Diploma

Studiul dinamicii masinilor electrice

MEMORIU JUSTICATIV

Transformatorul de 300 kVA, 10/0,4kV este un transformator de putere medie, în ulei,

destinat alimentării consumatorilor de joasă tensiune în mod continuu.

Problemele speciale de care am ţinut cont, au fost următoarele:

Realizarea performanţelor impuse prin temă;

Adoptarea soluţiei pentru miez, înfăşurări, construcţie şi tehnologie astfel încât să

rezulte un transformator cu performanţe tehnico-economice superioare;

Realizarea unei construcţii solide rezistente la eforturi.

Condiţii tehnice:

putere nominală: 300 kVA;

raport nominal de transformare: 10/0,4Kv;

grupa de conexiuni: ;

tensiunea de scurtcircuit: 6%;

reglaj de tensiune: ;

clasa de izolaţie: A.

Condiţii constructive:

Miezul feromagnetic se realizează din tole de oţel electrotehnic laminate la rece, cu

cristale orientate, cu pierderi specifice foarte mici (0,45 W/Kg) izolate cu carlit (izolaţie

ceramică) împachetate la 45o şi rigidizare cu ajutorul schelelor metalice.

Pagina 1 din 32

Înfăşurările sunt realizate din conductor de cupru izolat cu hârtie, pe cilindrii de

straticel şi presat cu ajutorul schelelor prin intermediul tiranţilor. Înfăşurările au prevăzute

canale de răcire ce se realizează cu ajutorul penelor.

Înfăşurarea de joasă tensiune este dispusă la interior şi este de tip cilindric, în două

straturi.

Înfăşurarea de înaltă tensiune este dispusă la exterior şi este de tip stratificat.

Pentru realizarea înfăşurărilor de înaltă şi de joasă tensiune s-a folosit un conductor

profilat realizându-se astfel o aşezare şi o umplere mai bună a bobinelor.

Cuva, capacul şi conservatorul transformatorului sunt de construcţie sudată, capabilă

să reziste la schimbări de presiune în timpul funcţionării.

Sistemul de răcire este format din radiatoare din ţevi drepte, cu grad ridicat de

dispersie a căldurii.

Ieşirile de înaltă şi joasă tensiune se fac din izolator de porţelan de 10kV, şi 1kV.

Transformatorul având grupa de conexiuni (specifică transformatoarelor de

distribuţie) poate funcţiona continuu ( ), atât în regim de încărcare echilibrată a fazelor

cât şi în regim dezechilibrat.

CALCULUL CIRCUITULUI MAGNETIC

Calculul secţiunii coloanei şi jugului

Secţiunea (transversală) netă de fier a coloanei se determină orientativ cu relaţia:

[m2]

în care:

S1 este puterea aparentă a transformatorului pe o coloană, în VA.

S1= VA

Ct este constantă de calcul.

Ct=

Pagina 2 din 32

f este frecvenţa tensiunii de alimentare

f= 50 Hz

Rezultă:

Sc=

Sc=

Dimensiunile geometrice ale coloanei rezultă din valoarea secţiunii nete a coloanei pe

baza următoarelor relaţii:

Sc=

de unde rezultă:

Dc=

unde: Km = KFe * Kg, este coeficientul total de umplere al cercului cu diametrul DC,

cu fier

KFe=0,94 0,96 este coeficientul de împachetare al miezului

Luăm: KFe=0,95

Kg este coeficientul geometric de umplere a cercului şi depinde de numărul de trepte

al miezului coloanei, de modul de strângere al acesteia.

Luăm: Kg = 0,92 din tabelul 16.1.a “Proiectarea Maşinilor Electrice”(PME), autori

I.Cioc şi C.Nica, pentru un diametru estimat orientativ între 10 şi 18 cm.

De asemenea, din acelaşi tabel, rezultă orientativ un număr de trepte pentru coloană

ntr= 6.

Strângerea miezului coloanei se face prin lipire cu Lac.

Îmbinarea între tolele coloanelor şi jugului se face prin întreţesare, sub un unghi de

45o.

Lăţimea treptelor coloanei a1, a2,………a6 calculată conform indicaţiilor din figura

16.1 PME se rotunjeşte din 5 în 5 mm.

Rezultă diametrul coloanei ca fiind:

Pagina 3 din 32

Dc=

Se stabileşte :

Dc= 170 mm =17 cm

Cu următoarele lăţime ale treptelor:

a1=0,96*17 =16,32 cm, rotunjit a1=16,5 cm;

a2=0,885*17 =15,04 cm, rotunjit a2=15 cm;

a3=0,775*17 =13,17 cm, rotunjit a2=13 cm;

a4=0,631*17 =10,72 cm, rotunjit a2=11 cm;

a5=0,456*17 =7,9 cm, rotunjit a2=8 cm;

a6=0,28*17 =4,76 cm, rotunjit a2=5 cm;

