Где

(3.1.15)

Наружный диаметр обмотки,

(3.1.16)

Масса металла обмотки по 7.4

, (3.1.17)

где

(3.1.18)

Основные потери в обмотке по 7.2

(3.1.19)

Добавочные потери в обмотке по 7.7 и 7.9

, (3.1.20)

где - размер проводника поперек длины катушки;

n - число проводников по высоте сечения катушки.

(3.1.21)

где в - размер проводника вдоль длинны катушки;

m - число проводников по высоте сечения катушки.

Поверхность охлаждения обмоток НН всего трансформатора по 6.21[1]

(3.1.22)

где kз=0,75

Плотность теплового потока по 6.22

(3.1.23)

3.2 Расчет обмотки ВН

Выбираем схему регулирования согласно рис.6.11 а c выводом концов всех трёх фаз обмотки к одному трёхфазному переключателю. Контакты переключателя должны быть рассчитаны на рабочий ток не менее 6,6 А.

Рис.3.2 Схема регулирования напряжения

Число витков в обмотке ВН при номинальном напряжении согласно 6.33

. (3.2.1)

витков.

Число витков на одной ступени регулирования согласно 6.34

, (3.2.2)

где - напряжение на одной ступени регулирования обмотки или разность напряжений двух соседних ответвлений, В.

uв - напряжение одного витка обмотки, В.

витков.

Принимаем витков.

Ориентировочная плотность тока согласно 6.39.

(3.2.3)

Ориентировочное сечение витка согласно 6.1[1].

(3.2.4)

По табл.4.4 выбираем многослойную цилиндрическую обмотку из алюминиевого круглого провода. В соответствии с табл.6.1 выбираем провод марки

, (3.2.5)

где и - диаметры провода соответственно без и с изоляцией.

.

Сечение витка составляет .

Плотность тока в обмотке согласно 6.43

 (3.2.6)

.

Число витков в слое по 6.44

. (3.2.7)

витка.

Число слоев в обмотке по 6.45

(3.2.8)

Принимаем слоёв.

Таблица 3.2 Число витков в слоях

Разделяем обмотку на две концентрические катушки, содержащие соответственно внутренняя и внешняя 3 и 7 слоёв. Катушки разделены согласно табл.6.7 масляным каналом шириной .

Под внутренний слой обмотки устанавливается изолированный с двух сторон алюминиевый экран толщиной 0,5 мм. Общая толщина экрана с изоляцией = 3 мм.

Рабочее напряжение двух соседних слоёв обмотки по 6.46

(3.2.9)

U В.

По табл.5.1 находим: межслойные изоляции - кабельная бумага толщиной =0,12мм, =3 слоя. Выступ изоляции на торцах обмотки 16 мм.

Радиальный размер обмотки по 6.47-6.49

(3.2.10)

Внутренний диаметр обмотки ВН по 6.51

(3.2.11)

Внешний диаметр обмотки по 6.51[1]

(3.2.12)

Расстояние между осями стержней

(3.2.13)

Масса металла обмотки ВН по 7.4[1]

(3.2.14)

где мм

Масса провода обмотки

(3.2.15)

Масса металла двух обмоток

(3.2.16)

Добавочные потери в обмотке согласно 7.8 и 7.10

, (3.2.17)

где ;

m - число проводников по высоте сечения катушки;

n - число проводников по толщине сечения катушки;

d2 - размер проводника в осевом направление катушки;

Поверхность охлаждения обмотки по 6.54

, (3.2.18)

где k=0,83.

.

Плотность теплового потока согласно 6.41

, (3.2.19)

где .

Вт.

.

4. Определение параметров короткого замыкания.

Основные потери в обмотке НН из (3.1.19)

Основные потери в обмотке ВН из (3.29)

Вт

Потери в отводах НН согласно 7.19

Ротв = kJ2Gотв, (4.1)

где масса отводов НН согласно 7.20

10-9, (4.2)

где Потв - сечение отвода, мм2. Принимаем Потв? Побм

- удельный вес алюминия 2700 ;

7,5·8006000 мм. (для соединения в звезду)

кг.

Вт.

Потери в отводах ВН согласно (4.2), (4.3)

кг.

Вт.

Потери в стенках бака и других элементах конструкции согласно 7.21

, (4.3)

где К = 0,016 (из табл. 7.1).

Вт.

