Б.А. Алексеев, В.Э. Воротницкий - Филиал ОАО «НТЦ электроэнергетики» - ВНИИЭ
В последние годы появляется все больше публикаций и работ , подтверждающих, что с ростом срока службы силовых трансформаторов объективно увеличиваются потери холостого хода в результате старения магнитной системы, изменения структуры металла, ухудшения межлистовой изоляции, ослабления прессовки сердечника трансформатора и т.п.
При вводе трансформаторов в эксплуатацию и после капитального ремонта этот показатель не должен отличаться от указанного в протоколе заводских испытаний (паспорте) более чем на 5%. Однако на практике потери холостого хода эксплуатируемых силовых трансформаторов значительно превышают паспортные. Это видно из табл. 1, где приведены данные по одному из предприятий электрических сетей Мосэнерго). Их отличие (иногда более чем на 50%) нужно было бы учитывать при расчете нормативного уровня потерь электроэнергии в сетях .
По существу, методы измерений потерь холостого хода должны соответствовать ГОСТ 3484.1 и применяться с использованием измерительных трансформаторов с классом точности не ниже 0,1, ваттметров и амперметров - с классом точности не ниже 0,2.
По мнению заводов-изготовителей за срок 20-40 лет не могут увеличиться более чем на 5-10% от их паспортной величины. Результаты измерений потерь холостого хода в условиях эксплуатации типа приведенных в табл.1 могут оказаться существенно завышенными из-за низкой точности измерительных приборов, ошибок измерений, несовместимости исходных условий по определению паспортных данных и измеренных данных в эксплуатационных условиях. Поэтому для этого необходимо разработать, согласовать с заводами изготовителями и утвердить методики выполнения измерения потерь холостого хода силовых трансформаторов в условиях эксплуатации, чтобы их с уверенностью можно было сравнивать с паспортными данными трансформаторов.
Не менее важную проблему, которую активно пытаются решить в промышленно развитых странах, представляет замена старых силовых трансформаторов, еще не выработавших свой ресурс, на новые силовые трансформаторы с уменьшенными потерями холостого хода и короткого замыкания.
Ниже приводится обзор, выполненный по энергокомпаниям ряда стран, по внедрению силовых трансформаторов с пониженным уровнем потерь холостого хода и нагрузочных потерь .
В США, где в настоящее время общие потери в силовых трансформаторах составляют около 2% производимой в стране электроэнергии (около 60 млрд. кВт.ч) проводится программа EnergyStarпо внедрению высоко-эффективных трансформаторов с пониженным уровнем потерь хо-лостого хода и нагрузочных потерь. Снижение потерь в трансформаторах на 10 % дает ежегодную экономию 300 - 500 млн дол. В Европе замена трансформаторов на современные, наиболее эконо-мичные модели, может дать ежегодно экономию электроэнергии около 20 ТВт.ч, что составило бы около 2 млрд. евро.
Действенным средством стимулирования экономии электро-энергии является премия за использование трансформаторов с ма-лыми потерями .
Потери в сетях энергокомпании NationalGridна 20 % определяют-ся потерями в трансформаторах. На нагрев сетевых и блочных транс-форматоров уходит около 1,6 %производимой электроэнергии.
Таблица 1
Потери холостого хода для различных типов трансформаторов
|
трансформатора |
Напряжение |
Мощность |
изготовления |
Потери холостого хода |
|
|
каталожные |
измеренные |
||||
Приведем для примера общие потери в крупных блочных и сете-вых трансформаторах на разные напряжения (по данным компании Renzmann& GruenewaldGmbH, ФРГ) (табл.2).
В результате принятых в европейском трансформаторостроении мер на базе совершенствования конструкции и материалов потери холостого хода для условного трансформатора 220 кВ мощностью 200 МВА снизились за последние 50 лет более чем втрое, а нагру-зочные потери - вдвое.
Таблица 2.
Общие потери в крупных трансформаторах
|
Блочные трансформаторы |
Сетевые трансформаторы |
||||
|
Мощность, |
Напряжения, |
Мощность, |
Напряжения, |
||
Потери холостого хода приносят ущерб, в несколько раз больший, чем нагрузочные потери , составляя основную часть капитализированных потерь. Ущерб потерь холостого хода особенно значителен для трансформаторов меньшей мощности. Так, если для современного трансформатора 500 кВ мощностью 1000 МВА потери составляют около 0,035 % полной мощности, то для трансформатора 11 кВ мощностью 1 МВА это уже 0,35 %. Основной ущерб энергетике по потерям приносят распределительные трансформаторы. На их совер-шенствование, снижение потерь холостого хода направлены значительные усилия зарубежных фирм. Для трансформаторов бо-льшой мощности выделение тепла потерь создает большие пробле-мы из-за высокой степени использования активных материалов и стремления к уменьшению габаритов. Выделение тепла усложняет систему охлаждения и во многом определяет конст-рукцию трансформатора.
Главной причиной потерь холостого хода являются потери в ста-ли от перемагничивания, потери от вихревых токов в пластинах ста-ли, от потоков рассеяния в других деталях транс-форматора. Нагрузочные потери включают потери в меди обмоток, потери от вихревых токов, возникающих в массивных деталях трансформатора, лежащих рядом с токоведущими частями, потери от потоков рассеяния.
Снижение потерь холостого хода может быть достигнуто за счет:
- использования для сердечника материала с существенно сни-женными потерями на перемагничивание и вихревые токи;
- оптимизации конструкции сердечника и технологии его изго-товления;
- проектирования сердечника трансформатора для работы с низ-ким уровнем индукции.
Качество электротехнической стали совершенствуется непре-рывно. Для широко применяемых сортов холоднокатаной, ориенти-рованной, с высокой магнитной проницаемостью стали с высоким содержанием кремния за рубежом 10-15 лет назад достигнут уро-вень удельных потерь около 1,05-1,10 Вт/кг при 50 Гц и 1,7 Тл. Лучшие сорта стали имеют удельные потери около 0,85 Вт/кг. Снижает потери также использование листов меньшей толщины. Так, сталь толщиной 0,23 мм, которую все чаще применяют за рубежом, имеет удельные потери на 20% меньше, чем сталь толщиной 0,3 мм .
Эффективной технологией обработки стали является лазерное скрайбирование с уменьшением длины ориентированных кристаллов. Таким путем в сочетании с использованием пластин уменьшен-ной толщины получен уровень удельных потерь 0,5 Вт/кг. Со сни-жением толщины листов до 0,18мм прогнозируется снижение удельных потерь до 0,3 Вт/кг .
Активно разрабатываются аморфные стали. По сравнению с обычной сталью потери в них в 3-4 раза меньше. Главным производителем таких материалов является корпорация AlliedCorp. (США), выпускающая аморфную сталь Metglas.
Для трансформаторов фирмы Hitachiс сердечниками Metglasпотери холостого хода на 20 % мень-ше обычных. Наиболее широкое распространение такие трансфор-маторы получили в США и Великобритании.