Din construcţia grafică la scară a secţiunii coloanei rezultă următoarele grosimi ale

treptelor:

b1=20 mm =2 cm

b2=20 mm =2 cm

b3=15 mm =1,5 cm

b4=10 mm =1 cm

b5=10 mm =1 cm

b6=5 mm =0,5 cm

Secţiunea netă de fier a coloanei rezultă cu relaţia:

Sc=

Secţiunea jugului, se determină considerând că jugul va avea cu două trepte mai puţin

decât coloana. Astfel, dacă la secţiunea coloanei se mai adaugă cele 4 suprafeţe haşurate (vezi

fig. ) se obţine:

Sj=

= 2*0,95[16.5*2+15*2+13*1.5+11(1+1+0,5)]=209 cm2

ceea ce înseamnă

Pagina 4 din 32

).

Dimensiunile ferestrei transformatorului

Fereastra transformatorului (spaţiul în care se amplasează înfăşurările) este determinat

de dimensiunile finite ale înfăşurărilor şi distanţele de izolaţie corespunzătoare, distanţe care

depind, în primul rând, de tensiunile nominale.

Deoarece nu se cunosc încă, în această etapă, dimensiunile înfăşurărilor, se face o

dimensionare prealabilă a ferestrei, urmând ca dimensiunile definitive să fie stabilite după

calculul înfăşurărilor.

Înălţimea coloanei (şi a ferestrei):

[cm]

unde, din tabelul 16.2 s-au ales:

A=350 A/cm

B=1,65T

iar tensiunea electromagnetică indusă într-o spiră este:

e1 = 4,44 * f * SC * BC = 4,44* 50 * 198 * 10-4 *1,65 = 7,25 V

rezultă:

LC =

Lăţimea ferestrei (valoare orientativă):

T = M - DC

unde

M – este distanţa dintre coloane

M =

rezultă:

T = 34 – 17 = 17 cm

Se menţionează că valorile definite vor fi confirmate după aşezarea înfăşurărilor şi

după calculul caracteristicilor transformatorului (Pk, uk, Po).

Lungimea medie a jugului magnetic, pentru fazele marginale:

Pagina 5 din 32

Lj = 2M + 0,9DC = 2 * 34 + 0,9 * 17 = 83,3 cm

CALCULUL ÎNFĂŞURĂRILOR

Stabilirea numărului de spire

Tensiunea electromagnetică din înfăşurarea primară şi secundară:

Ei = Uif = UiN =10000V, înfăşurarea având conexiune triunghi (

Ej = Ujf = V înfăşurarea având conexiune stea (y).

Numărul de spire al înfăşurărilor:

pentru înfăşurarea de înaltă tensiune:

wi = spire

numărul de spire corespunzător treptei maxime de reglaj a tensiunii:

unde:

este procentul din tensiune nominală în limitele în care se face

reglajul tensiunii.

Rezultă:

spire

numărul total de spire al înfăşurării primare (de înaltă tensiune)

wiT =wi + 1380 + 69 =1449 spire

pentru înfăşurarea de joasă tensiune:

wj = spire

Pagina 6 din 32

Pentru a nu se modifica raportul de transformare, se recalculează numărul de spire al

înfăşurării primare, din condiţia menţinerii raportului de transformare impus prin datele

nominale:

k =

Se obţine astfel pentru înfăşurarea de înaltă tensiune

wi = kwj = spire

şi numărul total:

wiT = 1385+ 69 =1454 spire

Valorile definitive ale fluxului magnetic şi inducţiilor magnetice.

fluxul magnetic util:

Wb

inducţia magnetică în coloană:

Bc = T

inducţia magnetică în jug

tensiunea electromagnetică indusă într-o spiră:

e1= V/spiră

Secţiunile şi dimensiunile conductoarelor

Curenţii normali ai transformatorului

înfăşurarea de înaltă tensiune:

Ii =

înfăşurarea de joasă tensiune:

Pagina 7 din 32

Ij =

unde, pentru ambele înfăşurări numărul de faze este acelaşi, adică mi=mj=3 faze.

Secţiunile orientative ale conductoarelor


Swi = cm2

pentru înfăşurarea de joasă tensiune

Swj = cm2

unde s-a considerat că înfăşurările nu au aceleaşi condiţii de răcire, deoarece

înfăşurarea de joasă tensiune fiind mai subţire se răceşte mai bine, iar cea de înaltă tensiune

fiind mai groasă şi cu izolaţii între straturi (se i-a înfăşurare stratificată), se răceşte mai greu.

