р
сл2
(3.24)
3703 2  93
 17,28 слоёв.
225
Принимаем Nсл2  18 слоёв.
Разделяем обмотку на две концентрические катушки, содержащие
соответственно внутренняя и внешняя 2 и 5 слоёв. Катушки разделены
'
 6 мм .
согласно табл.6.7[1] масляным каналом шириной a22
Рабочее напряжение двух соседних слоёв обмотки по 6.46[1]
U м.сл.  2  сл2  ив
(3.25)
U м.сл.  2  225 5,4653  2459,39 В.
По табл.5.1[1] находим: межслойные изоляции – кабельная бумага
толщиной   =0,12 мм. , n =4 слоёв. Выступ изоляции на торцах обмотки
16 мм.
Радиальный размер обмотки по 6.47-6.49[1]
Лист
25
'
a2  d2'  Nсл2  n  Nсл2 1  a22
(3.26)
a2 =1,62·18+4·0,12·(18-1)+6+3=46,32 мм.
Внутренний диаметр обмотки ВН по 6.51[1]
D2'  D1''  2  a12 .
(3.27)
D2'  201,56  2  27  255,56 мм.
Внешний диаметр обмотки по 6.51[1]
D2"  D2'  2  a2 .
(3.28)
D2"  255,56  2  46,32  348,2 мм.
Расстояние между осями стержней
C  D2''  a22 .
(3.29)
С=348,2+20=368,2 мм.
Принимаем С = 370 мм.
Масса металла обмотки ВН по 7.4[1]
G02  8,47 106  c  Dcp2 (2  2  p )  П2 ,
Dcp2 
где аналогично (3.16)
(3.30)
(D2'  D2'' )
.
2
G02  8,47 106  3  301,88 (3703 2  93) 1,37  40,87 кг.
Масса провода обмотки согласно табл.6.1[1]
Gпр2  (1 3,3 0,05)  G02 .
(3.31)
Gпр2  (1 3,3 0,05)  40,87  47,61 кг.
Добавочные потери в обмотке согласно 7.8[1]
K Д 2  1  0,017104  12  d24  n2 ,
где согласно 7.10[1]
1 
d2  m
 kp ;
l
(3.32)
(3.33)
Лист
26
m – число проводников по высоте сечения катушки;
n  N сл2 .
1 
1,32  225
 0,95  0,7709;
366
K Д 2  1 0,017104  0,77092 1,324 182  1,00099.
Поверхность охлаждения обмотки по 6.54[1]
П02  106  с  n  k   (D2'  D2'' )  l ,
(3.34)
где n=1,5;
k=0,83.
П02  106  31,5  0,83   255,56  348,2 366  2,59м2 .
Плотность теплового потока согласно 6.41[1]
q2 
Pосн2
k ,
П02 Д 2
Pосн2  12,75 J 22  G02 .
где
(3.35)
(3.36)
Pосн2  12,751,9272  40,87  1934,99 Вт.
q2 
1934,99
Вт
1,00099  747,84 2 .
2,59
м
Расположение и размеры обмоток показаны на рис.3.2.
Лист
27
Рис.3.2. Размещение обмоток трансформатора.
4. Определение параметров короткого замыкания
Основные потери в обмотке НН согласно 7.2[1]
Росн1 = k J12G01,
(4.1)
где k = 12,75 коэффициент для алюминия .
Росн1  12,75 2,0322  21,97  1156,61 Вт.
Основные потери в обмотке ВН из (3.36)
Росн2  1934,99 Вт
Потери в отводах НН согласно 7.19[1]
Ротв = kJ2Gотв,
(4.2)
где масса отводов НН согласно 7.20[1]
Gот в  lот вПот в  10-9,
где  – удельный вес алюминия 2700
(4.3)
кг
;
м3
lот в  7.5  l
(4.4)
lотв.≈7,5∙366≈2745 мм
Gотв1  2745 65,88 2700109  0,488 кг.
Ротв1  12,75 2,0322  0,488  25,69 Вт.
Потери в отводах ВН согласно (4.2), (4.3)
Gотв2  27451,37 2700109  0,01 кг.
Ротв2  12,751,9272  0,01  0,47 Вт.
Потери в стенках бака и других элементах конструкции согласно 7.21[1]
P 10  K  Sн ,
(4.5)
где К = 0,016 (из табл. 7.1[1]).
Лист
28
P  10  0,015160  24 Вт.
Полные потери короткого замыкания согласно 7.1[1]
Рк = Росн1·Кд1+Росн2Кд2 + Ротв1+ Ротв2 + Рσ .
(4.6)
Рк =1156,61·1+1934,99·1,00099+25,69+0,47+24=3143,67 Вт.
Для номинального напряжения обмотки ВН потери соответственно
согласно с [1]
Рк'  Pк  0,05 Росн2  К Д 2
(4.7)
Рк' =3143,67-0,05∙1934,99·1,00099=3046,82 Вт.
3046,82
100  98,28 % заданного значения.
3100
или
Активная составляющая напряжения согласно 7.22[1]
ua 
ua 
Pк
.
10S н
(4.8)
3046,82
 1,904 %
10 160
Реактивная составляющая согласно 7.23[1]
up=
где
7,9  f  S '  a p  K p 4
10 ,
U B2


