Обеспечение равнопрочности главной и продольной изоляции трансформаторов на основе рационализации

52

Ежеквартальный

спецвыпуск

№

 4(7), 

декабрь

 2017

Валерий

БРЫКИН

,

начальник

сектора

диагностики

элек

-

тр

отехнической

службы

Департамента

эксплуатации

и

ремонта

АО

 «

Тюменьэнерго

»

Обеспечение

равнопрочности

главной

и

продольной

изоляции

трансформаторов

на

основе

рационализации

И

з

практики

эксплуатации

силовых

трансформа

-

торов

распределительных

сетей

 6–10 

кВ

извест

-

но

, 

что

значительный

процент

их

повреждается

в

первые

годы

после

выхода

из

ремонта

вслед

-

ствие

пробоя

витковой

изоляции

, 

испытание

которой

не

предусмотрено

ни

действующим

РД

 34.45-51.300-97 «

Объ

-

ем

и

нормы

испытаний

электрооборудования

», 

ни

в

новой

редакции

этого

переиздаваемого

ныне

документа

. 

Между

тем

такие

послеремонтные

испытания

следовало

бы

счи

-

тать

обязательными

для

трансформаторов

мощностью

до

 1000 

кВА

на

местных

ремонтных

предприятиях

или

в

электроремонтных

мастерских

. 

Продольная

изоляция

обмоток

 (

межвитковая

, 

межкатушечная

, 

а

также

между

от

-

ветвлениями

для

регулирования

напряжения

) 

наиболее

подвержена

воздействию

градиентных

перенапряжений

, 

не

имея

никакой

защиты

от

них

, 

в

то

время

как

главная

изо

-

ляция

 («

фаза

 — 

фаза

» 

и

 «

фаза

 — 

земля

»), 

как

известно

, 

обязательно

защищается

разрядниками

и

ограничителями

перенапряжений

. 

Чтобы

испытанию

подвергалась

про

-

дольная

изоляция

, 

повышенное

напряжение

должно

индук

-

тироваться

в

самих

обмотках

трансформатора

, 

изначально

выявляя

дефекты

изоляции

обмоточного

провода

, 

в

утол

-

щенных

местах

стыковки

провода

спайкой

или

контактной

сваркой

, 

а

также

между

катушками

и

ответвлениями

. 

Ко

-

нечно

, 

грозовые

воздействия

способны

вызвать

наруше

-

ния

продольной

изоляции

и

у

изначально

бездефектных

обмоток

, 

но

это

лишь

повышает

значение

полноценного

послеремонтного

контроля

, 

в

котором

должна

присутство

-

вать

также

и

проверка

продольной

изоляции

как

важное

звено

в

цепочке

мер

по

обеспечению

равнопрочности

трансформатора

в

целом

.

На

трансформаторных

заводах

обеспечение

принципа

равнопрочности

главной

и

продольной

изоляции

обмоток

узаконено

действием

двух

государственных

стандартов

. 

Не

затрагивая

здесь

испытаний

приложенным

повышен

-

ным

напряжением

главной

изоляции

, 

сосредоточимся

на

раскрытии

в

них

 (

стандартах

) 

подробностей

, 

относящихся

к

испытаниям

изоляции

продольной

. 

Стандарт

 [1] 

в

п

. 5.4.8 

гласит

: «

Внутренняя

изоляция

обмоток

трансформаторов

и

дугогасящих

реакторов

классов

напряжения

от

 3 

до

35 

кВ

с

полной

изоляцией

нейтрали

обмотки

ВН

должна

выдерживать

испытание

…

одноминутным

напряжени

-

ем

, 

индуктированным

в

испытываемом

трансформаторе

и

равным

двойному

номинальному

напряжению

».

На

заводах

применяются

раздельные

схемы

для

ис

-

пытаний

приложенным

и

индуктированным

напряже

-

ниями

, 

со

своими

испытательными

трансформаторами

и

регуляторами

напряжения

. 

В

местных

же

условиях

на

испытательном

стенде

имеется

обычно

один

высоко

-

вольтный

трансформатор

  (

например

, 

ИОМ

 100/20 

или

ИОМ

 100/100) 

с

регулятором

напряжения

индукционного

типа

  (

РНО

, 

РОТМ

); 

их

мощности

достаточно

, 

чтобы

ис

-

пытывать

главную

изоляцию

закорачиваемой

обмотки

ВН

 (6 

или

 10 

кВ

) 

приложенным

повышенным

напряжени

-

ем

, 

когда

током

нагрузки

является

малый

емкостный

ток

обмотки

относительно

  «

земли

» (

магнитопровода

и

бака

) 

и

заземляемой

закороченной

обмотки

НН

 (0,4 

кВ

). 

Но

ис

-

пытать

продольную

изоляцию

отремонтированного

транс

-

форматора

индуктированным

напряжением

, 

возбужда

-

емым

через

его

обмотку

НН

от

трехфазного

регулятора

до

двойного

номинального

  (

то

есть

, 

соответственно

, 

до

12 

или

 20 

кВ

), 

не

всегда

удается

. 

Уже

при

мощности

объ

-

Техсовет

53

екта

испытания

от

 250 

кВА

регулятор

напряжения

может

начать

перегружаться

по

току

, 

быстро

нарастающему

при

подъеме

напряжения

вследствие

насыщения

сердечника

испытуемого

трансформатора

.