De aceea, în conformitate cu indicaţiile din tabelul 16.2 PME, s-au ales:

JI = 2,4 A/mm2

Dimensiunea conductoarelor

Conductoarele ambelor înfăşurări sunt din cupru şi izolate cu hârtie. Se aleg

conductoare profilate deoarece, pentru înfăşurarea de joasă tensiune a rezultat o secţiune

mare, iar pentru cea de înaltă tensiune, deşi secţiunea este mică, se obţine o aşezare şi o

umplerea mai bună a bobinei.

Din STAS 2873/-86 (anexa 7, tabel 7-I PME), se stabilesc:


Sârmă O – 2,12 2,12: STAS 2873/1-86 (grosimea izolaţiei de 0,3 mm), unde va

rezulta Swi = 4,14mm2

pentru înfăşurarea de joasă tensiune, se vor utiliza patru fire în paralel, dimensiunile

conductorului (firului) fiind corelate cu înălţimea HB a bobinei, cu numărul de straturi:

Sârmă O – 4 (4,5 9,5) STAS 2873/1-86 (grosimea izolaţiei de 0,36 mm), unde va

rezulta Swj=167,6 mm2

Pagina 8 din 32

Grosimea bilaterală a izolaţiei cu hârtie a conductorului (0,3 mm pentru înaltă

tensiune şi 0,36 mm pentru joasă tensiune) s-a stabilit conform STAS 6163-76 (anexa 9

PME).

Rezultă astfel următoarele dimensiuni ale conductoarelor izolate:


a’ * b’=2,42 * 2,42


a’ * b’ = 4,86 * 9,86

Valorile definitive (recalculate) ale densităţilor de curent:

Ji = A/mm2

Jj = A/mm2

Dimensiunile înfăşurărilor şi ale

ferestrei transformatorului

Tipul şi dimensiunile înfăşurărilor.

înfăşurare de joasă tensiune:

Ij = 432,9A < 800 A şi UjN =400 V <1000 V

Rezultă că înfăşurarea se alege de tip cilindrică.

Cele patru conductoare în paralel se aşează două alăturate ( suprapuse axial) şi două

suprapuse radial.

Bobina va avea două straturi între care se prevede un canal de răcire aja=3 mm.

Nivelarea înălţimii bobinei se face cu ajutorul a două pene (segmente) circulare din

carton electric.

înfăşurarea de înaltă tensiune:

Ii = 10 A şi UiN=10kV > 1kV

Rezultă că înfăşurarea se alege de tip stratificat cu conductor profilat. Bobina va avea

un canal axial de răcire în partea interioară ( la o distanţă cuprinsă între 1/3 şi 2/5 din numărul

total de straturi) cu lăţimea aia=5 mm.

Pagina 9 din 32

Bobina de înaltă tensiune se deapănă peste cea de joasă tensiune ( cu respectarea

distanţei aji=0,8 cm impusă în tabel 16.3 PME), rezultând o înfăşurare monolit.

Înălţimea bobinelor (orientativă):

HB = LC – 2Sim = 39,4- 2 * 2,5 = 34,4 cm

Din tabelul 16.3 PME, pentru UjN=0,4 kV şi UiN=10 kV s-au stabilit următoarele

distanţe de izolaţie:

Sim =2,5cm – între înfăşurarea de înaltă tensiune şi jug

aji=0,8cm – între înfăşurarea de joasă tensiune şi cea de înaltă tensiune

aii=0,8cm – între bobinele de înaltă tensiune vecine

Numărul de spire pe strat

pentru înfăşurare de joasă tensiune:

wsj=

unde:

hs=2b’=2*9,86=19,72 mm=1,972 cm

=1,01

nt=0 deoarece fiind numai două conductoare (fire) suprapuse radial, se face o singură

transpoziţie, după primul strat; fiind şi două conductoare (fire) suprapuse axial transpunerea

se face fără pierderi din înălţimea bobinei (adică fără spaţiu suplimentar) prin trecerea

(permutarea) conductoarelor dintr-un strat suprapus axial în celălalt.

Rezultă:

Wsi= spire/strat

Înălţimea bobinei de joasă tensiune rezultă astfel:

HBi= (wSi+1)hS* +nthS=1,7*1,972*1,01=33,86 cm,

ceea ce înseamnă că pentru înfăşurarea de joasă tensiune, distanţa de izolaţie până la

jugul feromagnetic rezultă:

Pagina 10 din 32

Sjm=

ceea ce este suficient . Din tabelul 16.3 PME pentru UjN kV, rezultă că poate

lua Sjm=2 cm


wSi= spire / strat

Numărul de straturi:

nSi= straturi

ceea ce înseamnă că înfăşurarea de înaltă tensiune va avea 11 straturi dintre care 10

straturi cu câte 141 spire şi un strat cu 44 spire.