  d12
l
.
  222,58
366
(4.9)
(4.10)
 1,9097;
Ширина приведённого канала рассеяния согласно (2.2)
à ð  27  21,96  48,96 мм;
Величина коэффициента Кр согласно 7.26[1]

1
Kp≈1-σ(1- e  ),
(4.11)
Лист
29
где
σ=
a12  a1  a2
.
 l

(4.12)
27  21,78  46,32
 0,083.
  366

Kp≈1- 0,083∙(1- å
1
0, 083
)  0,917.
Величина up зависит от взаимного расположения обмоток и в
соответствии с этим корректируется коэффициентом Кq умножением его
на (4.8), согласно 7.27[1].Так как обмотки равновелики, то Кq = 1.
uр 
7,9  50  53,331,9097 48,96  0,9171 4
10  6,047%.
5,46532
Напряжение короткого замыкания согласно 7.28[1]
uk= ua2  u 2p .
uk= 1,9042  6,0472  6,3394% или
(4.13)
6,3394100
 97,53%
6,5
Установившийся ток короткого замыкания на обмотке ВН согласно
7,29[1]
I к. у.  I ф 2
I ê. ó.  2,64 
100
uк
(4.14)
100
 41,644 А
6,3394
Мгновенное максимальное значение тока к.з. согласно 7.30[1]
I k. max.  2  Kmax  I k. y. ,
где при
u p 6,047

 3,176 по табл. 7.3[1]
ua 1,904
(4.15)
2  Kmax  1,95
I k. max. = 1,95·41,644=81,206 А.
Лист
30
Суммарные радиальные силы приближенно определяются согласно
7.31[1]
Fp  0,628 I k. max.  2 2    K p 106.
(4.16)
Fp  0,628 81,206 37032 1,9097 0,919106  99443,82 Н.
Среднее сжимающее напряжение в проводе обмотки НН согласно 7.32[1]
 cж. p 
 ñæ . ð 
Fp
.
2    1  1
(4.17)
99443,82
 3,29 МПа
2    73 65,88
Среднее растягивающее напряжение в проводах обмотки ВН согласно
7.32а[1]
 p. 
ð 
Fp
.
2    22
(4.18)
99443,82
 3,12 МПа.
2    37031,37
Что составляет 12,48 % допустимого значения 25 МПа.
Осевые силы по рис. 4.2[1] согласно 7.33[1] и 7.36[1]
Foc/ 
Fîñ 
Fp  a p
.
2l
(4.19)
99443,82  48,96
 6651,32 Н.
2  366
a a 
1

Foc  7,5  d12   a12  1 2   I k . max  2 2  2  K 106 ,
2 
l

(4.20)
где К – коэффициент осевой силы, согласно 7.37[1]
K  1K01 ,
(4.21)
где K01 – коэффициент, определяемый по формуле 7.38[1]
K 01  0,33  1,15
a0
,
l
(4.22)
Лист
31
a0  a12  a1  a2 ;
Здесь
(4.23)
1 – определяется по таблице 7.4[1],
1 
1500
 4,098 %.
366
a0  27  21,78  46,32  95,1 мм.
K01  0,33 1,15
95,1
 0,03
366
К = 4,098·0,03=0,128.
21,78  46,32 

