Cấu tạo và nguyên lý làm việc của máy biến áp

mạch (%), .10 S P u nnr = Pn : tổn hao ngắn mạch (W) S : dung lượng máy biến áp (kVA) Thay số vào ta được (%)56,0 7500.10 42000 ==nru - Thành phần phản kháng của điện áp ngắn mạch (%)48,7560,-5,7- 2222 === nrnnx uuu 2.3. THIẾT KẾ SƠ BỘ LỖI SẮT VÀ TÍNH TOÁN CÁC KÍCH THƯỚC CHỦ YẾU CỦA MÁY BIẾN ÁP 2.3.1. Thiết kế sơ bộ lõi sắt Từ yêu cầu của nhiệm vụ thiết kế máy biến áp mạch từ không gian. Lõi sắt của máy biến áp gồm hai bộ phận chính, trụ và gông. Lõi sắt là phần mạch từ của máy biến áp do đó thiết kế nó cần phải làm sao cho tổn hao chính cũng như tổn hao phụ nhỏ, dòng điện không tải nhỏ, trọng lượng tôn silic ít và hệ số điền đầy của lõi sắt cao. Mặt khác lõi sắt còn làm khung mà trên đó để nhiều bộ phận quan trọng của máy biến áp như dây quấn, giá đỡ dây dẫn ra. Hơn nữa, lõi sắt có thể chịu những lực cơ học lớn khi dây quấn bị ngắn mạch. Vì vậy yêu cầu thứ hai của lõi sắt là phải bền và ổn định về cơ khí. Trụ được làm từ lá thép kỹ thuật điện ghép lại thành hình bậc thang vì vậy lá thép dùng để làm trụ gồm nhiều thếp có kích thước khác nhau. Số bậc thang của trụ càng nhiều thì tiết diện trụ càng gần tròn, nhưng số tập lá thép càng nhiều, nghĩa là số lượng các lá tôn có kích thước khác nhau càng nhiều làm cho quá trình chế tạo lắp ráp lõi thép càng phức tạp Để đảm bảo được đường kính tiêu chuẩn, kích thước lá thép từng tệp trong trụ và số bậc của trụ cũng được tiêu chuẩn hóa. l o l o a12 d12 d a22 ao1a2a1 l C Ép trụ có rất nhiều cách, tùy theo công suất và đường kính trụ máy biến áp. Để giảm tổn hao trong mạch từ và đảm bảo cho mạch từ chắc chắn và lực ép phân bố đều trên lõi thép ta dùng băng vải thủy tinh. Gông là phần mạch từ dùng để khép kín mạch từ với máy biến áp mạch từ không gian gông được làm bằng thép cuộn quấn lại. Khi chế tạo gông ta dùng một miếng lót để tạo lỗ tương ứng với phần giữa trụ để cố định trụ và gông với nhau 2.3.2. Tính toán lựa chọn phương án: Hình 2-1 d: đường kính trụ sắt l: chiều cao dây quấn d12: đường kính trung bình giữa hai dây quấn hay của rảnh dầu giữa hai dây quấn Trong tính toán thiết kế máy biến áp các kích thước cơ bản trên được xác định thì hình dáng, thể tích và các kích thước khác cũng được xác định. Trong thiết kế máy biến áp thường dùng trị số β để chỉ quan hệ giữa đường kính trung bình của các dây quấn 12d với chiều cao l của dây quấn gọi là tỷ số kích thước cơ bản l d12.πβ = Trị số này biến thiên trong khoảng rộng 1,0 đến 3,6 và ảnh hưởng rất lớn tới đặt tính kỹ thuật và kinh tế của máy biến áp Chọn các số liệu xuất phát và tính các kích thước chủ yếu Các số liệu xuất phát được chọn theo điện áp thử của các cuộn dây cao áp và hạ áp tra bảng ta có: )(50),(80 21 kVUkVU tt == 12a - là chiều rộng rãnh dầu giữa cuộn cao áp và cuộn hạ áp ta chọn theo điện áp thử của cuộn cao áp theo bảng T654 -TKMĐ ta có: )(5),(28 1212 mmmma == δ 12δ - là bề dày lớp cách điện ở giữa rãnh dầu, dùng ống cách điện bakelit 3 21 aa + là một kích thước dài phụ thuộc vào công suất máy biến áp, gần đúng có thể xem 24 '21 10. 3 −=+ Skaa S ' :Dung lượng trên 1 trụ máy biến áp k là một hệ số tra bảng 13-1 trang 456 tài liệu TKMĐ, chọn k=0,47 )(33)(033,010.250047,010. 3 2424 '21 mmmSkaa ====+ −− - Chiều rộng qui đổi từ trường tản )(613328 3 21 12 mm aaaar =+=++= - Hệ số qui đổi từ trường tản: rk qui đổi từ trường tản thực tế về từ trường tản lý tưởng hệ số này thay đổi rất ít trong tính toán sơ bộ ta chọn 95,0=rk 2.3.2.2. Chọn vật liệu Chọn thép cán nguội đẳng hướng mã hiệu 3404 dày 0,35(mm),lá tôn phủ 1 lớp sơn ,chọn hệ số ép chặt kc=0,93 với mật độ từ thông trụ tB =(1,55- 1,65)T chọn TBt 62,1= , hệ số gk là tỷ số giữa tiết diện gông và tiết diện trụ. Máy thiết kế là máy ngâm dầu,không tấm ép ứng với Sp=7500KVA tra bảng trang 457TKMĐta có đường kính trụ sơ bộ d=38cm ,hệ số lấp đầy kd=0,913 ,số bậccủa trụ là 9 ,nên hệ số lợi dụng lõi sắt là kl=kc .kd =0,93.0,913=0,849 .Tra bảng trang 666 ta được hệ số gông là kg=Sg/ST=1063,4/1035,8=1,022 .mật độ từ cảm trong gông TB g 585,1022,1 62,1 == Mật độ từ thông trong khe hở không khí TBB tk 141,12 == . Suất tổn hao sắt trong trụ và gông: TBt 62,1= tra bảng V14 trang 617 tài liệu TKMĐ ta có: )/(353,1 KgWPt = TBg 585,1= tra bảng ta có với TBg 56,1= )/(207,1 KgWPg = , TBg 58,1= , )/(251,1 KgWPg = . Dùng phương pháp nội suy ta có: yt= 12 1221 .. XX XYXY − − + txxx yy 12 12 − − > 262,1585,1 56,158,1 207,1251,1 56,158,1 56,1.251,158,1.207,1 =− −+− −=gP (W/kg) Suất từ hóa q của tôn cán lạnh 3404 tra bảng tr617 )/(958,1,62,1 kgVAqTB tt == , TBg 585,1= tra bảng với TqTBkgVAqTB 775,1,60,1);/(675,1,58,1 2211 ==== , dùng phương pháp nội suy ta có: yt=y1+ )( 1 12 12 xx xx yy t −− − )/(7,1)58,1585,1( 58,160,1 675,1775,1675,1 kgVAqg =−− −+= 2.3.2.3. Các khoảng cách cách điện chính Dựa vào điện áp thử của cuộn cao áp và cuộn hạ áp tra bảng XIV-1 để tra ra khoảng cách cách điện, ta có: - Khoảng cách cuộn hạ áp đến gông l01=l02=75mm - Khoảng cách cuộn hạ áp đến trụ: )(05,0501 cmx=δ ; )(131 mmad = ;d01=23mm;l01=45mm - Giữa dây quấn cao áp và gông )(2 mmd =δ - Ống cách điện giữa dây quấn cao áp và hạ áp )(612 mm=δ -Giữa cuộn CA và cuộn HA )(2712 mma = - Giữa các dây quấn cao áp )(3022 mma = - Tấm chắn giữa các pha(giữa hai cuộn cao áp) a22=30mm; )(322 mm=δ - Phần đầu thừa của ống cách điện )(50 mmld = 2.3.2.5. Tính các hệ số a. Hệ số lợi dung lõi thép: kld=kc.kđ, kđ= b t T T trong đó Tt(hay Tg) là tiết thuần thép hay tiết diện tác dụng của trụ hay gông, Tg là tiết diện tác dụng toàn bộ hình bậc thang của trụ hay gông tra ở bảng ta có kđ=0,913, kc= 4 2d T T T b tr b π= chọn kc=0,93, trong đó Tb là tiết diện hình bậc thang đã kể đến các chi tiết chiếm chỗ như đệm cách điện đai ép lỗ bắt gông. 849,0913,0.93,0 ==ldk Từ Sp ta tra ra được a=1,4; b=0,26; fk =0,81; 6,13,1 ÷=β ;ta thiết kế dạng máy với gông hình thang nhiều bậc nên có e= 0,411;chọn β =1,5 A= 04,34 849,0.62,1.48,7.50 95,0.1,6.250016 . 