Tensiune între straturi:

uS=2wSi*e1=2*141*7,22=2036 V,

pentru care din tabelul 16.6 PME rezultă o grosime a izolaţiei dintre straturi:

mm;

Izolaţia depăşeşte capetele bobinei cu 1,6 mm în fiecare parte .

Grosimea înfăşurărilor:


aj = nSj* aS + na + aja + (ns – n –1)

unde:

nSj=2 straturi

aS=2a’=2*4,86=9,72 mm

na=1 – este numărul de canale axiale de grosime aja

nS=2 – este numărul de straturi de dimensiuni as

rezultă:

aj =2*9,72 + 1*3+ (2-1-1)*0,2=22,5 mm

aj=22,5 mm =2,25 cm


ai = nSi* a’ + aia + (nS – 2) =11 * 2,42 + 5 + (11 - 2)*0,36

rezultă:

ai=35 mm = 3,5 cm

Pagina 11 din 32

Lăţimea ferestrei transformatorului

T = 2 (amj + aj + aji + ai) + aii = 2(0,4 + 2,25 + 0,8 + 3,5)+ 0,8

T=15 cm, faţă de 17 cm cât am estimat anterior.

CALCULUL PIERDERILOR ŞI CURENTULUI

DE FUNCŢIONARE ÎN GOL

3.1 Pierderile în înfăşurări şi masele conductoarelor

Rezistenţele înfăşurărilor, pe fază, având conductoare de cupru şi clasă de izolaţie A:


Rj =

unde

este rezistivitatea cuprului electrolitic moale (CuEm)

Imedj = - este lungimea medie a spirei înfăşurării secundare.

Dm2 este diametrul mediu al înfăşurării secundare

Dm2=DC +2amj +aj = 17+2*0,4+2,25 = 20,05 cm

Rezultă:

Imedj= 3,14 * 20,05 = 63 cm=0,63 m

Rj = 0,022*


Ri =

lmedi = - este lungimea medie a spirei înfăşurării primare

Dm1= DC + 2(amj+aj+aij)+ai=17+2(0,4 + 2,25 + 0,8)=27,5 cm

Rezultă:

Imedi =3,14 * 27,5=86,35 cm = 0,86 m

Pagina 12 din 32

Rj = 0,022*

Pierderile în înfăşurări:


Pelj = m * krj * Rj * I2j

unde:

krj – este factor de majorare a pierderilor în curent alternativ

krj = 1+1,73*

a= 4,5 mm =0,45cm şi b=0,95cm, sunt dimensiunile conductorului de joasă tensiune.

kR – este coeficientul lui Rogowski

kR =

n=2wSj = 2 * 16 = 32 conductoare pe înălţimea bobinei, deoarece conductoarele în

paralel sunt câte două suprapuse axial;

mS = 4 deoarece, la cele două straturi ale bobinei, conductoarele în paralel sunt şi câte

două suprapuse radial.

Rezultă:

krj = 1+1,73*(0,844)2*

Pelj =3*1,04*2,65*10-3 *432,92=1550W

pentru înfăşurarea de înaltă tensiune :

Peli= m * kri * RI * I2I

Unde:

kri – este factorul de majorare a pierderilor în curent alternativ

kri =

Pagina 13 din 32

a=2,12 mm=0,212 cm şi b=2,12 mm=0,212 cm

mS = nSi =11 conductoare pe grosimea bobinei

kri=1+1,73* (0,889)2

Peli=3* 1,017 * 6,13 *102=1910 W

Pierderile electrice totale sunt pierderile la funcţionare în scurtcircuit la curenţii

normali

Peli = Pelj +Peli =1550 + 1910 =3460 W

Densităţile de suprafaţă ale pierderilor din înfăşurări


unde:

Swj = - este aria întregii suprafeţe de răcire a înfăşurării de

joasă tensiune, pe o coloană (c=3, este numărul de coloane)

Dji este diametrul interior al înfăşurării de joasă tensiune

Dij= Dc + 2amj = 17 +2*0,4=17,8 cm

Dej este diametru exterior al înfăşurării de joasă tensiune

Dej= Dij + 2aj = 17,8 +2*2,25=22,3 cm

Rezultă:

SWj =0,8*3,14*(17,8+2*20,05+22,3)*33,86

=6821 cm2 =0,68 m2

qj=


Pagina 14 din 32

qi=

unde:

SWi = - este aria întregii suprafeţe de răcire a

înfăşurărilor de înaltă tensiune

0,8 – ţine cont de reducerea suprafeţei de răcire de către distanţori.

