Đề tài Thiết kế máy biến áp điện lực ba pha

ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP Đề tài: Thiết kế máy biến áp điện lực 3 pha LỜI MỞ ĐẦU Chúng ta đang sống trong thời đại với sự phát triển không ngừng của khoa học kĩ thuật, một thời đại mà sự nghiệp công nghiệp hóa hiện đại hóa được đặt lên hàng đầu . Nói đến công nghiệp hóa, hiện đại hóa thì không thể tách rời được ngành điện, ngành điện đóng một vai trò mấu chốt trong quá trình đó. Trong ngành điện thì công việc thiết kế máy điện là một khâu vô cùng quan trọng, nhờ có các kĩ sư thiết kế máy điện mà các máy phát điện mới được ra đời cung cấp cho các nhà máy điện. Khi điện đã được sản xuất ra thì phải truyền tải điện năng tới nơi tiêu thụ, trong quá trình truyền tải điện năng đó thì không thể thiếu được các máy biến áp điện lực dùng để tăng và giảm điện áp lưới sao cho phù hợp nhất đối với việc tăng điện áp lên cao để tránh tổn thất điện năng khi truyền tải cũng như giảm điện áp cho phù hợp với nơi tiêu thụ . Vì lí do đó mà máy biến áp điện lực (MBAĐL) là một bộ phận rất quan trọng trong hệ thống điện .MBAĐL ngâm dầu là loại máy được sử dụng rất phổ biến hiện nay do những ưu điểm vượt trội của loại máy này có được .Nhờ đó mà MBAĐL ngâm dầu ngày càng dược sử dụng rộng rãi hơn và không ngừng được cải tiến sao cho phục vụ nhu cầu của người sử dụng đươc tốt nhất . Bằng tất cả cố gắng của mình ,với những kiến thức nhận được từ thầy cô và sự hướng dẫn tận tình của thầy giáo Nguyễn Đức Sỹ ,mà tôi đã làm nên bài thiết kế tốt nghiệp này. Nhiệm vụ thiết kế tốt nghiệp của tôi là: THIẾT KẾ MÁY BIẾN ÁP ĐIỆN LỰC BA PHA NGÂM DẦU Bài thiết kế tốt nghiệp của tôi gồm 2 phần: Phần 1 : Tổng quan về máy biến áp. Phần 2 : Thiết kế. Các bản vẽ : Bản vẽ tổng lắp ráp A0. Bản vẽ quấn dây và sơ đồ nối dây A0. Bản vẽ mạch từ lắp ráp A0. Kết luận . Các tài liệu tham khảo . PHẦN I: TỔNG QUAN VỀ MÁY BIẾN ÁP 1.1 VÀI NÉT KHÁI QUÁT VỀ MÁY BIẾN ÁP Để dẫn điện từ các trạm phát điện đến hộ tiêu thụ cần phải có đường dây tải điện (Hình 1.1) Nếu khoảng cách giữa nơi sản xuất điện và nơi tiêu thụ điện lớn, một vấn đề rất lớn đặt ra và cần được giải quyết là việc truyền tải điện năng đi xa làm sao cho kinh tế nhất và đảm bảo được các chỉ tiêu kĩ thuật. Máy phát điện Máy biến áp tăng áp Đường dây tải Máy biến áp giảm áp Hộ tiêu thụ Hình 1.1 Sơ đồ mạng truyền tải điện đơn giản Như ta đã biết, cùng một công suất truyền tải trên đường dây, nếu điện áp được tăng cao thì dòng điện chạy trên đường dây sẽ giảm xuống, như vậy có thể làm tiết diện dây nhỏ đi, do đó trọng lượng và chi phí dây dẫn sẽ giảm xuống, đồng thời tổn hao năng lượng trên đường dây cũng sẽ giảm xuống. Vì thế, muốn truyền tải công suất lớn đi xa, ít tổn hao và tiết kiệm kim loại mầu trên đường dây người ta phải dùng điện áp cao,dẫn điện bằng các đường dây cao thế, thường là 35,110,220 và 500 KV. Trên thực tế, các máy phát điện thường không phát ra những điện áp như vậy vì lí do an toàn, mà chỉ phát ra điện áp từ 3 đến 21KV, do đó phải có thiết bị để tăng điện áp đầu đường dây lên. Mặt khác các hộ tiêu thụ thường chỉ sử dụng điện áp thấp từ 127V, 500V hay cùng lắm đến 6KV, do đó trước khi sử dung điện năng ở đây cần phải có thiết bị giảm điện áp xuống. Những thiết bị dùng để tăng điện áp ra của máy phát điện tức đầu đường dây dẫn và những thiết bị giảm điện áp trước khi đến hộ tiêu thụ gọi là các máy biến áp (MBA). Thực ra trong hệ thống điện lực, muốn truyền tải và phân phối công suất từ nhà máy điện đến tận các hộ tiêu thụ một cách hợp lí, thường phải qua ba, bốn lần tăng và giảm điện áp như vậy. Do đó tổng công suất của các MBA trong hệ thống điện lực thường gấp ba, bốn lần công suất của trạm phát điện. Những MBA dùng trong hệ thống điện lực gọi là MBA điện lực hay MBA công suất. Từ đó ta cũng thấy rõ, MBA chỉ làm nhiệm vụ truyền tải hoặc phân phối năng lượng chứ không chuyển hóa năng lượng. Ngày nay khuynh hướng phát triển của MBA điện lực là thiết kế chế tạo những MBA có dung lượng thật lớn, điện áp thật cao, dùng nguyên liệu mới chế tạo để giảm trọng lượng và kích thước máy. Nước ta hiện nay ngành chế tạo MBA đã thực sự có một chỗ đứng trong việc đáp ứng phục vụ cho công cuộc công nghiệp hiện đại hóa nước nhà. Hiện nay chúng ta đã sản xuất được những MBA có dung lượng 63000KVA với điện áp 110KV. ĐỊNH NGHĨA MÁY BIẾN ÁP Máy biến áp là một thiết bị điện từ đứng yên, làm việc dựa trên nguyên lí cảm ứng điện từ, biến đổi một hệ thống dòng điện xoay chiều ở điện áp này thành một hệ thống dòng điện xoay chiều ở điện áp khác, với tần số không thay đổi. Kí hiệu một MBA đơn giản như hình 1.2 Hình 1.2 Kí hiệu MBA Đầu vào của MBA được nối với nguồn điện ,được gọi là sơ cấp (SC).Đầu ra của MBA được nối với tải gọi là thứ cấp (TC) Khi điện áp đầu ra TC lớn hơn điện áp vào SC ta có MBA tăng áp Khi điện áp đầu ra TC nhỏ hơn điện áp vào SC ta có MBA hạ áp . Các đại lượng và thông số của đầu sơ cấp . + U1 : Điện áp sơ cấp . + I1 : Dòng điện qua cuộn sơ cấp . + P1 : Công suất sơ cấp . + W1 : Số vòng dây cuộn sơ cấp . Các đại lượng và thông số của đầu thứ cấp . + U2 : Điện áp thứ cấp . + I2 : Dòng điện qua cuộn thứ cấp . + P2 : Công suất thứ cấp . + W2 : Số vòng dây cuộn thứ cấp . CÁC LƯỢNG ĐỊNH MỨC Các lượng định mức của MBA do mỗi nhà chế tạo qui định sao cho phù hợp với từng loại máy . Có 3 đại lượng định mức cơ bản của MBA . Điện áp định mức Điện áp sơ cấp định mức kí hiệu U1đm ,là điện áp qui định cho dây quấn sơ cấp . Điện áp thứ cấp định mức kí hiệu U2đm ,là điện áp giữa các cực của dây quấn sơ cấp Khi dây quấn thứ cấp hở mạch và điện áp đặt vào dây quấn sơ cấp là định mức ,người ta qui ước với MBA 1 pha điện áp định mức là điện áp pha ,với MBA 3 pha là điện áp dây .Đơn vị của điện áp ghi trên nhãn máy thường là KV . Dòng điện định mức Dòng điện định mức là dòng điện đã qui định cho mỗi dây quấn của MBA ,ứng với công suất định mức và điện áp định mức .Đối với MBA 1 pha dòng điện định mức là dòng điện pha .Đối với MBA 3 pha dòng điện định mức là dòng điện dây . Công suất định mức Công suất định mức của MBA là công suất biểu kiến định mức .Công suất định mức kí hiệu là Sđm ,đơn vị là VA,KVA . Đối với MBA 1 pha công suất định mức là : Sđm=U2đ.I2đm =U1đm.I1đm. Đối với MBA 3 pha công suất định mức là : Sđm=.U2đm.I2đm=.U1đm.I1đm. 1.4 CÔNG DỤNG CỦA MBA MBA đã và đang được sử dụng rộng rãi trong đời sống ,phục vụ chúng ta trong việc sử dụng điện năng vào các mục đích khác nhau như + Trong các thiết bị lò nung có MBA lò . + Trong hàn điện có MBA hàn . + Làm nguồn cho các thiết bị điện ,thiết bị điện tử công suất . + Trong lĩnh vực đo lường (Máy biến dòng ,Máy biến điện áp…) + Máy biến áp thử nghiêm . + Và đặc biệt quan trọng là MBA điện lực được sử dụng trong hệ thống điện . Trong hệ thống điện MBA có vai trò vô cùng quan trọng , dùng để truyền tải và phân phối điện năng ,vì các nhà máy điện công suất lớn thường ở xa các trung tâm tiêu thụ điện (Các khu công nghiệp và các hộ tiêu thụ…) vì thế cần phải xây dựng các hệ thống truyền tải điện năng . Điện áp do nhà máy phát ra thường là : 6.3;10.5;15.75;38.5 KV.Để nâng cao khả năng truyền tải và giảm tổn hao công suất trên đường dây phải giảm dòng điện chạy trên đường dây ,bằng cách nâng cao điện áp truyền ,vì vậy ở đầu đường dây cần lắp đặt MBA tăng áp 110 KV ;220KV ;500 KV v..v.và ở cuối đường dây cần đặt MBA hạ áp để cung cấp điện cho nơi tiêu thụ ,thường là 127V đến 500V và các động cơ công suất lớn thường là 3 đến 6KV . 1.5 CẤU TẠO CỦA MÁY BIẾN ÁP Máy biến áp có 2 bộ phận chính đó là : Lõi sắt và Dây quấn. Ngoài ra còn có các bộ phận khác như vỏ máy và hệ thống làm mát. 1.5.1 Lõi sắt máy biến áp Lõi sắt máy biến áp dùng để dẫn từ thông chính của máy, được chế tạo từ những vật liệu dẫn từ tốt như thép lá kĩ thuật điện. Ngày nay loại tôn cán lạnh được sử dụng chủ yếu trong công nghệ chế tạo lõi sắt, do tôn cán lạnh là loại tôn có vị trí sắp xếp các tinh thể gần như không đổi và có tính dẫn từ định hướng, do đó suất tổn hao giảm 2 đến 2,5 lần so với tôn cán nóng. Độ từ thẩm thay đổi rất ít theo thời gian, dùng tôn cán lạnh cho phép tăng cường độ từ cảm trong lõi sắt lên tới 1,6 đến 1,65 T (Tesla), trong khi đó tôn cán nóng chỉ tăng được từ 1,3 đến 1,45T. từ đó giảm được tổn hao trong máy, dẫn đến giảm được trọng lượng kích thước máy, đặc biệt là rút bớt đáng kể chiều cao của MBA, rất thuận tiện cho việc chuyên trở. Tuy nhiên tôn cán lạnh giá thành có đắt hơn, nhưng do việc giảm được tổn hao và trọng lượng máy nên người ta tính rằng những MBA được chế tạo bằng loại tôn này trong vận hành vẫn kinh tế hơn MBA được làm bằng tôn cán nóng. Hiện nay ở các nước, tất cả các MBA điện lực đều được thiết kế bởi tôn các lạnh, (như các loại tôn cán lạnh của Nga, Nhật, Mỹ, CHLB Đức…v..v) Lõi sắt gồm 2 bộ phận chính đó là trụ(T) và gông(G) . Trụ là nơi để đặt dây quấn. Gông là phần khép kín mạch từ giữa các trụ. Trụ và gông tạo thành mạch từ khép kín. Lá thép kĩ thuật điện được sử dụng thường có độ dày từ(0,30 tới 0,5)mm hai mặt được sơn cách điện. Trong MBA dầu thì toàn bộ lõi sắt và dây quấn đều được ngâm trong dầu biến áp. Theo sự phân bố sắp xếp tương đối giữa trụ gông và dây quấn mà ta có các loại lõi sắt như sau : a.Lõi sắt kiểu trụ: Dây quấn ôm lấy trụ sắt, gông từ chỉ giáp phía trên và phía dưới dây quấn mà không bao lấy mặt ngoài của dây quấn, trụ sắt thường bố trí đứng, tiết diện trụ có dạng gần hình tròn, kết cấu này đơn giản, làm việc bảo đảm, dùng ít vật liệu, vì vậy hiện nay hầu hết các MBA điện lực đều sử dụng kiểu lõi sắt này(Hình 1.3) Hình 1.3: Kết cấu mạch từ kiểu trụ a. Một pha; b. Ba pha; b.Lõi sắt kiểu bọc: Kiểu này gông từ không những bao lấy phần trên và phần dưới dây quấn mà còn bao cả mặt bên của dây quấn. Lõi sắt như bọc lấy dây quấn, trụ thường để nằm ngang, tiết diện trụ có dạng hình chữ nhật. MBA loại này có ưu điểm là không cao nên vận chuyển dễ dàng, giảm được chiều dài của dây dẫn từ dây quấn đến sứ ra, chống sét tốt vì dùng dây quấn sen kẽ nên điện dung dây quấn Cdq lớn, điện dung đối với đất Cđ nhỏ nên sự phân bố điện áp sét trên dây quấn đều hơn. nhưng kiểu lõi sắt này có nhược điểm là chế tạo phức tạp cả lõi sắt và dây quấn, các lá thép kĩ thuật điện nhiều loại kích thước khác nhau khi dây quấn quấn thành ống tiết diện tròn, trong trường hợp dây quấn quấn thành ống chữ nhật thì độ bền về cơ kém vì các lực cơ tác dụng lên dây quấn không đều, tốn nguyên vật liệu. Lõi sắt loại này thường được sử dụng chế tạo cho các MBA lò điện (Hình 1.4) Hình 1.4 Kết cấu mạch từ kiểu bọc. a. Một pha ; b. Ba pha ; c.Lõi sắt kiểu trụ – bọc ( Hình 1.5): Là kiểu lõi sắt có sự liên hệ giữa kiểu trụ và kiểu bọc. Kiểu này hay dùng trong các MBA một pha hay ba pha với công suất lớn (hơn 100000KVA /1 pha)và để giảm bớt chiều cao của trụ ta có thể san gông sang hai bên. Đối với MBA có lõi sắt kiểu bọc và kiểu trụ – bọc thì hai trụ sắt phía ngoài cũng thuộc về gông. Để giảm tổn hao do dòng điện xoáy gây nên, lõi sắt được ghép từ những lá thép kĩ thuật điện có độ dày 0,35mm có phủ sơn cách điện trên bề mặt. Hình 1.5 Mạch từ kiểu trụ –bọc 1 :Trụ ;2 :Gông ;3 :Dây quấn Các kiểu ghép trụ và gông với nhau: Theo các phương pháp ghép trụ và gông vào nhau ta có thể chia lõi sắt thành 2 kiểu đó là lõi ghép nối và ghép xen kẽ. *Ghép nối: là kiểu ghép mà gông và trụ ghép riêng sau đó được đem nối với nhau nhờ những xà và bulong ép ( hình 1.6a). kiểu ghép này ghép đơn giản nhưng khe hở không khí giữa trụ và gông lớn nên tổn hao và dòng điện không tải lớn, vì thế mà kiểu này ít được sử dụng. *Ghép xen kẽ: là từng lớp lá thép của trụ và gông lần lượt đặt xen kẽ ( hình 1.6b) sau đó dùng xà ép và bulong ép chặt. Muốn lồng dây vào thì dở hết phần gông trên ra, cho dây quấn đã được quấn trên ống bakelit lồng vào trụ, trụ được nêm chặt với ống bakelit bằng cách nêm cách điện ( gỗ,bakelit) sau đó xếp lá thép vào gông như cũ và ép gông lại. Để giảm bớt tổn hao do tính dẫn từ không đẳng hướng khi ghép các lá thép ta có thể thêm những mối nối nghiêng giữa trụ và bốn góc, hay có thể cắt vát góc lá thép kĩ thuật điện như (hình 1.6.c.d.e). Do dây quấn thường quấn thành hình tròn, nên tiết diện ngang của trụ sắt thường làm thành hình bậc thang gần tròn. Gông từ vì không quấn dây do đó để thuận tiện cho việc chế tạo tiết diện ngang của gông có thể làm đơn giản, hình vuông hình chữ nhật hay chữ T. Tuy nhiên hiện nay hầu hết các MBA điện lực người ta hay dùng tiết diện gông hình bậc thang có số bậc gần bằng số bậc của tiết diện trụ. e. Lượt 2 Lượt 1 a. b. Lượt 1 Lượt 2 c. Lượt 1 Lượt 2 d. Lượt 1 Lượt 2 Hình 1.6 Thứ tự ghép lõi sắt ba pha. a. Ghép nối; b. Ghép xen kẽ mối nối thẳng; c. Ghép xen kẽ mối nối nghiêng 4 góc; d. Ghép xen kẽ mối nối nghiêng 6 góc; e. ghép xen kẽ hỗn hợp. 1.5.2 Dây quấn máy biến áp. Dây quấn là bộ phận dẫn điện của MBA, làm nhiệm vụ thu năng lượng vào và truyền năng lượng ra. Kim loại làm dây quấn thường bằng đồng, cũng có thể bằng nhôm ( ít phổ biến). Dây quấn gồm nhiều vòng dây và được lồng vào trụ lõi sắt giữa các vòng dây, dây quấn có cách điện với nhau và các cuộn dây được cách điện với lõi. Dây quấn MBA gồm có 2 cuộn cuộn cao áp (CA) cuộn hạ áp (HA) đôi khi còn có cuộn trung áp (TA). Theo cách sắp xếp dây quấn CA và HA , người ta chia ra hai loại dây quấn chính đó là : Dây quấn đồng tâm và dây quấn xen kẽ Dây quấn đồng tâm: (Hình 1.7): Cuộn CA và HA là những hình ống đồng tâm ,bố trí cuộn HA đặt sát trụ còn cuộn CA đặt ngoài .Bố trí cuộn CA đặt ngoài sẽ đơn giản đuợc việc rút đầu dây điều chỉnh điện áp cũng như giảm được kích thước rãnh cách điện giữa các cuộn dây và giữa cuộn dây với trụ sắt. b. Dây quấn xen kẽ (Hình1.8) : Cuộn CA và HA được quấn thành từng bánh có chiều cao thấp và quấn xen kẽ, do đó giảm được lực dọc trục khi ngắn mạch. Dây quấn xen kẽ có nhiều rãnh dầu ngang nên tản nhiệt tốt nhưng về mặt cơ thi kém vững chắc so với dây quấn đồng âm. Dây quấn kiểu này có nhiều mối hàn giữa các bánh dây. 1.5.3 Vỏ máy biến áp: Vỏ MBA là bộ phận bảo vệ lõi MBA tránh tác động của các điều kiện ngoại cảnh như môi trường khí hậu. Vỏ MBA gồm hai bộ phận thùng và nắp thùng. Thùng MBA: Thùng máy làm bằng thép, thường là hình bầu dục. Lúc MBA làm việc, một phần năng lượng bị tiêu hao, thoát ra dưới dạng nhiệt đốt nóng lõi thép, dây cuốn và các bộ phận khác làm cho nhiệt độ của MBA tăng lên. Do đó giữa MBA và môi trường xung quanh có một hiệu số nhiệt độ gọi là nhiệt độ chênh. Nếu nhiệt độ chênh vượt quá qui định thì sẽ làm giảm tuổi thọ cách điện và có thể gây sự cố đối với MBA. Trong các MBA để tăng cường làm nguội MBA khi vận hành thì lõi MBA được ngâm trong môi trường dầu. Nhờ sự đối lưu trong dầu, nhiệt truyền từ các bộ phận bên trong MBA sang dầu rồi từ dầu qua vách thùng và truyền ra môi trường xung quanh. Lớp dầu sát vách thùng nguội dần sẽ chuyển dần xuống phía dưới và lại tiếp tục làm nguội một cách tuần hòan các bộ phận bên trong MBA. Mặt khác dầu MBA còn làm nhiệm vụ tăng cường cách điện. Tùy theo dung lượng MBA, mà hình dáng và kết cấu thùng dầu khác nhau. Loại thùng dầu đơn giản nhất là thùng dầu phẳng thường dùng cho các MBA dung lượng từ 30KVA trở xuống. Đối với các MBA cỡ trung bình và lớn, người ta dùng loại thùng dầu có ống hay loại thùng có bộ tản nhiệt. Hình 1.9 Thùng dầu kiểu ống Hình 1.10 Thùng dầu có bộ tản nhiệt Ở những MBA có dung lượng đến 10.000KVA. Ta dùng những bộ tản nhiệt có thêm quạt gió để tăng cường làm nguội MBA. Ở những MBA dùng trong trạm thủy điện, dầu được bơm qua một hệ thống ống nước để tăng cường làm nguội máy. b. Nắp thùng: Nắp thùng MBA dùng để đậy thùng và trên đó đặt các chi tiết máy quan trọng như: Các sứ ra của đầu dây CA và HA, bình giãn dầu, ống bảo hiểm, hệ thống rơle bảo vệ, bộ phận truyền động của bộ đổi nối các đầu điều chỉnh điện áp của dây quấn CA. Các sứ ra của dây cuốn CA và HA làm nhiệm vụ cách điện giữa dây dẫn ra với vỏ máy. Điện áp càng cao thì kích thước và trọng lượng sứ ra càng lớn. Bình giãn dầu: là một thùng hình trụ bằng thép đặt nằm ngang trên nắp thùng và nối với thùng bằng một ống dẫn dầu. Để bảo đảm dầu trong thùng luôn luôn đầy, phải duy trì dầu ở một mức nhất định. Đần trong thùng MBA thông qua bình giãn dầu giãn nở tự do. Ống chỉ mức dầu đặt bên cạnh bình giãn dầu để theo dõi mức đầu bên trong. Ống bảo hiểm: Làm bằng thép thường là trụ nghiêng, một đầu nối với thùng, một đầu bịt bằng một đĩa thủy tinh. Nếu vì lí do nào đó mà áp suất dầu trong thùng cao quá mức cho phép thì đĩa thủy tinh sẽ vỡ để dầu thoát ra lối đó tránh hư hỏng MBA. Chú ý ống bảo hiểm đầu đặt đĩa thủy tinh quay về phía ít người qua lại hay những vị trí ít nguy hiểm nhất. 1.6 NGUYÊN LÝ LÀM VIỆC CỦA MBA Nguyên lý làm việc của MBA dựa trên hiện tượng cảm ứng điện từ và sử dụng từ thông biến thiên của lõi thép sinh ra. Các cuộn dấy sơ cấp và thứ cấp trong một MBA không có liên hệ với nhau về điện mà chỉ có liên hệ với nhau về từ. Xét sơ dồ nguyên lý của một MBA1 pha(hình1.11). I1 I2 Zt W1 W2 U1 U2 Hình 1.11 Nguyên lý làm việc của MBA Đây là sơ đồ MBA 1 pha 2 dây quấn, máy gồm có 2 cuộn dây. Cuộn sơ cấp có W1 vòng dây và có cuộn thứ cấp có W2 vòng dây được quấn trên lõi thép. Khi đặt một điện áp xoay chiều v1 vào dây cuốn sơ cấp trong đó sẽ có dòng điện i1. Trong lõi thép và sinh ra từ thông f móc vòng với cả hai cuộn dây sơ cấp và thứ cấp, cảm ứng ra các sức điện động e1 và e2. ở cuộn sơ cấp có sức điện động sẽ sinh ra dòng điện i2 đưa ra tải với điện áp là u2. Giả thiết điện áp xoay chiều đặt vào là một hàm số hình sin thì từ thông do nó sinh ra cũng là một hàm số hình sin. f= fm. sinwt Do đó theo định luật cảm ứng điện từ, sức điện động cảm ứng trong các dây quấn sơ cấp và thứ cấp là: e1= W 1= - w 1= -W1wfmcoswt = E 1sin(wt-) e 2=-W2= - W2 = -W2fmcoswt E 2sin(Wt) Trong đó: E1===4,44fW1fm E2===4,44fW2fm Là giá trị hiệu dụng của các sức điện động của cuộn sơ cấp và thứ cấp. Dựa vào biểu thức(1-3a,b) ta có thể đưa ra tỉ số biến đổi của MBA như sau. k = = Nếu không kể điện áp rơi trên các dây quấn thì có thể coi U1E1, U2E2 do đó k có thể coi như tỉ số điện áp giữa dây quấn sơ cấp và thứ cấp. k= 1.7 TIÊU CHUẨN HÓA TRONG VIỆC CHẾ TẠO MBA ĐIỆN LỰC: MBA điện lực được chế tạo với tính năng được qui định theo tiêu chuẩn nhà nước như sau. Theo tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 6391-1-1998 có các qui dịnh. +Điều kiện làm việc của MBA. Độ cao không quá 100m so với mực nước biển, nhiệt độ của không khí xung quanh nằm trong phạm vi -20o C đến -40o C. Trong trường hợp này biến áp được