Содержание к диссертации
Введение
Глава I. Анализ методов определения добавочных потерь в обмотках трансформаторов .
1.1. Особенности определения по известным методикам основных потерь и потерь от циркулирующих токов в обмотках преобразовательных трансформаторов «14
1.2. Методы расчета потерь от вихревых токов в обмотках силовых трансформаторов , 17
1.3. Анализ методов определения добавочных потерь от вихревых токов в преобразовательных трансформаторах с нерасщепленной вентильной обмоткой .22
1.4. Особенности определения потерь от вихревых токов в преобразовательных трансформаторах с расщепленной вентильной обмоткой 26
1.5. Необходимость совершенствования методики определения потерь в обмотках преобразова тельных трансформаторов.Постановка задачи 30
Глава 2. Расчет потерь от вихревых токов в обмотках преобразовательных трансформаторов .
2.1. Определение добавочных потерь при протекании по параллельным ветвям обмоток синусоидальных токов, имеющих относительный фазовый сдвиг »36
2.2. Методика расчета добавочных потерь от вихревых токов в обмотках преобразовательного трансформатора в общем случае 40
2.3. Возможности по упрощению методики расчета потерь при пренебрежении активными сопротивлениями параллельных ветвей и допущении о идеальности преобразовательного агрегата 43
2.4. Потери от вихревых токов в обмотках трансформаторов, предназначенных для работы в наиболее распространенных схемах выпрямления 52
2.5. Особенности расчета добавочных потерь в обмотках фазоповоротных трансформаторов 67
2.6. Исследование добавочных потерь в обмотках трансформатора, предназначенного для работы в двадцатичетырехфазной схеме выпрямления 73
2.7. Определение добавочных потерь при сложных схемах соединения первичных обмоток транс форматоров .86
2.8.Особенности определения потерь в случае разнесения вводов вентильной обмотки на две стороны трансформатора 94
Глава 3. Анализ конструкций трансформаторов с точки зрения потерь от вихревых токов в обмотках и рекомендации .
3.1. Сравнение конструкций трансформаторов-, предназначенных для работы в наиболее распространенных схемах выпрямления 103
3.2. Возможности повышения к.п.д. и надежности трансформаторов, содержащих обмотки со сложными схемами соединения 119
3.3. Снижение добавочных потерь в трансформаторах с разнесенными на две стороны вводами вен тильной обмотки. 124
3.4. Уменьшение добавочных потерь в обмотках путем улучшения распределения тока по час
тям вентильной обмотки 129
Глава 4. Сравнение с экспериментальными данными, результаты внедрения в производство .
4.1. Экспериментальное подтверждение методики расчета добавочных потерь при неравномерном делении выпрямленного тока по преобразователям 137
4.2. Сопоставление результатов расчета и опыта по определению температур катушек при равномерном делении выпрямленного тока по преобразователям 142
4.3. Экспериментальное исследование фазопово-ротных трансформаторов 145
4.4. Проверка методики расчета для трансформатора, предназначенного для работы в двад-цатичетырехфазной эквивалентной схеме выпрямления 151
4.5. Экспериментальное исследование процессов в трансформаторе с разнесенными на две сто
роны вводами вентильной обмотки 157
4.6. Технико-экономическая эффективность внедрения методики расчета добавочных потерь в обмотках преобразовательных трансформаторов. 161
4.7. Направления дальнейших работ 164
4.8. Выводы 165
Заключение 166
Список литературы 171
5 Приложение I
- Методы расчета потерь от вихревых токов в обмотках силовых трансформаторов
- Методика расчета добавочных потерь от вихревых токов в обмотках преобразовательного трансформатора в общем случае
- Возможности повышения к.п.д. и надежности трансформаторов, содержащих обмотки со сложными схемами соединения
- Сопоставление результатов расчета и опыта по определению температур катушек при равномерном делении выпрямленного тока по преобразователям
Введение к работе
За последние годы все более широкое распространение полу-т чают полупроводниковые преобразователи электрической энергии. Разработка и совершенствование тиристоров и сильноточных диодов существенно расширили области применения статических преобразовательных агрегатов,
В решениях ХХУІ съезда КПСС и в народнохозяйственном пла-не на И пятилетку особое внимание уделяется разработке и ос-воению выпуска электротехнического оборудования, имеющего более высокий коэффициент полезного действия (к.п.д.) и меньшую материалоемкость, а также улучшению качества полупроводниковых приборов и создаваемых на их основе преобразователей для различных отраслей промышленности и сельского хозяйства.