Dii =Dm1- a1 =27-3,5=23,5 cm

D’m1 – este diametru mediu al canalului de răcire care se prevede în interiorul grosimii

înfăşurării de înaltă tensiune la circa 1/3 din ai, adică după n’S = 4 straturi din cele 11 straturi

cât are înfăşurarea.

cm

Rezultă:

SWi = 3,14 cm2 = 0,98 m2

qi= W/m2

Atât q1 cât şi q2 se încadrează în limitele normale (nu depăşesc 1200 W/m2)

Masele conductoarelor înfăşurărilor


Gwj =

Unde:

= 8,9*10-3 Kg/cm3, este masa specifică a cuprului

Gwj = 8,9*10-3*1,676*32*63= 30 Kg


Gwj = ;

Gwj = 8,9*10-3*0,0414*1385*86= 44 Kg

Dimensiunile definitive ale miezului feromagnetic:

DC = 17 cm

SC = 198 cm2

Sj =209 cm2

Pagina 15 din 32

T = 15 cm

M = T + DC = 15 + 17 =32 cm

LC =39,4 cm

Lj = 2M + 0,9Dc = 2*32+0,9*17 = 79,3 cm

3.2 Pierderile în fier şi masele conductoarelor

Masa netă a fierului tuturor coloanelor C şi respectiv, tuturor jugurilor j, pentru

transformatorul trifazat cu trei coloane, este dată de expresia:

unde:

= 7,65*10-3 Kg/cm3, este masa specifică a fierului tolelor

Rezultă:

=179 Kg

Kg

Pierderile în fier – reprezintă şi pierderile la funcţionarea în gol:

Po = PFe = W

Pentru kp = 1,25 (valoarea din practica de fabricaţie a transformatoarelor), rezultă

Po = W

Componenta activă a curentului de funcţionare în gol:

I0a = A

Componenta reactivă a curentului de funcţionare în gol:

I0r =

Unde:

Pagina 16 din 32

iar din anexa 4 (PME) rezultă:

pentru BC =1,64 T rezultă HC = 1,68 A/cm, este intensitatea câmpului magnetic în

coloană.

pentru Bj =1,555 T rezultă Hj =0,8 A/cm

pentru unghiul de îmbinare dintre tolele coloanelor şi jugurilor rezultă

Bi =BC T

Rezultă:

IOR =

IOR = 0,09 A

Curentul (total) la funcţionarea în gol a transformatorului:

I10 = A

TENSIUNEA DE SCURTCIRCUIT

Componenta activă a tensiunii de scurtcircuit:

Uka =

Componenta reactivă a tensiunii de scurtcircuit:

Ukr =

Unde: - este lăţimea echivalentă a canalului de scăpări

Im – este lungimea medie echivalentă a spirelor celor două înfăşurări.

=

Pagina 17 din 32

=0,77m

Kq – este factorul de corecţie a nesimetriilor

Kq=1, deoarece înălţimea bobinelor de joasă tensiune şi înaltă tensiune sunt

aproximativ egale.

KR = 0,94 (calculat anterior)

Rezultă:

ukr =

Tensiunea de scurtcircuit

uk =

Valoarea tensiunii uk se încadrează în abaterile admise de STAS1703/1-80 care sunt

de din uKN.

Caracteristici de funcţionare

La transformatorul de putere utilizat în reţelele de distribuţie este indicat a se

predetermina prin calcul, caracteristicile de funcţionare în sarcină, dintre cele mai importante

sunt:

Caracteristicile externe:

, pentru U1=constant, cos constant, în care :

este valoarea relativă a sarcinii secundare.

Se determină caracteristicile externe pentru:

Caracteristicile randamentului

pentru U1=constant cos =constant.

5.VERIFICAREA SOLICITĂRILOR MECANICE

Pagina 18 din 32

5.1 Verificarea înfăşurărilor la acţiunea forţelor electromagnetice

Deoarece cele două înfăşurări de înaltă şi joasă tensiune cu aproximativ aceleaşi

înălţimi (HBi=HBj) – iar spirele de reglaj al tensiunii sunt repartizate pe întreaga înălţime a

înfăşurării de înaltă tensiune, rezultă că în funcţionarea transformatorului nu apar nesimetrii

axiale importante ale solenaţiilor, care să conducă la forţe electrodinamice radiale.

De aceea înfăşurările se vor verifica la numai la acţiunea forţelor electrodinamice

radiale.

Se face de asemenea şi o verificare la acţiunea forţei interioare F0.

Curentul de şoc

Ikm= kA*

Unde:

kA= este coeficientul de mărime a curentului datorită componentei aperiodice.

Pentru SN=300 kVA>10kVA avem kA=1,5-1,7

Luăm kA=1,7

Rezultă: Ikm=

Forţa radială

Fr=

Forţa interioară care acţionează în direcţia axială asupra fiecărei înfăşurări

Fo =

Efortul unitar la întindere în înfăşurarea exterioară (înaltă tensiune):

Valoare care este mai mică decât limitele admisibile ( pentru

înfăşurarea de cupru)

Pagina 19 din 32

Eforturile unitare la compresiune între conductoarele înfăşurărilor ( datorate forţei

interioare F0)


unde: este grosimea netă a înfăşurării de joasă

tensiune.