làm nguội bằng nước thì nhiệt độ nước đầu vào không vượt quá 25o C. + Về dòng công suất: Các giá trị ưu tiên của công suất định mức đối với MBA công suất đến 10MVA được chọn theo dãy R10 của 10; 16; 25; 63; 100; 160; 250; 400; 630; 1000; 1600; 2500; 4000; 6300;1 0.000 KVA. Nếu là MBA một pha thì công suất lấy bằng 1/3 số liệu tâm. + Về điện áp có các mức sau: 0,22; 0,38; 3,6; 10; 22; 35; 110; 220; 500kV. Tiêu chuẩn cũng có qui định ký hiệu về cách đấu nối với góc lệch pha trong MBA 3 pha như sau: Kiểu nối sao, tam giác hoặc zic-zac các dây pha của MBA 3 pha và được đánh dấu bằng các chũ Y, D và Z cho các cuộn dây cao áp và y, d,z cho các cộn dây hạ áp. Nếu điểm trung tính của cuộn dây nói với Y(y) hoặc Z (z) được đưa ra ngoài thì vực đánh dấu phải là YN (yn) hoặc ZN(zn) cho các phía CA và HA [2] Các ký hiệu bằng chữ liên quan đến các cuộn dây khác nhau của một MBA đều được ghi theo thứ tự giảm dần của điện áp định mức. Sự lệch pha của cuộn dây 3 pha giữa điện áp dây thứ cấp MBA 3 pha so với điện áp dây so cấp thường được chỉ thị bằng chỉ số của đồng hồ giờ , trong đó vectơ điẹn áp sơ cấp luôn chỉ số 12 trên mặt đồng hồ tượng trưng cho kim phút. Vectơ điện áp thứ cấp sẽ lệh pha tương ứng ở các vị trí lần lượt chỉ các giờ trong đó só 12 có thể coi là số 0 (chỉ số càng cao thì sự chậm pha càng lớn) 1.8 MỤC ĐÍCH YÊU CẦU VÀ NHIỆM VỤ: Để đảm bảo về tính toán hợp lý tốn it thời gian, việc tính toán MBA sẽ lần lượt tiến hành theo trình tự như sau: 1. Xác định các đại lượng cơ bản: Tính dòng điện pha, điện áp pha của các dây quấn Xác định điện áp thử của các dây quấn Xác định các thành phần của điện áp ngắn mạnh 2. Tính toán các kích thước chủ yếu Chọn sơ đồ và kết cấu lõi sắt Chọn loại và mã hiệu tôn Silic, cách điện của chúng, chọn cường độ tự cảm của lõi sắt Chọn các kết cấu và xác định các khỏang cách cách điện chính của cuộn dây Tính toán sơ bộ MBA chọn quan hệ kích thước chủ yếu b theo đại số io, Po, m, Pn đã cho. Xác định đường kính trụ, chiều cao dây quấn, tính tóan sơ bộ lõi sắt. 3. Tính toán dây quấn CA và HA Chọn dây quấn CA và HA Tính cuộn dây HA Tính cuộn dây CA 4. Tính toán ngắn mạch Xác dịnh tổn hao ngắn mạch Tính toàn điện áp ngắn mạch Tính lực cơ của dây quấn khi MBA bị ngắn mạch 5. Tính toán cuối cùng về hệ thống mạch từ và tham số không tải của máy MBA Xác định kích thước cụ thể của lõi sắt Xác định tổn hao không tải Xác định dòng điện không tải và hiệu suất 6. Tính toán nhiệt và hệ thống làm nguội MBA Tiêu chuẩn về nhiệt độ chênh Tính toán nhiệt MBA Tính tóan gần đúng trọng lượng và thể tích bộ giãn dầu PHẦN II: THIẾT KẾ Chương 1: Tính toán kích thước chủ yếu của máy biến áp. Chương 2: Thiết kế mạch từ. Chương 3: Tính toán dây quấn. Chương 4: Tính toán tham số không tải. Chương 5: Tính toán cuối cùng mạch từ. Chương 6: Tính toán nhiệt máy biến áp. PHẦN II: THIẾT KẾ Nhiệm vụ thiết kế: Thiết kế máy biến áp điện lực ba pha ngâm dầu công suất 400KVA. Các số liệu ban đầu: Dung lượng S = 400KVA. Điện áp UCA/UHA=22/0.4KV(+-) 2*2.5% Tần số f=50 Hz. Tổ nối dây Y/Y0-12. Tổn hao không tải : P0 = 840 W Tổn hao ngắn mạch: Pn=5750 W. Điện áp ngắn mạch : Un=4%. CHƯƠNG 1: TÍNH TOÁN CÁC KÍCH THƯỚC CHỦ YẾU CỦA MÁY BIẾN ÁP BÀI 1: XÁC ĐỊNH CÁC ĐẠI LƯỢNG ĐIỆN CƠ BẢN CỦA MBA. Dựa vào các số liệu ban đầu của nhiệm vụ thiết kế đã cho ta phải xác định các đại lượng điện cơ bản sau đây. Tất cả các công thức trong đồ án đều lấy trong tài liệu ( thết kế máy biến áp của thày phan tử thụ – tài liệu 1 ) 1.Dung lượng một pha. S f ===133,3 (KVA) 2.Dung lượng trong mỗi trụ. S’ = ==133,3 (KVA) Trong đó : S= 400KVA: công suất định mức máy biến áp m=3 :số pha t=3 : số trụ tác dụng của m.b.a 3. Dòng điện dây định mức. Phía cao áp (CA) I2===10,479 (A) U2đm=22.103(V) : là điện áp phía cao áp. Phía hạ áp (HA) I1===577,35(A). U1đm= 0,4.103(V) : là điện áp phía hạ áp. 4.Dòng điện pha định mức. Vì dây quấn nối Y/Y0 nên dòng điện pha định mức là : - Phía CA nối Y: Nên ta có If2=I2=10,479(A). - Phía HA nối Y: Nên ta có If1=I1=577,35(A). 5. Điện áp pha định mức. - Phía cao áp nối Y: Uf2===12,7(KV) - Phía hạ áp nối Y: Uf1===0,231(KV) 6. Điện áp thử các dây quấn.(tra bảng 2 trang 185 [Tài liệu 1]) Đối với máy biến áp dầu theo cấp điện áp của dây quấn ta tra điện áp thử tương ứng : - Dây quấn CA: Ut2=55(KV) - Dây quấn HA: Ut1=5(KV) 7. Các thành phần đện áp ngắn mạch. - Thành phần tác dụng của điện áp ngán mạch. Unr%===1,44% -Thành phần phản kháng của điện áp ngắn mạch. Unx%= Unx% = =3,73% BÀI 1.2 :THIẾT KẾ SƠ BỘ LÕI SẮT , CHỌN CÁC SỐ LIỆU XUẤT PHÁT ,CHỌN PHƯƠNG ÁN VÀ TÍNH TOÁN CÁC KÍCH THƯỚC CHỦ YẾU. 8. Chọn kiểu dáng lõi sắt : Lõi sắt có rất nhiều kiểu , nhưng hầu hết máy biến áp điện lực hiện nay đều dùng kiểu trụ . do đó để đơn giản ta chọn lõi sắt kiểu trụ : 9. Chọn các số liệu xuất phát : Để đáp ứng yêu cầu thiết kế và đơn giản khi tính toán ta chọn máy biến áp 3pha , 2 dây quấn kiêu trụ phẳng , dây quấn đồng tâm . 10. Chiều rộng của rãnh từ tản giữa dây quấn CA và HA.( ar) ar = a12+ theo 2-33 TL1 hay : ar = a12 + k. theo 2-36 TL1 Trong đó : a12= 0,9(cm): là khoảng cách cách điện giữa dây quấn hạ áp và cao áp (tra bảng 19 theo điện áp thử và công suất S = 400 KVA) * a1 : là chiều dầy dây quấn hạ áp * a2 : là chiều dầy dây quấn cao áp * k = 0,5 : là hệ số tra bảng 12 theo điện áp và công suất * S’=133,3(KVA): dung lượng trên mỗi trụ => ar = 0,9 + 2,2 = 3,1 ( cm) 11. Hệ số qui đổi từ trường tản: KR=0,95. CHƯƠNG 2:THIẾT KẾ MẠCH TỪ 12. Chọn tôn silic. Lõi sắt là phần mạch từ của MBA, là phần dẫn từ thông chính của MBA. Do đó khi thiết kế cần phải đảm bảo làm sao cho thỏa mãn những yêu cầu như, tổn hao sắt chính và phụ nhỏ, dòng điện không tải nhỏ, lượng tôn silic sử dụng làm sao cho ít nhất và hệ số điền đầy của lõi sắt lớn. Mặt khác lõi sắt cũng là nơi mà trên đó gắn nhiều bộ phận khác như: Dây quấn, giá đỡ dây dẫn ra, đối với một số MBA còn gắn cả nắp máy để có thể nâng cẩu toàn bộ lõi sắt ra khỏi vỏ khi sửa chữa. Hơn thế nữa lõi sắt còn có thể chịu được ứng lực cơ học lớn khi bị ngắn mạch dây quấn. Để các yêu cầu đối với mạch từ như trên được thoả mãn thị việc chọn loại tôn siclic như thế nào là rất quan trọng, với silic có độ dày bao nhiêu, thành phần silic bao nhiêu là được. Khi tôn silic có thành phần silic trong lá tôn cao quá thì lá tôn sẽ bị giòn, độ đàn hồi kém đi. Ở đây ta chọn loại tôn cán lạnh là vì loại tôn này có ưu điểm vượt trội về khả năng dẫn từ và giảm hao mòn so với tôn cán mỏng. Tôn cán lạnh là loại tôn có vị trí sắp xếp các tinh thể gần như không đổi và có tính dẫn từ không đẳng hướng, do đó suất tổn hao giảm 2 đến 2,5 lần so với tôn cán nóng. Độ từ thẩm thay đổi rất ít theo thời gian dùng tôn cán lạnh cho phép tăng cường độ từ cảm trong lõi thép lên tới (1,6->1,65)T trong khi đó tôn cán nóng chỉ là (1,4->1,45)T Từ đó giảm được tổn hao trong máy, giảm được trọng lượng kích thước máy, đặc biệt là rút bớt được đáng kể chiều cao của MBA, rất thuận lợi cho việc chuyên chở. Tuy nhiên giá thành tôn cán lạnh có hơi cao nhưng do việc giảm được tổn hao và trọng lượng nên người ta tính rằng vẫn kinh tế hơn những loại MBA được chế tạo bởi tôn cán nóng. 13. Cắt lá thép. Do ta sử dụng loại tôn cán lạnh mà do loại tôn cán lạnh có tính dẫn từ không đẳng hướng nên việc ghép nối giữa trụ và gông không thể thực hiện kiểu mối nối vuông góc như tôn cán nóng được vì như vậy góc ghép nối a¹0 khá lớn làm tăng tổn hao sắt (hình 2.1a) mà ta phải dùng mối nối nghiêng hay là phải cắt vát lá tôn như (hình 2.2) khi đó góc a ¹ 0 sẽ nhỏ đi và tổn hao sắt sẽ giảm đáng kể (hình 2.1b) Hình 2.1 Mối nối giữa gông và trụ a.Mối nối thẳng. b.Mối nối chéo. Hình 2.2 Lá tôn cắt vát. Khi cắt tôn xong ta sẽ phải xử lí cho tốt bavia, và ta phải ủ lại những lá tôn vừa cắt xong để cho những tinh thể kim loại trong vết cắt trở lại định hướng ban đầu. Các lá thép kĩ thuật điện sau đó được sơn phủ cách điện mặt ngoài trước khi ghép chúng lại với nhau. 14. Tính chọn sơ bộ mạch từ. * Do xu thế hiện nay trong việc chế tạo m.b.a người ta đều dùng tôn cán lạnh có chất lượng cao của các nước phát triển sản xuất . nên ở đây ta chọn tôn cán lạnh của Nga sản xuất , mã hiệu 3405 có chiều dầy 0,30 mm * Trị số tự cảm trong trụ m.b.a ( Bt ) theo bảng 11 , với mã hiệu tôn 3405 , công suất m.b.a dầu S= 400 KVA , chọn Bt =1,6 ( T) Hệ số tăng cường tiết diện gông ( kg ) kg = = 1.015 tra bảng 6 theo công suất * Để giảm bớt tổn hao do tính dẫn từ không đẳng hướng đối với tôn cán lạnh ta dùng lõi thép với cách ghép xen kẽ có 4 mối ghép xiên ở 4 góc của lõi , còn mối nối giữa dùng mối ghép thẳng . phương pháp này vừa đơn giản vừa kết cấu vững chắc nên được dùng phổ biến . * theo bảng 4 ta chọn số bậc thang trong trụ là 6 đối với các tấm tôn có tấm sắt ép , ép trụ bằng nêm với dây quấn , tiết diện trụ không có rãnh dầu , hệ số chêm kín kc = 0,93 * đường kính trụ khoảng 18cm *chọn số bậc thang của gông nhỏ hơn số bậc thang của trụ một bậc là 5 * theo bảng 10 , ta chọn hệ số lấp đầy k đ =0,97 : đối với lá tôn dầy 0,30 mm , mã hiệu 3405 phủ sơn cách điện chịu nhiệt *Như vậy hệ số lợi dụng của lõi sắt là: Kl=Kc.Kđ=0,93.0.97=0.902. Hình vẽ tiết diện trụ với số bậc thang trong trụ là 7 15. Từ cảm trong của gông. BG===1,576(T). KG: Hệ số tăng cường gông(Tra bảng 6 trang 187 [1]). 