16 4 224 22 . ' == ldtnx rr kBfu kaS A1=5,663.10-2.a.A3kld= )(265504,34.849,0.4,1.10.663,5 32 kg=− A2=3,6.10-2A2.kld.lo= 6,2655,7.849,0.04,34.10.6,3 22 =− (kg) B1=2,4.10-2kg.kld.A3(a+b+e) = 1701)411,026,04,1(04,34.849,0.022,110.4,2 32 =++− (kg) B2 = 2,4.10 -2.kg.kld.A2(a12+a22)= 54,137)0,37,2(04,34.849,0.022,110.4,2 22 =+− (kg) === 222 2 2 222 2 1 04,34.56,0.62,1.849,0.84,0 4,1.750010.46,2 ... . . AuBkk aS KC nrTldf p dq 3637(kg) -Kn= 66,33)1( 5,7 10041,1)1(10041,1 48,7 56,0 =+=+ −− ππ ee u nx nr u u n -M=0,2453.10 4− k aA Pkk nRfn . 2 =0,2453.10 4− 19,353 4,1.66,37 420095,0.81,02 =18,85 Mpa B= 158,0 1701 54,1376,265 3 2 3 2 1 22 =+=+ B BA -Tỷ lệ giữa giá đồng PBV và thép 3404 là kFeCu=2,21 -C= 52,0 1701.3 2655 3 1 1 == B A -D= 339,306,1.21,2. 1701 3637 3 2. 3 2 1 1 ==cdFeCu kkB C -Ta có đẳng thức : x 5 + Bx 4 -Cx-D= x 5 + 0,158x 4 -0,52x-3,339 =0 Khi 6,13,1 ÷=β thì hàm trên đạt cực tiểu tại 3,1=β -Ứng với mật độ dòng điện Jvà lực điện động cho phép , tìm ra khoảng cách hạn chế của β Có x 28,2 42000.81,0 3637.4,25,44,25,4 1 ==≤ nf j Pk C 2728,2 44 === jj xβ x 47,1 85,18 6060 33 ==≤ Mσ 68,447,1 44 === σσβ x -Trọng lượng tôn silíc ở các góc của gông ; Gg=0,493.10 2− . 493,033 =xAkk gl .1,022.0,849.10 2− .34,04 3 .x 3 = 168,7x 3 - 21x CGdq = )(36372 kgx= 2.3.2.6. Tiết diện trụ: sơ bộ tính theo công thức === 2222 66,37.849,0.785,0...785,0 xxAkT ldt 772,25x2 2.3.2.7. Tiết diện khe hở không khí: mối nối thẳng Tk=Tt=772,25x2, 2.3.2.8. Tổn hao không tải: xác định theo công thức 578,1691,1)262,1353,1(25,1)..( GgGGgGpGgGpkP ttgtTpfo +=+=+= )/(353,1 KgWPt = , pg=1,262(W/kg) 2.3.2.9. Công suất từ hóa: theo công thức 20-45 trang 203 tài liệu 2 ta có Q=k )('' kfcf QQQ ++ Qc= GTGGTT GGGqGq 7,1958,1 +=+ Qf=40q gggT GGG 32,78958,1.40. == Q 22 25,2360956,0.25,772.2,3..2,3 XXSq TkK === lấy k 25,1,, =f Q o =k )('' kfcf QQQ ++ =2,448G T +2,125G G +97,9G g +295,3X 2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.06779 1.087757 1.106682 1.124683 1.140175 1.183216 1.224745 1.264911 1.217468 1.287052 1.355403 1.422624 2486.444 2440.802 2399.063 2360.665 232.9467 224.473 216.8615 209.9752 2719.391 2665.275 2615.925 2570.64 2070.913 2189.275 2305.541 2419.883 156.8197 162.7395 168.4514 173.9759 2227.733 2352.015 2473.992 2593.859 4947.123 5017.29 5089.917 5164.5 205.3869 217.1257 228.6565 239.9967 8113.852 8218.46 8327.488 8440.063 31835.07 33128.63 34408.15 35674.08 4.244676 4.417151 4.587754 4.756544 3189.861 3073.826 2969.598 2875.301 5295.17 5102.551 4929.532 4773 11702.32 11276.64 10894.27 10548.33 16649.45 16293.93 15984.18 15712.83 2.106983 2.146384 2.183726 2.219245 22.94927 24.26093 25.54935 26.81646 36.34757 37.02725 37.67146 38.28421 50.8866 51.83815 52.74004 53.59789 4 33 β=x xxA /2655/1 = 22 2 6,265 xxA = 2 21 )/( xAxAGT += 33 1 1701 xxB = 22 2 54,137 xxB = 2 2 3 1 xBxBGG += TGFe GGG += 37,168 xG g = 578,1691,10 GgGP t += 295,3X+ 97,9G+ 2,125G+ 2,448GQ 2 g GT0 = 7500/Q 10/Qi 0 0ox = = pS 2 2 1 /3637 / x xCGdq = = dqCu GG 66,1= CuCuCu GGK 21,2Fe = CuCuFetd GKGC Fe ' += 4 β=x dadd 4,112 == xxAd 04,34. == xMxcp 85.18 3 ==σ dq dqdq nf G GKG Pk J /119 4,2 42000.81,0 = == β 4 22 β=x 122.9107 116.2656 110.4025 105.1859 5.154086 5.250464 5.341812 5.428701 61.74069 62.78861 63.78185 64.72659 2.3.2.11. Dòng điện không tải - Dòng điện không tải tác dụng ior= S po .10 % - Dòng điện không tải phản kháng i0x= S Q .10 0 % - Dòng điện không tải toàn phần io = xor ii 022 + % Vẽ đồ thị biểu diễn mối quan hệ giữa GFe=f(β ): 4800 4850 4900 4950 5000 5050 5100 5150 5200 1.3 1.4 1.5 1.6 beta trọ ng lư ợ ng s ắt Series1 Đồ thị biểu diển mối quan hệ : Po=f(β ) Đồ thị biểu diễn mối quan hệ io=f( β ) Đồ thị biểu diễn mối quan hệ Ct’=f( β ) 7900 8000 8100 8200 8300 8400 8500 1.3 1.4 1.5 1.6 bê ta tổ n ha o ko tả i Series1 3.8 4 4.2 4.4 4.6 4.8 1.3 1.4 1.5 1.6 Bêta Dò ng I0 x Series1 15000 15500 16000 16500 17000 1.3 1.4 1.5 1.6 Bêta G iá th àn h Series1 2.3.2.12. Lựa chọn phương án Theo bảng đã tính và đồ thị đã vẽ thì các đại lượng được quan tâm theo β , GFe, Gdq, po, io, Ctd’=f(β ).Từ đồ thị ta chọn được β để Ctd’ tác dụng đạt min Vậy ta chọn 6,1=β Từ đó suy ra đường kính trụ sắt lõi thép: 44 6,104,34== βAd =38,28(cm) d12=1,4.38,28=53,59cm - Chiều cao cuộn dây l= == 6,1 5359,0.. 12 π β π d 1,05(m) -Tiết diện lõi sắt:S T=772,25x2=976,8cm2 -Chiều cao trụ lõi sắt lT=l+2lo=105+2.7,5=120cm -Khoảng cách giữa các trụ lõi sắt C=64,73cm CHƯƠNG 3 TÍNH TOÁN DÂY QUẤN MÁY BIẾN ÁP 3.1. CÁC YÊU CẦU CHUNG ĐỐI VỚI DÂY QUẤN Yêu cầu chung về dây quấn có thể chia thành hai loại yêu cầu sau đây: yêu cầu về vận hành và yêu cầu về chế tạo. 3.1.1. Yêu cầu về vận hành Có thể chia thành yêu cầu về mặt điện và mặt cơ a) Về mặt điện Khi vận hành dây quấn máy biến áp có điện áp, do đó cách điện của máy biến áp phải tốt, nghĩa là phải chịu được điện áp làm việc bình thường và quá điện áp do đóng cắt mạch trong lưới điện hay do quá điện áp thiên nhiên gây nên. Quá điện áp do đóng cắt với điện áp làm việc bình thường, thường chủ yếu là đối với cách điện chính của máy biến áp, tức là cách điện giữa các dây quấn với nhau và giữa dây quấn với vỏ máy. Còn quá điện áp do sét đánh lên đường dây thường ảnh hưởng cách điện dọc của máy biến áp. Tức là giữa các vòng dây, lớp dây hay giữa các bánh dây của từng dây quấn. b) Về mặt cơ học Dây quấn không bị biến dạng hoặc hư hỏng dưới tác dụng của lực cơ học do dòng điện ngắn mạch gây nên. c) Về mặt chịu nhiệt Khi vận hành bình thường cũng như trong trường hợp ngắn mạch, trong một thời gian nhất định, dây quấn không được nóng quá nhiệt độ cho phép. Vì lúc đó chất cách điện sẽ bị nóng qúa mà chóng hư hỏng hoặc bị già hóa làm cho nó mất tính đàn hồi, hóa giòn và mất tính chất cách điện. Vì vậy khi thiết kế phải đảm bảo sao cho tuổi thọ của chất cách điện đạt từ 15 đến 20 năm. 3.1.2. Yêu cầu về chế tạo Yêu cầu sao cho kết cấu đơn giản, tốn ít nguyên liệu và nhân công, thời gian chế tạo ngắn và giá thành hạ nhưng