www.chms.ru - вывоз мусора в Балашихе |
Динамо-машины Нагревание и охлаждение
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 [ 11 ] 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45 46 47 48 49 50 51 52 53 54 55 56 57 58 59 60 61 62 63 64 65 66 67 68 69 70 71 72 73 74 75 76 77 78 79 80 81 82 83 84 85 86 87 88 89 90 91 92
в действительности потери в стали зависят от потока и, следовательно, от э. д. с. Е{, однако практически при определении потерь можно считать
Потери в стали сердечника зависят от индукции \гс\ в стержнях и В \гс\ в ярмах, от веса [кг\ стержней и Од [кг\ ярм и от частоты перемагничивания / {гц). Приближенно можно принять:
10/50
10 000
+ (-Т0Ш-)я](4) (2-65)
где [в/и/л:г] - удельные потери
в листовой стали, из которой выполнен сердечник трансформатора, при максимальной индукции 10000 гс и частоте 50 гц.
Для силовых трансформаторов обычно выбирается сталь марок Э41, Э42 и холоднокатаная Э320 (при толщине листа Д = 0,5 или 0,35 мм); для указанных марок стали Pio/so соответственно равняется 1,6; 1,4 и 1,15 - 1,20 вт1кг (при Д = 0,5 мм) и 1,35; 1,2; 0,9-0,95 вг1кг (при Л = 0,35 мм).
Значения индукций определяются по формулам
где и 5д площади сечения стержня и ярма, еж - (берется площадь без изоляции между листами); значение Ф, рассчитывается по уравнению
и,-10 raquo;
laquo; 4,44/ш,
\мкс]. (2-66)
Рис. -45. Эскизы мап.итных цепей.
а - однофазного трансформатора {п=); б - трехфаз-иого трансформатора (для крайних фаз laquo;=3; для средней Пв=1)-
10 т 30 W 50 во 10 Q
Рис. 2-46. Кривые намагничивания трансформаторной листовой стали: сплошная - для Э41 и Э42; пунктирная- для Э320.
Веса Gc и Оя определяются по геометрическим размерам и удельному весу для листовой стали ус = 7,6 кг/дм.
Из (2-65) следует, что при увеличении частоты / сверх номинальной и при сохранении неизменным номинального первичного напряжения потери Рс будут уменьшаться, так как при этом согласно (й-66) поток Ф , а следовательно, и В изменяются обратно пропорционально /.
Реактивная составляющая тока холостого хода /ор определяется из расчета магнитной цепи трансформатора следующим образом.
На рис. 2-45,а представлен сердечник однофазного трансформатора. Здесь жирным пунктиром показан путь главного потока Ф. Согласно закону полного тока н. с. 1/.2 lopWi, необходимая для создания в сердечнике потока Фм, определяется из уравнения
1/2 /орш\=2ЯЛ + 2ЯЛ +
(2-67)
где [а/см] и [ajCM] - напряженности поля в стержне и ярме, которые определяются по кривым намагничивания (рис. 2-46) соответственно для индукций В, и В,;
- число зазоров, которое принимается равным четырем для однофазного трансформатора при сборке его сердечника .внахлестку ;
5 0,0035--0,005 см -зазор при той. же сборке сердечника.
Из (2-67) получаем:
-F;-f-
(2-68)
На рис. 2,45, б представлен сердечник трехфазного стержневого трансформатора. При расчете /р такого трансформатора сначала определяется для крайних фаз по формуле
где laquo;3 = 3; затем для средней фазы по формуле
Ор(ср)-
где laquo;3=1. Ток принимается равным среднему арифметическому:
Ор (кр) + Ор(ср)
При расчете 1 мы пренебрегаем высшими гармониками тока /рЯг;/, так как они при обычных значениях индукций мало влияют на действующее значение
Из кривых намагничивания рис. 2-46 мы видим, как сильно влияет насыщение стали (значение В) на Н, а следовательно, и на /цр. Обычно при стали
5=10000--Э320 В=
Э41 и Э42 значения 14500 гс и при стали = 13000н-16 500 гс, 5, = (0,90-г-0,95)5 для масляных трансформаторов мощностью от 5 до 1(Ю(ХЮ ква; для сухих трансформаторов они снижаются на 10-20о/о. При таких индукциях ток /п (L. /о) составляет от 10 до 4/q
Ор (ор ~ о номинального тока /
2-15. Определение параметров трансформатора расчетным путем
Расчет активных сопротивлений г, и Гг может быть произведен, если известны сечения проводников обмоток S, и (мм ), число витков ш, и ffi/j и средние длины витков I и
ср2 С-)- Тогда имеем:
[ом]; [ом],
где =1,03-5-1,05 - коэффициент, учитывающий потери, вызванные полями рассеяния обмоток;
р ~ -jy - удельное сопротивление меди при 75 deg; С; - тоже для алюминия.