Задача совершенствования преобразовательных агрегатов должна решаться путем повышения эффективности всех их элементов. Доля стоимости трансформаторов и реакторов постоянно возрастает вследствие снижения стоимости полупроводниковых приборов и в настоящее время составляет 30-50$ от стоимости агрегата. Коэффициент полезного действия преобразовательного агрегата на 40-70$ определяется трансформаторным оборудованием. По этим причинам технико-экономические характеристики преобразовательных агрегатов все в большей мере зависят от показателей трансформаторов и реакторов.
Производственным объединением "Уралэлектротяжмаш" выпускаются преобразовательные трансформаторы для различных отраслей промышленности. Единичная мощность выпускаемых трансформаторов постоянно возрастает, что вызывает необходимость дальнейшего улучшения их технико-экономических показателей.
Рост единичной мощности трансформаторов требует повышен-
ной надежности их работы. Кроме того, с ростом мощности преобразовательных трансформаторов на их коэффициент полезного действия все большее влияние оказывают добавочные потери. Тенденция роста добавочных потерь обусловлена с одной стороны стремлением к максимальному коэффициенту мощности преобразовательного агрегата, достигаемому за счет снижения углов коммутации токов вентилей, а с другой стороны применением проводов большого сечения, необходимым для достижения максимального заполнения окна магйи-топровода трансформатора проводниковым материалом.
В связи с ростом требований к качеству электроэнергии сетей в настоящее время все большее применение находят преобразовательные агрегаты с многофазными схемами выпрямления. Применение таких агрегатов позволяет несколько снизить реактивную составляющую сетевого тока и существенно уменьшить коэффициент несинусоидальности напряжения питающей сети. Повышение фазнос-ти преобразовательного агрегата достигается посредством пред-включенных фазоповоротных трансформаторов или применением преобразовательных трансформаторов, характеризующихся наличием расщепленной на несколько частей вентильной обмотки (ВО), причем некоторые из частей, а также сетевая обмотка могут быть соединены по схеме "зигзаг" или "треугольник с продолженными сторонами" .
Появление преобразовательных агрегатов с компенсацией реактивной мощности, достигаемой применением конденсаторных установок и реакторов, потребовало изменения трансформаторов, заключающегося прежде всего в расщеплении на несколько частей ВО и изменении схем соединения этих частей.
Все большее место в производстве занимают трансформаторы для схем электропривода постоянного и переменного тока. Отличительной особенностью некоторых из этих трансформаторов, час-
'ти ВО которых подключены к разным нагрузкам, является необходимость обеспечения их работоспособности при резко неравномерном делении выпрямленного тока по преобразователям.
Проведенные рядом авторов работы по исследованию добавочных потерь в обмотках, как видно из литературных источников, охватывают лишь преобразовательные трансформаторы с нерасщеплен-ной ВО, При расщепленной ВО только для одного из многих частных случаев, а именно для двенадцатифазной эквивалентной схемы выпрямления при допущении о равенстве токов преобразователей, имеется методика расчета потерь от вихревых токов. Применение. известных методик при определении потерь в других случаях расщепления ВО может приводить к значительным погрешностям и не позволяет выявить места концентрации потерь. Недостаточная точность существующих методик расчета потерь в обмотках преобразовательных трансформаторов привела к тому, что норма допустимого превышения температуры обмоток маслянных преобразовательных трансформаторов на 5С ниже, чем для обмоток силовых трансформаторов [i J .
Анализ литературы и условий работы преобразовательных трансформаторов, а также опыт их проектирования выявили теоретические вопросы, решение которых необходимо для повышения качества проектирования трансформаторного оборудования, повышения его к.п.д. и надежности.
В настоящей работе автором поставлены и решаются следующие задачи:
Теоретически и экспериментально исследуются добавочные потери от вихревых токов в преобразовательных трансформаторах со сложными растепленными ВО.
Разрабатывается методика расчета добавочных потерь от вихревых токов в трансформаторах с расщепленной ВО.
- ю -
Проводится оценка существующих конструкций, разрабатываются новые, обеспечивающие повышение надежности и к.п.д. трансформаторного оборудования.
Предложенная методика расчета и конструктивные решения, внедряются в практику проектирования и производство мощных преобразовательных трансформаторов.
Актуальность поставленных задач подтверждается большим вниманием, уделенным на ХХУІ съезде партии экономии электрической энергии, материалов и повышению надежности оборудования. Значительный объем производства и постоянное расширение областей применения преобразовательных трансформаторов повышают значимость решаемых вопросов. Об актуальности работы свидетельствует и тот факт, что разработка методики расчета потерь предусмотрена темой отраслевого плана научно-исследовательских работ Министерства электротехнической промышленности СССР B0I.I503 "Исследования преобразовательных трансформаторов с целью снижения добавочных потерь в обмотках и улучшения гармонического состава тока".