vẫn đảm bảo được các yêu cầu về mặt vận hành. 3.2. THIẾT KẾ DÂY QUẤN HẠ ÁP 3.2.1. Lựa chọn kết cấu dây quấn hạ áp Việc lựa chọn kết cấu dây quấn kiểu nào là phải tùy thuộc vào yêu cầu về vận hành và chế tạo trong nhiệm vụ thiết kế. Những yêu cầu chính là: đảm bảo độ bền về mặt điện, cơ, nhiệt, đồng thời chế tạo đơn giản và rẻ tiền. Chủ yếu phụ thuộc vào những đại lượng điện của chúng : dòng điện tải trên một trụ It, công suất trên trụ S’ , điện áp định mức và tiết diện ngang một vòng dây s. Trước hết ta phải xác định tiết diện của mỗi vòng dây của dây quấn hạ áp theo biểu thức: )( 2mIs tb t Δ= (3-1) tbΔ : mật độ dòng điện trung bình trong dây quấn được xác định theo biểu thức: tbΔ = )/(10.. . ..746,0 24 12 mA dS upk vnf Trong đó uv là điện áp của một vòng dây được xác định theo công thức: uv=4,44.f.St.Bt.10-4=4,44.50.976,8.1,62.10-4 =35,13(V) -Trọng lượng sắtGFe=5164kg ,trọng lượng đồng GCu=4773kg -mật độ dòng điện j=2,2192A/mm2,ứng suất dây quấn cho phép là σ cp=26,82 Mpa, Tổn hao không tải Po=8440,1W Ta có số vòng dây của một pha dây quấn hạ áp w2= v f u U 2 = = 13,35 12700 361,5(vòng) ta chọn w2 là 362vòng Tính lại điện áp của một vòng dây uv= 2 2 w U f = = 362 12700 35,08(V) tbΔ = 59,53.7500 08,35.42000 84,0.746,0. . . ..746,0 12 = dS up k vnf =2,3(A/mm 2) Tiết diện sơ bộ vòng dây: s2’= 3,2 83,1962 =Δ=Δ tb f tb t II =85,54(mm2) Theo bảng 38 tài liệu 1 với S=7500(KVA), It=196,83(A), U=22(KV), , chọn dây quấn hình ống, dây dẫn hình chữ nhật, s2’=84,82(mm2)với a=5,1mm;b=16,8mm. Với dây quấn hình ống kép hai lớp quấn nối tiếp với nhau. Quấn lớp trong từ trên xuống dưới sau đó quấn lớp ngoài quấn ngược từ dưới lên. Như vậy đầu dây lớp trong và đuôi dây lớp ngoài có điện áp bằng điện áp pha dây quấn. Giữa hai lớp dây quấn có rãnh dầu làm mát dày 6 (mm)Dây quấn đứng 3.2.2. Tính toán dây quấn hạ áp -Số vòng dây của 1 lớp: l2=lv2(wl2+1)+(0,5-1,5).(cm) Æ105=0,51(wl2+1)+1Æwl2=203 - Chiều cao hướng trục mỗi vòng dây: kể cả cách điện, sơ bộ có thể tính hv2= 1203 105 12 2 +=+wl l =0,515 (cm) Số vòng dây được tăng thêm 1là vì muốn quấn thành ống phải chuyển sang vòng sau đó mới quấn được tuy mới được một vòng nhưng chiều cao phải được tăng thêm 1 vòng ở chỗ chuyển vòng Căn cứ vào hv2 và s2’ ta chọn dây dẫn, theo bảng 44-10 tài liệu 2 ta chọn kích thứơc dây dẫn cuộn hạ áp như sau: - Mật độ dòng điện thực của sây quấn 2 2 2 s I f=Δ = 82,84 83,196 =2,32(A/mm2) -Số lớp dây:n=362/203=1,78 vây ta quấn thành 2lớp, mỗi lớp có 181vòng a01 D'' 2 D'2 d bb'h a21 a2 a a' - Chiều cao tính toán của dây quấn hạ áp l2=hv2(w22+1)+(0,005-0,015)(m) l2=lv2(w22+1)+(0,005-0,015).103 =0,51(181+1).+1 =94(cm) trị số 0,005-0,015 m là chiều cao tăng lên kể đến việc quấn không chặt lấy bằng 7,6 mm: Hình 3-1: Dùng để xác định kích thước của dây quấn hạ áp - Bề dày của dây quấn hạ áp: đối với dây quấn hình ống kép ta có a2=(4.a’+3a22)=(4.16,1+3.5)= 79,4(mm), trong đó a’ bề dày một lớp kể cả cách điện a22 là bề rộng rãnh dầu ở giữa hai lớp: - Đường kình trong của dây quấn hạ áp D2’=d+2.a01=38,28+2.0,23=38,74 (cm) - Đường kính ngoài của dây quấn hạ áp D2’’=D2’+2.a2=38,74+2.0,794=40,328 (cm) - Bề mặt làm lạnh của dây quấn hạ áp: theo cộng thức 3-17 M2=n.t.k.π (D2’+D2’’)l2 trong đó n là số rãnh dầu dọc trục của dây quấn hạ áp: n=1, k=0,75 là hệ số kể đến sự che khuất bề mặt dây quấn do que nêm và các chi tiết cách điện khác --> M2=1.3.0,75. π (0,3874+0,40328).0,94=5,254 (m2) -Trọng lượng của dây quấn hạ áp: tính theo công thức 4-4a trang 103 tài liệu 1 63 22 2 2 2 ' 3 22 2 '' 2 ' 2 10.82,84.626 2 40328,03874,0 3.10.28 2 ..10.28.. 2 −+= +=+= swDDtswDDtG CuCu γπ =>GCu2=1763,3(kg), theo bảng 24 tài liệu 1 cần phải tăng trọng lượng dây dẫn do cách điện lên 2% nên trọng lượng của dây dẫn là Gdd2=1,02 .GCu2=1,02.1763,3=1798,55 (kg) 3.2.3. Bố trí dây quấn hạ áp Dây quấn hạ áp được quấn thành bốn lớp. Vì dây quấn hạ áp làm bằng dây dẫn hình chữ nhật nên để quấn được dây dọc theo đường tròn trụ ta bố trí 12 căn dọc bằng gỗ. Kích thước của căn dọc cụ thể như sau 4x20x454 mm . Căn dọc được đặt trên lớp cách điện dày 1 mm quấn quanh trụ . Quấn xong lớp thứ nhất ta lại đặt 12 căn dọc với kích thước 6x20x 454 mm để làm rãnh dầu dọc trục làm mát dây quấn. Hình 3-2: Dây quấn hạ áp 3.3. THIẾT KẾ DÂY QUẤN CAO ÁP - Số vòng dây của dây quấn cao áp ứng với điện áp định mức w1đm=w2 22 35 362 2 1 = f f U U =576(vòng ) - Sơ bộ chọn mật độ dòng điện: theo công thức 3-30 tài liệu 1 21 .2 Δ−Δ=Δ tb =2. 2,3-2,32=2,28(A/mm2) D''2 D''1 D'1 D'2 d a11a21 a01 a 12a2 a 1 - Sơ bộ chọn tiết diện dây dẫn s1’= 1 1 Δ fI = 28,2 72,123 =54,26(mm2) - Theo bảng VI.1 chọn dây quấn cao áp: với S=7500(KVA), Uf1=35(KV), If1=123,72 (A) ta chọn kiểu dây quấn tiết diện chữ nhật có các kích thước a=3,28;b=16,8mm;s=54,62mm2 Cách điện hai phía của dây dẫn là 2.δ =3.2=6 (mm), chỉ dùng một sợi dây n=1 - Mật độ dòng điện thực 1 1 1 s I f=Δ = 62,54 72,123 =2,265(A/mm2) - Số vòng dây trong một lớp: theo công thức 13-44a tài liệu 1 l1=lv1(wl1+1)+1Æ105=0,328(wl1+1)+1Æwl1=316vòng -Số lớp dây cuộn cao áp:n= 316 576 =1,82 Vậy ta quấn thành 2 lớp , mỗi lớp có 288 vòng - Bề dàydây quấn cao áp a1=2a’+a11 a11=3cm là cách điện giữa 2 lớp dây cao áp a’ là chiều dày 1 sợi dây cao áp a1=2.1,68+3=6,63cm - Bố trí dây quấn Dây quấn cao áp được bố trí làm hai nữa có rãnh dầu ở giữa để tăng cường làm mát cho dây quấn. Vì nữa bên trong tản nhiệt và làm mát khó hơn nên ta chia số lớp ít hơn, Hình 3-4: Bố trí dây quấn để xác định kích thước dây quấn - Điện áp làm việc giữa hai lớp kề nhau: U11=2.w11.uv=2.288.35,13=20205(V) Căn cứ vào U11 tra bảng 26 tài liệu 1 ta tra ra cách điện giữa các lớp U11=3554⊂ (3501-4000)V cách điện giữa các lớp gồm 40 lớp giấy cáp chiều dày của mỗi lớp 12,0=δ mm. Đầu thừa cách điện lớp ở một đầu dây quấn lđl=30 mm Kích thước rãnh dầu dọc giữa dây quấn cao áp tra bảng 44b tài liệu 1 ta có a11=6mm - Đường kính trong của dây quấn cao áp D1’=D2’’+2.a12=40,328+2.2,7=45,728 cm; a12 là bề rộng rãnh dầu giữa dây quấn cao áp và hạ áp a12=27mm tra theo điện áp thử của cuộn cao áp D2’’ đường kính ngoài của cuộn hạ áp - Đường kính ngoài của dây quấn cao áp D1’’=D1’+2.a1=45,728+2. 