Полные потери короткого замыкания согласно 7.1

Рк = Росн1·Кд1+Росн2Кд2 + Ротв1+ Ротв2 + Ру . (4.4)

Рк =1460·1,25+7718·1.09+157+2,35+5,8=10402 Вт.

Для номинального напряжения обмотки ВН

(4.5)

=10402 - 0,05•7718·1,09=9981Вт.

или % заданного значения.

Активная составляющая согласно 7.22

. (4.6)

%

Реактивная составляющая согласно 7.23

up=, (4.7)

где . (4.8)

;

Ширина приведённого канала рассеяния согласно (2.2)

ар=9+25,42=34,42 мм

Величина коэффициента Кр согласно 7.26

Kp?1-у(1-), (4.9)

где у = (4.10)

Kp?1- 0,04•(1-

Величина up зависит от взаимного расположения обмоток и в соответствии с этим корректируется коэффициентом Кр умножением его на (4.8), согласно 7.27.

Так как обмотки равновелики, то Кр = 1.

Напряжение короткого замыкания согласно 7.28

uk=. (4.11)

uk=

Установившийся ток короткого замыкания на обмотке ВН

(4.12)

А

Мгновенное максимальное значение тока к.з. согласно 7.30

, (4.13)

где при по табл. 7.3

= 1,52·189 = 287 А.

Суммарные радиальные силы приближенно определяются согласно 7.31

(4.14)

Н.

Среднее сжимающее напряжение в проводе обмотки НН согласно 7.32

(4.15)

МПа

Среднее растягивающее напряжение в проводах обмотки ВН согласно 7.32а

. (4.16)

МПа.

Что составляет 30% допустимого значения 15 МПа.

Осевые силы по рис. 4.2 согласно 7.33 и 7.36

(4.17)

Н.

, (4.18)

где К - коэффициент осевой силы, согласно 7.37

,

где - коэффициент, определяемый по формуле 7.38

(4.19)

Здесь ;

- определяется по таблице 7.4,

%.

мм.

К = 2,19· 0,17 = 0,37

Рис. 4.1. Распределение осевых механических сил

Температура обмотки через =5 с. после возникновения короткого замыкания, согласно 7.40

, (4.20)

где - наибольшая продолжительность короткого замыкания при классе трансформатора до 35 кВ = 4с.;

J - плотность тока при номинальной нагрузке;

- начальная температура обмотки, .

Полученная величина сравнивается с допустимой температурой. Для алюминиевых обмоток это 200єС.

5. Определение размеров магнитной системы и массы стали.

Принята конструкция трехфазной плоской шихтованной магнитной системы, собираемой из пластин холоднокатаной текстурованной стали марки 3404,толщиной 0,30 мм. Стержни магнитной системы скрепляются бандажами из стеклоленты, ярма прессуются ярмовыми балками. Размеры пакетов выбраны по табл. 4.19 для стержня диаметром 170 мм без прессующей пластины. Число ступеней в сечении стержня 6, в сечении ярма 5.

Таблица 5.1 Размеры пакетов в сечении стержня и ярма

Рис. 5.1 Сечение стержня и ярма

Общая толщина пакетов стержня (ширина ярма) 160 мм. Площадь ступенчатой фигуры сечения стержня по табл. 8.2.

Пф,с = 208,5Ч10І мм2

Пф,я = 214,1Ч10І мм2

Объем угла магнитной системы

Vу = 2908Ч10і мм3

Активное сечение стержня согласно 8.2

, (5.1)

где = 0,95 - коэффициент заполнения для рулонной холоднокатанной стали по табл. 4.3:

мм2;

Активное сечение ярма

(5.2)

мм2.

Объем стали угла магнитной системы

(5.3)

мм3.

Длина стержня согласно 8.5

(5.4)

мм.

Расстояние между осями стержней согласно 8.6

, (5.5)

где - внешний диаметр обмотки ВН, мм;

- расстояние между обмотками соседних стержней (табл. 4.5).

мм.

Округляем размер: С = 380 мм.

Массы стали в стержнях и ярмах магнитной системы рассчитываем по (8.7), (8.8)-(8.14).

Масса стали угла магнитной системы

, (5.6)

где

кг.

Масса стали ярм

= (5.7)

кг.