Применение аморфных сталей пока не заменяет ориентирован-ную электротехническую сталь. Мешают крайняя хрупкость, толщина ленты не выше 20-30 мкм, высокая чувствительность к механическим воз-действиям при обработке.
Требования к уменьшению шума ограничивают применение ста-ли с высокой магнитострикцией. Сталь с содержанием кремния выше 6,5% по этой причине неприемлема, да и при 4% трудно про-катывать сталь из-за высокой хрупкости. Только быстроохлаждаемая сталь имеет меньшую хрупкость, но ее обработка при высокой температуре не позволяет получать структуры с такими высокими магнитными характеристиками, как нормальная сталь с ориентиро-ванной структурой. Оптимальная толщина пластин по последним исследованиям - 0,1 мм (при 1,8 Тл).
Последние разработки в области трансформаторостроения опи-раются на сталь с содержанием кремния 3%, имеющую низкую магнитострикцию и допустимые потери. Применение пониженной ин-дукции всердечнике позволяет не только уменьшить потери в нем. но и существенно снизить уровень шума от трансформатора. Реше-ние принимается на основе технико-экономических соображений.
Конструкторские и технологические меры по снижению потерь в сердечнике:
- применение ленточной стяжки сердечников и ярма с помощью стекловолоконных бандажей, ликвидирующих необходимость отверстий для стяжных болтов - мест концентрации потерь;
- шихтовка сердечников со сдвигом (косой стык), ставшая возможной с применением ЭВМ для управления раскроем стали при-меняется и комбинированная шихтовка с частично косым стыком;
- тщательное изготовление отдельных листов стали;
- сборка, шихтовка сердечника, исключающие грубые механические воздействия на стальные пластины.
Нагрузочные потери определяются протекающими по обмоткам токами и включают потери на активном сопротивлении проводни-ков обмоток, потери на вихревые токи в проводниках, потери на вихревые токи в массивных частях трансформатора, лежащих вбли-зи токоведуших частей.
В зарубежной практике медь почти совсем вытеснила алюминий благодаря малому сопротивлению и высокой прочности - это сни-жает потери и повышает надежность трансформатора.
Так как потери на вихревые токи в проводнике пропорциональны квадрату его сечения, снижение его сечения на 33%снижает по-тери более чем на 50%.Это успешно используется для снижения на-грузочных потерь в трансформаторе. Уменьшение сечения проводников достигается применением ленточных кабелей, которые свиваются из нескольких тонких проводников. Улучшение за-полнения окна магнитопровода при использовании ленточного ка-беля для разработанной в США серии трансформаторов 141 - 500 кВ мощностью 25 - 250 MBА позволило снизить массу на 6-15%, потери холостого хода на 8-15%, нагрузочные потери на 3-22%. Обмотка выполнена из ленточного кабеля, представля-ющего собой пучок изолированных друг от друга лент из фольги.
Снижение потерь на вихревые токи дает использование провода с непрерывной транспозицией. Для повышения их механической прочности применяются эпоксидное покрытие элементарных про-водников в стержне и запечка стержня во время сушки обмотки.
В обмотках НН пытаются применить транспонированный провод без дополнительной изоляции для лучшего охлаждения .
Стремление к снижению потерь заставляет совершенствовать ме-тоды их расчета и оптимизации конструкции трансформатора. Рас-чет потерь является сложной задачей из-за необходимости опреде-ления полей в активных и пассивных узлах сложной конфигурации и вызываемых ими вихревых токов.
Примером таких работ являются исследования производителя трансформаторов в Египте (заводы ELMACO) и ряда университетов этой страны. Направление работ - повышение точности методов расчёта потерь из-за вихревых токов в обмотках трансформатора и в его баке от потоков рассеяния.
На основе трехмерного анализа поля с использованием метода
конечных элементов разработан комплекс программ для расчета оп-тимальной конструкции трансформаторов.
При расчете потерь в обмотках учитываются размеры окна сер-дечника, индукция в сердечнике, толщины проводников в обмот-ках. Потери в баке определяют магнитная нагрузка сердечника, тол-щина и конфигурация стенок бака, расстояние от бака до активных частей, магнитные и электрические свойства материала бака.
Трансформаторы со сверхпроводящей обмоткой . Принципиально новым путем снижения потерь в трансформаторе является приме-нение сверхпроводниковых материалов для обмотки.
Низкотемпературные сверхпроводники, на которых были выпол-нены первые прототипы трансформаторов, неконкурентоспособны с высокотемпературными сверхпроводниками (ВТСП). Прогресс, создания ВТСП-материалов позволяет считать несомненными эко-номические перспективы таких разработок. С 1992 по 2000 гг. цена ВТСП-материалов снизилась в 20 раз!
Преимущества ВТСП-трансформаторов: снижение нагрузочных потерь на 90%, уменьшение массы до 40%, ограничение токов КЗ, снижение реактивных сопротивлений, перегрузочная способность - 100% длительно, низкий уровень шума. При освоенном произ-водстве такой трансформатор на 20% дешевле обычного той же мощности .
По расчетам, ВТСП-трансформатор мощностью 30 MB.А будет иметь массу 20 т и не будет иметь масла, тогда как обычный имеет массу 45 т, в том числе 23 т масла (a") 4 , (5.3)
Где m - число слоев катушки; а" - приведенный радиальный размер провода, равный
a"=(a/1,03)√(b/b ИЗ) (f/50) K P
а - радиальный размер провода, см ; b - осевой размер голого провода, см ; b ИЗ - то же, изолированного провода, см ; К р - коэффициент Роговского (см . § 5.4); f - частота, Гц . Для обмоток из круглого провода диаметра d К Ф =1+[(m 2 -0,2)/15,25](d") 4 , (5.4) где d" - приведенный диаметр провода, равныйd"=(d/1,03)√(d/d ИЗ) (f/50) K P
d ИЗ -диаметр изолированного провода, см . При диаметре провода до 3,5 мм (большие диаметры применяются редко, обычно в таких случаях переходят на прямоугольный провод) процент добавочных потерь относительно мал, поэтому при круглых проводах добавочными потерями пренебрегают. При расчете добавочных потерь следует учитывать, что их величина в слое проводов, прилежащем к главному каналу рассеяния, получается примерно в 3 раза большей, чем средняя величина, определяемая по вышеприведенным формулам, что может привести к повышенному нагреву этого слоя. Кроме того, за счет искривления магнитного потока рассеяния на выходе из обмотки могут возникнуть местные перегревы при большом осевом размере провода, что необходимо учитывать при расчете потерь трансформаторов большой мощности. Из рассмотрения вышеприведенных формул видно, что величина добавочных потерь очень сильно (в четвертой степени) зависит от радиального размера провода. Поэтому следует избегать применения слишком толстых, массивных проводов, а если это требуется из необходимости иметь большое общее сечение обмоточного провода, то следует применять несколько параллельных проводов с их транспозицией (перемещением) (см . далее винтовые обмотки). Кроме добавочных потерь в обмоточных проводах, потоки рассеяния вызывают также добавочные потери в стенках бака, прессующих ярмовых балках и других массивных частях конструкции трансформатора. Эти потери возникают как от вихревых токов, так и от перемагничивания. Теоретический расчет этих потерь также очень затруднителен, так как обычно неизвестно точное направление магнитного поля рассеяния и его конфигурация. Для силовых трансформаторов габарита 1 добавочные потери в стенках бака Р б ввиду их относительно небольшой величины обычно не учитываются. Для трансформаторов большей мощности существует несколько предложенных эмпирических формул для их расчета. Для трансформаторов габаритов II и III наиболее простой является формулаР 6 = 0,007 S 1.5 вт (5.5)
Потери в отводах между обмотками и вводами (проходными изоляторами) являются частью потерь короткого замыкания и должны быть учтены при расчете последних. Потери в отводах могут быть точно определены после конструктивной разработки трансформатора, т. е. когда известны длина и сечение отводов. Однако величину этих потерь хотя бы приблизительно желательно знать заранее, чтобы не вносить коррективы в расчет обмоток после разработки конструкции. Данные отводов уже выполненных серийных конструкций однотипных по мощности силовых трансформаторов в части потерь существенно не отличаются между собой. Поэтому предварительная величина потерь в отводах Р отв трехфазного трансформатора с достаточным приближением может быть определена по эмпирической формуле
Р отв = 0,05I 4 √S вт, (5.6)
Где I - линейный ток обмотки, а . Как можно видеть из приведенной формулы, величина Р отв при токе, не превышающем 100-200 а , относительно мала, поэтому потери в отводах силовых трансформаторов габаритов II и III практически достаточно определять только для обмоток НН.