16. Suất tổn hao trong trụ và gông. Theo bảng 45 trang 216 [ TL1] : Suất tổn hao trong trụ và gông. PT=1,15(W/Kg). PG=1,112(W/Kg). 17. Suất từ hóa trong trụ và gông. Theo bảng 50 trang 220[ TL1] qT=1,602(VA/Kg). qG=1,526(VA/Kg). Suất từ hóa khe hở không khí với BT=1,6T. qK=19200(VA/m2). 18. Khoảng cách cách điện chính tra bảng 18,19 TL1: C: Khoảng cách cách giữa 2 trụ cạch nhau. d: Đường kính đường tròn ngoại tiếp tiết diện ngang của trụ. d12: Đường kính trung bình giữa 2 dây quấn. a1: Bề dày cuộn HA. a2: Bề dày cuộn CA. l: Chiều cao dây quấn. ọ12 =5 mm : ống cách điện giữa cao áp và hạ áp ọ22 = 3 mm: ống cách điện giữa các pha l02 = 50 mm: cao áp với gông lđ2 = 30 mm : phần đầu thừa các ống cách điện CA lđ1 = 40 mm: phần đầu thừa các ống cách điện HA ọ01 = 5.0,5 mm: ống cách điện giữa HA và trụ l01 = 15( mm): khoảng cách từ dây quấn đến gông. a01 = 20( mm) :Khoảng cách cách điện điện giữa trụ và dây quấn HA. a12 = 0,9( cm) :Khoảng cách cách điện giữa dây quấn HA và CA. a22 = 20( mm) : Khoảng cách cách điện giữa 2 cuộn CA. 19. Các hằng số tính toán. ( a,b ) Tra bảng 12,13 trang 191 [1] ta được a=1,36. ; b=0,4. Đối với dây quấn đồng công suất 400KVA , tổn hao ngắn mạch theo tiêu chuẩn , và cấp điện áp cac áp 22 KV 20.Hệ số Kf=0,95 (Tra bảng 15 trang 191 [TL1]) 21Chọn hệ số tối ưu b. Chọn phương án tối ưu là phương pháp xác định hệ số hính dáng õ hợp lý nhất trong các phương án đặt ra khi trị số õthường biến thiên trong phạm vi rất rộng từ 1,0 – 3,6 ; õ là ttị số dùng để chỉ quan hệ giữa đường kính trung bình của các dây quấn d12 và chiều cao l của dây quấn . được gọi là tỉ số kích thước cơ bản của máy biến áp cũng là ( quan hệ chiều rộng và chiều cao của máy ) õ = ở Hệ số õcó ảnh hưởng rất lớn tới đặc tính kỹ thuật và kinh tế của máy biến áp : Thật vậy : Về mặt kinh tế : Nếu máy biến áp có cùng công suất , điện áp , các số liệu xuất phát và các tham số kỹ thuật thì : khi õ nhỏ m.b.a gầy và cao , nếu õ lớn thì máy biến áp béo và thấp . với những trị số khác nhau thì tỷ lệ trọng lượng sắt và đồng trong m.b.a cũng khác nhau :õ nhỏ thì sắt ít lượng đồng nhiều , nếu õ tăng lên thì trọng lượng sắt tăng lên và đồng lại giảm bớt đi . như vậyviệc chọn õ thích hợp không chỉ ảnh hưởng đến kích thước mà còn ảnh hưởng đến vật liệu tác dụng chế tạo m.b.a , đến các vật liệu khác và dẫn đến ảnh hưởng đến giá thành của nó . Về mặt kỹ thuật : Thị hệ số õ ảnh hưởng trực tiếp đến các tham số kỹ thuật của m.b.a như tổn hao và dòng không tải , độ bền cơ , sự phát nóng của dây quấn ... ví dụ khi õ tăng thì đường kính d12 sẽ lớn lên , dẫn đến trọng lượng sắt tăng , do đó tổn hao sắt tăng , dong điện không tải cũng tăng . muốn giữ cho tổng tổn hao không đổi khi õ tăng thì trọng lượng đồng phải giảm xuống , nhưng lúc đó sẽ làm cho mật độ dòng địên và lực cơ giới tác dụng lên dây quấn lại tăng lên . Vì thế mà việc chọn hệ số õ sao cho m.b.a thiết kế ra có những đặc điểm tối ưu , kinh tế nhất , mặt khác vẫn đảm bảo được những tham số kỹ thuật như tổn hao ngắn mạch pn , không tải p0 , dòng không tải i0 , điện áp ngắn mạch phần trăm un% ... đòi hỏi nhà thiết kế phải tính toán chọn lựa hợp lý Để chọn phương án được chính xác ta cần phải lập bảng xét các trị số õ trong phạm vi 1.2 – 2,6: tra bảng 17 đối với m.b.a dầu công suất 400KVA dây đồng điện áp 22kv Trước khi lập ta cần xác định các hệ số sau : A=0,507 theo ( 2-38) TL1 Trong đó: S’=133,3(KVA): Công suất trên mỗi trụ KR=0,95: hệ số rogovski f=50 Hz : tần số Unx=3,73. %: điện áp ngắn mạch BT=1,6.( T) : Từ cảm trong trụ Kl=0,902 : hệ số lợi dụng => A=0.507=0,16 * Hệ số : A1=5,633.10-2.A3.Kl. ( kg) ( 2.43 TL1) A1=5,633.104.0,163.0,902.1,36=284,55 (KG) * Hệ số : A2=3,6.A2.Kl.l02. ( 2.44 TL1) A2=3,605.104.0,163.0,902.0,05=41,62(KG) Trong đó: a=1,36 : Trị số hướng dẫn Kl=0,902 : hệ số lợi dụng l01=50 mm : cách điện giữa hạ áp và gông A=0,16 : hệ số * Hệ số : B1=2,4.104.Kl.KG.A3.(a+b+e) (KG) (2.49a TL1) B1=2,4.104.0,902.1,015.0,163.(1,36+0,4+0,4).=194.4(KG) *Hệ số : B2=2,4.104.Kl.Kg.A2.(a12+a22) (KG) (2.50 TL1) B2=2,4.104.0,902.1,015.0,163.(9+20).10-3=16,3(KG) Trong đó : KG=1,015 : hệ số tăng cường tiết diện gông b=0,4 : hệ số a=1,36 : hệ số e=0,4(MBA ba pha) : hệ số quy đổi 1/2 tiết diện trụ a12+a22=9+20=29 mm *Hệ số : C1=Kdq. (2.56 TL1) C1=2,46.102.=249,5(KG) Trong đó : Kdq=2,46.10-2 Kl=0,902 Kf=0,95 BT=1,6 Unr=1,43 A=0,16 a=1,36 22.Tính sơ bộ các đại lượng có liên quan. -Trọng lượng 1 góc của lõi. G’= 0,468.104.KG.Kl.A3.x3 theo 2-66 TL1 G’ = 0,468.104.1.015.0,902.0,163.x3 = 17,6x3 -Tiết diện trụ tính sơ bộ. Tt=0,785.klđ.A2.x2.=0,785.0,902.0,162.x2=0,018x2 * Các giá trị trong bảng được xác định theo công thức sau : - Trọng lượng sắt : G fe = GT +G G = + ( A2 + B 2 ). x2 +B1 .x3 Trong đó : GT = + A2 .x2 : là trọng lượng trụ GG = B1 . x3 + B2 .x2 : là trọng lượng gông -Tổn hao không tải của MBA. P0=PT+PG=k’f.Pt.GT+kf’.Pg.GG kf’ : là hệ số phụ thuộc chủ yếu đến các đặc điểm của vật liệu làm lõi sắt đối với tôn cán lạnh do từ tính không phục hồi đầy đủ sau khi ủ , hoặc do có thể có mối ghép vuông góc , hoặc do có sự uốn nắn lá tôn lúc nắp ghép làm cho suất tổn hao tăng lên , ta có thể lấy kf’ = 1,25 Trong đó : . Pt.GT = P T : Tổn hao trong trụ. .Pg.GG = PG :Tổn hao trong gông. . K’f: Hệ số phụ :(Đối với tôn cán lạnh có thể lấy K’f=1,25) . PT=1,15(W/Kg) ;PG=1,112(W/Kg): Là suất tổn hao trong trụ và gông -Công suất từ hóa lõi thép MBA. Q0=K(QC+Qf+Qd) (VA) Trong đó : QC=qt.GT+qg.GG=1,602.GT+1,526.GG : công suất từ hoá chung của trụ và gông . qT,qG : Suất từ hóa trong trụ và gông Qf=40.qf.G’ : Suất từ hóa phụ đối với góc có mối nối nghiêng Qd=3,2.qd.TT : Công suất từ hoá khe hở không khí chỗ nỗi giữa các lá tôn . qd: Suất từ hóa khe hở không khí ứng với BT - Trọng lượng tác dụng của lõi sắt biến áp. GFe=GT+GG (KG) -Trọng lượng dây quấn đồng Gdq= (KG) -Trọng lượng dây dẫn. Gđ = Kcđ .Gdq (KG) Kcđ : Hệ số kể đến cách điện của dây quấn. Chọn Kcđ=1,06 => Ctd = CFe + Cdq Trong đó: . CFe= cfe ( GT + GG) Giá thành của phần lõi sắt.CFe=GFe Cfe : là giá trị của 1 kg sắt . Cdq:= .k.Gdq : Giá thành của dây dẫn. Cdq : : là giá trị tương ứng 1kg đồng Cdq = kdqfe . k . Gdq = kdqfe . Gdd Với kdqfe = 1.84 là hệ số phụ thuộc vào vật liệu làm lõi sắt và làm kim loại dây quấn . tra bảng 16 vói cách làm mát bằng dầu , điều chỉnh dưới tải điện áp 22kv công suất 400kva , kim loại làm dây quấn bằng đồng , thép lá mã hiệu 3405 -Thành phần phản kháng của dòng điện không tải. i0x=(%) -Mật độ dòng điện trong dây quấn. D= A/mm2 Trong đó: . Pn: Công suất tổn hao ngắn mạch(Pn=5750 W) . K: Hệ số phụ thuộc vào điện trở suất của dây quấn. Chọn K=2,4 D== A/mm2 Ta tính toán được các số liệu ghi trong bảng dưới đây với 5 trị số b trong phạm vi từ 1,2 đến 3,6. Trong đó x=; x2=; x3= Các giá trị x được giới hạn bởi. x => x=1,49 BẢNG TÍNH TOÁN MBA S=400KVA(22/0,4KV) b 1,2 1,5 1,6 2,4 3,6 X= 1.046 1.107 1.24 1.245 1.3774 X2= 1.095 1.225 1.264 1.55 1.8973 X3= 1.146 1.355 1.422 1,93 2.6135 A1/x=284,55/x 272,1 257,1 253,16 228,554 206,196 A2.x2=41,62.x2 45,58 50,985 52,61 64,51 79,08 GT=A1/x+A2.x2 317,67 308,1 305,77 293,07 285,27 B1.x3=194,4.x3 222,78 263,412 276,44 375,192 509,328 B2.x2=16,3.x2 17,85 19,97 20,61 25,265 30,97 GG= B1.x3+ B2.x2 240,63 283,38 297,1 400,457 540,298 GFe= GT+ GG 558,299 591,48 602,87 693,527 825,568 PT=1,15.GT 365,321 354,315 351,636 337,031 328,061 PG=1,11.GG 267,581 315,119 330,375 445,308 600,811 Qc=1,602GT+1,52GG 874,7 924,32 941,44 1078,19 1278,26 Qf =40.1,602G’ 1292,468 1528,179 1603,743 2176,66 2954,457 Qd=3,2.19200TT 1210,982 1528,179 1397,883 1714,17 2101,248 Q0=1,25(Qc+Qf+Qd) 4222,686 4759,064 4928,883 6211,29 7917,456 I0x=Q0/10.S 1,056 1,189 1,232 1,553 1,979 TT=0,018x2 0,0197 0.0221 0.0228 0.0279 0.0342 Gdq=C1/x2=264,3/x2 227,854 203,673 197,389 160,968 131,316 Gdd=1,06Gdq 241,525 215,894 209,232 170,626 139,195 D= 3,161 3,343 3,395 3,76 4,16 CFe=GFe 588,299 591,48 602,87 693,527 825,568 Cdq=1,84 Gdd 444,406 397,245 384,986 313,925 256,119 Ctd=CFe+Cdq 1032,71 988,73 987,856 1007,479 1081,69 P0= 1,25(PT+PG ) 791,128 836,793 851,514 977,924 1161,1 Với các số liệu mà ta đã tính toán được trong bảng từ đó ta vẽ đồ thị quan hệ giữa các đại lượng: tổn hao không tải P0(W) dòng không tải i0 ; trọng lượng sắt ;GFe; trọng lượng dây quấn Gdq; mật độ dòng điện ; giá thành vật liệu tác dụng Ctd(%) với b. Từ đó ta xác định được Ctdmin ứng với giá trị b nào đó a. Quan hệ tổn hao không tải P0 và dòng không tải i0 theo b. b. Quan hệ trọng lượng lõi sắt GFe,trọng lượng dây quấn Gdqvới b. c. Quan hệ giá thành vật liệu tác dụng theo b. * Xét trực quan trên đồ thị ta thấy tại giá trị õ =1,5 thì giá thành tác dụng là nhỏ nhất Ctdmin = 836,793 ( đơn vị quy ước ) 23 Đường kính trụ sắt.tính theo 2-37; 2-39 TL1 d=A.=0,16.1,107 =0,177(m) Chọn đường kính tiêu chuẩn gần nhất là: ddm = 0,18 m * Ta tính lại hệ số õdm ứng với ddm õdm = ( )4 = ( )4 = 1,6 * Với giá trị õ = 1,6 thì x= =1,124 * Mật độ dòng đện khi đó là : D= = = 3,39 A/ mm2 +Trọng lượng dây quấn đồng: Gdq= = =197,5 ( kg) + Trọng lượng sắt : G fe = G T + GG G fe = + A2 .x2 + B1 . x3 + B2 .x2 Gfe = + 41,62.( 1,1242)+194,4.(1,1243) +16,3.1,1242 Gfe = 602,87(kg) -Dòng điện không tải : i0 = Trong đó : Q0 = 1,25 . ( QC + QF + Qọ) QC = qt . QT + qg . QG QC = 1,602.