На

такой

случай

есть

второй

стандарт

 — [2], 

который

предоставляет

возможность

уйти

от

насыщения

за

счет

повышения

частоты

индуктированного

напряжения

, 

что

понятно

из

основополагающей

формулы

закона

электро

-

магнитной

индукции

:

U

 = 4,44

 f w B S

, (1)

где

, 

очевидно

, 

частота

f

и

индукция

B

находятся

в

обратно

пропорциональной

зависимости

. 

Процитируем

п

. 7.5.2.5 

из

этого

стандарта

: «

При

испытании

силовых

трансфор

-

маторов

… 

напряжением

, 

индуктированным

в

испытуемом

объекте

, 

при

частоте

до

 100 

Гц

включительно

длитель

-

ность

выдержки

испытательного

напряжения

  (

t

) 

должна

быть

равна

 1 

мин

, 

а

при

частоте

f

более

 100 

Гц

длитель

-

ность

  (

t

) 

в

секундах

должна

быть

уменьшена

в

соответ

-

ствии

с

формулой

: 

 100

t

 = 60 · —, (2)

f

но

не

должна

быть

менее

 15 

с

». 

Например

, 

принимая

, 

что

достаточным

для

ухода

от

сверхтока

насыщения

будет

ис

-

пытание

при

частоте

 150 

Гц

, 

мы

должны

будем

держать

на

-

пряжение

в

течение

только

 40 

с

, 

а

не

 1 

мин

, 

как

требовалось

бы

при

 50 

Гц

.

Принятие

здесь

для

примера

сразу

тройной

частоты

как

бы

по

случайному

выбору

навеяно

на

самом

деле

воспоминанием

о

встречавшихся

в

технической

литера

-

туре

описаниях

именно

утроителей

частоты

электромаг

-

нитного

типа

, 

и

мысль

о

них

невольно

высветила

одну

побочную

тему

, 

целенаправленно

поднятую

недавно

на

высоком

уровне

и

вследствие

этого

вызвавшую

самое

широкое

обсуждение

. 

Речь

идет

о

развертывании

ра

-

ционализаторского

движения

. 

На

самом

почти

исходе

«

Года

инженера

», 23 

ноября

 2016 

года

, 

в

масштабе

всей

государственной

электросетевой

энергетики

вышло

рас

-

поряжение

  «

О

совершенствовании

рационализаторского

движения

», 

знаменующее

собой

оживление

творческого

потенциала

персонала

на

всех

уровнях

многоплановой

организации

пусконаладочных

, 

эксплуатационно

-

ремонт

-

ных

работ

и

оперативного

управления

. 

Среди

большого

числа

направлений

рационализаторской

тематики

обра

-

щают

на

себя

внимание

такие

, 

в

частности

, 

рубрики

свод

-

ного

реестра

, 

как

 «

эксплуатация

распределительных

се

-

тей

», «

реконструкция

» 

и

  «

аварийно

-

восстановительные

работы

». 

Но

именно

в

таком

сочетании

названные

темы

представляются

непосредственно

относящимися

к

про

-

блеме

установления

принципа

равнопрочности

главной

и

продольной

изоляции

для

ремонтируемых

распреде

-

лительных

трансформаторов

, 

что

позволяет

предложить

здесь

предметное

проведение

расчетных

оценок

для

не

-

коего

частного

случая

, 

являющегося

в

то

же

время

доста

-

точно

типичным

. 

Для

утроителя

частоты

электромагнитного

типа

нуж

-

ны

три

однофазных

магнитопровода

, 

на

каждом

из

ко

-

торых

находятся

две

обмотки

 — 

первичная

и

вторичная

(

рисунок

 1). 

Первичная

, 

трехфазная

, 

соединяется

в

звез

-

ду

  (

число

витков

на

каждой

фазе

равно

w

1

) 

и

питается

от

регулятора

напряжения

  (

он

пока

на

этом

рисунке

не

показан

, 

условно

обозначено

трехфазное

напряжение

питающей

сети

). 

Когда

подъемом

напряжения

с

помощью

регулятора

будет

устанавливаться

расчетный

режим

на

-

сыщения

, 

при

котором

кривая

магнитного

потока

станет

несинусоидальной

, 

то

во

вторичных

обмотках

с

числом

витков

каждая

w

3

наведутся

также

несинусоидальные

ЭДС

, 

имеющие

в

своем

составе

выс

-

шие

гармоники

. 

При

последователь

-

ном

соединении

вторичных

обмоток

на

выходе

, 

как

известно

, 

как

раз

бу

-

дет

действовать

напряжение

частоты

150 

Гц

U

3

, 

равное

сумме

ЭДС

третьей

гармоники

всех

трех

фаз

, 

то

есть

 3

e

3

.

Поставим

задачу

рассчитать

кон

-

струкцию

утроителя

частоты

. 

Такое

заявление

непременно

требует

ого

-

ворки

, 

что

речь

пойдет

не

о

строгом

конструкторском

расчете

как

таковом

, 

опирающемся

на

канонические

ли

-

тературные

источники

типа

 [3], 

а

об

определении

принципов

создания

устройства

, 

и

притом

с

позиций

ра

-

ционализаторства

, 

которое

при

несо

-

мненной

полезности

цели

, 

с

опорой

на

Рис

. 1. 

Принципиальная

схема

утроителя

частоты

54

Ежеквартальный

спецвыпуск

№

 4(7), 

декабрь

 2017

соблюдение

теоретических

основ

и

всех

регламентных

правил

, 

может

по

итогу

инициативного

использования

доступных

материалов

и

располагаемых

финансовых

средств

дать

экономический

эффект

. 

Начать

, 

конечно

, 

следует

с

магнитопровода

. 