Foc  7,5  222,58   27 

2


1
 81,206 37032 
 0,128106  8805,71H .
2
366
Распределение осевых механических сил в обмотках НН и ВН
показано на рис. 4.1.
Î áì î òêà 2
Î áì î òêà 1
F'î ñ.F"î ñ. = 0 Fÿ = 0
l
1
2
F'î ñ.F"î ñ. = 0 Fÿ = 0
Fñæ = F'î ñ.
Fñæ = F'î ñ.
Fÿ = 0
Fÿ = 0
Рис. 4.1. Распределение осевых механических сил
Лист
32
Предельная температура обмотки, согласно 7.40[1]
ka 
670 tk
 H ,
2
 uk 
5,5     tk
J
(4.23)
где t k – наибольшая продолжительность короткого замыкания при
классе трансформатора до 35 кВ t k = 4с.;
J – плотность тока при номинальной нагрузке;
H – начальная температура обмотки, H  90 oC .
ka 
670 4
2
 6,3394
5,5  
 4
 2,098 
 90  147,99o C
Полученная величина сравнивается с допустимой температурой. Для
алюминиевых обмоток это 200ºС.
Лист
33
5. Определение размеров магнитной системы и массы стали
Принята конструкция трехфазной плоской шихтованной магнитной
системы, собираемой из пластин холоднокатаной текстурованной стали
марки 3404,толщиной 0,35 мм. Основные размеры магнитной системы
показаны на рис.5.2. Стержни магнитной системы скрепляются без
бандажей, ярма прессуются ярмовыми балками. Размеры пакетов выбраны
по табл. 4.18[1] для стержня диаметром 160 мм без прессующей пластины и
приведены в табл.5.1. Число ступеней в сечении стержня 6,
в сечении ярма 5. Сечение стержня и ярма показано на рис.5.1.
Таблица 5.1
Размеры пакетов в сечении стрежня и ямра.
№ пакета
1
2
3
4
5
6
Стержень, мм
145х19
135х13
120х13
105х9
85х8
55х7
Ярма, мм
145х19
135х13
120х13
105х9
85х15
Рис.5.1. Сечение стержня и ярма.
Лист
34
Рис.5.2. Основные размеры магнитной системы.
Общая толщина пакетов стержня (ширина ярма) 138 мм. Площадь
ступенчатой фигуры сечения стержня по табл. 8.2.[1] : Пф,с = 161,7×10² мм2;
ярма :
Пф,я = 165,9×10² мм2
Объем угла магнитной системы
Vу = 2040×10³ мм3
Активное сечение стержня согласно 8.2[1]
Пс  К з Пф,с ,
где
Кз
=
0,96
–
коэффициент
заполнения
(5.1)
для
рулонной
холоднокатанной стали по табл. 4.3[1]:
Пс  0,96161,7 102  15523,2 мм2;
Активное сечение ярма, согласно 8.3[1]
Пя  К з Пф, я
(5.2)
Пя  0,96165,9 102  15926,4 мм2.
Лист
35
Объем стали угла магнитной системы, согласно 11.96[1]
Vу,ст  К зVу
(5.3)
Vó,ñò  0,96  2040103  1958400 мм3.
Длина стержня согласно 8.5[1]
lc  l  (lo  lo)
(5.4)
lc  366  (75  75)  516 мм.
Расстояние между осями стержней согласно 8.6[1]
 ,
C  D2''  a22
(5.5)
где D2'' =348,2 мм – внешний диаметр обмотки ВН, мм;
a22 =20 мм – расстояние между обмотками соседних стержней (табл. 4.5[1]).
Ñ  348,2  20  368,2 мм.
Округляем размер: С =370 мм.
Масса стали угла магнитной системы, согласно 8.7[1]
Gy  KзVy ст  109 ,
где  ст  7650
(5.6)
кг
м3
Gó  0,96  2040103  7650109  14,98 кг.
Масса стали ярм, согласно 8.8[1], с учетом 8.9[1] и 8.10[1]