6,63=58,988 cm - Trọng lượng của dây quấn cao áp Trọng lượng của dây quấn cao áp tính theo công thức 4-4a trang 103 tài liệu 1 5 11 1 '' 1 ' 3 11 2 '' 1 ' 1 10.62,54.576 2 988,58728,45 3.28 2 ..10.28.. 2 −+= +=+= swDDtswDDtG CuCu γπ =>GCu1= 1383,68 (kg), cần phải tăng trọng lượng dây dẫn do cách điện lên 4% nên trọng lượng của dây dẫn là: Gdd2=1,04 .GCu2=1,04.1383,68=1439 (kg) - Bề mặt làm lạnh của dây quấn cao áp L1=lv1(wl1+1)+(0,005-0,015).103=0,328(288+1)+1=95,79cm Đối với dây quấn cao áp có hai tổ lớp , giữa chúng có rãnh dầu làm lạnh tổ lớp trong quấn trực tiếp lên ống cách điện thì có ba mặt làm lạnh bề mặt làm lạnh được tính theo công thức 3-42c trang 94 tài liệu 1 2- dây quấn 3- tấm lót cách điện lớp a11 vành đệm bằng cách điện a1 M1=1,5.t.k. (π D1’+D1’’)l1= =1,5.3.0,88.π (0,45728+0,58988).0,9579= 12,48 m2 Hình 3-5: Dây quấn cao áp : Đối với dây quấn cao áp dây dẫn tròn, nên dây quấn được quấn trên ống nhựa bakelit chiều dày ống bakelit là 3 mm chiều cao là 454 mm để tăng cường làm mát giữa dây quấn cao áp ta làm rãnh dầu dọc trục để tạo rãnh dầu ta bố trí 12 căn dọc bằng gỗ để định dạng dây quấn kích thước căn dọc như sau 6x20x454 mm. Sau khi thiết kế xong dây quấn ta phải tính toán kiểm tra xem dây quấn thiết kế có đảm bảo yêu cầu kỹ thuật đặt ra như tổn hao ngắn mạch, điện áp ngắn mạch. Dây quấn có chịu được lực cơ học khi ngắn mạch CHƯƠNG 4 TÍNH TOÁN NGẮN MẠCH 4.1. XÁC ĐỊNH TỔN HAO NGẮN MẠCH Tổn hao ngắn mạch của máy biến áp là tổn hao trong dây quấn khi ngắn mạch một dây quấn còn dây quấn kia đặt điện áp ngắn mạch Un để cho dòng điện trong cả hai dây quấn đều bằng định mức. + Tổn hao ngắn mạch có thể chia ra các thành phần như sau - Tổn hao chính, tức là tổn hao đồng trong dây quấn cao áp và hạ áp do dòng điên gây ra pCu1 và pCu2 - Tổn hao phụ trong hai dây quấn do từ thông tản xuyên qua dây quấn làm cho dòng điện phân bố không đều trong tiết diện gây ra pf1và pf2 - Tổn hao chính trong dây dẫn ra pr1, pr2 - Tổn hao phụ trong dây dẫn ra. Tổn hao này rất nhỏ ta có thể bỏ qua - Tổn hao trong vách thùng dầu và các kết cấu kim loại khác pt do từ trường tản gây nên Thường tổn hao phụ được gộp vào trong tổn hao chính bằng cách thêm vào hệ số tổn hao phụ. Vậy tổn hao ngắn mạch sẽ được tính theo biểu thức: pn=pCu1.kf1+pCu2.kf2+pr1+pr2+pt (W) 4.1.1. Tổn hao chính - Tổn hao trong dây quấn hạ áp pCu2=2,4 22Δ GCu2=2,4.2,322. 1763,3=22777,89(W) - Tổn hao trong dây quấn cao áp pCu1=2,4 12Δ GCu1=2,4. 2,2652. 1383,68=17036,62(W) B l m dây dẫn n a φδ b n dây dẫn k 2 1 4.1.2 . Tổn hao phụ trong dây quấn Như trên đã nói tổn hao phụ thường được ghép vào tổn hao chính bằng cách thêm hệ số kf vào tổn hao chính: pCu+pf=pCu.kf Do đó việc xác định tổn hao phụ là xác định trị số kf. Trị số này đôi với mỗi loại dây quấn sẽ khác nhau. Nó phụ thuộc vào kích thước hình học của mỗi loại dây dẫn, vào sự sắp xếp của dây dẫn trong từ trường tản ... Người ta đã tìm ra biểu thức tính toán của kf như sau: - Dây quấn hạ áp Hình 4-1 : Dùng để xác định tổn hao trong dây quấn hạ áp Đối với dây dẫn hạ áp với dây quấn hình chữ nhật với n=2 theo công thức 4-10a kf2=1+0,095.108. 2β a4.(n2-0,2), trong đó β = rkl mb .. , m=39 số thanh dẫn song song với từ trường tản, b=8,6mm kích thước thanh dẫn song song với từ trường tản , kr=0,95 hệ số Ragovski. Thay số vào ta được 95,0 394 39.6,8=β =0,85127 n=2 số thanh dẫn thẳng góc với từ trường tản, a=6,5 mm kích thước của thanh dẫn thẳng góc với từ trường tản kf2=1+0,095.108. 2β a4.(n2-0,2)=1+0,095(0,85127)2.6,54(22-0,2).10-4= 1,0467 l φδ m dây dẫn n dây dẫn - Dây quấn cao áp Hình 4-2: Dùng để xác định tổn hao trong dây quấn cao áp Đối với dây quấn cao áp dùng dây dẫn tròn theo công thức 4-10c trang 105 tài liệu 1 ta có kf1=1+0,044.108 2β d4.n2 trong đó rkl md ..=β , d=1,56 mm là đường kính dây dẫn tròn, m=200 95,0. 394 200.56,1.. == rkl mdβ =0,7523 kf1=1+0,044.108 2β d4.n2=1+0,044.(0,7523)21,564132= 1,0025 - Tổn hao đồng trong dây quấn pCu1.kf1+pCu2.kf2=pCu+pf=17036,62. 1,0025+22777,9. 1,0467=40920,84 (W) 4.1.3. Tổn hao chính trong dây dẫn ra Tương tự như tổn hao trong dây quấn tổn hao trong dây dẫn ra xác định bằng biểu thức - Đối với dây quấn hạ áp pr2=2,4. 22Δ .Gr2 (W) 2Δ =2,32(A/mm2) lấy bằng mật độ dòng điện trong dây dẫn hạ áp Gr2=lr2.sr2.γ (kg) , lr2 chiều dài của dây dẫn ra gần đúng có thể lấy như sau đối với dây quấn hạ áp nối sao theo 4-14 trang 106 tài liệu1 ta có: lr2=7,5l=7,5.94= 705cm , sr2 tiết diện của dây dẫn ra lấy bằng tiết diện vòng dây của cuộn hạ áp sr2=84,82 mm2, γ = 8900 (kg/m3) trọng lượng riêng của đồng Gr2=lr2.sr2.γ = 705. 84,82. 8900.10-8= 5,322(kg) pr2=2,4. 22Δ .Gr2=2,4.2,322. 5,322=68,75(W) - Đối với dây quấn cao áp pr1=2,4. 12Δ .Gr1 (W) 1Δ =2,265 (A/mm2) lấy bằng mật độ dòng điện trong dây dẫn cao áp Gr1=lr1.sr1.γ (kg), lr1 chiều dài của dây dẫn ra gần đúng có thể lấy như sau đối với dây quấn cao áp nối tam giác theo 4-15 trang 106 tài liệu1 ta có: lr1= lr2 =705cm, sr1 tiết diện của dây dẫn ra lấy bằng tiết diện vòng dây của cuộn hạ áp sr1=54,62 mm2 , γ = 8900 (kg/m3) trọng lượng riêng của đồng Gr1=lr1.sr1.γ = 705. 54,62. 8900.10-8=3,427 (kg) pr1=2,4. 12Δ .Gr1=2,4. 2,2652. 3,427=42,195 (W) 4.1.4. Tổn hao vách thùng và các chi tiết kim loại khác Như đã biết, một phần từ thông tản của máy biến áp khép mạch qua vách thùng dầu, các xà ép gông, các bu lông và các chi tiết bằng sắt khác. Tổn hao phát sinh trong các bộ phận này chủ yếu là vách thùng dầu có liên quan đến tổn hao ngắn mạch. Tổn hao này khó tính chính xác được. Vì kích thước thùng dầu chưa biết thì đối với máy biến áp hai dây quấn ta tính gần đúng theo công thức sau 4- 21 tài liệu 1 pt=10.k.S, trong đó k là hệ số xác định theo bảng 40a tài liệu 1 k=0,03-0,04 ta chọn k=0,03 pt=10.k.S=10.0,03.7500= 2250 (W) 4.1.5. Tổng tổn hao ngắn mạch của máy biến áp pn=pCu1.kf1+pCu2.kf2+pr1+pr2+pt =40920,84+42,195+68,75+2250= 43281,785(W) 4.1.6. Tổn hao ngắn mạch khi điện áp là định mức pnđm=pn-0,05.pCu1.kf1=43281,785-0,05.17036,62. 