Посколь

-

ку

, 

как

только

что

было

сказано

, 

рационализаторский

сюжет

, 

прямо

созвучный

идее

импортозамещения

, 

хоть

и

сопряжен

с

творческим

увлечением

, 

но

не

вещь

в

себе

, 

а

в

конечном

счете

нацелен

на

получение

какой

-

то

мате

-

риальной

выгоды

для

производства

, 

то

, 

наряду

с

исход

-

ным

вариантом

изготовления

магнитопровода

из

новой

трансформаторной

стали

, 

имеет

смысл

рассмотреть

и

реальную

возможность

использовать

какие

-

то

готовые

конструкции

магнитопроводов

, 

не

применяемых

более

по

разным

причинам

.

Сделать

такое

заявление

позволяют

два

обстоятель

-

ства

. 

Первое

 — 

это

специфика

испытаний

, 

состоящая

в

их

кратковременности

  (

счет

на

минуты

или

десятки

секунд

), 

когда

какие

-

то

требования

по

нормативам

на

по

-

тери

в

сердечниках

трансформаторных

устройств

теряют

свою

остроту

, 

уступая

первенство

несомненным

соблю

-

дениям

параметрических

данных

, 

позволяющих

достичь

намеченного

результата

. 

Второе

 — 

обширная

практика

изготовления

и

последующего

применения

на

основе

рас

-

четной

методики

в

 [4], 

дающей

минимум

массы

активных

материалов

 (

стали

и

меди

), 

резонансных

трансформато

-

ров

с

разомкнутым

сердечником

для

испытания

повышен

-

ным

напряжением

статорных

обмоток

генераторов

и

про

-

жигания

мест

повреждения

кабелей

.

Конечно

, 

у

этих

резонансных

трансформаторов

маг

-

нитопровод

представляет

собой

просто

прямолинейный

стержень

из

шихтованных

листов

  (

толщиной

, 

как

прави

-

ло

, 0,35 

мм

и

с

хорошим

заполнением

круга

сечением

), 

но

немало

вариантов

, 

когда

располагают

и

замкнутыми

сер

-

дечниками

, 

состояние

которых

с

большой

вероятностью

после

предварительных

испытаний

известными

способа

-

ми

окажется

приемлемым

для

решения

намеченной

за

-

дачи

. 

Такую

коллекцию

могут

представлять

собой

, 

к

при

-

меру

, 

сердечники

от

неиспользуемых

трансформаторов

напряжения

  (

ТН

) 

типа

НКФ

. 

Уже

давно

последние

заме

-

няются

на

ТН

емкостного

типа

. 

Немало

НКФ

выходило

из

строя

из

-

за

феррорезонанса

 (

ФР

), 

при

котором

зачастую

повреждались

лишь

обмотки

, 

а

 «

железо

» 

оставалось

чи

-

стым

, 

с

нетронутой

межлистовой

изоляцией

. 

Теперь

, 

ког

-

да

уже

изжита

проблема

ФР

в

схемах

с

выключателями

, 

снабженными

емкостными

шунтами

, 

все

же

остаются

ве

-

роятности

повреждений

НКФ

-110 

в

сетях

с

эффективным

заземлением

нейтрали

, 

где

на

подстанциях

с

изолиро

-

ванной

нейтралью

обмоток

силовых

трансформаторов

, 

питаемых

отпайками

от

ВЛ

 110 

кВ

, 

эти

НКФ

-110 

являют

-

ся

заложниками

случайных

неполнофазных

режимов

(

типичнейший

случай

 — 

разрыв

провода

в

шлейфе

на

транзите

). 

Конечно

, 

острота

возникающего

при

этом

ФР

, 

завершающегося

в

предельно

неблагоприятных

случаях

взрывом

НКФ

на

первой

минуте

, 

зависит

от

места

обрыва

на

линии

, 

то

есть

от

складывающейся

при

этом

величи

-

ны

емкости

проводов

двух

 «

здоровых

» 

фаз

относительно

оборвавшейся

фазы

в

сторону

подстанции

с

изолирован

-

ной

нейтралью

, 

где

подключен

начинающий

резонировать

с

этими

емкостями

обреченный

НКФ

; 

однако

ныне

, 

когда

введены

с

действием

на

отключение

релейные

защиты

, 

реагирующие

на

возрастающее

напряжение

нулевой

по

-

следовательности

в

цепи

вторичной

обмотки

такого

НКФ

, 

он

может

все

-

таки

успеть

получить

необратимые

подогре

-

вы

обмоток

резонансным

током

, 

но

свои

стальные

сер

-

дечники

сохранит

в

почти

исходном

состоянии

, 

пригодном

для

дальнейшего

использования

.

Пусть

в

таком

виртуальном

рационализаторском

по

-

иске

выбор

остановлен

на

трех

располагаемых

готовых

сердечниках

из

электротехнической

холоднокатаной

ста

-

ли

Э

-310 (

прежнего

аналога

более

современной

марки

«3405»), 

характеристика

намагничивания

которой

пред

-

ставлена

таблицей

 1 

и

будет

далее

использована

в

гра

-

фическом

изображении

. 

Размеры

каждого

из

однофазных

магнитопроводов

, 

принимаемых

для

упрощения

рассмотрения

квадратной

формы

  (

при

квадратных

же

окнах

и

стержнях

), 

изобра

-

женных

без

масштаба

на

рисунке

 1, 

равны

: 

S

 = 0,00585 

м

2

(

площадь

поперечного

сечения

) 

и

l

ср

 = 1,26 

м

 (

длина

сред

-

ней

силовой

линии

магнитного

потока

).