Gя  Gя  Gя = 2П я  2С   ст 109  2Gу
(5.7)
Gÿ  2 15926,4  2  368,2  7650109  2 14,98  209,4 кг.
Масса стали стержней согласно 8.11[1]
Gc  Gc  Gc ,
(5.8)
где масса стали стержней в пределах окна магнитной системы согласно
8.12[1]
Gc  3  lc  Пс   ст 109 .
(5.9)
Лист
36
Gc'  3  51615523,2  7650109  183,83 кг;
Масса стали в местах стыка пакетов стержня и ярма согласно 8.13[1]
Gс  с ( Пс а1я ст  109  Gy ) ,
(5.10)
где а1я = 145 мм – ширина первого пакета ярма.
Gc  3 (15523,2 145 7650109 14,98)  6,72 кг.
Gc  183,83  6,72  190,55 кг.
Полная масса стали магнитной системы согласно 8.14 [1]
Gст  Gс  Gя
(5.11)
Gcт  190,55+209,4=399,95 кг.
Лист
37
6. Расчет потерь холостого хода
Индукция в стержне согласно 8.15[1]
U B 106
Вс 
.
4,44  f  Пс
(6.1)
5,4652106
Вс 
 1,586 Тл.
4,44  50 15523,2
Индукция в ярме согласно 8.16[1]
U B 106
Вя 
.
4,44  f  П я
Вя 
(6.2)
5,4653106
 1,546 Тл.
4,44  50 15926,4
Индукция на косом стыке согласно 8.17[1]
В' 
В' 
Bc
.
2
(6.3)
1,586
 1,121 Тл.
2
Площади немагнитных зазоров на прямом стыке на среднем стержне
равны соответственно активным сечениям стержня и ярма. Площадь
зазора на косом стыке на крайних стержнях согласно 8.18[1]
П '  2Пс .
(6.4)
П '  2 17616  24912,8 мм².
Удельные потери для стали стержней, ярм и стыков находим по
табл.4.9[1] для стали марки 3404 толщиной 0,35 мм при шихтовке в две
пластины:
Вт
при Вс  1,586Тл; рс  1,2642 ;
кг
рз  970,4
Вт
;
м2
Лист
38
при Вя  1,546Тл;
ря  1,1797
при В'  1,121Тл; р '  0,596 Вт ;
кг
Вт
;
кг
рз  914,4
р'  447,85
Вт
;
м2
Вт
.
м2
Для плоской магнитной системы с косыми стыками на крайних
стержнях и прямыми стыками на среднем стержне, с многоступенчатым
ярмом, без отверстий для шпилек, с отжигом пластин после резки стали и
удаления заусенцев для определения потерь холостого хода применим
выражение 8.19[1].
Рх  [kп.рkп.з ( pcGc  pяGя  4 pяGу 
рс  ря
kп.уGу )  106  рзпз Пз ] kп.яkп.пkп.ш,
2
(6.5)
где значение коэффициента kп.у в (6.5) определяется по табл.4.17[1],
kп.у =10,18.
Удаление заусенцев при нарезке пластин электротехнической стали
приводит к увеличению удельных потерь, которое может быть учтено
коэффициентом kп.з: kп.з = 1 – для отожженных пластин.
Удельные потери возрастают при резке пластин. Это увеличение
учитывается коэффициентом kп.р, который для отожженной стали равен
1,05.
Коэффициент формы ярма kп.я = 1, если число ступеней в сечении ярма
и стержня одинаковы или отличаются на 1–3 ступени.
Перешихтовка верхнего ярма приводит к увеличению потерь. Это
учитывается коэффициентом kп.ш. При мощности трансформатора до 250
кВ·А – 1,01.
Увеличение потерь за счет прессовки стержней и ярм учитывается
коэффициентом kп.п, значения которого приведены в табл. 8.3 kп.п= 1,03.