В работе на основании проведенных теоретических и экспериментальных исследований получены следующие, обладающие научной, новизной, результаты:
Аналитически доказано, что добавочные потери от вихревых токов конкретной гармоники в обмотках трансформатора равны сумме потерь от вихревых токов в двух расчетных схемах, магнитодвижущие силы (м.д.с.) параллельных ветвей обмоток в которых равны проекциям фактических м.д.с. на две ортогональные временные оси.
Выявлены закономерности в относительных сдвигах фаз гармоник токов, протекающих по частям ВО преобразовательного трансформатора. На основании полученных закономерностей доказано, что при допущении о равномерном делении выпрямленного тока
- II -
но преобразователям и пренебрежении активными сопротивлениями параллельных ветвей обмоток гармоники тока можно разделить на несколько рядов, характеризующихся идентичностью распределения тока и потерь для всех гармоник ряда. Число рядов гармоник равно отношению фазности выпрямления преобразовательного агрегата, выполненного на базе рассматриваемого трансформатора, к фазности выпрямления преобразователя, питаемого одной частью ВО. Для каждого ряда может быть введен коэффициент, зависящий от соотношений амплитуд токов гармоник, позволяющий определять величину добавочных потерь от всего ряда гармоник.
Доказано, что для определения добавочных потерь от вихревых токов в обмотках преобразовательных трансформаторов предварительно необходимо определить добавочные потери в одной или нескольких однофазных расчетных схемах при синусоидальных токах с частотой основной гармоники. Для трансформаторов с расщепленными на две части ВО, а также для фазоповоротных трансформаторов совмещенной конструкции расчетные схемы соответствуют опытам сквозного короткого замыкания (к.з.) и к.з. расщепления частей ВО. Усложнение схемы соединения по крайней мере одной из обмоток или части обмотки по отношению к схемам звезда и треугольник приводит к необходимости удвоения числа однофазных расчетных схем.
Теоретически и экспериментально исследованы процессы, происходящие в трансформаторах, предназначенных для работы в мостовых схемах выпрямления, и имеющих разнесенные на две стороны вводы ВО. Доказано наличие в токах частей ВО таких трансформаторов постоянной составляющей и неканонических (четных) гармоник.
Разработана методика определения добавочных потерь от вихревых токов в трансформаторах со сложными расщепленными ВО.
Для наиболее часто применяющихся конструкций обмоток получены упрощенные расчетные формулы.
Практическая ценность работы заключается в том, что:
результаты теоретических и экспериментальных исследований внедрены при модернизации серий трансформаторов типов ТЦНП, ТДШ, предназначенных для электролиза цветных металлов, разработке специальных трансформаторов для преобразователей частоты, а также трансформаторного оборудования для опытной физической установки ТОКАМАК;
предложены новые конструкции трансформаторов и их обмоток, обеспечивающие повышение технико-экономических показателей преобразовательных агрегатов. Новизна этих решений подтверждена семью авторскими свидетельствами СССР;
результаты теоретического анализа нашли применение в практике проектирования трансформаторов: разработаны методические указания "Расчет добавочных потерь от вихревых токов в обмотках преобразовательных трансформаторов".
Достоверность и обоснованность научных положений подтверждается результатами измерений температур обмоток трансформаторов в эксплуатации, экспериментальными исследованиями распределения тока и индукции поля рассеяния в обмотках физической модели трансформатора, работающего в составе четырехмостового преобразовательного агрегата, а также результатами измерений токов основной и высших гармоник в обмотках физических моделей фазоповоротных трансформаторов совмещенной конструкции и трансформатора с разнесенными на две стороны вводами ВО. Исследования проводились автором на заводе "Уралэлектротяжмаш" им.В.И.Ленина в 1977-1983 годах и отражены в ряде научно-технических статей и описаний изобретений (бб, 67, 69 г 73-75, 77, 79, 82, 86, 87, 89~| , а также отчетов о научно-исследова-
- ІЗ -тельоких работах и технических проектов [72, 78, 92, 94, 96, 97J.
Методы расчета потерь от вихревых токов в обмотках силовых трансформаторов
Потери от вихревых токов в обмотках преобразовательных трансформаторов равны сумме потерь от отдельных гармоник тока. Поэтому основой расчета добавочных потерь в обмотках преобразовательных трансформаторов является методика расчета потерь для случая протекания по обмоткам синусоидальных токов.