Rezultă:

Valoarea este mai mică decât


este grosimea netă a înfăşurării de înaltă tensiune.

Rezultă:

Valoarea este mai mică decât

Pentru ca înfăşurarea interioară (de joasă tensiune) să fie supusă la solicitări de

compresiune pură, se verifică mai întâi condiţiile impuse de relaţia:

este numărul de distanţoare

unde:

a – este dimensiunea radială a conductorului de secţiune Swj=167,6 mm2

a = 4,5 mm

E – este modulul de elasticitate al materialului conductor

ECu = 1,15*105 Mpa

Rezultă:

Pagina 20 din 32

În realitate, deoarece diferenţe dintre diametru DC şi diametrul interior al cilindrului

izolat este de 2 mm, rezultă că înfăşurarea de joasă tensiune se sprijină (prin intermediul

cilindrului izolat) pe fiecare muchie a treptelor miezului feromagnetic al coloanei , ceea ce

este echivalent cu un număr de pene de consolidare.

Zp Zpmin

Aceasta înseamnă că înfăşurarea de joasă tensiune este supusă numai la solicitare de

comprimare pură.

Efortul unitar la comprimare se determină cu relaţia:

Valoarea este mai mică decât limitele admisibile ( )

5.2 Calculul mecanic al schelei metalice

Consolele de presare se execută din profil U10 (STAS 564-80).

Modulele de rezistenţă se calculează cu relaţiile:

după axa x – x:

[mm3]

după axa y – y:

[mm3]

Poziţia centrului de masă C se determină cu relaţiile:

[mm]

a=e1 – d [mm]

e2 = B – e1 [mm]

Pentru profil U10 stabilit rezultă:

unde:

b=B – d=50 - 6 =44 mm

h= H – 2t= 100 – 2*8,26=83,5 mm

Pagina 21 din 32

Wy = 0,946 * 104 mm3

Unde:

a=e1 – d =15,5 – 6 =9,5 mm

e2 = B – e1 =50 – 15,5 =34,5 mm

Momentul încovoietor, corespunzător forţei de presare a jugurilor

;

unde:

Fs= ps* hj * L – este forţa de presare a jugului

Ps = 0,25 Mpa – este presiunea necesară strângerii tolelor jugului cu două buloane

marginale neizolate.

Hj= a1 =165 Mpa – este înălţimea jugului

L = 830 mm – este distanţa dintre buloanele extreme.

Rezultă:

Efortul unitar la înconvoiere datorită presării jugului:

Efortul la înconvoiere după axa x – x, datorită forţelor electrodinamice de presare

axială:

Buloanele de strângere a consolei de presare, se execută din oţel rotund de diametru

20 mm, filetate la capete cu M20.

Efortul unitar în bulon, datorită părţii de presare şi greutăţi părţii decuvabile:

Pagina 22 din 32

unde:

Sb = (pentru M20, diametrul minim la baza filetului este de

16,75mm)

X=3 mm

G= (Gschelă +Gmiez +)*g= (Gschelă +GFec +GFej + Gwj+ Gwi)*g

=(40+179+253+30+44)*9,81 =5356 N

Ţinând cont şi de alte elemente asamblate pe partea decuvabilă, se consideră că

greutatea totală este:

G= 1,1*5356=5900 N

Rezultă :

Verificarea buloanelor la forţa axială de scurtcircuit (de presare a înfăşurărilor F0):

Verificarea izolaţiei bulonului nu se face, deoarece buloanele de strângere sunt în

afara miezului şi nu este nevoie de izolaţie.

CALCULUL TERMIC AL

TRANSFORMATORULUI

6.1 Căderea de temperatură dintre înfăşurare şi ulei

La înfăşurarea de joasă tensiune, de tip cilindric, temperatura medie a bobinei se poate

considera egală cu cea maximă, şi deci:

Căderea de temperatură în izolaţia conductoarelor:

unde:

Pagina 23 din 32

= 0,018 cm, este grosimea unilaterală a izolaţiei de hârtie a conductorului de joasă

tensiune (pe o parte)

, este densitatea de suprafaţă a înfăşurărilor de joasă tensiune.

Rezultă:

b) La înfăşurarea de înaltă tensiune, de tip stratificat, şi pentru partea bobinei

exterioară a canalului axial, mai groasă, căderea maximă de temperatură va fi :

unde: p – sunt pierderile specifice produse într-un cm3 de material activ din

înfăşurări.

unde:

kp = 2,14 – este constanta de material

- este grosimea între straturi

a, a’, b, b’ – sunt dimensiunile conductorului, în cm

J = 2,688 A/mm2 – este densitatea de curent

Rezultă:

W/cmoC

- este conductibilitatea termică medie a înfăşurărilor

unde:

; este conductibilitatea termică echivalentă a izolaţiei.