1,0025=42427,82 (W) 4.1.7. Sai số của tổn hao ngắn mạch so với yêu cầu đặt ra 100. 42000 4200082,42427 −=−=Δ ntc ntcndm n p ppp =1,01%<5% đạt yêu cầu về tiêu chuẩn tổn hao ngắn mạch 4.2. XÁC ĐỊNH ĐIỆN ÁP NGẮN MẠCH Điện áp ngắn mạch của máy biến áp hai dây quấn un là điện áp đặt vào một dây quấn với tần số định mức, còn dây kia nối ngắn mạch sao cho dòng điện cả hai phía đều bằng các dòng điện định mức tương ứng. Trị số un là một tham số rất quan trọng ảnh hưởng tới những đặc tính vận hành cũng như kết cấu của máy biến áp. Thật vậy - Khi un bé thì dòng điện ngắn mạch In lớn gây nên lực cơ học trong máy biến áp lớn - Khi un lớn thì điện áp giáng UΔ ở trong máy tăng lên ảnh hưởng đến các hộ dùng điện - Sự phân phối tải giữa các máy biến áp làm việc song song có un khác nhau sẽ không hợp lý Do đó để dung hòa hai ảnh hưởng đầu thông thường người ta tiêu chuẩn hóa các điện áp ngắn mạch. Đồng thời qui định hai máy biến áp làm việc song song phải có un chênh lệch không quá 10%. Vì vậy khi tính toán chỉ cho phép sai lệch với un tiêu chuẩn là 5% để đề phòng khi chế tạo sai lệch 5% là vừa 4.2.1. Tính thành phần điện áp ngắn mạch tác dụng Thành phần điện áp ngắn mạch tác dụng là thành phần điện áp rơi trên điện trở cuộn cao áp và hạ áp của máy biến áp được xác định theo công thức 4-22 trang 110 tài liệu 1 unr= 7500.10 785,43281 .10 = S pn =0,577% trong đó: pn là tổn hao ngắn mạch của máy biến áp (W) S là dung lượng định mức của máy biến áp (kVA) 4.2.2. Thành phần điện áp ngắn mạch phản kháng unx Thành phần điện áp ngắn mạch phản kháng là thành phần điện áp ngắn mạch rơi trên điện kháng tản của dây quấn cao áp và hạ áp. Đối với máy dây quấn đồng tâm hai dây quấn có chiều cao bằng nhau theo công thức 4- 23 tài liệu 1 ta có unx = (%)10. .....9,7 1 2 , − v rr u kafS β trong đó : l d12πβ = d12=D2’’+a12=40,328+2,7=43,028 cm, là đường kính trung bình của dây quấn, l=94 cm là chiều cao dây quấn 94 028,4312 ππβ == l d =1,438 ar= 1221 3 aaa ++ =33+27=60 mm kr=1-δ ; δ = l aaa π 2112 ++ = 940. 2799 π + =0,043-->kr=1-0,043=0,957 là hệ số kể đến từ thông tản thực tế không hoàn toàn đi theo dọc trục. Thay số vào ta dược unx = (%)10. .....9,7 1 2 , − v rr u kafS β = 42 10.13,31.3 957,0.60.438,1.50.7500.9,7 − = 8,41% 4.2.3. Điện áp ngắn mạch toàn phần Sau khi đã xác định được unr, unx ta có thể tính được un theo biểu thức un= =+=+ 2222 41,8577,0nxnr uu 8,43% l B a2 a12 a1 Fr Fr 21 B' 4.2.4. Sai lệch của điện áp ngắn mạch so với tiêu chuẩn 5,7 5,743,8 −=−=Δ ntc ntcn n u uuu .100= 0,125%<5% Vây sai lệch này khôngvượt quá giới hạn cho phép 5% dây quấn thiết kế đảm bảo yêu cầu tiêu chuẩn về điện áp ngắn mạch 4.3. TÍNH LỰC CƠ HỌC CỦA DÂY QUẤN MÁY BIẾN ÁP Khi máy biến áp bị sự cố ngắn mạch thì dòng điện ngắn mạch sẽ rất lớn. Những vấn đề về nhiệt đối với máy biến áp không quan trọng lắm vì quán tính nhiệt lớn nên để đốt nóng được dây quấn nóng quá trị số cho phép thì các thiết bị bảo vệ và máy ngắt tự đông ngắt phần sự cố ra khỏi lưới điện, do đó vấn đề còn lại là lực cơ học gây nên tác dụng nguy hiểm đối với dây quấn máy biến áp. Bởi vậy để đảm bảo cho máy biến áp làm việc an toàn, khi thiết kế phải xét đến những lực cơ học tác dụng lên dây quấn khi ngắn mạch xem độ bền cơ của dây quấn có đủ hay không. Do vậy - Phải xác định trị số cực đại của dòng điện ngắn mạch. - Xác định lực cơ học giữa các dây quấn. - Tính ứng lực cơ của các đệm cách điện giữa các dây quấn và bản thân dây quấn. Hình 4-3: Từ trường dọc và ngang trong dây quấn đồng tâm 4.3.1. Tính dòng điện ngắn mạch cực đại a) Trị số hiệu dụng của dòng điện ngắn mạch xác lập - Dòng điện ngắn mạch xác lập phía sơ cấp In1= 100.un I dm = 100 43,8 72,123 =14676 (A) - Dòng điện ngắn mạch xác lập phía thứ cấp In2= 10043,8 83,196 100.2 = n dm u I =23349 (A) b) Trị số cực đại (hay xung kích) của dòng điện ngắn mạch kmax=(1+e nx nr u uπ− )=(1+e 41,8 577,0π− )=1,81 - Dòng điện ngắn mạch cực đại sơ cấp Iko1=1,41.1,81 In1=1,41.1,81.14676 =37454,62 (A) - Dòng điện ngắn mạch cức đại thứ cấp Iko2=1,41.1,81In2=1,41.1,81.23349 =59589 (A) 4.3.2. Tính lực tác dụng lên các dây quấn - Áp lực trung bình tác dụng lên 1 cm2 bề mặt dây quấn cao áp là: theo công thức 8-8 trang 53 tài liệu 2 ta có Fk=0,628(inmaxw)2 β kr.10-6=0,628(374562.576)2 1,438.0,957.10-6=4.1010N Ứng lực kéo lên dây quấn sơ cấp: theo công thức 11.2 sw F k πσ = = 62,54.576.2 10.4 10 π =202351pa - Áp lực trung bình tác dụng lên 1 cm2 bề mặt dây quấn hạ áp là: theo công thức 8-8 trang 53 tài liệu 2 ta có Fk=0,628(inmaxw)2 β kr.10-6=0,628(59589.362)2 1,438.0,957.10-6=402.10 6N - Ứng lực nén đối với dây quấn thứ cấp Đối với dây đồng ứng lực cho phép là kcp=5-10( kG/mm2 ). Vậy qua số liệu tính toán ở trên ta thấy dây quấn của máy biến áp chịu được ứng lực kéo và ứng lực nén khi xẩy ra ngắn mạch 11.2 sw F k πσ = = 82,84..362.2 10.402 6 π =2084pa Vì dây quấn cao áp và dây quấn hạ áp có chiều cao bằng nhau do đó lực chiều trục do sự phân bố của dây quấn không đồng đều không xuất hiện Ft’’=0 dây quấn hạ áp 1 dây quấn cao áp 2 Ft’ Ft’’=0 Ft’ Ft’’=0 1 2 l Fn=Ft’ Fn=Ft’ Ft’ Ft’’ =0 Ft’ Ft’’=0 Như vậy các yêu cầu kỹ thuật của dây quấn thiết kế qua tính toán kiểm tra ở trên đều đạt. Do đó dây quấn đã thiết kế đạt yêu cầu. CHƯƠNG 5 TÍNH TOÁN CUỐI CÙNG VỀ HỆ THỐNG MẠCH TỪ VÀ TÍNH TOÁN THAM SỐ KHÔNG TẢI Sau khi đã xác định kích thước và trọng lượng của dây quấn đạt yêu cầu. Ta tiến hành tính toán cuối cùng về mạch từ để xác định các kích thước cụ thể của các bậc thang trong trụ sắt, gông từ, chiều cao của trụ, trọng lượng của lõi sắt .. Sau đó tính toán dòng điện không tải, tổn hao không tải và hiệu suất của máy biến áp. 5.1 XÁC ĐỊNH KÍCH THƯỚC CỤ THỂ CỦA LÕI SẮT Ta chọn kết cấu lõi thép ba