Масса стали стержней согласно 8.11

(5.8)

где масса стали стержней в пределах окна магнитной системы согласно 8.12

(5.9)

кг;

Масса стали в местах стыка пакетов стержня и ярма согласно 8.13

(5.10)

где - ширина первого пакета ярма.

кг.

кг.

Полная масса стали магнитной системы согласно 8.14 [1]

(5.11)

341,7+278,7=620 кг.

6. Расчет потерь холостого хода.

Индукция в стержне согласно 8.15

. (6.1)

Тл.

Индукция в ярме согласно 8.16

. (6.2)

Тл.

Индукция на косом стыке согласно 8.17

. (6.3)

Тл.

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

. (6.4)

ммІ.

Удельные потери для стали стержней, ярм и стыков находим по табл. 4.9 для стали марки 3404 толщиной 0,30 мм при шихтовке в две пластины:

при Вс=1,36 Тл; рс=0,872; рcз=686;

при Вя=1,32 Тл; ря=0,814; ряз=642;

при В`=0,92 Тл; р`=0,398; р`c=282;

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).

(6.5)

где значение коэффициента kп.у определяется по табл. 4.17, 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 - kп.ш = 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.

7. Расчет тока холостого хода.

По табл. 4.10 находим удельные намагничивающие мощности:

при Вс=1,36 Тл; qс=0,996; qcз=9800;

при Вя=1,32 Тл; qя=0,932; qяз=8200;

при В`=0,92 Тл; q`=0,462; q`з=600;

Для принятой конструкции магнитной системы и технологии ее изготовления используем (8.20).

Qx=[kт.р.·kт.з.(qcGc+qяG'я-4qяGy+kт.у.kт.пл.Gy )+q3n3П3]·kт.я.·kт.п.·kт.ш.(7.1)

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 , kт.пл =1,35;

k т.я. - коэффициент, учитывающий форму сечения ярма. Для многоступенчатого ярма k т.я =1 ;

k т.п. - коэффициент, учитывающий прессовку магнитной системы.

Определяется по табл. 8.3 , k т.п. =1,045;

- коэффициент, учитывающий перешихтовку верхнего ярма.

= 1,01 при мощности трансформатора до 250 кВ·А

k т.у. - коэффициент определяемый из табл 4.23,

k т.у. = 21.

Ток холостого хода согласно 8.21

Iо=. (7.2)

Активная составляющая тока холостого хода согласно 8.22

Iоа=. (7.3)

Iоа

Реактивная составляющая тока холостого хода согласно 8.23

Iор. (7.4)

Iор= 0,47%.

8. Тепловой расчет трансформатора.

8.1. Тепловой расчет обмоток.

Внутренний перепад температуры в обмотке НН согласно 9.1

, (8.1.1)

где - теплопроводность изоляции провода, по табл. 9.1,

= 0,17

.

Внутренний перепад температуры в обмотке ВН согласно 9.2

, (8.1.2)

где р - потери, выделяющиеся в общего объёма обмотки. Для алюминиевого провода определяется согласно формуле 9.4

; (8.1.3)

- средняя теплопроводность обмотки согласно 9.5 [1]

, (8.1.4)

где - теплопроводность междуслойной изоляции, находится по табл. 9.1.

=0,17 ;

- средняя условная теплопроводность обмотки без учета междуслойной изоляции, согласно 9.6

, (8.1.5)

где

.

.

Средний перепад температуры составляет полного перепада

Обмотка НН: .

.

Обмотка ВН: .

.

Перепад температуры на поверхностях обмоток согласно 9.13

(8.1.6)

где k = 0,285.

Обмотка НН:

Обмотка ВН:

Полный средний перепад температуры от обмотки к маслу согласно 9.15.

(8.1.7)

Обмотка НН:

Обмотка ВН:

8.2 Тепловой расчет бака

По табл. 9.3 в соответствии с мощностью трансформатора выбираем конструкцию гладкого бака со стенками в виде волн.

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.

Рис. 8.2.1 Основные размеры бака

Согласно рис. 9.5 а должны быть определены следующие минимальные расстояния и размеры:

s1 - изоляционное расстояние от изолированного отвода обмотки ВН до собственной обмотки по табл. 9.4. [1]

s1 =28 мм;

s2 - изоляционное расстояние от изолированного отвода обмотки ВН до стенки бака по табл. 9.4. [1]

s2 =28 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 =25мм;

s4 - изоляционное расстояние от отвода обмотки НН или СН до стенки бака по табл. 9.4 s4=22мм;

d2 - диаметр изолированного отвода от обмотки НН или СН, d2=12.