Режим работы трансформатора при питании одной из его обмоток от источника с переменным напряжением при разомкнутых других обмотках называется режимом холостого хода. Потери, возникающие в трансформаторе в режиме холостого хода при номинальном синусоидальном напряжении на первичной обмотке и номинальной частоте, называются потерями холостого хода.
Потери холостого хода трансформатора Р х слагаются из магнитных потерь, т.е. потерь в активном материале (стали магнитной системы, потерь в стальных элементах конструкции остова трансформатора, вызванных частичным ответвлением главного магнитного потока, основных потерь в первичной обмотке, вызванных током холостого хода, и диэлектрических потерь в изоляции.
Диэлектрические потери в изоляции могут играть заметную роль только в трансформаторах, работающих при повышенной частоте, а в силовых трансформаторах, рассчитанных на частоту 50 Гц, даже при классах напряжения 500 и 750 кВ, обычно малы и могут не учитываться. Также не учитываются в силовых трансформаторах основные потери в первичной обмотке, составляющие обычно менее 1 % потерь холостого хода. Потери в элементах конструкции трансформатора при холостом ходе относительно невелики и учитываются вместе с другими добавочными потерями.
Магнитные потери - потери в активной стали магнитной системы - составляют основную часть потерь холостого хода и могут быть разделены на потери от гистерезиса и вихревых токов. Для современной холоднокатаной электротехнической стали с толщиной 0,35 и 0,30 мм первые из них составляют до 25-35 и вторые до 75-65 % полных потерь.
В практике при частоте 50 Гц обычно определяют магнитные потери, не разделяя их, и пользуются экспериментально установленной зависимостью между индукцией и удельными потерями в стали. Поскольку при заданной частоте и равномерном распределении индукции потери в единице массы стали однозначно определяются индукцией, эту зависимость выражают в форме потерь в единице массы стали р, Вт/кг, при заданной индукции. Данные экспериментального исследования стали сводятся в таблицы или изображаются кривой удельных потерь p=f(B). Удельные, а также общие потери в стали изменяются с изменением индукции В и частоты f. При необходимости проведения приближенных пересчетов потерь с изменением частоты или индукции можно пользоваться приближенной формулой
где для холоднокатаной стали n=l,25; m = 2 при B=1,0÷1,5 Тл и m=3 при B=1,5÷1,8 Тл. Для горячекатаной стали n = l,3; m=2 при В=1,0÷1,5 Тл.
Следует помнить, что качество электротехнической стали различного происхождения может быть различным. Поэтому при расчете всегда следует пользоваться таблицами или кривыми, относящимися к фактически применяемой стали.
Удельные потери в холоднокатаной стали марок 3404, 3405, М6Х и М4Х приведены в табл 8.10. При использовании стали марки 3406 толщиной 0,27 мм можно пользоваться данными для стали марки М4Х толщиной 0,28 мм в этой таблице, а также табл. 8.11, 8.13 и 8.14.
Магнитная индукция в стержнях и ярмах плоской шихтованной магнитной системы определяется для рассчитанного напряжения витка обмотки и окончательно установленных значений активных сечений стержня П с и ярма П я,
Потери холостого хода трансформатора, плоская шихтованная магнитная система которого собрана из пластин, определяются ее конструкцией, массой стали отдельных участков системы, индукцией на каждом из этих участков, качеством стали, толщиной пластин и технологией изготовления и обработки пластин.
Потери холостого хода в магнитной системе, собранной из пластин горячекатаной стали,
(8.30)
где p c и р я - удельные потери в 1 кг стали стержня и ярма, зависящие от индукций В c и В я, марки и толщины листов стали, приведенные для стали марок 1512 и 1513 по ГОСТ 21427-83 в табл. 8.9; k д - коэффициент, учитывающий добавочные потери, возникающие вследствие неравномерности распределения индукции механических воздействий на сталь при заготовке пластин и сборке остова, потери в крепежных деталях и др.
При расчете потерь в плоской шихтованной магнитной системе, собранной из пластин холоднокатаной текстурованной анизотропной стали, необходимо учитывать свойства самой стали и конструктивных и технологических факторов.
Таблица 8.9. Удельные потери в стали р и в зоне шихтованного стыка рз для горячекатаной стали марок 1512 и 1513 и холоднокатаной стали марок 3411, 3412 и
3413 толщиной 0,35 мм при различных индукциях и f=50 Гц
Примечание. Добавочные потери в зоне шихтованного стыка для горячекатаной стали не учитываются.
К конструктивным факторам следует отнести: форму стыков пластин в углах системы, форму поперечного сечения ярма, способ прессовки стержней и ярм. Из технологических факторов наибольшее влияние на потери в магнитной системе оказывают: резка рулонов стали на пластины, удаление заусенцев, образующихся при резке, отжиг пластин, покрытие их лаком, прессовка магнитной системы при сборке и перешихтовка верхнего ярма при установке обмоток.