pha ba trụ, mạch từ không gian, trụ được ép từ các lá thép kỹ thuật điện dùng tôn cán lạnh 3404 dày 0,35 mm. Trụ ép bằng đai vải thủy tinh, không có tấm sắt đệm. Gông được cuộn bằng thép cuộn. - Các lá thép trong trụ thường được xếp đối xứng đối với đường phân giác trong góc một phần tư của trụ. Hiện nay lõi thép máy biến áp chủ yếu dùng tôn cán lạnh thường được sản xuất theo tiêu chuẩn hóa. Với việc tiêu chuẩn hóa đó, trụ sắt sẽ được qui định số bậc, chiều dày các tập lá thép từng bậc, kích thước và sự bố trí các rãnh làm mát tùy theo đường kính trụ. Tra bảng 41b tài liệu 1 với d=0,38m ta có trụ gồm 9bậc ,chiều cao đoạn e là 13 mm kích thước của tầng bậc của trụ như sau: Đường kính d Không có tấm ép Chiều dày các tập lá thép với chiều rọng tấm mm nt kc 135 155 215 250 295 310 325 350 368 0,38 m 9 0,927 7 9 13 23 10 12 24 27 47 - Tổng chiều dày các lá thép của tiết diện trụ dt=2.∑ tb =2(47+27+24+12+10+23+13 +9+7)=344mm - Tiết diện toàn bộ bậc thang của trụ: tra bảng 42b ta có Tbt=1035,8(cm2) -Tiết diện gông:SG=1063,4 cm2 - Tiết diện hữu hiệu thuần sắt của trụ Lấy đường kính lỗ để bắt bu lông ép gông và trụ là dl=15 mm, do đó tiết diện lỗ chiếm chổ trong trụ là Sl= 4 5,1. 4 22 ππ =ld =1,767 cm2=0,0001767 m2 --> tiết diện hữu hiệu thuần sắt của thép Tt=kđ(Tbt –Sl)=0,927.(1035,8-1,767)=1034,033 cm2 - Số lá thép trong từng bậc của trụ t dt t kbn δ .= • nt1= t dkb δ .1 = 35,0 927,0.7 =19 lá thép • nt2= t dkb δ .2 = 35,0 927,0.9 =24 lá thép • nt3= t dkb δ .3 = 35,0 927,0.13 =34 lá thép • nt4= t dkb δ .4 = 35,0 927,0.23 =61 lá thép • nt5=nt7= t dkb δ .5 = 35,0 927,0.10 =26 lá thép • nt6= t dkb δ .6 = 35,0 927,0.12 =32 lá thép nt7= t dkb δ .6 = 35,0 927,0.24 =64 nt8= t dkb δ .6 = 35,0 927,0.27 =72 nt9= t dkb δ .6 = 35,0 927,0.47 =125 trong đó: kđ là hệ số điền đầy, tδ =0,35 mm bề dày lá thép - Số lá thép cần thiết để làm trụ n=2.(19+24+34+61+26+32+64+72+125)= 914 lá thép - Chiều cao của trụ sắt lt=l+(lo’+lo’’) trong đó: lo’ , lo’’ là khoảng cách từ dây quấn đến gông trên và gông dưới xác định theo điện áp thử của cuộn cao áp: ta có lo’= lo’’=75 mm Vậy chiều cao trụ sắt sẽ là: lt=957,9+2.75= 1107,9 mm - Khoảng cách giữa hai trụ sắt cạnh nhau C=D1’’+a22=589,88+30= 619,88 mm - Tiết diện gông ở chố nối với trụ Tgt’= 2 2 2 1134,0 4 38,0. 4 m d == ππ - Tiết diện của gông Tg=kg.Tt=1,03. 1035,8=1066,87 cm2 - Bề rộng của gông bg= d4 3 = 38,0 4 3 =0,285 m - Số vòng quấn cần thiết của gông n= δ dg kb . = 790 35,0 97,0.285 = (vòng) - Chiều cao của gông hg= 285 87,1066= g g b T =37,4 cm - Tiết diện thuần của gông Tgt=kđ.Tg=0,97. 1066,87=1034,86 cm2 - Trọng lượng của trụ lõi thép Gt=t.Tt.lt. Feγ Trong đó t=3 là số trụ sắt, Tt tiết diện thuần trụ, lt chiều cao trụ, Feγ là khối lượng riêng của thép, thay số vào ta có: Gt=t.Tt.lt. Feγ =3. 0,1034.1,1079.7650=2629 (kg) - Trọng lượng của gông Gg=3.C.Tgt. Feγ .2, trong đó C khoảng cách giữa hai trụ Tgt tiết diện thuần của gông Gg=3.C.Tgt. Feγ .2=3. 0,61988. 0,103486. 7650.2=2944,434 (kg) - Trọng lượng gông ở góc mạch từ Go=Tgt’.hg.kđ. Feγ =0,1134. 0,0374.0,97.7650=31,47 (kg) - Trọng lượng sắt toàn bộ trụ và gông GFe=Gt+Gg=2629+2944,434=5573,4 (kg) 5.2. TÍNH TỔN HAO KHÔNG TẢI, DÒNG ĐIỆN KHÔNG TẢI VÀ HIỆU SUẤT CỦA MÁY BIẾN ÁP Khi cấp điện áp xoay chiều có tần số định mức vào cuộn dây sơ cấp và các cuộn đây khác hở mạch gọi là chế độ không tải. Tổn hao ứng với chế độ không tải gọi là tổn hao không tải. Tổn hao không tải của máy biến áp gồm có: tổn hao trong lá thép silic, tổn hao trong vỏ máy và các chi tiết bằng sắt khác, tổn hao đồng trong dây quấn do dòng điện không tải gây ra, tổn hao do dòng điện rò trong các chất cách điện. Do máy biến áp làm việc với tần số công nghiệp nên tổn hao trong chất cách điện rất nhỏ không đáng kể. Tổn hao đồng lúc không tải ở dây quấn sơ cấp rất nhỏ có thể bỏ qua do dòng điện từ hóa rất nhỏ so với dòng điện định mức. Tổn hao trong vỏ máy được tính gộp trong tổn hao phụ nên chỉ còn lại tính tổn hao trong lá thép silic. 5.2.1. Tổn hao không tải Ta có thể xem tổn hao không tải gồm hai phần: tổn hao trong trụ sắt và tổn hao trong gông từ - Mật độ từ cảm trong trụ Bt= 1034,0.50.44,4 08,35 ..44,4 = t v Tf u =1,528 T - Mật độ từ cảm trong gông Bg= 03,1 528,1= g t k B =1,484T Tra bảng 45 tài liệu 1 ta có suất tổn hao sắt của thép Bt=1,528 T ta có: B1=1,52 T, p1=1,134 (W/kg), B2=1,54 T, p2=1,168 (W/kg) dùng phương pháp nội suy ta có suất tổn hao với Bt=1,528T pt=p1+ )52,1528,1(52,154,1 134,1168,1 134,1)( 1 12 12 −− −+=−− − BB BB pp t =1,1476 (W/kg) Với Bg=1,484T ta có: B1=1,48T, p1=1,066(W/kg), B2=1,50T, p2=1,1(W/kg) dùng phương pháp nội suy ta có suất tổn hao với Bg=1,484 T pg=p1+ )48,1484,1(48,150,1 066,11,1 066,1)( 1 12 12 −− −+=−− − BB BB pp t =1,0728(W/kg) Vì lõi thép được làm từ tôn cán lạnh, mà mối nối giữa gông và trụ là mối ghép thẳng nên chổ mối nối chiều của từ thông và chiều cán không trùng nhau. Làm cho tổn hao sắt trong lõi thép tăng lên. Khi tính toán tổn hao ở góc nối phải nhân thêm hệ số gia tăng tổn hao góc nối kpo=kt.kpo’’ , kt=6 là số mối ghép thẳng, tra bảng 46a tài liệu 1 ta có kpo’’=1,96 Ngay chổ nối của gông và trụ vì có khe hở nên đường sức từ phải đổi hướng, do đó làm tổn hao cũng tăng lên. Tổn hao này phụ thuộc vào bề mặt khe hở và được đặc trưng bằng suất tổn hao bề mặt khe hở pk. Vì khe hở vuông góc với trụ nên từ cảm trong khe hở bằng từ cảm trong trụ Bk=Bt=1,528 T, B1=1,52 T, p1=0,0878(W/cm2), B2=1,54 T, p2=0,0906 (W/cm2), dùng phương pháp nội suy ta có pk=p1+ )52,1528,1(52,154,1 0878,00906,0 0878,0)( 1 2 12 1 −− −+=−− − BB BB pp k =0,08892 (W/cm2), - Hình dáng tiết diện gông ảnh hưởng rất nhiều đến sự phân bố từ cảm trong trụ và gông nên phải nhân thêm hệ số gia tăng tổn hao ở gông kpg đối với gông có tiết diện hình chữ nhật ta có kpg=1,04-1,07. Vì mạch từ không gian có gông tiết diện hình chữ nhật nhưng chổ mối ghép giữa gông và trụ có dạng hình tròn gần với tiết diện trụ nên ta chọn kpg=1,03 - Những yếu tố công nghệ cũng ảnh hưởng rất lớn đến tổn hao không tải, Vì vậy khi tính toán tổn hao không tải phải tính đến những yếu tố công nghệ sau Hệ số tổn hao do tháo lắp gông trên kpt=1,02 để lồng dây quấn vào trụ làm chất lượng thép giảm xuống Hệ số tổn hao do ép trụ để đai kpe=1,02 Hệ số tổn hao do cắt dập lá tôn thành tấm kpc Hệ số tổn hao do gấp mép hoặc khử bavia kpb sau khi dập tấm kpc.kpb=1,00 sau khi cắt dập tấm và khử bavia ủ lại thép. Vậy tổn hao không tải của máy biến áp được tính theo công thức sau po={kpc.kpb[pt.Gt+pg(Gg-NGo)+ poo gt kG pp . 