( 253,16 + 52,61 ) + 1,52 . ( 276,44 + 20,61) = 941,44 ( VA) QF = 40.qt . G = 40. 1,602 . 17,6. 1,1243 = 1603,75 ( VA) Qọ = 3,2.qọ .TT = 3,2.19200.0,018 . 1,1242 = 1397,88 ( VA) => Q0 = 1,25. ( 941,44 + 1603, 75 + 1397, 88) = 4928,84 ( VA) => i0 = = 1,23 ( %) * Giá thành vật liệu tác dụng : C td = C fe + C dq = 602,87 + 384,986 = 987,856 ( dvqu) Trong đó : C fe = Gfe = 602,87 ( dvqu) C dq = 1,84.Gdq = 384,986 ( dvqu) 24Đường kính trung bình của rãnh dầu sơ bộ giữa hai dây quấn là. d12 = d + 2.a 01 + 2.a1 +a12 (m) theo 2-77TL1 = 0,18 +2.20.10-3 +2.0.0187 +0.0090 = 0, 267 ( m) Trong đó : d = 0,18 m a01 = 20 mm a12 = 9 mm a1 = k1 . k . = 1,1 . 5,0 . . 10 -2 = 0,0187 ( m Là bề dầy cuộn dây hạ áp có thể tính theo ( 2-78 TL1) đối với máy công suất 400 KVA lấy k1 = 1,1 . 25. Chiều cao dây quấn sơ bộ là. l=== 0,524 m Làm tròn lấy l = 0,53 m 26.Tiết diện hữu hiệu của lõi sắt Tf= kđ.Tb = kđ . kc .ở = 0,902.3,14. = 0,0229 m2 theo 2-80 TL1 27 . điện áp một vòng dây : UV = 4,44. f . BT . TT . (V) theo 2-81 TL1 = 4,44.50.1,6.0,0229 = 8,13 (V) 28Tính lại cường độ tự cảm trong trụ sắt : BT = = = 1,599 ( T ) Làm tròn lấy BT = 1,6 ( T) CHƯƠNG III TÍNH TOÁN DÂY QUẤN MÁY BIẾN ÁP 29.Yêu cầu vận hành a.Yêu cầu về điện. Khi vận hành thường dây quấn MBA có điện áp làm việc bình thường và quá điện áp do đóng ngắt mạch trong lưới điện hay sét đánh gây nên. Ảnh hưởng của quá điện áp do đóng ngắt mạch với điện áp làm việc bình thường, thường chủ yếu là đối với cách điện chính của MBA, 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 đến cách điện dọc của MBA, tức là giữa các vòng dây, lớp dây hay giữa các bánh dây của tổng dây quấn. b.Yêu cầu về cơ học. Dây quấn không bị biến dạng hoặc hư hỏng dưới tác dụng của kực cơ học do dòng điện ngắn mạch gây nên. c.Yêu cầu về nhiệt. Khi vận hành bình thường cũng như trong trường hợp ngắn mạch, trong thời gian nhất định dây quấn không được có nhiệt độ quá cao vì lúc đó chất cách điện sẽ bị nóng mất tính đàn hồi, hóa giòn và mất tính chất cách điện. Vì vậy khi thiết kế phải bảo đảm sao cho tuổi thọ của chất cách điện là 15 đến 20 năm. 30. Yêu cầu về chế tạo. Làm sao cho kết cấu đơn giản tốn ít nguyên vật liệu và nhân công, thời gian chế tạo ngắn, giá thành hạ và phải đảm bảo về mặt vận hành. Như vậy yêu cầu đối với thiết kế là. +Phải có quan điểm toàn diện: Kết hợp một cách hợp lí giữa hai yêu cầu về chế tạo và vận hành để sản phẩm có chất lượng tốt mà giá thành chấp nhận được. + Phải chú ý đến kết cấu chế tạo dây quấn sao cho thích hợp với trình độ kĩ thuật của xưởng sản xuất. + Phải nắm vững những lí luận có liên quan đến dây quấn CA, vật liệu cách điện. Quá trình thiết kế của dây quấn có thể tiến hành theo 3 bước. + Chon kiểu và kết cấu dây quấn. + Tính toán sắp xếp và bố trí dây quấn. + Tính toán tính năng của MBA. I. TÍNH TOÁN DÂY QUẤN HẠ ÁP. Trong trường hợp MBA này là loại 2 dây quấn, cuộn HA quấn trong, cuộn CA quấn ngoài, như vậy ta sẽ tính toán cuộn dây HA trước, sau đó tính đến cuộn dây CA. 31.Số vòng dây một pha của dây quấn HA. W1= (3.1 TL1) Trong đó : Uf1= 231 (V) : Điện áp định mức phía HA. => W1 = = 28,4 (vòng) Làm tròn số W1 = 29 (vòng) 32.Mật độ dòng điện trung bình. Dtb = 0,746. kf. (3.2 TL1) = 0,746. 0,95. = 3,1 ( MA/m2 ) Trị số Dtb là tị số gần đúng cho các dây quấn CA và HA trị số Dtb thực tế trong các dây quấn phải làm sao cho gần sát với trị số này 33.Tiết diện mỗi vòng dây sơ bộ. THA = mm2 Trong đó : If1 : là dòng điện định mức phía HA. If1 = 577,35 (A); Dtb= 3,1 .106 A/ mm2 THA = = 186,24 (mm2) 34.Chọn kết cấu dây quấn HA. Theo bảng 38, với S=400K VA I1= 5,77,35 (A) ; U1 = 231(V) ; T1’ = 186,24 (mm2) Ta chọn dây quấn hình ống hai lớp dây dẫn chữ nhật . vật liệu dây quấn là đồng và số sợi chập song song là 4 sợi . Sử dụng loại dây quấn này có kết cấu đơn giản , dễ chế tạo , khả năng làm mát tốt , độ bền cơ cao , giá thành rẻ ... 35.Số vòng dây trong 1 lớp Wl1= = =14,5(vòng) 36.Chiều cao hướng trục của mỗi vòng dây kể cả cách điện . hv1= = = 0,034 ( m) Trong đó : l = 0,53 m chiều cao dây quấn sơ bộ hạ áp w1 : là số vòng dây trong một lớp hạ áp 37.Tiết diện sơ bộ mỗi vòng dây của mỗi sợi chập Td1 = = = 46,56 ( mm2 ) Theo bảng 21: ta chọn dây quấn hạ áp có kích thước tiêu chuẩn , với quy cách như sau : Mã hiệu dây quấn – nv1 . ; Td1 Hay : ởõ .4 . ;46,7 Trong đó : ởõ : là mã hiệu dây dẫn đồng tiết diện chữ nhật tiêu chuẩn nv1 = 4 : là số sợi chập Td1 = 46,7 : là tiết diện tiêu chuẩn của mỗi sợi chập a: chiều dầy dây dẫn tiêu chuẩn b: chiều rộng dây dẫn a’ = a + 2.ọ = 5,6 + 0,5 = 6,1 mm b’ = b + 2ọ = 8,5 + 0,5 = 9,0 mm 2.ọ = 0,5 mm :là chiều dầy cách điện hai phía , theo tiêu chuẩn 38.Từ đó ta có tiết diện mỗi vòng dây THA = 4. Td1 = 4.46,7 =186,8 mm2 39.Chiều cao thực của mỗi vòng dây hv1 = 4. b’ = 4. 9,0 = 36 mm 40.Mật độ dòng diện thực của dây quấn hạ áp = = = 3,1(A/mm2) 41.Chiều cao dây quấn hạ áp l1= hv1(Wl1+1) + 5 = 36. ( 14,5 +1) +5 = 563 mm = 0,563 m Làm tròn : l1 = 0,5 63 m ; theo 3-13TL1 Trong đó trị só 5 mm kể đến việc quấn dây không chặt. 42.Chiều dày dây quấn HA a1=2.a’+a11=2.5,25+5=15,5mm (3.14b TL1) a11 = 5 mm :là khoảng cách giữa hai lớp của dây quấn 43.Đường kính trong của dây quấn HA D1’ = d + 2.a01= 0,18 + 2.20.10-3 D1’ = 0,22 ( m) (3.15 TL1) Làm tròn: D1’ =22(cm) 44.Đường kính ngòai của dây quấn HA D1’’= D1’+2a1= 0,22 +2.15,5 .10-3 D1’’= 0,251 (m ) (3.16TL1) 45.Trọng lượng đồng của dây quấn HA GCu1=28. t . (4-4b TL1) Với : D=22; t=3: Số trụ của MBA W1=29 T1= 0,186 m2 GCu1=28.3.=106,85 (KG) 46.Theo bảng 24 , Ta cần phải tăng trọng lượng dây do cách điện lên 2% Nên lúc này ta có trọng lượng dây dẫn là : Gdd1= 1,02.106.85 =108.98 (KG) 47Bề mặt làm lạnh của dây quấn HA. M1=(n+1).t.k..(D+D).l1.10-4 m 2 (3.25c TL1) Trong đó : n=1: Là số rãnh dầu dọc trục dây quấn HA. t=3: Số trục của MBA. D=22 cm D= 25,1cm K=0,75 l1=5 63 cm Hệ số k: Hệ số kể đến sự che khuất bề mặt dây quấn do que nêm và các chi tiết cách điện khác. M1=(1+1).3.0,75.3,14.( 22+25,1) 5 63. 10-4= 3,75(m2) II. TÍNH TOÁN DÂY QUẤN CAO ÁP. 48. Chọn sơ đồ điều chỉnh điện áp . Ta chọn sơ đồ điều chỉnh điện áp 4 cấp cuộn CA như hình vẽ . để tránh lực cơ học tác dụng lên các vòng dây khi ngắn mạch ta bố trí các đoạn dây điều chỉnh nằm ở lớp ngoài cùng , mỗi nấc điều chỉnh được bố trí thành 2 nhóm trên dưới dây quấn nối tiếp với nhau và phân bố đều trên toàn chiều cao dây quấn , nên không xuất hiện lực chiều trục . hai nửa phân đoạn dây quấn điều chỉnh phải được quấn cùng chiều . * Ưng với mỗi đầu phân áp là một cấp điều chỉnh điện áp : . Đầu phân áp X1 ứng với cấp điều chỉnh điện áp tăng :5% . nt X2 nt : 2,5 % . nt X 3 nt bằng điện áp định mức . nt X4 nt : giảm -2,5% . nt X5 nt : giảm -5% Các đầu phân áp trên được nối váo các cực của bộ đổi nối : * Dòng điện làm việc qua các cực của bộ đổi nối khi đó chính bằng dòng điện cao áp định mức : I2 =I CA = 10,479 ( A) * Để có được những điện áp khácnhau theo 4 cấp điều chỉnh phía cac áp ta cần phải nối : . Cấp điều chỉnh +5% : 23750V tương ứng X1Y1Z1 . Cấp điều chỉnh +2,5% : 22875V tương ứng X2 Y2 Z2 . Cấp điều chỉnh định mức : 22000V tương ứng X3Y3Z3 . Cấp điều chỉnh -2,5%: 21125V tưong ứng X4Y4Z4 . Cấp điều chỉnh -5% : 20250V tưong ứng X5Y5Z5 49.Số vòng dây cuôn CA ứng với điện áp định mức. W2đm= (3.28TL1) W2đm= .29 = 1594,6 (vòng) Làm tròn : W2đm=1595 (vòng) 50.Số vòng dây CA ở một lớp điều chỉnh. Do có 4 cấp điều chỉnh nên. Wđc=0,025.W2đm Wđc=0,025.1594,6=39,9 (vòng) 51. Số vòng dây tương ứng trên các đầu phân nhánh. Ta có 4 cấp điều chỉnh ±5 % và ±2,5 % W1 *1=W2đm+2.Wđc= 1594,6 +2.39,9 = 1674,33 (vòng) W1*2=W2đm+Wđc= 1594,6+ 39,9 = 1634,43 (vòng) W1*3= W2đm= 1594,6 (vòng) W1*4=W2đm-Wđc=1594,6 - 39,9 = 1554,7 (vòng) W1*5=W2đm-2.Wđc= 1594,6 - 2.39,9 = 1514,8(vòng) 52. Mật độ dòng điện phía CA. D=2.D- D A/mm2 (3-30 TL1) Trong đó : D=3,1 (A/mm2) D=3,1 (A/mm2) =>D=2.3,1 - 3,1 = 3,1 (A/mm2) 53.Sơ bộ tính tiết diện vòng dây CA. T= Trong đó: I=I2=10,479 (A) D=3,1 (A/mm2) => T==3,38 (mm2) 54.Chọn kết cấu dây quấn CA. Dựa vào các thông số S=400 (KVA) T=3,38(mm2) Uđm=22 (KV) Theo bảng 38 trang 207 [TL1] ta chọn kết cấu dây đồng hình ống nhiều lớp dây dẫn tròn.có ưu điểm của kiểu dây này là có thể quấn được nhiều lớp , chế tạo đơn giản , tuy nhiên không tránh khỏi nhược điểm là khi công suất tăng thì độ bền cơ giảm Căn cứ vào tiết diện dây dẫn theo bảng 20 tacó kích thước dây dẫn tròn , với quy cách như sau : mã hiệu dây dẫn – nv2 . ; Td2 ởõ-1. ; 3,94 Trong đó : ậõ : mã hiệu dây dẫn chọn d2 = 2,24 mm: Đường kính dây dẫn tiêu chuẩn d = 2,64 mm: Đường kính dây có cách điện. 2.ọ = 0,4 (mm): Chiều dày cách điện T2=3,94 (mm) :Tiết diện dây tiêu chuẩn 55.Tiết diện toàn phần của mỗi vòng dây : TCA = nV2 .Td2 = 1.3,94 =3,94 mm2 56.Mật độ dòng điện thực của dây quấn CA. D2=== 2,67 (A/mm2) 57.Số vòng dây một lớp. Ở đây ta coi l1=l2=5 63 (cm). Tức là coi chiều cao dây quấn CA bằng chiều cao dây quấn HA. Wl2=-1 = - 1= 213 (vòng) theo ( 3.34TL1) 58.Số lớp trong cuộn CA. nl2= = = 7,89(lớp) (3-35TL1) Làm tròn: nl2 = 8 (lớp) 59.Điện áp giữa 2 lớp kề nhau. Ul2=2.Wl2.Uv=2. 213. 