Удельные потери в 1 кг стали при частоте 50 Гц и индукции от 0,2 до 2,0 Тл для современных марок холоднокатаной анизотропной стали по ГОСТ 21427-83 приведены в табл. 8.10 и частично в табл. 8.9. Следует учитывать, что эти данные справедливы для того случая, когда направление вектора индукции магнитного поля совпадает с направлением прокатки стали. При отклонении магнитного потока от направления прокатки следует считаться с увеличением удельных потерь, зависящим от угла α между этими направлениями. Степень увеличения потерь при индукции 0,5-1,5 Тл при разных углах для одной из марок холоднокатаной стали показана на рис. 2.14, а. С изменением угла изменяются только потери от гистерезиса. Потери от вихревых токов не зависят от этого угла. Поэтому в стали толщиной 0,35 мм, для которой потери от гистерезиса составляют меньшую часть общих потерь, общие потери с изменением угла α изменяются в меньшей степени, чем в стали толщиной 0,30 и 0,28 мм.
Пластины для стержней и ярм вырезаются так, чтобы продольная ось пластины была параллельной боковой кромке полосы рулона, т. е. совпадала с направлением прокатки стали. При этом в стержнях и большей части ярм направление вектора индукции магнитного поля будет совпадать с направлением прокатки (рис. 8.8, б).
Таблица 8.10. Удельные потери в стали р и в зоне шихтованного стыка рз для холоднокатаной стали марок 3404 и 3405 по ГОСТ 21427-83 и для стали иностранного производства марок М6Х и М4Х толщиной 0,35, 0,30 и 0,28 мм при различных индукциях и f=50 Гц
Примечание: 1.Удельные потери для стали марки 3405 толщиной 0,35мм принимать по графе для стали 3404 толщиной 0,30мм.
2.Удельные потери для стали М6Х толщиной 0,35мм принимать по графе для стали 3404 той же толщины.
3.В двух последних графах приведены удельные потери рз, Вт/м 2 , в зоне шихтового стыка при шихтовке слоями в одну и две пластины одинаковые для всех марок.
При сборке магнитной системы из пластин прямоугольной формы с прямыми стыками по рис. 8.8, а, б в углах магнитной системы, т. е. в частях ярм, заштрихованных на этом рисунке, угол α между вектором магнитной индукции и направлением прокатки будет изменяться от 0 до 900. Общее увеличение удельных потерь по всему объему заштрихованных частей в углах магнитной системы можно оценить коэффициентом k п,y , зависящим от формы стыка, марки стали, толщины пластин и индукции. При косых стыках по рис. 8.8, в в углах магнитной системы также возникают добавочные потери, меньшие, чем при прямых стыках. В этом случае зона несовпадения направления индукционных линий с направлением прокатки ограничивается меньшим объемом стали, прилегающей к стыку пластин. Для диапазона индукции 0,9-1,9 Тл коэффициент k п,y для прямых и косых стыков может быть принят по табл. 8.11.
Таблица 8.11. Коэффициент kп,y, учитывающий увеличение потерь в углах магнитной системы, для стали разных марок при косом и прямом стыках для диапазона индукций В=0,9÷1,7 Тл при f=50Гц.
Примечание: 1.При индукции В=1,8 Тл коэффициент, полученный из таблицы, умножить при косом стыке на 0,96, при прямом на 0,93; при В=1,9 Тл – на 0,85 и 0,67 соответственно.
2.При комбинированном стыке на среднем стержне по рис. 2.17,в принимать k п,y = (k" п,y + k"" п,y)/2
Непосредственно в зоне стыка в шихтованной магнитной системе происходит увеличение индукции и часть индукционных линий из одной пластины в другую переходит перпендикулярно поверхности пластин (рис. 8.9). Вследствие этого непосредственно в зоне стыка возникают добавочные потери, которые определяются по общей поверхности стыка (зазора) и удельным потерям на 1 м 2 поверхности.
Рис. 8.8.Части магнитной системы, в которых возникают увеличенные
потери в холоднокатаной стали при прямых и косых стыках.
Эти удельные потери рз для холоднокатаной стали приведены в табл. 8.10 и частично 8.9. Индукция для определения рз при прямых стыках принимается равной индукции в стержне для стыков, перпендикулярных оси стержня, и индукции в ярме для стыков, перпендикулярных оси ярма. Для косых стыков следует принимать В з =В с /√2, где В с – индукция в стержне.
Рис. 8.9. Немагнитный зазор: а – в стыковой магнитной
системе; б – в шихтовой магнитной системе.
Площадь зазора (стыка) П з принимается для прямых стыков равной активному сечению стержня Пс или ярма Пя, для косых стыков П з = √2Пс.
Форма сечения ярма может влиять на распределение индукции по сечению ярма и стержня (см. § 2.3). Если число ступеней в сечении ярма равно или отличается на одну-две ступени от числа ступеней в сечении стержня, то распределение индукции в ярме и стержне можно считать равномерным и принять коэффициент увеличения потерь, зависящий от формы сечения ярма, k п,я =1,0. Для ярма с соотношением числа ступеней стержня и ярма, равным трем, k п,я =1,04; равным шести, k п,я =1,06 и для ярма прямоугольного сечения k п,я =1,07.
Для прессовки стержней и ярм при сборке остова трансформатора используются его различные конструктивные детали. В зависимости от мощности трансформатора способ прессовки может быть выбран в соответствии с рекомендациями табл. 8,12. В этой же таблице приведены коэффициенты k п,п и k т,п для учета влияния прессовки на потери и ток холостого хода.
Таблица 8.12. Способы прессовки стержня и ярма и коэффициенты k п,п и k т,п для учета влияния прессовки на потери и ток холостого хода.
Некоторые технологические факторы также оказывают влияние на потери холостого хода. Продольная резка полосы рулона стали на ленты и поперечная резка ленты на пластины приводят к возникновению внутренних механических напряжений в пластинах и увеличению удельных потерь в стали. Это увеличение может быть учтено введением коэффициента k п,р, который для отожженной стали марок 3404 и 3405 может быть принят равным 1,05 и для неотожженной 1,11. Для отожженной стали марок М4Х и МбХ k п,р =1,025 и для неотожженной 1,05.
При нарезке пластин из полосы рулона на линии среза образуются заусенцы. Удаление этих заусенцев при помощи ножей приводит к повышению удельных потерь, которое может быть учтено коэффициентом k п,з: k п,з =1 для отожженных пластин и 1,02 для неотожженных. Если заусенцы не сняты, то k п,з = 1,02 и 1,05 соответственно. Для пластин шириной более 0,3-0,4 м k п,з =1.
Покрытие пластин изоляционной лаковой пленкой увеличивает потери в k п,л = 1 раз при воздушном охлаждении пластин и в k п,л =1,04 раза при водяном охлаждении.
Перешихтовка верхнего яма остова при установке обмоток приводит к увеличению потерь, учитываемому коэффициентом k п,ш. При мощности трансформатора до 250 кВ·А k п,ш =1,01, при 400-630 кВ·А - 1,02, при 1000-6300 кВ·А - 1,04-1,08 и при 10000 кВ·А и более - 1,09. Шихтовка магнитной системы в одну или две пластины в слое влияет на удельные потери и учитывается в табл. 8.10. В связи с необходимостью учета увеличения потерь в холоднокатаной стали в углах ярм, т. е. в частях ярм, заштрихованных на рис. 8.8, б, определение массы стали и потерь в магнитной системе в этом случае удобно производить в следующем порядке.