1,2642  1,1797
10,18 14,98) 
2
(970,4 115523,2  914,4  2 15926,4  447,85  4  21953,12) 106 ] 11,03 1,01  643,81Вт
Px  [1,05 1 (1,2642190,55  1,1797179,44  4 1,179714,98 
643,81
Полученное значение Рх  643,81Вт составляет
100%  103,84%
620
заданного значения.
Лист
39
7. Расчет тока холостого хода
По табл. 4.10[1] находим удельные намагничивающие мощности:
при Вс  1,586Тл;
при Вя  1,546Тл;
при В'  1,121Тл;
В А
;
кг
В А
qя  1,5127
;
кг
qc  1,705
q'  2815
В А
;
м2
В А
qя.з.  19734 2 ;
м
qс.з.  22520
В А
.
м2
Для принятой конструкции магнитной системы и технологии ее
изготовления используем 8.20[1].
Qx=[kт.р.·kт.з.(qcGc+qяG'я-4qяGy+
qc  qя
kт.у.kт.пл.Gy )+ 106  q3n3П3]·kт.я.·kт.п.·kт.ш. (7.1)
2
где kт.р. – коэффициент, учитывающий влияние резки рулона на
пластины. Для отожжённой стали kт.р =1,18 ;
kт.з. – коэффициент, учитывающий влияние срезания заусенцев. Для
отожжённых пластин kт.з=1,0;
kт.пл. – коэффициент, учитывающий ширину пластин в углах магнитной
системы. Определяется по табл. 4.22[1] , kт.пл =1,5;
kт.я. – коэффициент, учитывающий форму сечения ярма. Для
многоступенчатого ярма k т.я =1 ;
kт.п. – коэффициент, учитывающий прессовку магнитной системы.
Определяется по табл. 8.3[1], k т.п. =1,045;
kт.ш. – коэффициент, учитывающий перешихтовку верхнего ярма.
kт.ш=1,01 при мощности до 250 кВ·А.
k т.у. – коэффициент определяемый из табл 4.23[1], k т.у. = 42,345.
1,705  1,5127
 42,3451,35 14,98) 
2
 (22520115523,2  19734 2 15926,4  2815 4  21953,12) 106 ] 11,0451,01  3464,746В  A
Qx  [1,18 1 (1,705190,55  1,5127179,44  4 1,512814,98 
Ток холостого хода согласно 8.21[1]
Iо =
Qx
.
10S
(7.2)
Лист
40
Io 
3464
 2,165%
10 160
или 2,165 100%  108,27% заданного значения.
2
Активная составляющая тока холостого хода согласно 8.22[1]
Px
10S н
Iоа  643,81  0,402%
10 160
Iоа=
(7.3)
Реактивная составляющая тока холостого хода согласно 8.23[1]
Iор  I o2  I oa2 .
Iор  2,1652  0,4022 = 2,127%.
(7.4)
Лист
41
8. Тепловой расчет трансформатора
8.1.
Тепловой расчет обмоток
Внутренний перепад температуры в обмотке НН согласно 9.1[1]
01 
q 103
из
,
(8.1)
где из – теплопроводность изоляции провода, по табл. 9.1[1],
из = 0,17
Вт
0
м С
01 
1166,49  0,15103
 0,82 оС .
0,17
Внутренний перепад температуры в обмотке ВН согласно 9.2[1]
0 
pa2 106
,
8cp
(8.2)
где р – потери, выделяющиеся в 1м3 общего объёма обмотки. Для
алюминиевого провода определяется согласно формуле 9.4[1]
p  2,71
J 2d 2
104 ;
(d ' м с )d '
(8.3)
cp – средняя теплопроводность обмотки согласно 9.5 [1]
cp 
м с(d ' м с)
,
 м с  м сd '
(8.4)
где мс – теплопроводность междуслойной изоляции, находится по табл.
9.1.[1] мс =0,17
Вт
;
0
м С
 – средняя условная теплопроводность
междуслойной изоляции, согласно 9.6[1]