- este conductibilitatea termică a izolaţiei de hârtie impregnată

în lei a conductorului.

Pagina 24 din 32

- este conductibilitatea termică a materialului izolant din hârtie

a conductorului de înaltă tensiune.

- este grosimea bilaterală a izolaţiei de hârtie a

conductorului de înaltă tensiune.

ab – este grosimea părţii exterioare a bobinei de înaltă tensiune, care are şapte straturi

(ns’’=7)

rezultă:

Căderea medie de temperatură:

Căderea de temperatură între suprafaţa bobinei şi ulei:



Căderea medie de temperatură dintre înfăşurare şi ulei, pentru înfăşurarea de înaltă

tensiune, a cărei valoare este mai mare decât a înfăşurării de joasă tensiune.

Valoarea se încadrează în limitele indicate în tabelul 18.1 PME şi anume.

20 – 40 oC, pentru modul de răcire de tip NL considerat.

6.2 Căderea maximă de temperatură medie

între miez şi ulei.

Pagina 25 din 32

unde:

p – sunt pierderile pe unitatea de volum

p =

pFe – sunt pierderile specifice corespunzătoare inducţiei magnetice în miez.

a=a1 =165 mm=16,5 cm

Din tabelul 18.4 PME rezultă:

- este conductibilitatea longitudinală a pachetului

W/cmo C- este conductibilitatea termică transversală faţă de tole

rezultă:

- este coeficientul de transmitere prin convecţie a căldurii

Pagina 26 din 32

rezultă:

Se observă că are o valoare destul de mică , deoarece şi pierderile în fier au o

valoare mică în comparaţie cu pierderile în înfăşurări.

6.3 Dimensiunile interioare ale cuvei şi

suprafeţei de cedare a căldurii

Considerând cuva dreptunghiulară, dimensiunile cuvei, sunt următoarele:

A=2M+Dei+2S5=2*32+2*3+30,5=100 cm

B=Dei + S1 +S2 +d1+S3 + S4 +d2 =30,5+2,5+2,5+0,3+2+2+1=41 cm

Hcv= Lc + 2Hj +Hjc+ Hsj=39,4+2*15,5+30+3=100cm

Unde:

distanţele de izolaţie conform tabelului 18.5 PME sunt:

S1=S2=2,5 cm

S3=S4=2 cm

S5=3cm

d1 =3 mm=0,3 cm

d2=10 mm =0,1cm

distanţa minimă de la jug la capacul cuvei pentru tensiunea ujN =10Kv

rezultă din tabelul 18.6 PME: Hjc=30 mm

constructiv se ia:

Hsj=3 cm

Căderea de temperatură de la cuvă la aer, se estimează cu relaţia:

Aria suprafeţei verticale a cuvei:

Scv=2 (A+B)Hcv=2(100+41)*100=2,82*104 cm2

Pagina 27 din 32

Scv=2,82 m2

Aria suprafeţei de radiaţie considerând-o cu 50% mai mare decât a cuvei

(k=1,5):

Sr =k*Scv=1,5*2,82=4,23 m2

Aria suprafeţei de convecţie:

Sco=

Sco =16,89 m2

Aria elementelor de răcire ataşate cuvei de arie Scv=2,82 m2

Ser= Sco – Scv =16,89 – 2,82 = 14,09 m2

Alegem radiatoare cu ţevi drepte de lungime:

L=71 cm

SCT =1,98 m2 este aria de convecţie a ţevilor

S’CT= SCT+SCC

SCC=0,4 m2 – este aria de convecţie a celor două colectoare de ulei

Rezultă:

S’CT=1,98 + 0,4= 2,38 m2

Luăm cinci radiatoare dispuse câte două pe părţile laterale şi unul într-o parte frontală.

Aria reală de convecţie (pentru cele cinci radiatoare) rezultă:

SCO = SCV + 5*S’CT =2,82 + 5*2,38=14,72 m2

Aria de radiaţie va fi:

6.4 Definitivarea căderilor de temperatură

pe transformator

Căderea de tensiune de la cuvă la aer:

Pagina 28 din 32

Căderea de temperatură de la ulei la cuvă:

Căderea medie de temperatură de la ulei la aer, în straturile superioare ale acestuia:

Temperatura bobinei vn, pentru valoarea standardizată a temperaturii mediului

ambiant.

va fi:

vn =101,8oC<105oC=vN clasa A

Deci transformatorul este bine dimensionat cu cinci radiatoare (105oC – este

temperatura admisă pentru clasa A de izolaţie a transformatorului în ulei.