2 + ]+ kkk Tnp ..∑ }ppg.ppe.kpt Tk tiết diện khe hở không khí nơi mối ghép, vì mối ghép vuông góc nên Tk=Tt=0,1034 m2, nk =6 số khe hở không khí, N=6 số góc mạch từ, thay số vào ta được po={1,0[1,1476. 2629+1,0728.( 2944,434-6. 31,47)+ 2 0728,11476,1 + . 31,47.6.1,96]+ 0,1034.6. 889,2}1,02.1,02.1,03=7432,48 (W) - Sai số của tổn hao không tải so với tiêu chuẩn 8000 800048,74320 −=−=Δ otc tco p pp p .100=0,447%<5% Vậy tổn hao không tải của máy biến áp nằm trong giới hạn cho phép 5.2.2. Công suất từ hóa Công suất từ hóa gồm ba bộ phận: phần trong gông, phần trong trụ, phần trong khe hở không khí. Được tính theo công thức Qo=Qot+Qog+Qok=qt.Gt+qg.Gg+ kkk Tqn ..∑ 5-1 Cũng tương tự như tổn hao không tải công suất từ hóa của lõi thép làm bằng tôn cán lạnh cũng phải kể đến những hệ số sau: Hệ số làm tăng công suất từ hóa ở gông Hệ số kể đến sự tăng công suất từ hóa do tháo lắp gông trên để cho dây quấn vào trụ Hệ số kể đến việc ép mạch từ để đai Hệ số kể đến việc cắt gọt bavia. Hệ số kể đến ảnh hưởng của việc cắt dập lá tôn Hệ số kể đến việc tăng công suất từ hóa ở các góc nối trụ và gông của lõi thép Vậy ở công thức 5-1 cần phải nhân thêm hệ số gia tăng tổn hao kb tra bảng 4-1a trang 27 tài liệu 2 ta có kb=2,0 qk Công suất từ hóa 1 m2 mỗi khe hở không khí: theo (4-9d) tài liệu thiết kế 2 ta có qk=7050.Bt2=7050. 1,580672=17614,55 VAr/m2 Suất tổn hao q của tôn cán lạnh 3404 tra ở bảng 50 tài liệu 1 với Bt=1,528 T tra bảng ta có B1=1,52 T, q1=1,480 (VA/kg) , B2=1,54T, q2=1,486 (VA/kg), dùng phương pháp nội suy ta được: qt=q1+ )52,1528,1(52,154,1 48,1486,1 48,1)( `1 12 12 −− −+=−− − BB BB qq t =1,4824(VA/kg) Với Bg=1,484 T, tra bảng ta có B1=1,48T, q1=1,276 (VA/kg), B2=1,50 T, q2=1,330 (VA/kg), dùng phương pháp nội suy ta được qg=q1+ )48,1484,1(48,150,1 276,133,1 276,1)( `1 12 12 −− −+=−− − BB BB qq g =1,2868 (VA/kg) Thay số vào ta có công suất từ hóa: Qo=kb(Qot+Qog+Qok)=kb(qt.Gt+qg.Gg+ kkk Tqn ..∑ ) Qo=2,0(1,4824. 2629+1,2868. 2944,434+6. 0,1034. 17614,55)= 37228,4 (VAr) 5.2.3. Dòng điện không tải: Sau khi tính được tổn hao không tải và công suất từ hóa ta tính được dòng điện không tải - Thành phần dòng điện không tải tác dụng ior= 7500.10 48,7432 .10 = S po =0,0991 % - Thành phần dòng điện không tải phản kháng iox= 7500.10 4,37228 .10 = S Qo =0,4964% - Thành phần dòng điện không tải toàn phần io= =+=+ 2222 4964,00991,0oxor ii 0,5062% - Sai số của thành phần dòng điện không tải so với tiêu chuẩn 100. 7,0 7,05062,00 −=−=Δ otc tco o i ii i =0,2769% <15% Vậy các tham số không tải là tổn hao không tải và dòng điện không tải của máy biến áp thiết kế đều đảm bảo tiêu chuẩn đặt ra. Hệ thống mạch từ của máy biến áp đạt yêu câu: 5.2.4. Hiệu suất của máy biến áp ) 4328248,74327500000 4328248,7432 1(100).1(% ++ +−=++ +−= nodm no ppS ppη =99,33% Hình 5-1 : Kích thước cụ thể của mạch từ CHƯƠNG 6 TÍNH TOÁN NHIỆT CỦA MÁY BIẾN ÁP 6.1. ĐẠI CƯƠNG Tính toán nhiệt là tính toán nhiệt ở trạng thái xác lập, nghĩa là khi máy biến áp làm việc liên tục với tải định mức, ở trạng thái xác lập này toàn bộ nhiệt lượng do dây quấn và lõi sắt phát ra đều khuấch tán ra xung quanh. Đường khuấch tán của dòng nhiệt có thể phân ra các đoạn sau: - Từ trong dây quấn hay lõi sắt ra mặt ngoài tiếp xúc với dầu bằng truyền dẫn - Quá độ từ mặt ngoài dây quấn hay lõi sắt vào dầu - Từ dầu ở mặt ngoài dây quấn hay lõi sắt truyền tới mặt trong thùng dầu bằng đối lưu - Quá trình quá độ từ dầu vào vách thùng dầu - Cuối cùng là nhiệt truyền từ vách thùng truyền ra không khí xung quanh bằng bức xạ và đối lưu. Qua mỗi quá trình truyền đó thì nhiệt độ giảm dần, nghĩa là nó gây nên một lượng giảm nhiệt độ, kết quả là so với môi trường không khí xung quanh thì các bộ phận trong máy biến áp có một nhiệt độ chênh nào đó so với môi trường không khí xung quanh. Trị số dòng nhiệt càng lớn thì nhiệt độ chênh càng lớn. Tính toán nhiệt trong máy biến áp gồm các phần sau đây - Tính nhiệt độ chênh qua từng phần - Chọn kích thước thùng dầu bảo đảm tỏa nhiệt tốt, nghĩa là làm sao cho nhiệt độ dây quấn, lõi sắt và dầu không quá mức qui định 6.2. TÍNH NHIỆT ĐỘ CHÊNH QUA TỪNG PHẦN 6.2.1. Tính toán độ chênh nhiệt của dây quấn - Nhiệt độ chênh của dây quấn hạ áp Nhiệt độ chênh này chủ yếu là hiệu số nhiệt độ của các lớp cách điện δ Gọi nhiệt độ chênh này là 2oθ theo công thức 6-1 tài liệu 1 ta có 2oθ = 2 22 . cd q λ δ , oC trong đó: δ =0,3.10-3m là chiều dày cách điện một phía (m) 2cdλ là suất dẫn nhiệt của lớp cách điện của dây dẫn, tra theo bảng 54-tài liệu 1 ta có 2cdλ =0,17 (w/m oC) q là mật độ dòng nhiệt trên bề mặt dây quấn tính theo công thức: q2= 2 22 . M kp fCu kf2 là hệ số tổn hao phụ của dây quấn hạ áp kf2=1,0467 pCu2 là tổn hao đồng trong dây quấn hạ áp pCu2=22777,89 (W) M2 là bề mặt tỏa nhiệt của dây quấn hạ áp M2=5,254 (m2) Thay số vào ta có: q2= 2 22 . M kp fCu = 254,5 0467,1.89,22777 = 4537,8 (W/m2) - Độ chênh nhiệt của dây quấn hạ áp: 2oθ = 2 22 . cd q λ δ = 17,0 10.3,0.8,4537 3− =8,008 oC - Nhiệt độ chênh của dây quấn cao áp Tương tự như dây quấn hạ áp ta có: 1oθ = 1 11. cd q λ δ oC trong đó: δ =0,2.10-3 m là chiều dày cách điện một phía (m) 1cdλ là suất dẫn nhiệt của lớp cách điện của dây dẫn, tra theo bảng 54-tài liệu 1 ta có 1cdλ =0,17 (w/m oC) q là mật độ dòng nhiệt trên bề mặt dây quấn tính theo công thức: q1= 1 11. M kp fCu kf1 là hệ số tổn hao phụ của dây quấn hạ áp kf1=1,0025 pCu1 là tổn hao đồng trong dây quấn hạ áp pCu1=17036,62 (W) M1 là bề mặt tỏa nhiệt của dây quấn hạ áp M1=12,48 (m2) Thay số vào ta có: q1= 1 11. M kp fCu = 48,12 0025,1.62,17036 =1368,53 (W/m2) - Độ chênh nhiệt của dây quấn cao áp: 1oθ = 1 11. cd q λ δ = 17,0 10.2,0.53,1368 3− =1,161 oC 6.2.2. Nhiệt độ chênh giữa mặt ngoài dây quấn đối với dầu odθ Hiệu số nhiệt độ này phụ thuộc vào năng lượng tổn hao của dây quấn và thường được xác định theo công thức kinh nghiệm gần đúng - Dây quấn hạ áp đối với dầu Dây quấn hạ áp làm bằng dây dẫn hình chữ nhật, dây quấn hình ống không có rãnh làm mát ngang trục được tính theo công thức 6-10a trang 140 tài liệu1 2odθ =k.q0,6 k=0,285 là hệ số kinh nghiệm, q2là mật độ dòng nhiệt của dây quấn hạ áp, thay số vào ta được: 2odθ =k.q0,6=0,285. 