где

из
0,7  
,
обмотки
без
учета
(8.5)
d  d .
'
d
Лист
42


cp 
1,62 1,32  0,227 .
1,32
0,17
Âò
 0,509
.
ì  Ñ
0,7  0,227
0,509 0,17  1,62  0,12
Вт
 0,589
.
0,509 0,12  0,12 1,62
м  С
Средний перепад температуры составляет
Обмотка НН:
Обмотка ВН:
2
полного перепада
3
2
o.cp.1  01 .
3
2
o.cp.1   0,82  0,547 оС .
3
2
o.cp.2  02 .
3
2
o.cp.2   28,33  18,89 оС .
3
Перепад температуры на поверхностях обмоток согласно 9.13[1]
о.м  kq0,6 ,
(8.6)
где k = 0,285.
Обмотка НН: î .ì .1  0,2851121,31166,490,6 =19,723 °С.
Обмотка ВН: î .ì .2  0,285 747,840,6 =15,105 °С.
Полный средний перепад температуры от обмотки к маслу согласно
9.15[1].
о.м.ср  о.ср  о.м.
Обмотка НН:
î.ì.ñð.1  0,547 19,723  20,27 ºС.
Обмотка ВН:
î.ì.ñð.2  18,89 15,105  33,995 ºС.
(8.7)
Лист
43
8.2.
Тепловой расчет бака
По табл. 9.3[1] в соответствии с мощностью трансформатора выбираем
конструкцию гладкого бака со стенками в виде волн, которая показана на
рис.8.1.
Изоляционные расстояния отводов определяем до прессующей балки
верхнего ярма и стенки бака. До окончательной разработки конструкции
внешние габариты прессующих балок принимаем равными внешнему
габариту обмотки ВН. Основные размеры бака показаны на рис.8.2.
Рис.8.1. Форма и основные размеры стенки бака с волнами.
Рис. 8.2. Основные размеры бака.
Лист
44
Согласно рис.9.5а[1] должны
минимальные расстояния и размеры:
быть
определены
следующие
s1 – изоляционное расстояние от изолированного отвода обмотки ВН до
собственной обмотки по табл.9.4.[1] s1 =50 мм;
s2 – изоляционное расстояние от изолированного отвода обмотки ВН
до стенки бака по табл. 9.4.[1] s2 =50 мм;
d1 – диаметр изолированного отвода обмотки ВН при классах
напряжения 10 и 35 кВ, d1=20 мм при мощностях до 10000 кВ·А;
s3 – изоляционное расстояние от неизолированного или
изолированного отвода обмотки НН или СН до обмотки ВН по табл.9.5[1]
s3 =90мм;
s4 – изоляционное расстояние от отвода обмотки НН или СН до стенки
бака по табл. 9.4[1] s4=20мм;
d2=20 мм – диаметр изолированного отвода от обмотки НН или СН,
равный d1
Минимальная ширина бака согласно 9.16[1]
B = D”2 + (s1 + s2 + d1 +s3 + s4 + d2).
(8.8)
В=348,2+(50+50+20+90+20+20)=598,2 мм.
Принимаем В=600 мм. при центральном положении активной части
трансформатора в баке.
Длина бака согласно 9.17[1]
A = 2C + D”2 + 2 s5,
(8.9)
где s5 = s3 + d2 +s4.
s5 =90+20+20=130 мм.
А=2·370+348,2+2·130=1348,2 мм.
Принимаем А=1350 мм
Высота активной части
На.ч. = lс + 2hя+ n ,
(8.10)
Лист
45
где п – толщина подкладки под нижнее ярмо, n =50мм .
Í
à.÷
 516  2 145  50  856 мм.
Принимаем расстояние от верхнего ярма до крышки бака при
горизонтальном расположении над ярмом переключателя ответвлений
обмотки ВН по табл. 9.6[1]
Ня,к = 400 мм.
Глубина бака
Нσ = На,ч + Ня,к.
(8.11)
Нσ = 856 + 400 =1256 мм.
Поверхность излучения стенки согласно 9.33[1]
Пи.в = [2· (А-В)+π · (B+2b)] ·Нв·10-6,
(8.12)
где b – глубина волны b=300 мм;
Нв – высота волнистой стенки на 100 мм меньше предварительно
рассчитанной глубины бака. НВ=1156 мм.
Пи.в.  [2  (1350 600)    (600  2  300)]1156106  6,09м2
Развернутая длина волны согласно 9.34[1]
lВ = 2.b+t – 0,86.d
(8.13)
где с – ширина масляного канала с=10 мм
t – шаг волны стенки согласно 9.35[1]
t=а+с+2·δ,
(8.14)
где а – ширины воздушного канала волны , а =25 мм ;
δ – толщина стенки δ =1 мм.
t = 25+10+2·1=37 мм.
lB  2  300 37  0,8610  628,4 мм
Число волн согласно 9.36[1]
m = [2· (A — В) + π· В]/t.
(8.15)
Лист
46
m
2  (1350 600)    600
 92 .
37
Поверхность конвекции стенки согласно 9.37[1]
Пк,в= m·lB·kB ·Hв·10-6,
(8.16)
где kB – коэффициент, учитывающий затруднение конвекции воздуха в
воздушных каналах волн,
kB =l – α2/190,
где α=b/а.

300
 12.
25
122
kB  1 
 0,242.
190
Ï
ê.â.
 92 628,4  0,2421156106  16,17ì 2 .
Полная поверхность излучения бака согласно 9.38[1]
Пи=Пи,в+Пр+Пкр·0,5,
(8.17)
где Пр – поверхность верхней рамы бака Пр=0,1 tm;
Пкр – поверхность крышки бака
Пк.кр
Ï

В 2  6
 ( А  В) В    10 .
4


6002  6

(
13500

600
)

600



10  0,73 м2
ê.êð


4 

Пр = 0,1·37·92·10 3 =0,3404 м2 .
Ï è  6,09  0,3404 0,73 0,5  6,7954ì 2 .
Полная поверхность конвекции бака согласно 9.39[1]
Пк=Пк,в+Пр+Пкр·0,5
(8.18)
Ï ê  16,17  0,3404 0,73 0,5  16,88ì 2 .
Лист
47
Среднее превышение температуры стенки бака над температурой
окружающего воздуха согласно 9.45 [1]


0, 8
 k Px  PK 
б.в  
 ,
 2.8ПИ  2,5ПК 
(8.19)
где k = 1,05 по [1]
 1,05(643,81 3046,82) 
á.â  

 2,8  6,7954 2,5 16,88
0,8
 28,19Ñ.
Среднее превышение температуры масла вблизи стенки над
температурой внутренней поверхности стенки трубы согласно 9.46 [1]