.Активное сопротивление короткого замыкания
Потери в обмотках при номинальных токах (сюда же относятся и потери, вызванные полями рассеяния)
Формулы для потерь можно преобразовать следующим образом:
-=Д (квадрат плотности 1
подставив
тока первичной обмотки, а/мм );
ZS 1,04; р,5 = -; Y = 8,9 (удельный
вес меди); /тг/рд Ю = G, (вес меди первичной обмотки, кг), получим:
[вт]; (2-39)
аналогично будем иметь:
Рз2 = 2,5Д [вт]; при алюминиевых обмотках (у
(2-70) = 2,65)
Р,13Д;0 [вт];
Р 1Щ0 [вт],
где G, и Gg2 - обмоток, кг.
Расчет индуктивных сопротивлений рассеяния Xi и Х2 может быть произведен только приближенно, так как не представляется возможным точно установить распределение поля рассеяния. Мы рассмотрим метод расчета лгГи лгг для цилиндрических обмоток. Они в разрезе с одной стороны стержня показаны на рис. 2-47. Здесь же показана часть
Рис. 2-47. К расчету jt=jt,-j-jt; (см. рис. 2-13).
стержня, на котором помещены обмотки.
Мы считаем, что поле рассеяния создается н. с. iiWi и равной ей н. с. is,W2 = i2Wi (пренебрегаем при этом н. с. ioWi) и что индукционные линии этого поля направлены, как показано на рис. 2-47, параллельно стенкам обмоток, равным по высоте. Примем, что магнитные сопротивления индукционных трубок поля обусловлены только их частью вдоль обмоток и промежутка между ними. Магнитным сопротивлением остальных частей индукционных трубок пренебрегаем. Кривая н. с, создающей поле рассеяния, в этом случае изобразится трапецией, а так как р, для воздуха (или масла), меди н изоляции-величина постоянная, то кривая распределения индукции вдоль пунктирной линии также изобразится трапецией.
Найдем индуктивность рассеяния первичной обмотки:
Ч. -
Будем условно считать, что потоко- сцепление, определяющее созда-
ется индукционными линиями, находящимися слева от штрих-пунктирной линии, разделяющей промежуток б пополам. Оно рассчитьшается следующим образом.
Поток в промежутке Вм j сцепляется со всеми Wi витками (здесь для
определения площади, через которую проходит поток, нужно было бы взять
средний диаметр D-а не D, но
в дальнейшем при определении потока промежутка, сцепляющегося со вторичной обмоткой, мы возьмем также D, а не О-ЬДб, что до некоторой степени компенсирует допущенную ошибку). Индукционные линии, проходящие вдоль обмотки, дают различные сцепления с витками обмотки. Поток в стенке цилиндра с толщиной с1х равен BxdxnD (здесь также приближенно взят постоянный диаметр/)),
где Вх = Вм- On сцепляется с wi -
витками. Следовательно, полное пото-косцепление первичной обмотки
Е,Фш = В,-г:Ош,+
Аналогично определяется потоко-сцепление */dD вторичной обмотки, от которого зависит индуктивность рассеяния :
Е,Фгс;-5,Дш,(--+4-). (2-72)
Индукция в промежутке между обмотками
= 0,4ic.l0- [в-сек/см]. (2-73) Индуктивность короткого замыкания
К - Ч, + \ --+
Подставляя сюда (2-71) - (2-73), получим:
1,256ш?я/)
(2-74) 39
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 [ 11 ] 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45 46 47 48 49 50 51 52 53 54 55 56 57 58 59 60 61 62 63 64 65 66 67 68 69 70 71 72 73 74 75 76 77 78 79 80 81 82 83 84 85 86 87 88 89 90 91 92 |