7. TENOLOGIA DE FABRICAŢIE A MIEZULUI

7.1 Generalităţi

Miezul feromagnetic reprezintă calea de închidere a fluxului principal al

transformatorului, fluxul produs de solenaţia de magnetizare a înfăşurării primare care se

alimentează de la o tensiune alternativă. Este aşadar miez pentru flux variabil, fiind

magnetizat ciclic, cu frecvenţa tensiunii de alimentare a înfăşurării primare.

La transformatoarele de putere, utilizate la frecvenţa industrială, miezul feromagnetic

este construit din tole de oţel electrotehnic aliate cu siliciu şi izolate între ele. Utilizarea

Pagina 29 din 32

tolelor conduce la micşorarea pierderilor prin curenţi turbionari, iar alierea cu siliciul asigură

pierderi relativ reduse datorate atât curenţilor turbionari cât şi fenomenului de histerezis.

În etapa actuală, în construcţia miezurilor de transformare se utilizează frecvent tole

de oţel electrotehnic laminate la rece, cu cristale orientate numite şi tole texturate, izolate cu

carlit (izolaţie ceramică), care prezintă o creştere a permeabilităţii magnetice în direcţia

laminării şi o îngustare a suprafeţei ciclului

histerezis, în acest fel micşorându-se pierderile de magnetizare şi puterea specifică de

magnetizare (deci solenaţia de magnetizare).

Izolaţia ceramică (carlitul) este o acoperire anorganică a tablei, produsă printr-un

tratament de suprafaţă atât termic, cât şi chimic, care protejează tabla atât împotriva ruginii în

timpul stocării, cât şi contra oxidării în timpul recoacerii (la cca. 800o C).

Tabla laminată la rece cu cristale orientate îşi schimbă într-o măsură importantă

caracteristicile, ca urmare a modificării structurii cristalografice în timpul tăierii, ştanţării,

îndoirii sau lovirii tolelor. De aceea, pentru îmbunătăţirea calităţii tolelor, a fost necesară

introducerea operaţiei de recoacere a lor la fabricile de transformatoare, înaintea împachetării

miezului.

7.2 Etapele procesului tehnologic al miezului din tole simple

7.2.1 Tăierea ruloului de tablă în fâşii corespunzătoare fiecărei trepte.

7.2.2 Debitarea propriu-zisă a tolelor prin care se stabilesc atât lungimile cât şi

unghiurile de înclinare. De obicei, această operaţie de debitare este automatizată. În timpul

operaţiei de debitare se face şi debavurarea tolelor.

Materiale, scule şi dispozitive:

tablă silicioasă laminată la rece

capul de tăiat

cuţite disc

bucşe distanţoare metalice

bucşe distanţoare din textolit

distanţori din material plastic

Pagina 30 din 32

dispozitiv de ungere a cuţitelor de disc

dispozitiv de răsturnat tamburii

bancuri de lemn

chei fixe, olandeze, speciale

frânghie de ridicat

maşină de verificare sub unghi de 45o.

7.2.3 Recoacerea tolelor

Recoacerea tolelor are ca scop refacerea atât a structurii cristaline degradată de efortul

de tăiere sau ştanţare, cât şi a izolaţiei tolei.

Recoacerea se poate face la miezuri împachetate, la pachete de tole sau cel mai des

tolă cu tolă.

Cuptorul folosit este de tip tunel, continuu cu role, fără atmosferă protectoare şi

prezintă trei compartimente:

primul compartiment unde se realizează preîncălzirea

al doilea compartiment unde se realizează recoacerea la o temperatură de lucru

cuprinsă între 780oC şi 810oC timp de 6 – 10 minute (timpul se reglează în funcţie de

lungimea cuptorului şi de viteza benzii pe care se deplasează tola)

al treilea compartiment pentru răcirea tolelor în două zone : cu apă şi cu aer.

Prin operaţia de recoacere se îmbunătăţesc caracteristicile tolei şi deci caracteristicile

miezului magnetic.

Împachetarea miezului – se realizează o împachetare prealabilă cu unul din juguri

prevăzut pentru demontare, pentru a se introduce bobinele.

Materiale şi SDV-uri:

lac special pentru încleiere

preşpan

trafobord

dispozitive de transportat tole

masă de împachetare

Pagina 31 din 32

dispozitiv de susţinere miez

cricuri

dispozitiv de strângere şi consolidare miez.

Strângerea miezului (deci a tolelor) se face astfel:

Jugul se strânge cu schela transformatorului (cu consolele)

Coloanele se strâng prin lipire cu Lac de lipire care se pensulează doar pe periferia

miezului, nu şi între coloane (pentru a se realiza un coeficient de împachetare bun).

Pagina 32 din 32

http://www.tocilar.ro/

Date post:	08-Dec-2014
Category:	Documents
Upload:	referat321
View:	44 times
Download:	13 times

Diploma

Documents