Принципиально возможно рассчитывать добавочные потери от вихревых токов теми же известными методами, по которым рассчитывают потери от неравномерности распределения тока по параллельным ветвям более высоких рангов. Однако трудоемкость расчета возрастает пропорционально квадрату числа расчетных зон, что приводит к невозможности расчета по этим методам при выполнении, например, обмоток мощных преобразовательных трансформаторов обычными обмоточными проводами с размерами в поперечном сечении до нескольких миллиметров. Примером может служить программа, созданная для ЭВМ четвертого поколения в НИИ постоян-ного тока [2lJ , которая позволяет рассчитывать токораспреде-ление по 3000 зон при высотах обмоток, не превышающих 0,3 м. Такая программа позволяет определять добавочные потери в маломощных реакторах и трансформаторах, обмотки которых выполнены из фольги или листовой меди. Но для расчета добавочных потерь от вихревых токов в мощных трансформаторах, когда число проводников в поперечном сечении обмоток составляет 500 и более, она не годится, так как в этом случае каждый проводник обмотки удается разбить лишь на 6 и менее расчетных зон. Распределение же тока по поперечному сечению проводников, особенно для высших гармоник в преобразовательных трансформаторах, имеет резко неравномерный характер [22j . Поэтому при числе зон 6 и ме нее будут иметь место значительные расчетные погрешности.
Большинство методов расчета добавочных потерь от вихревых токов основано на знании поля рассеяния. При этом существуют два принципиально отличающихся подхода к решению задачи. Первый заключается в расчете поля рассеяния внутри и на границах проводника с учетом вихревых токов в нем (j23j . Определение потерь от вихревых токов проводится одновременно с расчетом напряженности поля рассеяния методом последовательных приближений. Ввиду повышенной трудоемкости расчета и больших затрат машинного времени на ЭВМ метод нашел применение в основном для расчета потерь в отдельных проводниках сложного сечения.
Второй подход заключается в том, что предварительно рассчитывается поле рассеяния в системе проводников при пренебрежении полем рассеяния, создаваемого вихревыми токами в проводниках. Дальнейший учет влияния поля, создаваемого вихревыми токами, проводят введением в расчетные формулы для определения потерь поправочного коэффициента, называемого коэффициентом , вытеснения [24] . Рассматриваемый метод имеет множество модификаций. Так для приближенных расчетов возможно использование номограмм [25J , формул для эквивалентной и максимальной вели чины напряженности электромагнитного поля в двухобмоточном трансформаторе [2б] , методики расчета полей рассеяния и добавочных потерь с помощью номограмм [2І] и других методик для конкретных взаиморасположений обмоток [28-3l] . Более точно рассчитать поле рассеяния можно с помощью вычислительной техники, причем все большее применение находят малые ЭВМ, такие как мМир-І(2)", "Наири", EC-I0II [26, 32, ЗЗ] . Выполнение расчетов по определению поля рассеяния на более мощных ЭВМ позволяет учесть магнитную проницаемость стержней магнитной системы Гз4-38І , кривизну обмоток, трехмерный характер поля, нелинейные свойства ферромагнитных тел [зэ] .
Недостаток всех описанных методик расчета поля рассеяния заключается в невозможности учета фазовых углов сдвига токов, протекающих по параллельным ветвям обмоток. Для обычных силовых трансформаторов описанный недостаток не имеет большого значения, так как распределение тока по параллельным ветвям обмоток в рабочем режиме практически соответствует токораспределе-нию в опыте сквозного к.з. Соотношения в активных и реактивных составляющих сопротивлений параллельных ветвей второго и более высоких рангов в этом опыте, проводимом при синусоиадальном токе с частотой питающей сети, мало сказываются на фазовых углах сдвига тока. В преобразовательных же трансформаторах, как будет показано в дальнейшем, каждой гармонике тока в общем случае соответствует своя схема расчета токораспределения. Повышенная частота изменения тока и большая степень неравномерности токораспределения в соответствующей рассматриваемой гармонике расчетной схеме приводят к существенным отличиям фазовых углов сдвига отдельных параллельных ветвей от 0 или 180 градусов [ю] . Поэтому пренебрежение фазовыми углами сдвигов может приводить к значительным расчетных погрешностям.