По

этим

исходным

данным

можно

из

формулы

 (1) 

най

-

ти

число

витков

первичной

обмотки

, 

но

сначала

следует

определиться

с

режимом

насыщения

магнитопроводов

. 

Располагая

трехфазным

регулятором

напряжения

типа

РОТ

, 

РОТМ

с

пределами

регулирования

от

 0 

до

 600 

В

, 

зада

-

димся

расчетным

напряжением

возбуждения

утроителя

. 

Примем

его

равным

 300 

В

, 

то

есть

U

1

ф

 = 300 / 

√

3 = 173 

В

. 

Для

гарантированного

насыщения

каждого

из

трех

сер

-

дечников

с

целью

контрастного

выделения

 3-

й

гармони

-

ки

выбираем

в

таблице

 1 

значение

индукции

B

 = 1,6 

Тл

, 

которому

соответствует

напряженность

магнитного

поля

H

 = 360 

А

/

м

. 

Тогда

из

формулы

 (1) 

выражаем

Табл

. 1. 

Характеристика

намагничивания

электротехнической

холоднокатаной

стали

Э

-310

Индукция

 (

В

), 

Тл

0,3

0,56

0,85

1,0

1,16

1,3

1,45

1,5

1,55

1,6

1,65

Напряженность

магнитного

поля

 (

Н

), 

А

/

м

8

20

38

60

100

150

220

260

300

360

420

Техсовет

55

w

1

 = 

U

1

ф

 / (4,44 

f

1

B S

) 

и

, 

подставляя

числовые

значения

, 

получаем

: 

w

1

 = 173 / (4,44 · 50 · 1,6 · 0,00585) = 83 

витка

. 

Теперь

, 

используя

формулу

закона

полного

тока

I

1

w

1

 = 

H

l

ср

, (3)

найдем

ток

в

первичной

обмотке

: 

I

1

хх

= 

H

l

ср

 / 

w

1

 = 360 · 1,26 / 83 = 5,47 

А

. (4)

Это

ток

холостого

хода

утроителя

. 

Прежде

чем

опреде

-

лять

рабочие

токи

в

первичной

и

затем

вторичной

обмотках

при

испытании

, 

нужно

определить

данные

по

самой

этой

вторичной

обмотке

, 

для

чего

производится

графо

-

аналити

-

ческое

определение

электродвижущей

силы

 3-

й

гармоники

, 

представленное

в

его

графической

части

на

рисунке

 2 

и

вы

-

полняемое

в

следующем

порядке

:

–

в

координатах

B

(

H

) 

в

выбранных

масштабах

строится

кривая

намагничивания

стали

Э

-310 

по

числовым

значе

-

ниям

таблицы

 1;

–

по

осям

, 

противоположно

направленным

осям

В

и

Н

, 

принимается

масштаб



/12 

в

 1 

см

и

в

квад

ранте

H

(



t

) 

строится

полупериод

синусоиды

 50 

Гц

с

амплитудой

, 

рав

-

ной

принятому

значению

насыщающей

напряженности

360 

А

/

м

; 



 = 2



f

1

 = 314 1/

с

;

–

на

кривой

B

(

H

) 

выбираются

произвольно

 4 

точки

, 

изо

-

бражение

которых

сносится

двояким

образом

в

квадрант

B

(



t

): 

горизонталями

 — 

напрямую

и

вертикалями

 — 

через

последующий

круговой

перенос

их

двойных

про

-

екций

на

синусоиде

до

пересечения

с

соответствующими

горизонталями

.

Удвоение

числа

проецируемых

точек

на

синусоиде

H

(



t

) 

приводит

к

тому

, 

что

в

квадранте

B

(



t

) 

получено

9 

точек

, 

в

том

числе

две

с

абсциссами

 0 

и



на

оси



t

, 

а

одна

 — 

с

максимальной

ординатой

при



t

 = 



/2, 

соот

-

ветствующей

выбранному

режиму

рабочего

насыщения

. 

По

этим

девяти

точкам

строится

кривая

зависимости

B

(



t

), 

ярко

выраженная

несинусоидальность

которой

характеризует

эффективность

процесса

насыщения

и

яв

-

Рис

. 2. 

К

графо

-

аналитическому

определению

третьей

гармоники

в

кривой

магнитной

индукции

56

Ежеквартальный

спецвыпуск

№

 4(7), 

декабрь

 2017

ляется

залогом

получения

требуемого

уровня

третьей

гармоники

. 

Для

получения

составляющей

этой

гармо

-

ники

в

нелинейной

кривой

индукции

произве

-

дем

разложение

кривой

B

(



t

) 

в

ряд

Фурье

по

[5]. 

Шаг

разбиения

полупериода

промчастоты



на

 12 

интервалов

обозначим

p

, 

он

означает

номер

интервала

. 

Каждому

из

 12-

ти

интерва

-

лов

соответствует

конкретная

величина

B

p

(



t

), 

определяемая

как

ордината

кривой

в

масшта

-

бе

 0,2 

Тл

/

см

. 

Эти

величины

одинаковы

в

по

-

следующих

расчетных

формулах

определения

гармоник

 1, 3 

и

 5. 

Поскольку

вид

этой

сим

мет

-

рич

ной

периодической

кривой

соответствует

условию

f

(

x

) = – 

f

(–

x

), 

то

в

разложении

будут

отсутствовать

косинусные

гармоники

и

по

-

стоянная

составляющая

, 

то

есть

вычисление

будет

проводиться

только

для

синусов

. 