4537,80,6=44,56 oC - Dây quấn cao áp đối với dầu Dây quấn cao áp làm bằng dây dẫn tròn dây quấn hình ống không có rãnh dầu ngang trục được tính theo công thức 6-10a trang 140 tài liệu1 2odθ =k.q0,6 k=0,285 là hệ số kinh nghiệm, q1 là mật độ dòng nhiệt của dây quấn cao áp, thay số vào ta được: 1odθ =k.q0,6=0,285. 1368,53 0,6=21,7 oC 6.2.3 Nhiệt độ chênh trung bình của dây quấn đối với dầu - Dây quấn hạ áp 20202 oddtb θθθ += =44,56+8,008=52,568 oC - Dây quấn cao áp 10101 oddtb θθθ += =1,161+21,7= 22,861 oC 6.3. TÍNH TOÁN NHIỆT CỦA THÙNG DẦU Thùng dầu đồng thời là vỏ máy của máy biến áp trên đó có đặt các chi tiết quan trọng như sứ ra của dây quấn cao áp và hạ áp, ống phòng nổ, bình giản dầu .. vì vậy thùng dầu ngoài yêu cầu tản nhiệt tốt còn phải đảm bảo các tính năng về điện như đảm bảo khoảng cách cách điện cho phép giữa dây quấn với vách thùng, có độ bền cơ học đảm bảo, chế tạo đơn giản và có khả năng rút gọn được kích thước bên ngoài. Việc tính toán ở đây chủ yếu căn cứ vào yêu cầu tản nhiệt để thiết kế được một loại thùng thích hợp, sau đó kiểm tra lại xem với kết cấu thùng như vậy nhiệt độ chênh của các bộ phận của máy biến áp có đạt tiêu chuẩn nhà nước qui định không. 6.3.1. Chọn loại thùng Đối với máy biến áp mạch từ không gian ba trụ nằm ở ba đỉnh của một tam giác đều ta chọn hình dáng vỏ giống với hình giáng ruột với đáy có Dây quấn cao áp Dây dẫn ra cao áp s2 d1 s 1 Dây quấn cao áp s4 Dây dẫn ra hạ áps3 d2 dang hình tam giác ở ba góc được vê tròn. Làm mát máy biến áp bằng bộ tản nhiệt gắn vào ba mặt bên của thùng theo bảng 57 tài liệu 1 ta chọn bộ tản nhiệt kiểu ống thẳng. 6.3.2. Chọn các kích thước tối thiểu bên trong thùng Căn cứ vào kích thước đã biết của lõi sắt, dây quấn, để chọn các khoảng cách cách điện tối thiểu từ dây dẫn ra đến các bề mặt của dây quấn, đến vách thùng và các bộ phận nối đất khác của máy biến áp. Từ đó sẽ quyết định kích thước tối thiểu bên trong của thùng. Hình 6-1: Các khoảng cách tối thiểu bên trong thùng: Các khoảng cách trên chọn theo điện áp thử của dây quấn cao áp và điện áp thử của dây quấn hạ áp s1 là khoảng cánh từ dây dẫn ra cao áp đến vách thùng và bằng s2 khoảng cách của dây dẫn ra của dây quấn cao áp đến chính dây quấn cao áp tra bảng 31-tài liệu thiết kế 1 ta có s1=s2=32 mm d1 là đường kính dây dẫn ra có bọc cách điện của dây quấn cao áp, với điện áp 22 KV thì d1=25 mm s3 là khoảng cách từ dây dẫn ra của dây quấn hạ áp đến vách thùng tra bảng 32 tài liệu 1 ta có s3=25 mm s4 là khoảng cách từ dây dẫn ra của dây quấn hạ áp đến dây quấn cao áp tra bảng 32-tài liệu 1 ta có s4=50 mm d2 là kích thước dây dẫn ra không bọc cách điện của dây quấn hạ áp d2=10mm s5 là khoảng cách giữa dây quấn cao áp và vách thùng: theo các kích thước trên ta có: s1+d1+s2=32+32+25=89 mm s3+d2+s4=25+10+50=85 mm Ta chọn khoảng cách giữa dây quấn cao áp và vách thùng s5=90 mm -Xác định chiều cao của thùng dầu Chiều cao của thùng dầu gồm hai phần: H=H1+H2 (m) H1 là khoảng cách từ đáy thùng đến hết chiều cao lõi sắt, được xác định như sau H1=lt+2.hg+n.10-3 (m) trong đó n là chiều dày tấm đệm lót dưới gông n=30-50 mm chọn n=40 mm lt chiều cao trụ lt=1,1079 m hg là chiều cao của gông hg= 0,374 m thay số vào ta được: H1=1,1079+2. 0,374+40.10-3=1,8959 m H2 Chiều cao tối thiểu từ gông đến nắp thùng: tra theo bảng 58 ta được H2=350 mm =0,35 m Vậy chiều cao của thùng dầu là: H=H1+H2=1,8959+0,35=2,2459 m ta chọn chiều cao thùng dầu để phù hợp với kích thước của bộ tản nhiệt. c o a b C 6.3.3 Sơ bộ tính bề mặt đối lưu, bức xạ của thùng dầu - Bề mặt bức xạ Hình 6-2: Dùng để xác định bề mặt đối lưu và bức xạ: Theo hình 6-2 ta có tam giác abc là tam giác đều suy ra cung ab=ba=ca do đó ta có bề mặt bức xạ của thùng dầu Mbx=(3.C+3. 3 ).2.( 51 '' sD +π ).H.k k là hệ số kể đến ảnh hưởng của dạng mặt thùng sơ bộ tra bảng 59 tài liệu 1 ta có k=1,5-2,0 chọn k=1,6 Mbx=(3.C+π (D1’’+2.s5)).H.k=(3.0,61988+π (0,589988+2.0,09).2,2459.1,6 =15,375 (m2) - Bề mặt đối lưu của thùng Căn cứ vào tổng tổn hao, vào nhiệt độ chênh giữa vách thùng và môi trường xung quanh sơ bộ xác định bề mặt đối lưu của thùng theo công thức 6-22 trang 146 tài liệu 1 Mđl’= bx tk M p 12,1 5,2 05,1 25,1 −∑θ ∑ p là tổng tổn hao không tải và ngắn mạch ∑ p =po+pn=7432,48+43282=50714,48 (W) - Nhiệt độ chênh trung bình cho phép của dầu đối với không khí: tính cho dây quấn nóng nhất, dây quấn hạ áp dkθ =65- dtbo2θ =65-52,568=12,432 oC - Nhiệt độ chênh của lớp dầu trên so lới không khí 1,2. dkθ =1,2. 12,432=14,92oC<60 oC - Nhiệt độ chênh trung bình của vách thùng đối với không khí Trị số chênh nhiệt độ giữa dầu và vách thùng biến thiên trong khoảng 2- 6 oC trong tính toán sơ bộ ta chọn dtθ =4 oC, lấy dự phòng 2 oC từ đó ta có tkθ = dkθ - dtθ -2=12,432-4-2=6,432 oC Sơ bộ ta có bề mặt đối lưu của thùng Mđl’= bx tk M p 12,1 5,2 05,1 25,1 −∑θ = 671,5.12,1432,6.5,2 48,50714.05,1 25,1 − = 23,416 (m2) TÀI LIỆU THAM KHẢO 1. Thiết kế máy biến áp điện lực : Phan Tử Thụ Nhà xuất bản khoa học và kỹ thuật 2. Thiết kế máy biến áp : Phạm Văn Bình , Lê Văn Doanh Nhà xuất bản khoa học và kỹ thuật 3. Máy điện I, II : Vũ Gia Hanh – Trần Khánh Hà Nhà xuất bản khoa học và kỹ thuật