Масса стержней определяется по (8.11) (для ярма е прямоугольной формой сечения G c ""=0), и потери в них рассчитываются, как обычно, по индукции стержня и табличным данным удельных потерь рс для стали применяемой марки.
Масса ярм разделяется на две части. Масса стали частей, заштрихованных на рис. 8.8, для трехфазного трансформатора равна шестикратной и для однофазного трансформатора - четырехкратной массе угла G y , определяемой по (8.5), (8.6) или (8.7). Масса стали незаштрихованных частей определяется как разность G" я – 4Gy для трехфазного и G" "я – 2G y для однофазного трансформатора. Следовательно, полная масса стали двух ярм может быть представлена для трехфазного трансформатора в виде
(8.31)
для однофазного – в виде
(8.31а)
В той части массы стали ярм, которая определяется разностью, в правой части (8.31), возникают потери, определяемые обычным путем по индукции в ярме и удельным потерям р я. В массе стали углов помимо потерь, определяемых таким же путем, возникают добавочные потери, зависящие от прямой или косой формы стыков пластин стержней и ярм.
Для плоской трехфазной шихтованной магнитной системы современной трехстержневой конструкции с взаимным расположением стержней и ярм по рис. 2.5,д, собранной из пластин холоднокатаной анизотропной стали, с прессовкой стержней расклиниванием с внутренней обмоткой или бандажами, а ярм ярмовыми балками или балками с полубандажами, не имеющей сквозных шпилек в стержнях и ярмах, потери холостого хода могут быть рассчитаны по (8.32). Такая магнитная система имеет четыре угла на крайних и два на средних стержнях.
Коэффициент увеличения потерь в углах может быть найден по формуле
Он зависит от формы стыков в углах крайних k п,у,кр и средних k п,у,ср стержней магнитной системы, коэффициенты для которых определяются по табл. 8.11. Значения k n,y , рассчитанные для различных сочетаний формы стыков приведены в табл. 8,13.
Таблица 8,13. Значения коэффициента kп,у для различного числа углов с косыми и прямыми стыками пластин плоской шихтованной магнитной системы для стали разных марок при В =0,9÷1,7 Тл и f=50 Гц.
*Комбинированный стык по рис.2.17,в.
Выражение Σр з n з П з определяет потери в зоне стыков пластин магнитной системы с учетом числа стыков различной формы, площади зазора П з для прямых и косых стыков, индукции в зазоре В з и удельных потерь рз при этой индукции по табл. 8.10 и частично 8.9.
Для однофазного трансформатора со стержневой магнитной системой по рис, 2.5, а формула.(8.32) превращается в формулу,(8.32а)
где k п,у =4k п,у,кр и может быть принят по табл. 8.13. При проведении предварительного расчета по обобщенному методу гл. 3 желательно иметь для определения потерь холостого хода более удобную на этом этапе расчета, но достаточно точную формулу. Произведение коэффициентов, стоящих в (8.32), с учетом того, что потери в зоне зазоров, определяемые как Σр з n з П з, составляют от 2 до 4 % полных потерь холостого хода и могут быть учтены соответствующим коэффициентом, может быть рассчитано в соответствии с предыдущими указаниями данного параграфа и заменено одним коэффициентом k п,д. В этом случае по (8.32) получаем
где k п,д - коэффициент, учитывающий добавочные потери, вызванные резкой стали, снятием заусенцев, прессовкой магнитной системы и перешихтовкой верхнего ярма, а также потери в зоне зазора, можно принять по табл. 8.14.
Таблица 8.14. Коэффициент добавочных потерь kп,д в (8.33) для стали марок 3404 и 3405.
Примечания: 1.Для стали марок М4Х и М6Х можно принять те же коэффициенты.
2.При прямоугольной форме поперечного сечения ярма коэффициент, полученный из таблицы, умножить на 1,07.
Следует заметить, что толщина электротехнической стали, из которой будет собрана магнитная система, согласно ГОСТ 21427-83 может отличаться от расчетной в пределах ±(6,5÷8,5)% для холоднокатаной и ± (8,5÷10)% для горячекатаной стали. Эти отклонения могут вызвать некоторое изменение коэффициента заполнения и индукции в магнитной системе, что в свою очередь приведет к отклонению действительных потерь холостого хода от расчетных.
Отклонение действительных потерь в готовом трансформаторе от расчетных может быть также следствием нестабильности качества стали, большего или меньшего увеличения потерь вследствие механических воздействий при заготовке пластин и сборке системы и других причин. Влияние этих факторов может складываться или вычитаться, но, как правило, в правильно рассчитанном трансформаторе отклонение действительных потерь от расчетных составляет в среднем не более ±(5÷8)%. Учитывая эти отклонения, в тех случаях, когда предельное значение потерь холостого хода трансформатора задано, расчетные потери следует выдерживать в пределах нормы ГОСТ или технических условий плюс половина допуска.
Рис. 8.10. Распределение индукции в стыковой
пространственной магнитной системе:1 - по
пакетам стержня;2 - по кольцевым пакетам
(слоям) ярма.
Согласно ГОСТ 11677-85 для потерь холостого хода в готовом трансформаторе установлен допуск +15 %. Таким образом, в расчете следует выдерживать потери холостого хода в пределах нормы соответствующего ГОСТ плюс 7,5 %.
Пространственная магнитная система по рис. 2.6,а, имеет свои особенности в распределении магнитного потока в стержнях и ярмах, которые должны учитываться при расчете потерь и тока холостого хода. Вследствие того, что ярмо этой системы имеет прямоугольную форму поперечного сечения при многоступенчатом сечении стержня, а также вследствие необычного стыкования торцовых поверхностей прямоугольных пакетов стержня с разными кольцевыми пакетами (слоями) ярма (рис. 8.5), возникает неравномерное распределение индукции по сечению стержня и ярма (рис. 8.10). Возникающие при этом добавочные потери, как показали исследования, могут быть учтены при расчете потерь путем умножения потерь в стержнях на k п,н,с =1,04 и потерь в ярмах на k п,н,я = 1,26.
При соединении первичной обмотки (обмотки ВН) в звезду без нулевого провода 3-я гармоническая тока холостого хода не может протекать в первичной обмотке, что приводит к появлению 3-й гармонической магнитного потока в магнитной системе.
Рис. 8.11. Форма кривой магнитного потока в ярме
пространственной магнитной системы (1-я и 3-я
гармонические, результирующая кривая)
Эта составляющая магнитного потока вытесняется из параллельно соединенных стержней в кольцевые ярма, где ее начальная фаза совпадает с начальной фазой 1-й гармонической. В результате максимальное значение магнитного потока и индукции в ярмах уменьшается в 1,14 раза (рис. 8.11), что приводит к уменьшению удельных потерь в стали ярм ря и при расчете учитывается уменьшением индукции в ярмах.