Учет эффекта вытеснения поля рассеяния также может быть проведен по разным методикам. В ряде работ при расчете потерь от вихревых токов допускается, что поле, создаваемое этими токами, равно нулю [2, ІЗ, 29-31, 41, 42jf . Согласно выводам, полученным в (43J , такое допущение применительно к преобразовательным трансформаторам при размерах проводников до 0,25 от глубины проникновения в материал обмотки основной гармоники поля не приводит к появлению значительных погрешностей. Как показал проведенный.анализ, реальные размеры применяемых в преобразовательных трансформаторах проводов составляют 0,2-1,5 от глубины проникновения основной гармоники, что свидетельствует о необходимости учета поля, создаваемого вихревыми токами. В большинстве публикаций по расчету добавочных потерь от вихревых токов обратное влияние этих токов учитывается по методу фильда [24] . Рассматривая электромагнитное поле в пазу электрической машины, Фильд принял допущения, что все силовые магнитные линии прямолинейны и длина их одинакова. Формулы, полученные при таких допущениях, достаточно просты. Однако, справедливы эти формулы, как показал анализ, проведенный в (44/ , лишь для осевой составляющей поля рассеяния в слоевой обмотке. В то же время ряд авторов применяют эти формулы при расчете добавочных потерь от осевой составляющей поля рассеяния в винтовых, непрерывных и дисковых обмотках [2,43,45-49] и от радиальной составляющей [рб] . Согласно оценкам, полученным в [44], . использование аналитических выражений для коэффициента вытеснения, полученных Фильдом, при расчете даже при синусоидальных токах с частотой питающей сети, может привести к завышению потерь от осевой составляющей индукции поля рассеяния на 10-100 процентов и занижению потерь от радиальной составляющей индукции в 1,5 - 3 раза.
Известны методы расчета добавочных потерь от вихревых токов с учетом обратного влияния вихревых токов на создающее их поле рассеяния и неравенства напряженности магнитного поля на границах проводников. Например, в (_51, 52] описан метод расчета добавочных потерь от осевой составляющей поля рассеяния в обмотке при трапецеидальной эпюре поля. Полученные аналитические выражения требуют вычисления сумм бесконечного ряда интегралов, поэтому применение их для инженерных расчетов затруднительно, кроме того, как видно из допущений, принятых авторами, эти формулы справедливы лишь при равных нулю расстоя ниях между проводниками.
Из литературных источников известны зависимости коэффици-. ента вытеснения поля рассеяния от геометрических размеров проводников и каналов между проводниками при допущении о том, что в пространстве между проводниками и на наружных поверхностях проводников составляющие напряженности поля Е . и IL. постоянны [бз] . Данный метод также обладает повышенной трудоемкостью, так как основан на применении сложных трансцендентных функций..
Методика расчета добавочных потерь от вихревых токов в обмотках преобразовательного трансформатора в общем случае
Пусть имеется преобразовательный трансформатор, содержащий сложную сетевую обмотку, соединенную, например, по схеме "зигзаг" или "треугольник с продолженными сторонами" и расщепленную на несколько частей ВО. При этом каждая из частей ВО имеет свою схему соединения, работает на свой преобразователь, и токовая нагрузка преобразователей различна»
Для определения потерь от вихревых токов в обмотках тако-го трансформатора необходимо знать токораспределение каждой из гармоник по параллельным ветвям обмоток. Как было показано в главе I, распределение тока основной и высших гармоник можно рассчитать с помощью ЭВМ, применяя известные методы. Полученные результаты по токораспределению гармоник являются базой для расчета потерь от вихревых токов.
Расчет потерь от вихревых токов каждой из гармоник с учетом выводов предыдущего параграфа заключается в следующем: 1) по известному токораспределению, зная числа витков зон обмоток, рассчитывается распределение м.д.с; 2) путем проектирования полученных м.д.с. на ортогональные временные оси определяется распределение м.д.с. в двух расчетных схемах; 3) рассчитываются потери от вихревых токов в каждой из двух расчетных схем и суммированием потерь, рассчитанных при этих схемах, получают искомые потери от вихревых токов данной гармоники.
Суммарные потери от вихревых токов в обмотках трансформатора можно получить суммированием потерь от всех гармоник.
Общий алгоритм расчета потерь от вихревых токов, представлен в приложении 2. Описанный алгоритм расчета справедлив для любого преобразовательного трансформатора и любого режима работы преобразователей, питаемых частями ВО трансформатора. Однако, определение токораспределения каждой гармоники с учетом активных составляю-., щих сопротивлений параллельных ветвей при неравенстве выпрямленных токов, протекающих по преобразователям, трудоемко и требует больших затрат времени на ЭВМ. Большой трудоемкостью также характеризуется расчет потерь от вихревых токов, поскольку для определения этих потерь в общем случае необходимо просчитать число схем в два раза превышающее число принятых во внимание гармоник. Повышенная трудоемкость проведения расчетов с минимумом допущений требует разработки методик расчета для частных случаев, которые бы позволили оценивать уровень добавочных потерь и целесообразность проведения уточненных расчетов. Как показал анализ алгоритма определения потерь в обмотках трансформатора для общего случая, значительного снижения трудоемкости расчетных работ можно достигнуть введением двух допущений: 1) о независимости распределения тока по параллельным ветвям обмоток трансформатора от частоты, другими словами, о превалировании в сопротивлениях параллельных ветвей обмоток индуктивных составляющих над активными; 2) о идеальности работы преобразовательного агрегата, т.е, о том, что части ВО преобразовательного трансформатора имеют одинаковые напряжения холостого хода (х.х.) и напряжения к.з,, а выпрямленный ток агрегата равномерно делится между преобразователями.