8.13 = 3463,88 (V) (3-36 TL1) Trong đó : Uv= 8,13 (V) : Điện áp trên 1 vòng dây. Dựa vào Ul2 chon chiều dày cách điện giữa các lớp (Theo bảng 26 trang 200 [1]) ta chọn cách điện ở mỗi lớp là bìa cách điện, 5 lớp bìa cách điện*chiều dày của một lớp (mm) là 0,12(mm) đầu thừa cách điện ở một đầu dây quấn là lđ2=1,6 (mm) 60.Phân phối lại các lớp dây quấn. Do số lớp của dây quấn được lấy tròn thành số nguyên nên số vòng dây trong mỗi lớp không đúng bằng 213 vòng đã xác định ở trên , do đó cần phải phân phối lại sao cho số vòng dây giữa các lớp gần xấp xỉ với số đó . ta có thể phân phối như sau 5 lớp . 213 vòng = 1065 vòng 2 lớp . 180 vòng = 360 vòng 1 lớp . 249,33 vòng = 249,33vòng Tổng : 8lớp = 1674,33 vòng * Để tăng điều kiện làm mát dây quấn CA ta phân thành 2 tổ lớp . tổ lớp trong làm nguội khó khăn hơn nên bố trí 3 lớp có số vòng dây trong 1 lớp ít hơn 2 lớp . 180 vòng = 360 vòng 1 lớp . 249,33 vòng = 249,33vòng Tổ lớp ngoài bồ trí 5 lớp . 213 vòng =1065 vòng Giữa hai lớp ta cần đặt một rãnh dầu dọc trục rộng a’22 61. Chiều dày dây quấn CA. a=d(n+m)+d[(n-1)+(m-1)]+ a (3.37a TL1) Trong đó : m,n: Là số lớp của mỗi tổ lớp. m=5: Số lớp của tổ lớp trong dây quấn CA. n=3 Số lớp của tổ lớp ngoài dây quấn CA. a=0,7 (cm) d= 0,5 (cm) : Chiều dày lớp cách điện giữa CA và HA d’2 =2,64 mm => a=2,64. 8+5[(3-1)+(5-1)]+7= 58,12 mm 62.Đường kính trong của dây quấn CA. D=D+2.a12 (3.56 TL1) Trong đó: D= 0,251 ( m) : Là đường kính ngoài của dây quấn HA D= 0,251 + 2.0.009 = 0,269 ( m) 63.Đường kính ngoài của dây quấn CA. D’= D+2.a2 (3.57 TL1) D’= 0,269 + 2.58,12.103 = 0,386 ( m) 64.Khoảng cách giữa 2 trục cạnh nhau. C= D+a22 (3.58) C = 0,386+ 20.10-3 = 0,406 ( m ) 65.Bề mặt làm lạnh của dây quấn CA. Vì dây quấn CA có 2 tổ lớp, giữa chúng có rãnh dầu làm lạnh và tổ lớp dây quấn lên hình trụ, có que nêm thì có 4 mặt làm lạnh. Ta có bề mặt làm lạnh dây quấn CA là. M2= n.t.k..(D+D).l1.10-4 (m2) (3.59b TL1) Trong đó : k=0,8 là hệ số kể đến sự che khuất bề mặt dây quấn do que nêm và các chi tiết cách điện khác n=2 : Số tổ lớp. t=3: Số trụ của MBA. l1=l2= 5 63(cm) D=0,269( m) D= 0,386( m) => M2=2.3.0,8.3,14.( 0,269 + 0,386). 0,5 63= 5,56 (m2) 66.Trọng lượng dây quấn CA. GCu2=28.t..W2đm.T2.10-5 ( kg) (4-5) Trong đó : W2đm= 1594,6 (vòng) T2= 3,94 (mm2): Tiết diện dây quấn CA => GCu2=28.3.. 1594,6 .3,94 .10-3 = 172,84(KG) Theo bảng 23 ta cần phải tăng trọng lượng do cách điện của dây đồng lên 10% đối với dây dẫn đồng tròn , mã hiệu ởõ. Khi đó trọng lượng dây quấn đồng CA kể cả cách điện : Nên lúc này ta có Gdd2= 1,01 .172,84 = 174,57(KG). 67.Toàn bộ trọng lượng dây quấn bằng đồng của cuộn CA& HA. GCu= GCu1+ GCu2= 106,85 + 172,84 = 279,69 (Kg) 68.Toàn bộ trọng lượng dây quấn kể cả cách điện. Gd d = Gdd1+ Gdd2= 108,98 + 174,57 =283,55(KG) CHƯƠNG IV TÍNH TOÁN THAM SỐ KHÔNG TẢI NGẮN MẠCH Tính toán ngắn mạch liên quan đến việc tính toán tổn hao ngắn mạchPn, điện áp ngắn mạch, dòng điện cực đại khi ngắn mạch In, lực cơ giới trong dây quấn và sự phát nóng của dây quấn khi ngắn mạch. I .XÁC ĐỊNH TỔN HAO NGẮN MẠCH. Tổn hao ngắn mạch của MBA hai dây quấn là tổn hao tổng MBA khi ngắn mạch một dây quấn còn dây quấn kia đặt vào điện áp Un để cho dòng điện trong hai dây quấn đều bằng định mức. Tổn hao ngắn mạch gồm các thành phần sau: Tổn hao chính: Là tổn hao đồng trong dây quấn HA & CA do dòng điện gây ra PCu2,PCu1. 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 dây gây ra Pr1,Pr2. Tổn hao phụ trong dây dẫn ra: Prf1,Prf2: Thường tổn hao này rất nhỏ có thể bỏ qua. Tổn hao chính trong dây dẫn ra pr1 , p r2 : Tổn hao trong vách thùng dầu và kết cấu kim loại khác Pt: do từ thông tản gây nên, thường thì tổn hao phụ được tính gộp vào trong tổn hao chính bằng cách thêm vào hệ số tổn hao phụ Kf Vậy tổn hao ngắn mạch là: Pn=kf(KCu2+PCu1)+Pr1+Pr2+Pt (W) II.Tổn hao chính 69.Tổn hao đồng trong dây quấn HA *Như ta đã biết PCU tỉ lệ bình phương của mật độ dòng điện vì vậy khi bảo đảm cho PCU bằng hằng số, nếu DTăng thì GCU phải giảm. Nhưng ta sẽ không đặt vấn đề tăng nhiều D để giảm trọng lượng đồng GCU . Vì vậy trọng lượng đồng khồng giảm được bao nhiêu mà tổn hao đồng sẽ tăng lên nhiều ( Có thể quá mức qui định ). Đồng thời dây quấn sẽ phát nóng nhiều và ta phải dùng nhiều dầu và phải tính toán thêm cho phần tản nhiệt. PCU1 = 2,4. D12.GCU1 =2,4 .( 3,1)2 .106,85 = 2464,4 (W) ( 4.3TL1 ) Với : = 3,1 A/ mm2 : mật độ dòng điện thực của dây quấn HA GCU1 = 106,85 kg : trọng lượng dây quấn HA 70.Tổn hao đồng trong dây quấn CA PCU2= 2,4.D22.GCU2 = 2,4.( 2,67)2.172,84 = 2957,195 (W) (4.57 TL1) Với : D 2 = 2,67 A/mm2 : mật độ dòng điện thực trong dây quấn CA GCU2 = 172,87 kg : trọng lượng dây quấn CA III.Tổn hao phụ 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 dây gây ra :pf Tổn hao phụ được ghép vào tổn hao chính bằng cách thêm vào một hệ số kf vào tổn hao chính : Pf + p cu = pcu . kf theo 4-9 TL1 Do đó việc xác định tổn hao phụ là xác định trị số kf . trị số này đối với mỗi loại dây quấn thì khác nhau . nó phụ thuộc vào kích thước hình học của dây quấn , vào sự xắp xếp của dây dẫn trong từ trường tản 71.xác định hệ số k f 1 trong dây quấn HA. Đối với dây quấn đồng tiết diện chữ nhật , và n= 2 là số thanh dẫn của dây quấn thẳng góc với từ thông tản , ta có công thức 4-10b TL1 KF1= 1+ 0,095b2.a4. n2 Trong đó: a= 0,56 cm : là kích thước của dây dẫn theo hướng thẳng góc với từ thông tản b = (.KR)2 theo 4-11b TL1 Với : b = 8,5 mm : là kích thước dây dẫn theo hướng song song với từ thông tản m = wlHA = 14,5 là số thanh dẫn của dây quấn song song với từ thông tản KR =0,95 : Hệ số qui đổi từ trường tản l= l1 = 56,3 (cm) => b2 =(.0,95)2 = 0,043 => Kf1= 1+0,095.0,0432.(0,56)4.(2)2= 1,0002 72.Xác định hệ số kf2 trong dây quấn CA. Đối với dây đồng tiết diện tròn và n=8 > 2 là số thanh dẫn thẳng góc với từ thông tản . áp dụng 4-10c ta có : kf2 = 1+ 0,044 . õ2 . d42 .n2 Trong đó : d2 =2,24 mm= 0,224 cm : là đường kính của dây dẫn tròn dây quấn CA b’= Với : Wl 2 = 213 : là số thanh dẫn của dây quấn CA song song với từ thông tản l=l1=56,3 (cm) : chiều cao dây quấn CA kr =0,95. Hệ số qui đổi từ trường tản => õ’ =( .0,95)2 = 0,65 => Kf2= 1+0,044 . 0,65 2 . .0,2244 . 82 = 1,003 73.Tổn hao chính trong dây dẫn ra.pr1 pr2n Để xác định được tổn hao trong dây dẫn ra ta lần lượt đi xác định trọng lượng đồng và chiều dài dây dẫn ra trong dây quấn CA và HA : 74.Tổn hao chính trong dây dẫn ra dây quấn HA. lr1=7,5.l1=7,5. 56,3 = 422,25 (cm) : Chiều dài dây dẫn ra đối với dây quấn nối Y . theo 4-18 TL1 Tr1= T HA =186,4 mm2 : Tiết diện dây dẫn ra của cuộn HA ọ =8900 kg/ m3 : điện trở suất của đồng + Trọng lượng dây dẫn ra. Gr1= lr1.Tr1g.10-8 (4.60 TL1) Gr1= 422,5 . 186,4 .8900.10-8 = 7,01 (kg) + Tổn hao đồng trong dây dẫn ra. Pr1= 2,4. D12.Gr1 =2,4.(3,1)2. 7,01 = 161,679 (W) theo 4-18 TL1 75.Tổn hao chính trong dây dẫn ra dây quấn CA. Pr2=2,4.D22.Gr2 Với : Gr2=lr2.Tr2.g.10-8 Trong đó : Chiều dài dây dẫn ra: lr2 =7,5.l2=7,5.56,3=422,25 (cm) theo 4-14 TL1 đối với dây quấn nối Y Tr2=T CA = 3,94 mm2 : Tiết diện dây dẫn ra quấn CA ọ = 8900 kg / m3 : điện trở suất của đồng => Gr2=422,25. 3,94 .8900.10-8= 0,15 kg + Tổn hao đồng trong dây dẫn ra cuộn CA. Pr2=2,4.D22.Gr2 =2,4. 2,672 . 0,15 = 2,57 (W) (4.63 TL1) 76.tổn hao trong vách thùng và các chi tiết kim loại khác pt Ta đã biết , một phần từ thông tản của máy biến áp khép 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 trong vách thùng dầu và có liên quan đến tổn hao ngắn mạch . ta có thể xác định p t theo công thức kinh nghiệm pt = 10 . k .s ( W) theo 4-21 TL1 Trong đó : k= 0.015 : tra bảng 40a TL1 => pt = 10.400.0015 = 60 ( W) 77.Tổng tổn hao ngắn mạch. Pn =PCu1.Kf1+PCu2.Kf2+Pr1+Pr2 + pt (4.64 TL1) Pn = 2464.1,0002 + 2957,19 .1,003 + 161,679 + 2,57 +60 ( W) Pn = 5654,4 ( W) Vậy tổn hao tính toán vượt quá tổn hao bài cho là: = - 1,66 Nằm trong phạm vi cho phép + - 5% IV.XÁC ĐỊNH ĐIỆN ÁP NGẮN MẠCH.(Un) Điện áp ngắn mạch của m.b.a hai dây quấn un % là điện áp đặt vào một dây quấn với tần số định mức , còn dây quấn kia nối ngắn mạch sao cho dòng điện hai phía đều bằng các dòng điện định mức tương ứng . Un % là một tham số rất quan trọng ảnh hưởng tới những dặc tính vận hành cũng như kết cấu của máy.Thật vậy : Khi Un% bé thì dòng điện ngắn mạch In lớn gây nên lực cơ học trong MBA lớn. Khi Un% lớn thì điện áp giáng DU ở trong MBA tăng lên ảnh hưởng đến các hộ dùng điện.( đèn tối , mở máy động cơ không đồng bộ khó khăn ...) Sự phân phối tải giữa các MBA làm việc song song với Un khác nhau sẽ không hợp lí. Không tỉ lệ với dung lượng của máy mà tỉ lệ nghịch với điện áp ngắn mạch Un%. Ta đã biết điện áp ngắn mạch toàn phần : Un= ( %) Trong đó : Unr : là thành phần tác dụng của un U nx : là thành phần phản kháng của un 78. Thành phần điện áp ngắn mạch tác dụng. Unr===1,414 % theo 4-22 TL1 Trong đó : pn = 5654,4 ( w) tổn hao ngắn mạch m.b.a S = 400 KVA dung lượng định mức m.b.a 79.Thành phần điện áp ngắn mạch phản kháng unx Ở đây ta thiết kế m.b.a dùng dây quấn đồng tâm và hai dây quấn có chiều cao bằng nhau :. Unx= ( %) theo 4-23 TL1 Trong đó: b=== 1,49 S’= 133,3 KVA : công suất trên mỗi trụ aR= a12 + = 0,031( m) Uv=8,13 (V) Kr = 0,95 : hệ số Unx=. 0,95 . 10-1 = 3,5% 80 Điện áp ngắn mạch toán phần là. Un=== 3,775 % Như vậy điện áp ngắn mạch nhỏ hơn tiêu chuẩn là . 