Индукция в стержнях в этом случае рассчитывается по (8.28). Первая гармоническая индукции в прямых участках ярм может быть найдена по
(8.34)
Максимальная индукция в прямых участках ярм с учетом 3-й гармонической В яз определяется как
(8.35)
Расчетная индукция в углах магнитной системы В у находится с учетом индукции стержней и прямых участков ярм
(8.36)
Появление 3-й гармонической магнитного потока в ярмах приводит также к искажению формы кривой Ф=f(t), увеличению удельных потерь в стали и общих потерь в ярмах. Это увеличение потерь учитывается путем введения коэффициента k п,и к потерям в ярмах, который для пространственных магнитных систем по рис. 2.6 можно принять k п,и = 1,33.
Изготовление ярм путем навивки из холоднокатаной ленты связано с механическими воздействиями на материал и существенными остаточными деформациями ленты, что приводит к значительному ухудшению ее магнитных свойств. Поэтому восстановительный отжиг навитых ярм в печах длительного действия является совершенно необходимым. При отсутствии отжига навитых ярм следует считаться с возможным увеличением потерь до двукратных и с существенно большим увеличением тока холостого хода. Пластины стержней должны подвергаться отжигу в проходных рольганговых печах.
При расчете потерь холостого хода следует учитывать также технологический фактор, т. е. увеличение потерь вследствие механических воздействий на пластины стали после отжига при сборке остова и всего трансформатора, несовершенство восстановительного отжига и т. д. Этот фактор может быть учтен путем введения коэффициента k п,т, зависящего от разных причин, и в том числе от уровня культуры производства того или иного завода. Этот коэффициент может быть принят k п,т = 1,0б.
С учетом сделанных замечаний формула для расчета потерь холостого хода в пространственной магнитной системе может быть представлена в виде
Удельные потери в стали стержней, прямых участков ярм и углов магнитной системы р с, р я и р у определяются по табл. 8.10 для стали соответствующей марки по индукциям В с, В я и В у. Коэффициент k" n ,y выбирается по табл. 8.1 1 для той же стали при прямом стыке.
При проведении предварительного расчета по обобщенному методу гл. 3 можно использовать формулу (8.37) в преобразованном виде
(8.38)
где коэффициенты k" c , k" я, k" у, рассчитанные по (8.37) для стали 3404, индукции в стержне В с от 1,5 до 1,65 Тл и для 1-й гармонической индукции в прямых участках ярм В я = (1,0÷0,9)В с, могут быть взяты из табл. 8.15. Для других сталей эти коэффициенты могут быть подсчитаны на основании (8.37). В коэффициенты k" c , k" я, k" у, в табл. 8.15 включены соответственно удельные потери р с, р я, р у.
Таблица 8.15. Значения коэффициента k" c , k" я и k" у в (8.38) для пространственной магнитной системы. Сталь марки 3404.
При расчете потерь холостого хода в пространственной магнитной системе по рис. 2.6, б, состоящей из трех навитых колец, следует учитывать, что при расчетной индукции в стержне В с 1-я гармоническая индукция в отдельных кольцах В к1 в 2√3= 1,15 раза больше (см. § 2.1), т. е. B к1 =1,15 В с. При этом в каждом из навитых колец возникает гармоническая магнитного потока по рис 8.12 и максимальное значение индукции уменьшается в 1,14 раза. Таким образом, максимальную индукцию, определяющую удельные потери в стали, в такой магнитной системе можно принять равной расчетной индукции В к =В с.
Искажение формы кривой магнитного потока и индукции в этом случае можно учесть введением коэффициента k п,и =1,33.
Для учета технологического фактора можно ввести коэффициент k п,т = 1,06.
Поскольку в рассматриваемой магнитной системе понятие угла не имеет места и однородность каждого кольца при расчете потерь позволяет не разделять его на стержни и ярма, формула для расчета потерь в окончательном и предварительном расчете получает вид
(8.39)
где масса стали магнитной системы G ст определяется по (8.26).
Мощность потерь силового трансформатора состоит из так называемых потерь в меди и потерь в стали. Первые связаны с протеканием тока нагрузки через проводники обмоток, имеющие определенное электрическое сопротивление. Потери же в стали обусловлены вихревыми токами, токами намагничивания, возникающими в магнитопроводе.
При проведении опыта холостого хода на одну обмотку подключается напряжение, другая остается разомкнутой. Мощность, потребляемая при этом трансформатором из сети, тратится в большей степени на намагничивание стали магнитопровода, в меньшей - на нагрев проводников обмотки, чем можно пренебречь. Поэтому этот опыт позволяет измерить мощность потерь в стали, называемыми потерями холостого хода.
Дополнительно, подключив к оставшейся разомкнутой обмотке, можно измерить на ней напряжение , и по показаниям двух рассчитать коэффициент трансформации. Но это измерение к самому опыту холостого хода не относится.
Опыту ХХ при вводе в эксплуатацию подвергаются :
Все сухие трансформаторы, а также имеющие в качестве изолирующей и охлаждающей среды жидкий негорючий диэлектрик.
-
Маслонаполненные трансформаторы, мощность которых более 1600 кВА.
-
Трансформаторы собственных нужд электростанций , вне зависимости от их мощности.
В эксплуатации такие измерения проводятся только для трансформаторов с мощностью 1000 кВА и более, и только после капитального ремонта, связанного со сменой обмоток или ремонтом магнитопровода. По сетевым правилам возможно проведение измерений по распоряжению технического руководителя предприятия после того, как хроматографический анализ газов, растворенных в масле, дал настораживающие результаты. Но это касается только силовых трансформаторов с обмотками на напряжение 110 кВ и выше.
Порядок и схема измерения
Перед проведением опыта проводят процесс размагничивания магнитопровода испытуемого трансформатора . Для этого используется постоянный ток, пропускаемый через одну из обмоток стороны низкого напряжения. Подключение тока производится многократно, каждое последующее подключение происходит с изменением полярности и уменьшением величины. Начальное значение не должно быть меньше двойного значения ожидаемого тока холостого хода. При каждом последующем включении величина уменьшается на 30-40 %. Процесс заканчивается при токе, меньшим значения тока холостого хода.
Для проведения непосредственно опыта холостого хода на вторичную обмотку трансформатора подается номинальное напряжение, с отклонением от нормы ±5%. Вывод нейтрали, если он есть, при этом не используется. Напряжение при этом - строго синусоидальное, с номинальной частотой сети.
Для проведения измерений потребуется три лабораторных прибора, с классом точности не менее 0,5. Это амперметры, и ваттметры. подключаются в каждую фазу последовательно. включаются на линейное напряжение всех трех фаз. Токовые обмотки ваттметров подключаются последовательно с амперметрами. Обмотки напряжения ваттметров подключаются согласно приведенным схемам. Подается напряжение, с приборов снимаются показания.