Минимальная ширина бака согласно 9.16

B = D”2 + (s1 + s2 + d1 +s3 + s4 + d2) (8.2.1)

В=361+(28+28+20+25+22+12)=496 мм

Принимаем В=500 мм при центральном положении активной части трансформатора в баке.

Длина бака согласно 9.17

A = 2C + D”2 + 2 s5, (8.2.2)

где s5 = s3 + d2 +s4.

s5 =25+12+22=59 мм.

А=2·365+361+2·59=1209мм.

Принимаем А=1210 мм.

Высота активной части

На.ч. = lс + 2hя+ n , (8.2.3)

где п - толщина подкладки под нижнее ярмо, n =40мм .

мм.

Принимаем расстояние от верхнего ярма до крышки бака при горизонтальном расположении над ярмом переключателя ответвлений обмотки ВН по табл. 9.6

Ня,к = 160 мм.

Глубина бака

Ну = На,ч + Ня,к. (8.2.4)

Ну =1091 + 160 =1251 мм.

Поверхность излучения стенки согласно 9.33

Пи.в = [2· (А-В)+р · (B+2b)] ·Нв·10-6 (8.2.5)

где b - наибольшая глубина волны b=300 мм;

Нв - высота волнистой стенки на 100 мм меньше предварительно рассчитанной глубины бака.

Рис. 8.2.2 Форма и основные размеры стенки бака с волнами.

Развернутая длина волны согласно 9.34

lВ = 2.b+t - 0,86.с (8.2.6)

где с - минимальная ширина масляного канала с=10 мм

t - шаг волны стенки согласно 9.35

t=а+с+2·д, (8.2.7)

где а - ширины воздушного канала волны, а =25 мм;

д - толщина стенки д =1 мм.

t = 25+10+2·1=37 мм.

мм

Число волн согласно 9.36

m = [2· (A -- В) + р· В]/t (8.2.8)

.

Поверхность конвекции стенки согласно 9.37

Пк,в= m·lB·kB ·Hв·10-6, (8.2.9)

где kB - коэффициент, учитывающий затруднение конвекции воздуха в воздушных каналах волн,

kB =l - б2/190,

где б=b/а.

Полная поверхность излучения бака согласно 9.38

Пи=Пи,в+Пр+Пкр·0,5, (8.2.10)

где Пр - поверхность верхней рамы бака

Пр=0,1·t·m·10-3;

Пкр - поверхность крышки бака

м2

Пр = 0,1·37·80,81·10=0,3.

Полная поверхность конвекции бака согласно 9.39

Пк=Пк,в+Пр+Пкр·0,5 (8.2.11)

Среднее превышение температуры стенки бака над температурой окружающего воздуха согласно 9.45 [1]

(8.2.12)

где k = 1,05

Среднее превышение температуры масла вблизи стенки над температурой внутренней поверхности стенки трубы согласно 9.46 [1]

И м, б ? k1·0,165· (8.2.13)

где k1 -коэффициент, равный 1,0 при естественном масляном охлаждении [1];

УПк - сумма поверхностей конвекции гладкой части труб, волн, крышки без учета коэффициентов улучшения или ухудшения конвекции [1].

°С

Превышение температуры масла в верхних слоях над температурой окружающего воздуха согласно 9.47 [1]

Им.в,в=у(Ибв+Им,б) (8.2.14)

где у =1,2 [1].

.

Превышение средней температуры обмоток над температурой воздуха согласно 9.48 [1]. Согласно ГОСТ1677-85 необходимо выполнить условие < 60 °С и < 65 °С

. (8.2.15)

Обмотка НН: .

Обмотка ВН: .

9. Определение массы конструктивных материалов и масла трансформатора.

Масса активной части, т. е. остов с обмотками и отводами

(9.1)

кг

Масса бака при толщине стенок 1 мм

, (9.2)

где - сумма объёмов стенок стали, крышки и дна бака;

- удельная плотность стали = 7800.

(9.3)

(9.4)

.

(9.5)

кг

, (9.6)

где - объём бака без волн

;

- объём всех волн

.

Объём активной части

, (9.7)

где для трансформаторов с алюминиевыми обмотками.

мі.