100 = - 5,63 % Thoả mãn điều kiện sai lệch +, - 5% cho phép V.TÍNH TOÁN LỰC CƠ HỌC CỦA DÂY QUẤN M.B.AKHI NGẮN MẠCH Khi m.b.a bị sự cố ngắn mạch thì dòng điện ngắn mạch rất lớn sẽ gây lên lực cơ học rất nguy hiểm đối với dây quấn m.b.a . Bởi vậy để đảm bảo cho m.b.a làm việc an toàn , khi thiết kế máy ta phải xét đến lực cơ học tác dụng lên dây quấn khi ngắn mạch xem độ bền điện của dây quấn m.b.a có đủ hay không . do đó ta phải xác định : Trị số dòng điện cực dại của dòng điện ngắn mạch Xác định lực cơ giới giữa các dây quấn Tính ứng suất cơ của các đệm cách điện giữa các dây quấn và bản thân dây quấn 81.Xác định trị số hiêu dụng của dòng điện ngắn mạch cực đại a.Trị số hiệu dụng của dòng điện ngắn mạch xác lập Tiêu chuẩn của quốc tế quy định , tính toán trị số hiệu dụng của dòng điện ngắn mạch xáclập phải kể đến tổng trở của mạng cung cấp cho đầu phân áp chính của dây quấn . theo 4-30a TL1 : In = ( A) Trong đó : Iđm = 10,479 A : là dòng điện định mức của đầu phân áp Un = 3,775 % Sđm = 400 KVA : dung lượng định mức của m.b.a Sn = là công suất ngắn mạch của mạng cung cấp Sn = 2500.103 ( KVA) ( 40-b TL1) => In = = 276,42( A) b.Trị số dòng điện ngắn mạch cực đại tức thời: Trong quá trình ngắn mạch đột nhiên thì dòng điện ngắn mạch gồm 2 phần : một thành phần chu kì và một thành phần tự do không chu kỳ , chính thành phần tự do không chu kỳ làm trị số dòng điện ngắn mạch tức thời tăng lên rất lớn : imax = . In . ( 1+ e) (A) theo 4-31 TL1 => imax = . 276,42 . ( 1+ e ) = 500,85 ( A) VI.TÍNH LỰC CƠ GIỚI GIỮA CÁC DÂY QUẤN LÚC NGẮN MẠCH. Lúc ngắn mạch dây quấn chịu lực cơ giới rất lớn . nếu không xét kỹ có thể lực cơ giới làm hỏng dây quấn . Lực cơ giới sinh ra do tác dụng của dòng điện trong dây quấn với từ thông tản Ở đây trong trường hợp hai dây quấn cùng chiều cao và các vòng dây phân bố đều đặn trên toàn chiều cao . Nên từ trường tản gồm có thành phần dọc trục với từ cảm B và thành phần ngang trục với từ cảm B’ . Ưng với mỗi từ trường tản sẽ có lực tác dụng tương ứng 82.Lực hướng kính.Fk : Do từ trường tản dọc B tác dụng với dòng điện gây nên : FK=0,628(imax.W)2.b.KR.10-6 ( N) theo 4-34 TL1 Fk = 0,628 .( 500,85 . 1594,6)2 .1,49 . 0,95. 10 -6 = 565201( N) Lực Fk đối với hai dây quấn là trực đối với nhau , có tác dụng ép , nén đối với dây quấn trong và có tác dụng đẩy đối với dây quấn ngoài . Lực này phân bố đều theo chu vi của hai dây quấn 83.Lực hướng trục F’T : Do từ trường tản ngang tác dụng với dòng điện sinh ra F=FK. ( N) theo 4-36 TL1 F’T =565201. = 15560,59 ( N) F là lực tác dụng ép của 2 dây quấn theo chiều trục và như vậy F lớn nhất là ở giữa 2 dây quấn vì hai đầu ép lại và có khuynh hướng làm sập những vòng dây ngoài cùng nếu quấn không chặt. Do cuộn dây phân bố đều theo chiều quấn nên không có từ trường tản ngang => không có lực hướng trục thứ hai : F’’T = 0 Dựa vào sự phân bố lực ép vào dây quấn ( hình vẽ) Ta thấy lực ép cực đại ở giữa chiều cao dây quấn : Fe = F’T - F’’T = F’T Còn lực đẩy lên gông FG = 0 VII. TÍNH ỨNG SUẤT CỦA DÂY QUẤN Ứng suất của dây quấn là chỉ sự chịu đựng của dây quấn đối với lực cơ giới 84.Ứng suất lực căng trong dây quấn CA Ứng suất này do lực hướng kính FK gây nên sk= ( MN/m2) theo 4-38 và 4-39 TL1 Trong đó : T = TCA = 3,49 mm2 : tiết diện một vòng dây cuộn CA W = WCA đm =1594,6 vòng : số vòng dây của dây quấn tương ứng k== 14,33 ( MN/ m2 ) Trị số này phù hợp với tiêu chuẩn đối với m.b.a dưới 1600 KVA , 30 ¸ 40 MN/m2. 85.Ứng suất giữa các vòng dây trongcuộn HA Ứng suất này chủ yếu do lực chiều trục ép F e gây nên : se = ( MN/ m2 ) theo 4-40 TL1 Trong đó : Fe = F’T1=15560,59 ( N) : Là tổng hợp lực lớn nhất D1’= 22(cm) : đường kính trong của dây quấn HA chịu lực ép lớn nhất D1’’= 25,1cm : đường kính ngoài dây quấn HA a1-a11= 2.a’ = 2.6,1 = 12,2 mm => se = = 1,75 MN/m2 Tại số se = 1,7 5MN/m2 đạt tiêu chuẩn với máy có công suất S,6300KVA (se £ 18 ¸ 20 MN/m2) Chương V TÍNH TOÁN CUỐI CÙNG MẠCH TỪ 5.1. CHỌN KẾT CẤU LÕI THÉP : Để đảm bảo tính kinh tế cũng như đơn giản trong việc chế tạo , tính toán . ta chọn kết cấu lõi thép kiểu 3 pha 3 trụ , lá thép gép xen kẽ làm bằng tôn cán lạnh mã hiệu 3405 dày 0,3 mm , có 4 mối nối nghiêng ở 4 góc , còn ở giữa ta dùng mối ghép thẳng lá tôn như hình vẽ Tra bảng 4 theo đường kính trụ sắt d = 0,18 m và công suất S =400 KVA ta có số bậc của trụ là 6 với ép trụ bằng nêm và dây quấn Số bậc thang của gông ta chọn nhỏ hơn số bậc thang của trụ là 5 ( 4 bậc đầu của gông trùng với 4 bậc của trụ , còn 1 bậc ngoài cùng thì tương ứng với 2 bậc ngoài cùng của trụ ) 5.2. XÁC ĐỊNH KÍCH THƯỚC CỤ THỂ CỦA LÕI SẮT 86.Chiều rộng và chiều dày của tập lá thép ( mm) của mạch từ Tra bảng 41a theo đường kính trụ d=18cm ta có kích thước cụ thể các tập lá thép tiết diện trụ có 6 bậc , gông 5 bậc Thứ tự tập Kích thước các tập trong trụ Kích thước các tập trong gông 1 175ì21 175ì21 2 155ì25 155ì25 3 135ì13 135ì13 4 120ì8 120ì8 5 95ì9 95ì17 6 65ì8 87.Xác định tiết diện của một nửa trụ TT = ( 17,5 . 2,1) + ( 15,5 . 2,5) +( 13,5 .1,3 ) + + ( 1,2 .0,8 ) +( 9,5.0,9)+ ( 6,5 .0,8 ) = 116,4 cm2 88.Tính tổng chiều dày các lá thép của nửa tiết diện trụ : 2,1 + 2,5 +1,3 +0,8 + 0,9 + 0,8 = 8,4 cm 89.Toàn bộ tiết diện bậc thang của trụ : T bt = 2.( Tt ) = 2. 116,4 = 232 ,8 cm2 90. Tiết diện hữu hiệu của trụ : TT= Kd.TbT = 0,97 . 232,8 = 225,816 ( cm2 ) 91.Xác định tiết diện của một nửa gông Vì gông có 5 bậc ( 4 bậc đầu trùng với 4 bậc của trụ , còn một trùng với 2 bậc ngoài của trụ ) tức là ở bậc thứ 5 của gông thì bề dày của gông sẽ bằng bề dày của trụ ở ( bậc 5 + bậc 6 ) TG = ( 17,5.2,1) +( 15,5 . 2,5 ) + ( 13,5 .1,3 ) + + ( 12 .0,8 ) + ( 9,5 .1,7) = 118,8 cm2 92. Toàn bộ tiết diện bậc thang của gông TbG = 2. 118,8 = 237,6(cm2) 93. Tiết diện hữu hiệu của gông TG= 0,97. 237,6 = 230,42 (cm2) 94.Chiều rộng của gông bG Bằng tổng chiều dày các lá thép của trụ bG = 2.8,4 = 16,8 cm 95.Chiều dài trụ lT = l1 + l01 cm Trong đó : l1 = l2 = 56,3cm : chiều cao dây quấn CA, HA l01 = l02 = 1,5 cm : khoảng cách cách điện từ cuộn CA, HA đến gông lT = 56,3 +2.1,5 = 59,3 cm 96. Khoảng cách tâm trục của 2 cạnh bằng nhau C= D2”+ a22 = 38,6 + 0,9 = 39,5 cm Trong đó : D2’’ = 38,6 cm : đường kính ngoài dây quấn CA a22 = 0,9 cm : khoảng cách cách điện giữa hai dây quấn CA cạnh nhau 97. Trọng lượng sắt toàn phần của gông là GG= G’G + G”G (kg) . Trọng lượng gông (Trọng lượng sắt) G’G = 2(t-1)c. TG.g. 10-6 (5.82 TL1) Trong đó: t=3 : là số trụ tác dụng g=7650kg/m3 : tỷ trọng của thép cán lạnh TG=230,47(cm2) : tiết diện hữu hiệu của gông c= 39,5 (cm) : khoảng cách giữa 2 tâm trụ cạnh nhau => G’G = 2(3-1).39,5 .230,4757650.10-6(kg) G’G = 277,95 ( kg) Gg:Trọng lượng thép một góc mạch từ. Đó là phần chung nhau của trụ và gông giới hạn bởi 2 trụ vuông góc nhau Gg= 2Kd. g.10-6(a1T.a1G.b1T+a2T.a2G.b2T+...+anT.anG.bnT) (5.83 TL1) a1T, a1G... là chiều rộng của từng tệp lá thép trụ và gông ở mối nối b1T, b2G... là chiều dày của các tệp lá thép trụ a1G = a1T = 17,5 cm b 1T = 2,1 cm a2G = a2T = 15,5 cm b2T = 2,5 cm a3G = a 3T = 13,5 cm b3T = 1,3 cm a4G = a4T = 12cm b4T = 0,8 cm a5G =a5T =9,5 cm b5T = 0,9cm a6T = 6,5 cm b6T = 0,8 cm a6G = 9,5 cm Gg= 2.0,97.7650.10-6(17,5.17,5.2,1+15,5.15,5.2,5 + + 13,5.13,5.1,3+ 12.12.0,8+9,5.9,5.0,9+ 6,5.9,5.0,8) Gg = 25,63(g) 98. Trọng lượng sắt ở 4 mối nối góc là G”G = 4.= 2.Gg = 2. 25,6 = 51,26 (kg) G G = G’G + G’’G = 277,95 +51,26 = 329,21 ( kg) 99 Trọng lượng thép ở trụ G’T = t.TT. lT. g.10-6 (5.85 TL1) Trong đó: TT= 225,816 (cm2) : tiết diện hữu hiệu của trụ lT = 59,3(cm) : chiều dài trụ t=3 : số trụ tác dụng của dây quấn => G’T= 3.225,816 . 59,3.7650.10-6 = 296,33 (kg) 100. Trọng lượng sắt của phần nối trụ với gông G”T= t .(TT.a1G. g.10 6 - Gg) (5.86 TL1) Trong đó : t = 3 TT= 225,816(cm2) a1G= 17,5 cm Gg= 25,6(kg) => G”T= 3(225,816 . 17,5 .7650.10-6-25,6) = 13,47(kg) 101. Trọng lượng sắt toàn bộ của trụ GT= G’T+ G”T= 296,3 +13,47 = 309,8 (kg) 102. Trọng lượng sắt toàn phần của lõi thép: GFe= GG + GT= 329,21+ 309,8 = 639,01( kg) (5.88 TL1) 5.3 TÍNH TOÁN CÁC THAM SỐ KHÔNG TẢI Khi cấp điện áp xoay chiều định mức ta có tần số định mức vào cuộn dây sơ cấp và các cuộn dây khác hở mạch gọi là chế độ không tải . tổn hao ứng với chế độ đó gọi là tổn hao không tải Xác định trị số tự cảm trong lõi sắt Từ cảm trong trụ BT= (T) Theo 5-16TL1 Trong đó: UV= 8,13(V) TT= 225,816(mm2) => BT= = 1,62 (T) - Tự cảm trong gông BG= BT.