Строго говоря, измерение производится по тем же схемам, которые использовались на заводе изготовителе для проведения опыта. Ведь полученные данные нужно будет сравнить с заводскими. Но, если источник трехфазного напряжения недоступен, можно выполнить три измерения, подавая напряжение на две фазы обмотки трансформатора, закорачивая третью, остающуюся свободной.
При этом используется только линейное напряжение, так как искажение формы кривой из-за нелинейных нагрузок в сети на него имеет минимальное влияние. По этим же схемам проводится опыт холостого хода при пониженном (малом) напряжении.
Анализ результатов измерения
При приемосдаточных испытаниях и капитальном ремонте полученные данные сравниваются с протоколом о соответствующих испытаниях, проведенных на заводе после изготовления трансформатора. Расхождение более 5 % не допускается.
Для однофазных трансформаторов в этих же случаях мощность потерь не должна отличаться от исходной величины более, чем на 10%.
В эксплуатации измеряется только ток холостого хода на основании опыта с номинальным напряжением или мощность потерь при пониженном. ПТЭЭП при этом не нормирует отклонения от нормы.
Однако, при подозрении на повреждение в трансформаторе метод измерения потерь с использованием трех последовательно проведенных опытов дает очень ценный результат. Поскольку обмотки фаз трансформатора находятся в неравных условиях, то можно не только вычислить, есть ли там дефект, но и определить дефектную фазу.
Путь магнитного потока при возбуждении выводов АВ и ВС одинаков. Поэтому и мощности потерь для опытов на этих фазах не будут отличаться. При возбуждении фаз АС путь, пройденный магнитным потоком, длиннее, поэтому мощность потерь будет на 25-50% превышать предыдущие. Сравнивая эти показатели, можно выявить, на какой фазе есть дефект.
n1.doc
. 7ИЗМЕРЕНИЕ ПОТЕРЬ ХОЛОСТОГО ХОДА
.7.1. Основные положения
Измерение потерь холостого хода относится к категориям контроля П , К и М (см. введение).Образование токопроводящих замкнутых контуров вокруг основного магнитного потока или его части вызывает местные нагревы, а в ряде случаев и искрения.
При нарушении межлистовой изоляции пластин магнитопровода, а также при замыкании этих пластин токопроводящими частицами или предметами, в магнитопроводе возникает короткозамкнутый контур для вихревых токов. Эти токи вызывают местный нагрев магнитопровода, чем ускоряют дальнейшее разрушение изоляции пластин. Развитие процесса может привести к “пожару в стали” и повреждению трансформатора (рис.6.1).
Рис. 6.1. ”Пожар в стали” магнитопровода
При нарушении изоляции металлических элементов крепления активной части трансформатора и (или) неправильном выполнении заземления элементов трансформатора возникает замкнутый токопроводящий контур вокруг основного магнитного потока. В этом случае в местах неплотного контакта между собой элементов этого контура могут возникнуть местные нагревы и искрения.
Замыкание между витками обмоток, если оно является коротким, вызывает интенсивное выделение тепловой энергии и быстрое срабатывание защиты трансформатора, действующей на его отключение. При перемыкании проводов в многопараллельных обмотках, а также при замыкании между витками обмоток через повышенное переходное сопротивление, наблюдается местный нагрев обмоток, который с течением времени приводит к разрушению изоляции и в конечном итоге - к короткому витковому замыканию.
Все вышеперечисленные дефекты, связанные с образованием токопроводящих замкнутых контуров вокруг основного магнитного потока или его части, вызывают увеличение потерь ХХ.
В трехфазном трансформаторе при измерении потерь ХХ проводят три опыта с приведением трехфазного трансформатора к однофазному путем замыкания накоротко одной из его фаз и возбуждения двух других. Замыкание накоротко одной из его фаз (или, что то же, закорачивание одной из его обмоток) делается для того, чтобы не иметь магнитного потока в этой фазе, а следовательно, не иметь в ней никаких потерь.
Например, если накоротко замкнуть фазу c и подавать напряжение на фазы a и b обмотки НН, то измеряемые потери будут характеризовать потерю энергии на возбуждение фаз a и b (рис.6.2). Обозначим эти потери с учетом замыкаемой фазы, как P C . При отсутствии дефектов в трансформаторе потери Р А и Р С, измеренные при последовательном замыкании накоротко крайних фаз a и c , будут практически одинаковые (отличие не более 2 - 3 %), а потери Р В, измеренные при замыкании средней фазы b , будут превышать потери Р А или Р С на 35 - 40 % [Л.1]. Это объясняется различной длиной пути замыкания магнитного потока при возбуждении трансформатора по указанным схемам измерения. Зная потери в разных фазах можно сравнить их и убедиться, что трансформатор имеет правильное соотношение потерь и не имеет дефектов.
При возникновении какого-либо короткозамкнутого витка вокруг основного магнитного потока одного из стержней магнитопровода соотношение потерь, измеренных по этим схемам, изменится, причем появление короткозамкнутого витка вызывает увеличение потерь, поэтому дефектной будет та фаза, при закорачивании которой будут измерены наименьшие потери. Эта закономерность используется для выявления дефектной фазы [Л.2].
Вышеперечисленные дефекты могут возникнуть при монтаже или капитальном ремонте трансформатора. Поэтому в нормативных документах [Л.3] предлагается измерять потери ХХ при приемосдаточных испытаниях и после капитального ремонта.
У трехфазных трансформаторов при вводе в эксплуатацию и при капитальном ремонте соотношение потерь на разных фазах не должно отличаться от соотношений, приведенных в протоколе заводских испытаний (паспорте), более чем на 5%.
У однофазных трансформаторов при вводе в эксплуатацию отличие измеренных значений потерь от исходных не должно превышать 10%.
Рис. 6. 2. Измерение потерь ХХ при малом возбуждении с последовательным закорачиванием фаз
Измерения в процессе эксплуатации производятся при комплексных испытаниях трансформатора. Отличие измеренных значений от исходных данных не должно превышать 30%.
Предположения о дефекте отвергаются, если выполняются ниже перечисленные условия [Л.2]:
Для трансформаторов на напряжение до 35 кВ включительно измеренные потери для каждой из схем не отличаются более чем на 10 % значений, полученных при изготовлении. Отношение потерь, измеренных при поочередном закорачивании фаз a и с (Р А /Р С), а также отношение этих потерь к потерям, полученным при закорачивании фазы b (Р В /Р А и Р В /Р С) не должны отличаться в пределах погрешности измерений от таких же отношений, полученных при измерении на заводе.
Для однофазных трансформаторов на напряжение 110 кВ и более полученные потери не отличаются более чем на 10 % от потерь, измеренных при изготовлении трансформаторов.