Каждое из описанных допущений снижает точность расчета. Например, пренебрежение активными составляющими-сопротивлений параллельных ветвей допустимо лишь в случаях, когда размеры поперечных сечений параллельных ветвей во много раз превышают глубину проникновения электромагнитной волны с частотой рассматриваемой гармоники в проводниковый материал обмоток. Кроме того, как показал анализ результатов расчетов, погрешность, вносимая этим допущением, будет зависеть от характера токораспределения в рассматриваемом режиме: с ростом неравномерности распределения тока погрешность в определении местных потерь может значительно увеличиваться. Допущение о идеальности преобразовательного агрегата применимо к большинству преобразовательных установок, однако в ряде случаев, например, для преобразовательных агрегатов, предназначенных для работы в схемах электропривода, оно может приводить к существенным погрешностям. Поэтому в дальнейшем при анализе результатов расчетов необходимо более точно определиться с величинами погрешностей, вызываемыми этими допущениями.
Таким образом, разработанная методика расчета потерь от вихревых токов в обмотках преобразовательных трансформаторов позволяет определять общий и местный уровень добавочных потерь в практически любом режиме работы преобразовательного агрегата. Однако для снижения трудоемкости расчетных работ и решения вопроса о необходимости проведения уточненных расчетов по определению добавочных потерь необходимо создание методик, основными допущениями в которых будет пренебрежение активными составляющими сопротивлений параллельных ветвей и пренебрежение отличиями режима работы преобразовательного агрегата от идеального.
Рассмотрим вопрос о упрощении методики за счет введения двух основных, описанных в предыдущем параграфе допущений. Пусть имеется преобразовательный трансформатор с расщепленной на П частей ВО, причем от каждой части питается один преобразователь и формы линейных токов частей ВО одинаковы. Пренебрегая током х,х. и принимая во внимание равенство напряжений к«з. и х.х. частей, можно заключить, что относительные углы сдвига мгновенных линейных токов частей ВО будут равны относительным углам сдвига линейных напряжений х.х. Это заключение позволяет записать выражения для мгновенных линейных токов всех частей ВО: где ta6 ) t-ёв t t-ci - мгновенные линейные токи фаз а, в и с в части ВО с номером L ; 1 - относительный угол фазового сдвига линейных напряжений частей ВО с номерами в и I; Од - круговая частота изменения напряжения питающей сети; Г - время. Для преобразовательных трансформаторов функция (иУІ) несинусоидальна, поэтому рассмотрим каждую гармонику линейно
Возможности повышения к.п.д. и надежности трансформаторов, содержащих обмотки со сложными схемами соединения
В настоящее время на заводе "Уралэлектротяжмаш" изготавливаются трансформаторы, имеющие фазовые сдвиги токов в частях ВО и выполненные в соответствии со схемой, представленной на рис.2.8, а также трансформаторы, имеющие фазовые сдвиги токов в частях сетевой обмотки, выполненные в соответствии со схемой, представленной на рис.2.13,3. Прорабатываются варианты со сложными схемами соединения сетевой и регулировочной обмоток [79_ .
Проведем анализ вариантов взаиморасположения частей обмоток таких трансформаторов с точки зрения добавочных потерь.
Трансформатор, предназначенный для работы в двадцатичеты-рехфазной эквивалентной схеме выпрямления, см.рис.2.8, может иметь ВО, расположенную на одном или двух концентратах [80,8IJ . При обычных для трансформаторов плотностях тока (до 4-5 MWM2), как уже было сказано в п.3.1, расположение частей ВО на двух концентрах нецелесообразно из-за снижения экономичности , пЪэтому рассмотрим лишь случай расположения частей ВО на отдельном концентре. Добиться равномерности распределения потерь от вихревых токов в этом случае можно переплетением частей ВО, однако при работе трансформаторов в схемах электропривода, где они и нашли применение , необходимо иметь слабую электромагнитную связь между частями. Для выполнения требования об уровне электромагнитной связи части ВО располагают поэтажно по высоте концентра. На рис.3.4 представлены все возможные варианты поэтажного взаиморасположения частей ВО. Количество точек между частями означает относительный угол сдвига линейных напряжений частей в отношении к Л /24.