Хотя

нас

интересует

только

 3-

я

гармоника

, 

но

для

возможности

осуществления

последующей

графической

проверки

правильности

расчетов

(

путем

сложения

ординат

) 

здесь

далее

проде

-

лано

определение

 1-

й

, 3-

й

и

 5-

й

гармоник

, 

при

сложении

которых

должно

получаться

явное

приближение

к

исходной

разлагаемой

кривой

(

по

итогам

построения

нетрудно

убедиться

в

корректности

его

и

, 

следовательно

, 

расчетов

, 

но

здесь

сумма

трех

не

-

четных

гармоник

не

показана

, 

чтобы

не

загромождать

чер

-

тежа

). 

Итогом

является

получение

амплитудных

значений

каждой

гармоники

n

индукции

по

фор

муле

:

 12

B

n

макс

 = 

B

p

(



t

) · 

sin

p

(



n

t

), (5)

p

=1

где

n

 = 1, 3, 5. 

Предварительные

расчеты

по

этой

формуле

сведены

в

таблицу

 2.

Выбирая

из

таблицы

соответствующие

значения

, 

мы

по

формуле

 (5) 

рассчитываем

поочередно

амплитуды

маг

-

нитной

индукции

для

каждой

из

гармоник

B

1

макс

 = 1,92 

Тл

, 

B

3

макс

 =

 0,45 

Тл

, 

B

5

макс

 = 0,2 

Тл

.

Жирным

шрифтом

выделена

необходимая

для

последу

-

ющего

расчета

третья

гармоника

. 

Соответствующие

гармо

-

нические

 (

синусоидальные

) 

кривые

построены

на

рисунке

 2 

в

масштабе

 0,2 

Тл

/

см

со

своими

амплитудами

. 

Зная

индукцию

, 

определяем

магнитный

поток

: 

Ф

3

 = 

B

3

S

 = [0,45 · 

sin 

(3



t

) · 0,00585] B

б

 = 

= 0,0026 · 

sin 

(3



t

) B·

с

. 

Тогда

ЭДС

 3-

й

гармоники

на

 1 

виток

будет

равна

произ

-

водной

от

этого

выражения

:

e

3

 = 

d

Ф

3 

/ 

dt

 = 0,0026 · 3 · 314 

cos

 (3



t

) = 2,45 

cos

 (3



t

);

амплитуда

E

3

 = 2,45 

B

макс

.

Требуемая

величина

напряжения

утроенной

частоты

должна

быть

равна

  2

U

ном

, 

но

поскольку

испытание

про

-

водится

с

поочередным

возбуждением

каждой

фазы

об

-

мотки

НН

при

ее

схеме

соединения

 «

звезда

с

выведенной

нейтралью

», 

то

с

выхода

утроителя

на

трансформатор

должно

подаваться

двойное

фазное

напряжение

обмотки

НН

, 

то

есть

2 · 0,23 

кВ

д

 = 0,46 

кВ

д

. 

Тогда

необходимое

напряжение

вторичной

обмотки

утроителя

частоты

на

одном

сердечнике

U

3

f

 = 0,46 / 3 

кВ

д

 = 0,15(3) 

кВ

д

, (6)

а

число

витков

обмотки

w

3

 = 

U

3

f

 · 

√

2 / 

E

3

 = 0,15(3) · 10

3

 · 1,41 / 2,45 = 88 

витков

.

Теперь

, 

когда

витковые

данные

обмоток

утроителя

опре

-

делились

, 

можно

обратиться

к

схеме

испытания

 (

рисунок

 3). 

Рассмотрим

, 

какая

нагрузка

ожидается

в

цепи

тройной

частоты

схемы

испытаний

, 

то

есть

какой

провод

выбрать

для

каждой

из

соединенных

последовательно

вторичных

обмоток

утроителя

. 

Для

этого

примем

в

качестве

объекта

испытаний

трансформатор

 630 

кВА

, 10/0,4 

кВ

, 

у

которого

ток

холостого

хода

составляет

 3 % 

от

номинального

. 

Найдем

по

этим

исходным

данным

неизвестные

пока

конструктивные

параметры

испытуемого

трансформатора

.

Номинальный

ток

обмотки

НН

: 

I

ном

 = 630 000 / 

√

3 · 400 = 910,4 

А

.

Ее

ток

холостого

хода

: 

I

х

.

х

.

 = 0,03 

I

ном

 = 0,03 · 910,4 = 27,3 

А

.

Зная

из

 [6], 

что

для

трансформаторов

габарита

от

 100 

до

1000 

кВА

ЭДС

витка

обмоток

e

в

изменяется

в

линейном

Табл

. 2. 

Амплитудные

значения

каждой

гармоники

n

индукции

p

B

p

(



t

)

,

Тл



1

t

sin

p

(



1

t

)



3

t

sin

p

(



3

t

)



5

t

sin

p

(



5

t

)

1

1,16



/12

0,259



/4

0,707

5



/12

0,966

2

1,38



/6

0,5



/2

1,0

5



/6

0,5

3

1,51



/4

0,707

3



/4

0,707

5



/4

– 0,707

4

1,56



/3

0,867



0

5



/3

– 0,867

5

1,59

5



/12

0,966

5



/4

– 0,707

25



/12

0,259

6

1,60



/2

1,0

3



/2

– 1,0

5



/2

1,0

7

1,59

7



/12

0,966

7



/4

– 0,707

35



/12

0,259

8

1,56

2



/3

0,867

2



0

10



/3

– 0,867

9

1,51

3



/4

0,707

9



/4

0,707

15



/4

– 0,707

10

1,38

5



/6

0,5

5



/2

1,0

25



/6

0,5

11

1,16

11



/12

0,259

11



/4

0,707

55



/12

0,966

12

0



0

3



0

5



0

Техсовет

57

нарастании

соответственно

от

 3,5 

до

 7,5, 

принимаем

для

630 

кВА

величину

e

в

 = 6 

В

/

вит

. 