Для трехфазных трансформаторов на напряжение 110 кВ и выше соотношение потерь (Р А /Р С, Р В /Р А и Р В /Р С), измеренных по указанным выше схемам, не отличаются больше чем на 5 % от таких же соотношений потерь, полученных при изготовлении.
.7.2. Методика измерения
Измерения производятся у трансформаторов мощностью 1000 кВ·А и более при напряжении, подводимом к обмотке низшего напряжения, равном указанному в протоколе заводских испытаний (паспорте). Для рассматриваемого метода оно обычно составляет 5-10% номинального. У трехфазных трансформаторов потери холостого хода измеряются при однофазном возбуждении по схемам, применяемым на заводе-изготовителе [Л.3].Перед испытанием трансформатор должен быть надежно заземлен.
Замыкание накоротко одной фазы можно производить на любой обмотке трансформатора, т.е. на обмотке, к которой подводят напряжение при опыте ХХ, или другой, разомкнутой обмотке (рис.6.2); при этом руководствуются действительной схемой соединения обмоток трансформатора.
При измерении обычно подводят напряжение к двум фазам обмотки НН, а третью - закорачивают накоротко, добиваясь таким образом большего возбуждения магнитной системы. Опыт холостого хода обычно производят со стороны обмотки НН, так как измерение напряжения, тока и мощности легче производить при более низком напряжении.
Перед измерениями при малом напряжении ГОСТ 3484-77 предусматривает необходимость снятия остаточного намагничивания магнитной системы трансформатора, если перед этими измерениями производились работы, связанные с протеканием по обмоткам постоянного или переменного тока, а также если при отключении возбуждение трансформатора значительно (в 2 раза и более) превышало напряжение при котором производят измерения. Методы снятия остаточного намагничивания устанавливает ГОСТ 3484-77.
Вольтметр и ваттметр для измерений по возможности следует применять класса 0,2.
При испытании измеряют подводимое напряжение и суммарную мощность, потребляемую испытуемым трансформатором и измерительными приборами. Затем определяют мощность, потребляемую измерительными приборами (Р пр), путем измерения или расчета. Измерение потерь в приборах производят по той же схеме, что и при измерении суммарных потерь (P изм), но при отключенном трансформаторе (рис 6.3), при одинаковом показании вольтметра (V).
Рис. 6. 3. Схема измерения потерь в приборах
Потребление приборов можно определить также по формуле
,
Потери в испытуемом трансформаторе вычисляют по формуле:
Приведенные к номинальному напряжению потери определяются по формулам:
В случае соединения возбуждаемой обмотки в треугольник
В случае соединения возбуждаемой обмотки в звезду
Обычно n
имеет следующие приближенные значения при возбуждении трансформатора напряжением 5-10% номинального:
Значение n может быть определено по формуле [Л4]
Если подводимое напряжение менее 5% номинального, то для приведения потерь показатель степени n
следует определять по данной формуле.
При пофазном измерении каждая фаза участвует в измерениях дважды, поэтому общие потери трансформатора составят:
.7.3. Пример
Дан следующий трансформатор:Потери холостого хода при заводских испытаниях P0 = 149,5 кВт.
Магнитопровод трансформатора изготовлен из горячекатанной стали толщиной листа 0,35 мм. Измерения производились пофазно.
Результаты даны в табл. 7.1.
Таблица 7.1
| Подано напряжение на фазы | Замкнута фаза | Напряжение, В | Ток, А | Потери, Вт | Приведенные потери, кВт |
| a - b | c | 525 | 3,5 | 428 | 89,64 |
| b - c | a | 525 | 3,5 | 428 | 89,64 |
| a - c | b | 525 | 4,8 | 574 | 121,7 |
Все измерения производились при частоте 50 Гц.
Напряжение (525 В) составляет 5% от номинального.
Потери в приборах составили 20 Вт.
Потери, приведенные к номинальному напряжению обмотки НН:
P прив.С = P прив. A =(428 - 20) (10500 / 525) 1,8 = 89,64 кВт
P прив. B = (554 - 20) (10500 / 525) 1,8 = 121,7 кВт
P 0 прив = (P прив.С + P прив. B + P прив. A) / 2 = (89,64 + 89,64 + 121,7) / 2 = 150,5 кВт,
что 0,5% больше заводских потерь холостого хода.
Потери P прив.С и P прив. A равны между собой, а P прив. B больше потерь P прив.С и P прив. A:
Все это указывает, что трансформатор вполне исправен и не имеет дефектов.
.7.4. Заполнение машинной формы результатов измерений
Для занесения в базу данных результатов измерений необходимо заполнить шаблон в соответствии с правилами, приведенными в “Инструкции пользователя”. Форма шаблона приводится ниже.
Обязательно нужно ввести "Дату проведения испытания" и указать "Вид испытания".
Форма имеет три вкладки: "По тери", "Пр иборы" и "При мечание". Перейти на нужную вкладку можно указав ее мышью.
В первой вкладке пользователем вводятся "Напряжения", "Токи" и "Измеренные потери" для каждого из трех опытов. Для однофазных трансформаторов заполняется только первый столбец таблицы. Если мощность, потребляемая приборами измерялась во время опытов, то ее значения тоже заносятся в поля формы, а если из паспортов приборов известны их сопротивления, то потери в приборах будут вычислены во время проведения экспертизы и результаты занесены в поля формы.
Экспертиза вычисляет также "Потери, приведенные к номинальному напряжению" и "Отличия приведенных потерь от базовых значений" для каждого опыта. Кроме этого, вычисляются "Общие потери холостого хода во всех фазах трансформатора при данном напряжении", "Общие потери холостого хода во всех фазах трансформатора приведенные к номинальному напряжению" и "Отличие общих приведенных потерь холостого хода от базовых потерь холостого хода при номинальном напряжении".
За базовые значения берутся данные из самого раннего по дате измерения потерь холостого хода для этого трансформатора.
Во второй вкладке вводятся номера используемых приборов и если нужно вычислять потери в приборах, то "Сопротивление вольтметра" и "Сопротивление обмотки напряжения ваттметра".
В примечания можно ввести любой текст.
.7.5. Литература
Каганович Е. А., Райхман И. М. Испытание трансформаторов мощностью до 6300 кВА и напряжением до 35 кВ. - М.: Энергия, 1980.
Филиппишин В. Я., Туткевич А. С. Монтаж силовых трансформаторов.- М.: Энергоиздат, 1981.
Объем и нормы испытаний электрооборудования / Под общей редакцией Б. А. Алексеева, Ф. Л. Когана, Л. Г. Мамиконянца. - 6-е изд. - М.: НЦ ЭНАС, 1998. - 256 с.
Алексенко Г. В., Ашрятов А. К., Фрид Е. С. Испытание высоковольтных и мощных трансформаторов и автотрансформаторов, часть 1. - М.-Л.: Госэнергоиздат, 1962. - 672 с.
Нормы испытания электрооборудования. Под общей редакцией С.Г.Королева.- 5-е издание. - М.: Атомиздат, 1978.