Анализ, проведенный с учетом расчетных схем на рис.2.10 и формул (2.36), позволяет сделать вывод, что в случае соседнего расположения частей, соединенных в звезду и треугольник, что имеет место в конструкциях по рис.3.4,а,б,ж, з,л,м, на стыке этих частей будет иметь место концентрация потерь от гармоник с номерами 24 - 5 и 24С І 7 ( Cj = 0,1,2,...; К Ф -5; К Ф -7). При соседнем расположении частей, соединенных в "треугольник с продолженными сторонами", что имеет место в конструкциях по рис.3.4,а,б,г,е,ж,з, на стыке частей концентрируются потери тех же гармоник, что и в случае соседнего расположения частей, соединенных в звезду и треугольник. Таким образом, для рассредоточения потерь от высших гармоник необходимо чередовать по высоте части, соединенные в "треугольник с продолженными сторонами", с частями, соединенными в звезду и треугольник. Такое чередование представлено на рис.3.4,в,д,и,к. На стыках частей при таком чередовании будет иметь место повышенная концентрация потерь от вихревых токов гармоник с номерами К = 24 J і II ( Cj =0, 1,2,..; К -II). Однако, как показывают расчеты, концентрация потерь на стыках частей в этом случае будет в 2,5-3 раза меньше, чем при другом взаиморасположении. Такое уменьшение объясняется двумя причинами: во-первых, при соседнем расположении частей, соединенных в звезду и треугольник или частей, соединенных в "треугольник с продолженными сторонами", концентрация потерь вызвана двумя рядами гармоник с номерами К = 24q± 5 и К « 24 cj ± 7 ( Cj = 0,1,2,...; К ф 5; К ф-7), во-вторых, как видно из номограмм рис.П7.1, каждый из коэф фициентов Am и Ац для указанных двух рядов превышает коэффициент Ak для ряда гармоник с номерами К = 24 CJ ±11 ( q s 0,1,2,..; К Ф -II). Таким образом, выполнение взаиморасположения частей ВО согласно одному из вариантов, представленных на рис.3.4,в,д,и,к, позволяет существенно снизить неравномерность распределения и саму величину потерь от вихревых токов в обмотках трансформатора в сравнении с другими вариантами выполнения. Описанное решение по взаиморасположению частей ВО было признано изобретением [82] . С точки зрения добавочных потерь конструкции, представленные на рис.3.4,в,д,и,к, одинаковы, поэтому выбор лучшей конструкции должен быть проведен по другим критериям.
В приложении 9 представлены результаты расчета потерь в обмотках специального трансформатора ТРДИІ-20000/І0, предназначенного для работы в двадцатичетырехфазной эквивалентной схеме выпрямления. Эти результаты расчета показывают, что в отдельных катушках добавочные потери могут превышать основные, расчет общих потерь в обмотках от вихревых токов по методике, предложенной в [43j , дает заниженную величину потерь (в данном случае в 2,1 раза), по отношению к основным, потери от вихревых токов составили 32,7 процента.
Фазовый сдвиг токов в частях первичных обмоток трансформатора может в некоторых случаях приводить к значительной концентрации добавочных потерь. Уровень неравномерности распределения добавочных потерь, вызываемых прежде всего вихревыми токами основной гармоники, зависит, как видно из табл.Ш.1 и рис.2.12, от угла сдвига фазного напряжения и от взаиморасположения-частей. В соответствии с рис.2.12,б расчетная схема, позволяющая учесть фазовый сдвиг токов, соответствует опыту к.з. расщепления частей первичной обмот ки, поэтому максимальная концентрация потерь будет иметь место на стыке этих частей. Особенно неравномерным будет распределение потерь при поэтажном расположении частей на одном концентре. Поэтому для устранения мест концентрации целесообразно части с фазовым сдвигом токов располагать на разных концентрах. При расположении же частей на одном концентре необходимо переплетать их по всей высоте обмотки.
Таким образом, проведенный анализ позволил сделать следующие выводы: для улучшения распределения потерь по объему обмоток трансформатора, предназначенного для работы в двадцатичеты-рехфазной эквивалентной схеме выпрямления, части ВО должны быть расположены поэтажно по высоте таким образом, чтобы между частями, соединенными в "треугольник с продолженными сторонами" находилась одна из двух оставшихся частей ВО; части первичных обмоток с фазовыми сдвигами токов целесообразно располагать на разных концентрах, а при расположении на одном концентре - переплетать их между собой по всей высоте обмотки.