Тогда

число

витков

обмотки

НН

составит

:

w

 = 

U

ф

 / 

e

в

 = 400 /

√

3 · 6 = 38,5, 

или

округленно

 39. 

Полагая

, 

что

сталь

у

трансформатора

имеет

ту

же

кри

-

вую

намагничивания

, 

что

и

у

стали

, 

выбранной

для

утрои

-

теля

частоты

, 

то

есть

как

на

рисунке

 2, 

но

с

рабочей

точкой

, 

характерной

для

масляных

трансформаторов

этого

габари

-

та

  (

B

 = 1,5 

Тл

, 

H

 = 255 

А

/

м

), 

определяем

из

 (1) 

площадь

поперечного

сечения

S

тр

, 

а

из

 (3) — 

среднюю

длину

силовой

линии

магнитного

потока

L

ср

:

S

тр

 = 

U

ф

 / 4,44 

f

1

w

B

 = 230 / (4,44 · 50 · 39 · 1,5) = 0,0177 

м

2

;

L

ср

 = 

I

х

.

х

.

w

 / 

H

 = 27,3 · 39 / 255 = 4,18 

м

.

Теперь

найдем

индукцию

в

сердечнике

трансформатора

630 

кВА

при

его

испытании

двойным

напряжением

на

трой

-

ной

частоте

: 

B

150

 = 2

U

ф

 / (4,44 

f

3

w

S

тр

) =

= 2 · 230 / (4,44 · 150 · 39 · 0,0177) = 1,0 

Тл

, 

что

иллюстрирует

ранее

отмечавшуюся

обратно

пропорци

-

ональную

зависимость

B

от

f 

: 

повышая

частоту

, 

уходим

от

насыщения

. 

Этой

индукции

по

кривой

намагничивания

на

рисунке

 2 

соответствует

напряженность

H

150

 = 60 

А

/

м

.

Располагая

теперь

основными

конструктивными

параме

-

трами

, 

найдем

индуктивное

сопротивление

обмотки

НН

на

частоте

 150 

Гц

из

совместного

решения

уравнений

 (1) 

и

 (3), 

а

именно

 — 

делением

 (1) 

на

 (3), 

при

соответствующем

изме

-

нении

индексов

для

рассматриваемого

объекта

испытаний

: 

 4,44 

f

3

B

150

S

тр

4,44 · 150 · 1,0 · 0,0177

X

150 

тр

 = — · 

w

2

 = —  · 39

2

 =

H

150

L

ср

60 · 4,18

 = 

71,5 

Ома

. (7)

Это

индуктивное

сопротивление

трансформатора

630 

кВА

при

его

возбуждении

испытательным

напряже

-

нием

 460 

Вд

частоты

 150 

Гц

со

стороны

обмотки

НН

  (

по

схеме

на

рисунке

 3), 

которым

определяется

ток

в

обмотке

и

, 

следовательно

, 

во

всей

цепи

, 

замкнутой

через

вторич

-

ные

обмотки

утроителя

частоты

:

I

3 

= 3 · 

U

3

f

 / 

X

150 

тр

 = 460 / 71,5 = 6,43 

А

. (8)

Именно

при

таком

испытании

, 

представляющем

собой

в

сущности

режим

холостого

хода

, 

но

со

спе

ци

фи

ческими

его

параметрами

, 

к

каждому

элементу

продольной

изоля

-

ции

обеих

обмоток

трансформатора

 (

НН

и

ВН

), 

в

том

числе

и

витковой

изоляции

, 

прикладывается

в

течение

 40 

с

двой

-

ное

напряжение

согласно

условиям

стандартов

 [1] 

и

 [2]. 

Ток

, 

протекающий

по

первичной

обмотке

, 

определим

из

условия

равенства

полных

мощностей

:

√

3 · 

U

1

 · 

I

1

 = 3 

U

3

f

 · 

I

3

, (9)

откуда

в

числах

: 

I

1

 = (460 · 6,43) / (

√

3 · 300) = 5,7 

А

. (10)

Проведенное

упрощенное

рассмотрение

не

требует

таких

подробностей

точных

расчетов

, 

как

определение

индуктивных

сопротивлений

регулятора

и

питающей

сети

0,4 

кВ

, 

а

также

сопротивления

всех

элементов

схемы

по

-

стоянному

току

; 

последние

малы

в

сравнении

с

индук

-

тивными

сопротивлениями

, 

но

имеют

принципиальное

значение

для

демпфирования

колебаний

и

снижения

перенапряжений

. 

Зная

токи

, 

можно

выбрать

провод

для

обмоток

и

оценить

возможность

их

размещения

в

окнах

магнитопроводов

утрои

-

теля

. 

При

безмасляном

 (

сухом

) 

исполнении

утроителя

и

прак

-

тически

одинаковых

токах

в

обеих

обмотках

выберем

, 

при

плотности

тока

для

медного

провода

 2,0 

А

/

мм

2

, 

провод

ПЭЛ

-2 

диаметром

 2 

мм

. 