Общая масса масла в [т] согласно 9.49

(9.8)

где - масса масла в расширителе

, (9.9)

где - плотность масла ;

- объём расширителя

10 %.

.

Масса трансформатора

(9.10)

10. Экономическая оценка рассчитанного трансформатора.

Удобным для расчётов является определение не сроков окупаемости, а расчетных годовых затрат, определяемых согласно 10.2

(10.1)

где - затраты связанные с изготовлением трансформатора.

- затраты на амортизационные годовые отчисления.

- удельные годовые затраты руб/кВт·год, связанные с покрытием независящих от нагрузки потерь холостого хода = 85 руб/кВт·год и изменяющихся с нагрузкой потерь короткого замыкания =31 руб/кВт·год табл. 10.1 .

- удельные годовые затраты руб/кВар·год, на компенсацию реактивной мощности() трансформатора

- могут быть приняты равными 1,1 руб/кВар·год

- 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 принимаем = 0,8

Выражение +может быть заменено формулой 10.4

+=( + ) (10.2)

где - себестоимость или оптовая цена трансформатора;

= 0,15 - нормативный коэффициент эффективности капитальных вложений;

= 0,063 - нормативные амортизационные годовые отчисления.

Стоимость трансформатора согласно 10.9:

=+. (10.3)

Стоимость активной части согласно 10.7:

=+, (10.4)

где - коэффициент, учитывающий стоимость изоляционных материалов;

=1,06 руб/кг - цена обмоточных проводов для трансформаторов 25 - 630 кВА;

= 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;

= 0,456 руб/кг - цена стали по прейскуранту согласно табл.1.11;

=

Стоимость системы охлаждения согласно 10.8:

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;

Сохл= 13,8·(699 +10402) = 153193 руб.

Согласно (10.3)

Ктр = 687 +153193 = 153880 руб.

Согласно (10.2)

+= 153880·(0,15 +0,063) = 32776 руб.

Реактивная мощность согласно 10.3

Qp =. (10.6)

Qp =

Годовые затраты согласно (10.1)

руб.

11. Инженерная оценка рассчитанного трансформатора

При расчете был рассчитан трансформатор ТМ 330/10 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 0,30 мм.

Трансформатор был рассчитан с максимальным приближением к ГОСТ.

В результате расчета получены следующие значения:

- потери короткого замыкания Р = 10402 Вт, задано было значение Р= 5150 Вт. Согласно ГОСТ допустимое отклонение составляет ±5%. Полученное значение отличается от заданного на +201%.

- расчетное значение напряжения короткого замыкания составляет u = 5,83 %, заданное u = 4,5%, отклонение +29,5%. Согласно ГОСТ допустимое отклонение составляет 5%.

- потери холостого хода Р=699 Вт, заданно было значение Р = 840 Вт, полученное значение отличается от заданного на -17%. Согласно ГОСТ допустимое отклонение составляет ±7,5%.

- при расчете получен ток холостого хода I = 0,42% при заданном I = 2,0%, отклонение составляет - 79%. Согласно ГОСТ допустимое отклонение составляет + 15%.

Коэффициент полезного действия трансформатора составляет:

кпд=

Вывод

Расчёт трансформатора выполнен в соответствии с техническим заданием. При расчёте было обеспечено его соответствие современным требованиям к электрической и механической прочностям, нагревостойкости обмоток и других частей. При этом в соответствии с основными требованиями сочетается малая себестоимость трансформатора. С учетом расчета выбора трансформатора по табличным данным, необходимо привести данные расчета для дальнейшего расчета потерь в силовом трансформаторе, который сильно влияет на общие потери в энергосистеме.

Список литературы

1. Дымков А.М. Расчет и конструирование трансформаторов. М.: Высшая школа, 1971.

2. Лейтес Л.В. Электромагнитные расчеты трансформаторов и реакторов. М: Энергия 1981.

3. Мирош В.Ф., Радченко В.Н. Расчет силовых трансформаторов. Тирасполь, 2006.

4. Сергиенков Б.Н., Кмелев В.М., Акимова Н.А. Электрические машины. М.: Высшая школа, 1989.

5. Тихомиров П.М. Расчет трансформаторов. М.: Энергоатомиздат, 1986.

6. Фарбман С. А., Бун А. Ю. Расчет и модернизация трансформаторов. М.: Госэнергоиздат, 1961г.

Размещено на Allbest.ru