Сопоставление результатов расчета и опыта по определению температур катушек при равномерном делении выпрямленного тока по преобразователям
Измерение температур катушек, расположенных в зоне стыка частей ВО, были проведены на описанном в предыдущем параграфе трансформаторе ТМНПВ-25000/І0 и при равномерном делении выпрямленного тока по преобразователям.
Равномерное распределение тока по частям ВО было получено насыщением всех дросселей. Отсутствие влияния дросселей привело в свою очередь к отсутствию угла запаздавания зажигания вентилей и резкому снижению величины уравнительного тока шестой гармоники между преобразователями [70J .
Приведенные рассуждения позволяют сделать вывод о возможности пренебрежения при расчете углом запаздывания зажигания вентилей и уравнительным током между преобразователями. где IdA = 0,5- Itf = 0,5 25000 = 12500 A [soj - выпрямленный ток преобразователей, питаемых частями ВО, соединенными в треугольник; Л д «= 6 10" Ом [40, 93J - индуктивная составляющая сопротивления к.з. коммутации частей, соединенных в треугольник; Ц/0Л= 1,35 332,1 я 447 В - выпрямленное напряжение х.х.преобразователей, питаемых частями ВО, соединенными в треугольник в 11-ом положении устройства РШ.
Действующие токи гармоник при вычисленном угле коммута Распределение тока в опытах сквозного к.з. и к.з.расщепления было рассчитано без учета активных сопротивлений параллельных ветвей, так как при расчете токораспределения основной гармоники распределение тока практически равномерно и не зависит от активных составляющих сопротивлений, а опыт к.з. расщепления необходим для расчета токораспределения высших гармоник, для которых активные составляющие сопротивлений играют незначительную роль. Результаты расчета токораспределения представлены в табл.4.4. Дальнейший расчет токораспределения и потерь от циркулирующих токов был проведен в соответствии с методикой, описанной в 12 . Потери от вихревых токов в расчетных схемах были определены в соответствии с [эь] . Переход от потерь в расчетных схемах к потерям при работе на преобразователь был выполнен с помощью формулы (2.25) при использовании номограмм для коэффициентов Aj и Л , представленных на рис.ПЗ.1. Промежуточные результаты вычислений представлены в приложении II, сравнение расчетных и опытных превышений температур катушек приведено в табл.4.5.
В п.2.5 показана общность методик расчета добавочных потерь от вихревых токов в обмотках преобразовательных трансформаторов с расщепленной ВО и фазоповоротных трансформаторов совмещенной констрзгкции (СФПТ). Разница заключается лишь в учете отличий в соотношениях амплитуд и фазовых углов сдвига гармоник тока. Таким образом, учитывая положительные результаты экспериментальной проверки методики расчета потерь для преобразовательных трансформаторов, работающих в наиболее распространенных схемах выпрямления, методика определения добавочных потерь в СФПТ требует подтверждения лишь в части гармонического состава токов, протекающих по обмоткам.
Полученные на основе теоретического анализа процессов в СФПТ номограммы для коэффициента искажения тока первичной обмотки, см.рис.Пб.1, одновременно учитывают отношения амплитуд и относительный сдвиг фаз гармоник в частях вторичной обмотки. Поэтому коэффициент искажения тока первичной обмотки был выбран в качестве основного критерия при сравнении результатов расчета и опыта.
Подробно методика и результаты экспериментальных исследований освещены в [ 96J . Было проведено два эксперимента при фа знос ти выпрямления /71 = 12 и ЇЇХ- 24.
Для случая 171 в 12 в качестве СФПТ была использована физическая модель, выполненная на базе трансформатора ТМНПВ-І0000/І0. Выходные клеммы СФПТ были подключены непосредственно к мостовым преобразователям. Осциллограммы токов, протекавших по первичной обмотке СФПТ, приведены на рис.4.2, там же для сравнения представлены теоретически полученные кривые. Результаты измерений параметров СФПТ в режиме нагрузки преобразовательного агрегата при угле коммутации fo = 32 градуса и суммарном выпрямленном токе 2 х 14,6 А представлены в табл.4.6. Из табл.4.6 видно, что действительно высшие гармоники тока, протекающего по первичной обмотке СФПТ, соизмеримы с током основной гармоники. Коэффициент искажения первичного тока равен 0,99/1,19 = 0,83, что хорошо сходится со значением, полученным из номограмм рис.Пб.1 (Ки = 0,82)..Действующий ток первичной обмотки СФПТ, рассчитанный по формуле (П6.2)-с учетом коэффициента искажения составляет 0,96/0,82 = 1,17А, что также подтверждает правомерность применения этих формул. Для проверки расчетной методики при более высоких