0, 6
k P  P 
Θ м, б ≈ k1·0,165·  x K  ,
 Пк 
(8.20)
где k1 – коэффициент, равный 1,0 при естественном масляном
охлаждении [1];
ΣПк – сумма поверхностей конвекции гладкой части труб, волн,
крышки без учета коэффициентов улучшения или ухудшения
конвекции [1].
ì.á
1,05  (643,81 3046,82) 
 1 0,165

16,17  16,88  0,73 0,5 
0, 6
 2,903 °С
Согласно ГОСТ1677-85 необходимо выполнить условие м.в.в < 60 °С и
о.в < 65 °С
Превышение температуры масла в верхних слоях над температурой
окружающего воздуха согласно 9.47 [1]
Θм.в,в=σ(Θбв+Θм,б),
(8.21)
где σ =1,2 [1].
M .B.B.  1,2  (28,19  2,903)  37,31î Ñ  60oC .
Превышение средней температуры обмоток над температурой воздуха
согласно 9.48 [1].
(8.22)
о.в.  о. м.cp  м.б.  б.в. .
Обмотка НН: î .â.  20,27  2,903 28,19  51,36î C  65o C .
Обмотка ВН: î .â.  33,995 2,903 28,19  64,88î C  65oC .
Лист
48
9. Определение массы конструктивных материалов и масла
трансформатора
Масса активной части, т. е. остов с обмотками и отводами
Gа.ч  1,2(Gпр  Gст ) .
(9.1)
Gà.÷  1,2(47,61 399,95)  527,55 кг.
Масса бака при толщине стенок 1 мм
Gб  V   Fe ,
где
V
(9.2)
– сумма объёмов стенок стали, крышки и дна бака;
 Fe – удельная плотность стали  Fe = 7800
кг
.
м3
Vст.б.  Пк.в.   ст.
(9.3)
Vñò.á.  16,17 1103  16,17 103 ì 3.
Vкр.  3Пкр.  ст..
(9.4)
Vêð  0,73 0,5  3 103  1,125103 ì 3 .
Vдна  3 Пк.кр.   ст. .
(9.5)
Väíà  3 0,73 0,5 103  1,125103 ì 3.
G  (16,17 103 1,125103 1,125103 )  7800  143,676кг.
Внутренний объём гладкого бака
VБ  V1  V2 ,
(9.6)
где V1 – объём бака без волн


D2''
D2''
V1  [B  H  ( A  2  (  s5 ))]  [  (  s5 )2  H ]  109 ;
2
2


V2 – объём всех волн
2

 1
c    c 

V2  H  100  c   b         H  100    m 109 .
 2
 2    2 

 
Лист
49


 348,2
 
 130 ] 
[6001256 1350  2  
 2
   9

V1  
10  0,56ì 3 .
2


 [   348,2  130 1256]

2





10  

125610010   300  2  

 
V2  
 92 109  0,32ì 3 .
2
  10 
 1
      1256 100  
 2
   2 
 
VÁ  0,56  0,32  0,88ì 3 .
Объём активной части
Vа.ч 
Gа.ч
 а.ч
,
(9.7)
где  а.ч  5000 для трансформаторов с алюминиевыми обмотками.
Và.÷ 
527,55
 0,1055 м³.
5000
Общая масса масла в [т] согласно 9.49[1]