Оценим

, 

сколько

места

в

окне

магнитопро

-

вода

займет

первичная

обмотка

с

учетом

указанных

выше

его

размеров

. 

При

S

 = 0,00585 

м

2

и

квадратном

сечении

сердеч

-

ника

толщина

набора

листов

стали

, 

равная

ширине

стержня

, 

будет

√

0,00585 = 0,0765 

м

, 

что

при

l

ср

.

 = 1,26 

м

даст

размер

стороны

квадрата

окна

 1,26/4 – 0,0765 = 0,2385 

м

. 

У

квадра

-

та

сечения

стержня

со

стороной

 0,0765 

м

диагональ

составит

0,108 

м

, 

так

что

на

стержень

может

быть

свободно

надет

стан

-

дартный

бакелитовый

цилиндр

диаметром

 120 

мм

 (

и

длиной

0,2385 

м

) 

с

намотанной

на

него

первичной

обмоткой

. 

Остав

-

ляя

произвольно

на

две

стороны

краевой

изоляции

слоя

этой

низковольтной

обмотки

 0,05 

м

, 

получаем

длину

активного

слоя

намотки

 0,2385 – 0,05 = 0,1885 

м

, 

на

которой

уместят

-

Рис

. 3. 

Схема

испытаний

продольной

 (

витковой

) 

изоляции

двухобмоточного

трансформатора

58

Ежеквартальный

спецвыпуск

№

 4(7), 

декабрь

 2017

ся

все

 83 

витка

провода

ПЭЛ

-2, 

образуя

единственный

слой

первичной

обмотки

толщиной

 0,002 

м

. 

В

результате

получаем

поперечный

выступ

в

окне

этой

обмотки

(0,120 – 0,0765) / 2 + 0,002 + 0,005 = 0,0288 

м

,

что

оставляет

свободной

ширину

окна

0,2385 – 0,0288 

м

 = 0,21 

м

,

с

избытком

достаточную

для

размещения

другой

, 

вторичной

обмотки

с

числом

витков

w

3

. 

При

близости

чисел

витков

обеих

обмоток

 (83 

и

 88) 

и

одинаковом

проводе

условия

размещения

их

на

магнито

-

проводе

практически

одинаковы

, 

тогда

, 

с

учетом

вышепри

-

веденного

рассмотрения

, 

зазора

в

окне

между

ними

с

из

-

бытком

хватит

даже

при

выполнении

изоляции

вторичной

обмотки

класса

выше

 1000 

В

 (

например

, 6 

кВ

), 

что

потре

-

буется

в

случае

применения

конденсатора

, 

включаемого

последовательно

с

испытуемой

обмоткой

и

повышающего

напряжения

на

участках

цепи

  (

и

на

нем

самом

) 

из

-

за

эф

-

фекта

компенсации

индуктивностей

обмоток

.

Рассмотренный

пример

для

трансформатора

 630 

кВА

как

объекта

 — 

один

частный

случай

из

множества

других

, 

ко

-

личество

которых

определяется

разнообразием

номенкла

-

туры

ремонтируемых

трансформаторов

распределительных

сетей

по

мощности

, 

а

также

значительным

разбросом

вели

-

чины

тока

холостого

хода

, 

зависящего

от

срока

эксплуата

-

ции

. 

Нередко

у

старых

трансформаторов

этот

ток

достигает

десятков

процентов

от

номинального

и

проводимый

ремонт

не

улучшает

картины

. 

Процесс

испытаний

повторяется

поочередно

для

фаз

  «

А

», «

В

» 

и

  «

С

» 

по

 40 

с

согласно

 (2). 

При

наступлении

пробоя

витковой

изоляции

напряжения

по

показаниям

вольтметра

 (V) 

на

зажимах

нагрузки

 (

между

линейным

выводом

и

нейтралью

обмотки

НН

) 

и

статиче

-

ского

киловольтметра

прямого

подключения

на

стороне

ВН

испытуемого

трансформатора

 (kV) 

снижаются

до

нуля

(

цепь

киловольтметра

замыкается

через

достаточно

боль

-

шую

емкость

обмотки

ВН

относительно

земли

 — 

показано

штриховыми

линиями

на

рисунке

 3 

между

нейтралью

и

зем

-

лей

). 

Контроль

этими

приборами

особенно

важен

в

случае

применения

последовательно

включенной

компенсирую

-

щей

емкости

С

. 

Казалось

бы

, 

при

незначительной

нагрузке

в

цепи

тройной

частоты

незачем

устраивать

продольную

емкостную

компенсацию

, 

приводящую

к

возрастанию

тока

, 

тем

более

что

вместе

с

током

возрастают

  (

и

тем

сильнее

, 

чем

ближе

к

резонансу

напряжений

) 

падения

напряжения

на

нагрузке

и

на

емкости

С

. 

Однако

этому

варианту

схемы

есть

свои

объяснения

 — 

и

вот

одно

из

них

. 

Поскольку

падения

напряжения

на

конденсаторе

С

и

ис

-

пытуемой

обмотке

противофазны

и

равны

в

алгебраической

сумме

напряжению

на

выходе

утроителя

, 

а

напряжение

на

испытуемой

обмотке

в

любом

случае

не

должно

повыситься

сверх

 460 

В

на

НН

и

 12/

√

3 

или

 20/

√

3 

кВ

на

фазных

обмотках

ВН

 (

для

соответствующих

U

НОМ

 = 6 

или

 10 

кВ

), 

то

установле

-

ние

требуемой

величины

 460 

В

должно

достигаться

при

мень

-

шем

напряжении

с

выхода

регулятора

, 

чем

это

происходит

без

конденсатора

, 

то

есть

применение

конденсатора

позволя

-

ет

добиться

получения

требуемой

величины

испытательного

напряжения

тройной

частоты

при

меньшем

перевозбуждении

магнитопроводов

утроителя

. 

Но

одним

конденсатором

здесь

не

обойтись

, 

поскольку

разброс

значений

тока

холостого

хода

трансформаторов

при

большом

ряде

значений

их

мощностей

требует

и

широкого

диапазона

величин

результирующей

ем

-

кости

, 

образуемой

набором

конденсаторов

. 

Подбирая

кон

-

денсаторы

, 

нужно

обязательно

выполнять

предварительный

расчет

, 

не

задаваясь

режимом

настройки

, 

близким

к

резонан

-

су

, 

так

как

при

немалой

добротности

схемы

можно

получить

повышенные

падения

напряжения

как

на

конденсаторах

, 

так

и

на

объекте

испытаний

, 

подвергаемом

при

этом

риску

пробоя

. 

Подобно

использованию

готовых

свободных

магни

-

топроводов

, 

можно

, 

при

отсутствии

новых

конденсаторов

, 

пробовать

и

применение

бывших

  «

косинусных

» 

конденсато

-

ров

. 

Подбор

емкости

С

 — 

отдельный

ответственный

вопрос

; 

резонанс

недопустим

при

испытаниях

, 

поэтому

после

выбора

конденсатора

на

основе

предварительных

расчетов

следует

проводить

опыт

, 

принимая

в

качестве

критерия

допустимости

выбранного

варианта

контроль

скорости

роста

напряжения

на

объекте

при

равномерном

подъеме

его

регулятором

, 

а

также

величину

тока

 (

на

схеме

рисунка

 3 

не

показан

амперметр

, 

но

его

включение

не

представляет

трудности

; 

контролироваться

могут

оба

тока

 — 

I

1

и

I

3

).

На

этом

тема

, 

посвященная

малогабаритным

трансфор

-

маторам

, 

исчерпана

, 

но

по

инерции

мысль

невольно

пере

-

носится

к

проблеме

равнопрочности

главной

и

продольной

изоляции

обмоток

трансформаторов

крупных

габаритов

, 

в

отношении

которых

она

решается

не

по

инициативе

мест

-

ных

рационализаторов

, 

а

на

отраслевом

уровне

в

условиях

заводов

-

изготовителей

. 

Ситуация

здесь

необычна

тем

, 

что

на

заводе

крупные

трансформаторы

испытываются

все

-

сторонне

, 

в

том

числе

и

на

электрическую

прочность

про

-

дольной

изоляции

, 

но

реально

это

достоинство

проявляется

только

в

тех

случаях

, 

когда

трансформаторы

эксплуатируют

-

ся

в

регионах

с

хорошо

проводящими

грунтами

. 

Тогда

предусмотренное

существующими

нормативно

-

техническими

документами

  (

НТД

) 

сочетание

таких

факто

-

ров

грозоупорности

, 

как

наличие

грозозащитного

троса

на

ВЛ

, 

удовлетворяющие

нормативным

требованиям

сопро

-

тивления

заземления

опор

ВЛ

на

подходе

к

подстанциям

и

установка

вблизи

трансформатора

вентильного

разрядни

-

ка

 (

РВ

) 

или

ограничителя

перенапряжений

 (

ОПН

) 

обеспечи

-

вает

падение

на

обмотку

трансформатора

набегающей

с

ВЛ

грозовой

волны

с

параметрами

, 

которые

скоординированы

с

заводскими

испытательными

напряжениями

и

с

предельно

допустимыми

параметрами

для

апериодической

волны

с

на

-

ложенными

колебаниями

, 

формирующейся

при

срабатыва

-

нии

РВ

или

ОПН

на

входной

емкости

обмотки

.

Если

подстанция

и

отходящие

от

нее

ВЛ

расположены

в

местностях

с

грунтами

низкой

проводимости

, 

то

перечис

-

Техсовет

59

ленные

выше

три

фактора

грозоупорности

не

работают

, 

и

набегающие

с

ВЛ

грозовые

волны

пробивают

продоль

-

ную

 (

как

правило

витковую

) 

изоляцию

обмоток

, 

в

то

время

как

главную

изоляцию

срабатывающие

при

этом

ОПН

 (

или

РВ

) 

защищают

. 

Об

этом

достаточно

подробно

сказано

в

 [7], 

где

подчеркнуто

, 

что

назрела

необходимость

разработки

НТД

, 

в

которых

бы

вопросы

устойчивости

трансформато

-

ров

к

грозовым

воздействиям

, 

объективно

обеспечивае

-

мой

на

заводах

-

изготовителях

, 

были

увязаны

с

негативным

влиянием

низкой

проводимости

грунтов

, 

то

есть

чтобы

эта

устойчивость

не

утрачивалась

, 

а

удерживалась

бы

на

из

-

начально

заданном

уровне

применением

альтернативных

мер

  (

например

, 

таких

как

аппаратная

защита

взамен

не

-

эффективной

тросовой

). 

Тем

самым

соблюдение

важного

для

надежности

работы

принципа

равнопрочности

обмо

-

ток

трансформаторов

достигалось

бы

на

протяжении

всего

срока

их

эксплуатации

в

любых

природных

условиях

. 

ВЫВОДЫ

Надежность

работы

силовых

трансформаторов

электри

-

ческих

сетей

в

значительной

степени

определяется

равно

-

прочностью

главной

и