Gм  1,05 0,9  (Vб  Vа.ч )  Gт.р

(9.8)
где Gm. p. – масса масла в расширителе
Gm. p.  Vp  m ,
(9.9)
кг
где  m – плотность масла m  900 3 ;
м
Vp – объём расширителя
Vp  10 % VБ .
Vð  0,1 0,88  0,088ì 3 .
Gò . ð.  0,088 900  79,2 кг.
Gm  1,05 [0,9  (0,88  0,1055)  0,0792]  0,815 т = 815,06 кг.
Масса трансформатора
Gтр  1,05(Gа.ч  Gб  Gм ).
(9.10)
Gòð  1,05 (527,55 143,676  815,06)  1560,6 кг.
Лист
50
10.Экономическая оценка рассчитанного трансформатора
Удобным для расчётов является определение не сроков окупаемости, а
расчетных годовых затрат, определяемых согласно 10.2[1]
З  Зтр  За  Зх Рх  kк Зк Рк  ЗрQр ,
(10.1)
где Зтр – затраты связанные с изготовлением трансформатора.
За – затраты на амортизационные годовые отчисления.
– удельные годовые затраты руб/кВт·год,
связанные с
покрытием независящих от нагрузки потерь холостого хода З0 = 85
Зх и Зк
руб/кВт·год и изменяющихся с нагрузкой потерь короткого замыкания
Зк =31 руб/кВт·год табл. 10.1[1].
Зр
– удельные годовые затраты руб/кВар·год, на компенсацию
реактивной мощности( Qр ) трансформатора
Зр – могут быть приняты равными 1,1 руб/кВар·год
Qр – реактивная мощность, определяется как сумма реактивных
мощностей холостого хода и короткого замыкания.
– коэффициент, учитывающий максимальную нагрузку
трансформатора в последний год нормативного срока окупаемости по
табл. 10.1[1] принимаем kк = 0,8
kк
Выражение Зтр + За может быть заменено формулой 10.4[1]
Зтр + За = К тр ( рн + р а ),
(10.2)
где К тр – себестоимость или оптовая цена трансформатора;
рн = 0,15 – нормативный коэффициент эффективности капитальных
вложений;
р а = 0,063 – нормативные амортизационные годовые отчисления.
Стоимость трансформатора согласно 10.9[1]:
К тр = Са.ч + Сохл .
(10.3)
Стоимость активной части согласно 10.7[1]:
Лист
51
Са.ч = k о Со Gпр + k cт kотх Сст Gст ,
(10.4)
где k o  2,60 – коэффициент, учитывающий стоимость изоляционных
материалов;
Со = 1,06 руб/кг – цена обмоточных проводов для трансформаторов 25 -
630 кВА;
k cт = 1,23 руб/кг - коэффициент учитывающий стоимость изготовления
остова трансформатора, включая стоимость крепежных и других
материалов, заработную плату;
kотх – коэффициент, учитывающий отходы стали при раскрое для рулонной
стали: kотх = 1,05;
cст = 0,456 руб/кг – цена стали по прейскуранту;
Са.ч = 2,6 1,06  47,611,231,05 0,456 399,95 =366,75 руб
Стоимость системы охлаждения согласно 10.8[1]:
Сохл= kохл(Рх+Рк),
(10.5)
где kохл = 13,8 руб/кВт – удельная стоимость системы охлаждения
отнесённая к 1 кВт потерь по табл. 10.2[1];
Сохл= 13,8·(0,638 +3,144) = 52,19 руб.
Согласно (10.3)
Ктр = 366,75+52,19 = 418,94 руб.
Согласно (10.2)
Зтр + За = 418,94·(0,15 +0,063) = 89,24 руб.
Реактивная мощность согласно 10.3[1]
Qp =
Qp =
S
S

I  u .
I op  u p  
100
100 oa k
(10.6)
160
(0,402  6,3394)  10,786 кВАр.
100
Годовые затраты согласно 10.1[1]
З = 89,24 + 85·0,6381 + 0,8·31·3,144 + 1,1·10,786 = 233,31 руб.
Лист
52
11.Инженерная оценка рассчитанного трансформатора
При расчете был рассчитан трансформатор ТМ 160/35 с алюминиевыми
обмотками и с плоской магнитной системой с косыми стыками на
крайних стержнях и прямыми на среднем. Материал магнитной системы
холоднокатаная анизотропная тонколистовая сталь марки 3404 толщиной
0,35 мм.
Трансформатор был рассчитан с максимальным приближением
к ГОСТ.
Все рассчитанные параметры входят в допустимые значения.
В результате расчета получены следующие значения:
- потери короткого замыкания Р к = 3046,82 Вт, задано было значение
Р к = 3100 Вт. Согласно ГОСТ допустимое отклонение составляет +5%.
Полученное значение отличается от заданного на -1,82 %;
- расчетное значение напряжения короткого замыкания составляет
u к = 6,3394%, заданное u к = 6,5%, отклонение -2,47%. Согласно ГОСТ
допустимое отклонение составляет  5%.
- потери холостого хода Р х =643,81 Вт, заданно было значение Р х = 620
Вт, полученное значение отличается от заданного на 3,84%. Согласно
ГОСТ допустимое отклонение составляет +7,5%.
- при расчете получен ток холостого хода I 0 = 2,165% при заданном
I 0 = 2%, отклонение составляет 8,27%. Согласно ГОСТ допустимое
отклонение составляет + 15%.
Лист
53
Список использованной литературы
1. Мирош В.Ф., Радченко В.Н. «Проектирование силовых
трансформаторов» Тирасполь, 2007.
Лист
54
Документ
Категория
Промышленность и Производство
Просмотров
180
Размер файла
2 070 Кб
Теги
курсовой
1/--страниц
Пожаловаться на содержимое документа