= 1,62= 1,589 (T) (5.90 TL1 ) - Tự cảm mối nối nghiêng là: Bn= ==1,146 (T) *Dựa vào các trị số từ cảm trên , cùng với mã hiệu tôn3405 dày 0,30 mm . theo bảng 45 ta tìm được - Suất tổn hao trong thép : - Suất tổn hao trong trụ: PT= 1,194(W/kg) - Suất tổn hao trong gông: PG = 1,113 (W/kg) - suất tổn hao ngoài khe hở không khí . Đối với trụ :PKT= 0,0661 ( W/cm2) . Đối với gông :PKG= 0,063 ( w/cm2 ) . Đối với mối nối nghiêng :PKn= 0,030 ( w/cm2) 103.Xác định tổn hao không tải trong m.b.a( P0) Tổn hao không tải của m.b.a bao gồm : 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 io gây ra , tổn hao do dòng điện rò trong các chất cách điện Vì m.b.a có mạch từ phẳng , làm bằng tôn cán lạnh , ép trụ và gông bằng đai , có xà ép gông , có nêm dây quấn ép trụ , không làm bulông xuyên lõi và khi xét đến tất cả những ảnh hưởng thì tổn hao không tải được tính : PO = kgp . ktp .kep . kcpkbp. . ( W) Theo5-19 Trong đó: kgp: là hệ số tăng cường tổn hao ở gông . đối với gông có số bậc ít hơn một bậc so với trụ , ta lấy : kgp = 1 ,0 ktp : là hệ số tổn hao do tháo nắp gông trên để lồng dây quấn vào trụ làm chất lượng lá thép gỉam tổn hao tăng lên , lấy ktp = 1,01 kep : hệ số tổn hao do ép trụ để đai, đối với m.b.a công suất 400 KVA ta lấy kep = 1,0 kcp : hệ số kể đến tổn hao do cắt dập lá tôn thành tấm . do tôn sau khi cắt dập có ủ , lấy kcp= 1,01 kbp : hệ số kể đến tổn hao do gấp mép hoặc cắt bavia . do tôn có ủ lại sau khi gấp mép hoặc cắt bavia , lấy kbp = 1,0 kd : hệ số biểu thị số lượng góc nối của mạch từ cần phải tính đến ảnh hưởng của tổn hao sắt, đổi với m.b.a 3 pha thì kd = 4 kn .k’gp + kt .k’’gp = kgp : Là hệ số kể đến tổn hao phụ ở các góc nối của mạch từ tuỳ theo sự phối hợp số lượng mối nối thẳng và nghiêng khác nhau . ta lấy kgp = 8,85 nk : là số khe hở không khí giữa các lá thép trong mạch từ ghép thẳng và nghiêng Ghép thẳng : Đối với trụ : nKT = 1 Đối với gông : nKG =2 Ghép nghiêng : nKn = 4 TK : là tiết diện khe hở không khí Ghép thẳng : TKT = T T = 225,8 cm2 TKG = TG = 230,4 cm Ghép nghiêng : TKN  =.TT =319,3 cm2 GT = 309,8 ( kg) G’G = 277,96 ( kg) Gg = 25,6 ( kg) P0 = 1,0.1,01. 1,0 .1,01 .1,0 .{1,194.309,8+1,113(277,95-4.25,6)+ +.25,63.8,85+0,0661.225,8+0,063.2.230,4+0,028.4.319,3} P0 = 895,36 ( w) Sai lệch so với tiêu chuẩn là: .100 = + 6,59% Nằm trong phạm vi cho phép: 7,5 % P0 như vậy là thoả mãn 104. Công suất từ hoá không tải Q0 Do m.b.a có kết cấu lõi thép trụ phẳng làm bằng thép cán lạnh , ép trụ và gông bằng nêm và dây quấn , không có bu lông xuyên lõi công nghệ chế tạo mạch từ có ủ lá tôn sau khi cắt dập theo 5-27 Q0= KGi. Kti. Kei.[ Kbi.Kci. (qT.GT + qG.(G’G –Kd.Gg) + .Gg .(Kn.K’gi + Kt . K”gi) ) +Sqk.nk. TK] (VA) Trong đó: - Kb. K’gi + K.K”gi= Kgi= 42,45: Là hệ số kể đến ảnh hưởng của góc nối do sự phối hợp khác nhau về số lượng mối nối nghiêng và thẳng, tra bảng 53 theo khe hở không khí với số lượng góc nối nghiêng và thẳng và từ cảm ta được kgi = 42,45 - KGi=1,08 :là hệ số làm tăng công suất từ hoá ở gông, khi số bậc trong gông gần bằng số bậc thang trong trụ - Kti= 1,02: Hệ số kể đến sự tăng công suất khi tháo lắp gông trên để cho dây quấn vao trụ - Kbi = 1,05: Hệ số kể đến việc cắt gọt bavia với lá thép ủ - Kci= 1,18: Hệ số kể đến ảnh hưởng của việc cắt dập lá tôn có ủ - Kei=1,04: Hệ số ảnh hưởng của việc ép mạch từ nk : là số khe hở không khí giữa các lá thép trong mạch từ ghép thẳng và nghiêng - Ghép thẳng : . Đối với trụ : nKT = 1 . Đối với gông : nKG =2 - Ghép nghiêng : nKN = 4 . TK : là tiết diện khe hở không khí - Ghép thẳng : TKT =T T = 225,8 cm2 TKG = TG = 230,4 cm2 - Ghép nghiêng : TKN =.TT =319,3 cm2 . GT = 309,8 ( kg) . G’G = 277,96 ( kg) . qt = 1,645( VA/ kg) . qg = 1,48 ( VA/ kg) . kd =4 QO=1,08.1,02.1,04.{1,05.1,18.[1,645.309,8+1,48(277,954.25,6)+ .25,6.42,45] +2,048.225,89+1,892.230,4+0,3.4.319,3} => Q0 = 5185,77( VA) 105. Tính toán dòng điện không tải toàn phần. i0%= theo 5-32 TL1 Trong đó : i0x : là thành phần phản kháng dòng điện không tải. i0x%=== 1,3 % (5.96 TL1) .i0r :là thành phần tác dụng của dòng điện không tải. i0r%=== 0,224% (5.97 TL1) => Dòng điện không tải toàn phần. i0%===1,32% Sai lệch so với tiêu chuẩn : .100 = - 5,7% Thoả mãn điều kiện : i0 % tính toán không vượt quá 15%so với dòng không tải tiêu chuẩn . i0 =1,4 106. Trị số dòng điện không tải của dây quấn HA. I0x=IHA. =577,35.= 1,293 (A) I0r=IHA.=577,35.=7,51(A) I0=IHA.=577,35.=7,62 (A) 5.4 HIỆU SUẤT CỦA MBA KHI TẢI ĐỊNH MỨC . h%=[1-].100 % theo 5-23 TL1 Trong đó: P0=895,36 (W) Pn=5654,4 (W) Pđm= S = 400.103 (W) => h%=[1-].100=98,36% Vậy hiệu suất của máy là 98,36 %. CHƯƠNG 6 TÍNH TOÁN NHIỆT,VỎ THÙNG MÁY BIẾN ÁP 6.1 ĐẠI CƯƠNG. Tính toán nhiệt là tính toán về nhiệt ở trạng thái xác lập ,nghĩa là khi MBA 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 khuếch tán ra xung quanh.Đường khuếch tán của dây điện có thể phân ra làm các loại sau. Từ dây quấn hay lõi sắt ra một cuộn 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 đối lưu Quá độ truyền từ dầu vào trong vách thùng dầu Cuối cùng là nhiệt từ vách thùng truyền ra không khí xung quanh bằng bức xạ và đối lưu. Nói chung trong phần tính toán nhiệt của MBA gồm các phần sau: + Tính nhiệt độ chênh qua từng phần gồm: Nhiệt độ chênh trong lòng dây quấn hay lõi sắt với mặt ngoài của nó Qua mỗi lần truyền nhiệt để nhiệt độ giảm dần nghĩa là nó gây nên một lượng sụy nhiệt độ, kết quả là so với môi trường không khí xung quanh thì các bộ phận trong MBA có nhiệt độ chênh nào đó Trị số dòng nhiệt càng liệt càng lớn thì nhiệt độ chênh càng lớn q0 Nhiệt độ chênh giữa mặt ngoài dây quấn với đầu q0 Nhiệt độ chênh giữa dầu với vênh thùng qdt Nhiệt độ vênh giữa vách thùng và không khí qtk + 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 quy định. + Kiểm tra nhiệt độ chênh của dây quấn, lõi sắt và dầu đối với không khí. Như vậy việc tính toán nhiệt của MBA khá phức tạp, nó ảnh hưởng rất nhiều tới tuổi thọ của MBA và chế độ làm việc định mức của MBA. Việc tính toán nhiệt này cũng còn liên quan tới việc thiết kế thùng dầu và các bộ phận tản nhiệt khác. 6.2 TÍNH TOÁN CỤ THỂ VỀ NHIỆT CỦA MBA. Tính toán nhiệt độ chênh qua từng phần 107,Nhiệt độ chênh trong lòng dây quấn hay lõi sắt với mặt ngoài của nó. Gọi q0 là nhiệt độ chênh. 108.Với dây quấn hạ áp : Làm bằng dây dẫn chữ nhật nên theo ( 6-1 TL1 ) ta có độ chênh nhiệt q0HA = .10-4 Trong đó : d : Là cách điện một phía dây quấn hạ áp . 2d=0,5 (mm)=0,05 (cm) vậy d=0,025 (cm) lcd: Là suất dẫn nhiệt của lớp cách điện của dây quấn, tra bảng 54theo vật liệu cách điện bằng giấy cáp dầu ta chọn lcd=0,0017 (W/cm0C) q: Mật độ dòng nhiệt trên bề mặt dây quấn HA .đối với dây quấn hình ống có rãnh dầu làm lạnh tiếp xúc với cả hai mặt , theo( 6-2a)đối với dây đồng ta có q1 =10-10 .b. .kf ( w/m2) = 3,1 A /mm2 : mật độ dòng điện dây quấn HA a = 5,6 mm : chiều dầy dây dẫn tiêu chuẩn b = 8,5 mm : chiều rộng dây quấn tiêu chuẩn a’ = a+2.ọ = 6,1 mm : chiều dầy kể cả cách điện k = 0,75 : là hệ số kể đến sự che khuất của các chi tiết cách điện đối với bề mặt làm lạnh của dây quấn => q1 = . 10-10 . 8,5 . . ( 3,1)2.1,02 = 1091,25 ( w/m2) => qHA=.10-4=1,61 0C Nhiệt độ chênh trung bình của dây quấn HA ( ố0tbHA ) ố0tbHA = .ốoHA = .1,61 = 1,07 0C 109 Đối với dây quấn CA : là dây dẫn tròn Ta coi dây quấn CA như một khối có hai mặt tiếp xúc với dầu và qua tính toán cho thấy nhiệt độ phân bố trên dây quấn có dạng parabol Với chỗ nóng nhất là ở giữa dây quấn có nhiệt độ ố1 , mặt ngoài dây quấn được xác định là hiệu ( ố1 –ố2) ố0CA =ố1 -ố2 Ở đây dây quấn không có rãnh dầu ngang và khi dây quấn có rãnh dầu dọc đối với ống cách điện , theo ( 6-3b TL1) ố0CA = ố1 - ố2 = 0C Trong đó : a: là chiều dày dây quấn CA : a = a2 = 58,12 m p : là tổn hao trong đơn vị thể tích dây quấn - Đối với dây đồng : p = p cu = 1,68 . ( w/cm3) theo 6-4a Với : = 2,67 A/mm2 : mật độ dòng điện trong dây quấn CA d = d2 = 2,24 mm : đường kính dây dẫn d’ = d +2ọ = 2,64 mm: đường kính dây dẫn kể cả cách điện 2 phía ọl = 5.0,12 cm : là chiều dày cách điện lớp => pcu = 1,68 ..10-4 = 0,986 .10- 4 ( w/cm3) * ởtb : là sủât dẫn nhiệt trung bình tính theo (6-5 TL1) ởtb = (w/cm3 0C ) . ởl: là suất dẫn nhiệt của cách điện giữa các lớp điện , tra bảng 54 theo vật liệu cách điện lớp bằng giấy cáp tẩm dầu : ởl = 0,0017 (w/cm3 0C ) . ở: là suất dẫn nhiệt bình quân quy ước của dây quấn ,theo(6-6 TL1) ở = (w/cm3 0C ) ởcđ : là suất dẫn nhiệtcủa lớp cách điện dây dẫn .dây dẫn dùng băng vải tẩm sơn cách điện ởcđ = 0,0025 (w/cm3 0C ) = = = 0,179 => ở = = 8,45 .10-3 (w/cm3 0C ) ởtb = = 2,25 .10-3 (w/cm3 0C ) ố0CA = 1,68. = 0,185 0C Trên thực tế đối với dây dẫn tròn người ta thường không quan tam đến điểm có nhiệt độ nóng nhất mà quan tâm chủ yếu đến nhiệt độ trung bình , thường bằng khoảng 2/3 nhiệt độ chênh toàn phần ố0tbCA= ố0CA = .0,185 = 0,1230C 110.Nhiệt độ chênh giữa mặt ngoài dây quấn với dầu q0d. a. Đối với dây quấn HA : Hiệu số của nhiệt độ này phụ thuộc vào tổn hao của dây quấn và thường được xác định theo công thức kinh nghiệm gần đúng. ở đây dây quấn dùng dây chữ nhật có rãnh dầu ngang nên qod = k1.k2.k3. 0,35. q0,6 0C (6.10b TL1) -k1: Hệ số kể đến tốc độ chuyển động của dầu trong dây quấn phụ thuộc vào hệ thống làm lạnh. Đây làm lạnh tự nhiên nên k1=1 -k2: Hệ số chiếu cố đến trường hợp do dây quấn HA ở trong nên dầu đối lưu khó khăn làm dây quấn HA nóng hơn, do đó: k2=1: Đối với dây quấn CA nằm ngoài, HA nằm trong -k3: Hệ số chiếu cố đến sự đối lưu khó khăn của dầu do bề rộng (hay làm chiều cao) tương đối của rãnh dầu ngang Ta chọn k3=0,8 - q = 1091,25 ( w/m2): là mật dòng nhiệt trên bề mặt dây quấn HA q0d1=1. 1. 0,8. 0,35. (1091,25)0,6=18,617 o C b.Tính cho phía CA: Dùng dây dẫn tròn không có rãnh dầu ngang q0d2= k.q20.6 o C theo (6-10a TL1) . k = 0,285 : là hệ số . 0,6 : là chỉ số luỹ thừa kinh nghiệm . q2: là mật độ dòng nhiệt trên bề mặt dây quấn CA:theo (6-2 TL1) q2 = = = 532,5 W/m2 => q0d2 = 0,285 .532,50,6 = 12,32 o C c Nhiệt độ chênh trung bình của dây quấn với dầu . D ây quấn HA: ố0 dtbHA = ố0 tbHA + q0d1 = 1,07 +18,687 = 19,687 o C . Dây quấn CA : ố0 dtbCA = ố0 tbCA + q0d2 = 0,123 +12,32 = 12,443 o C 111.Nhiệt độ chênh giữa dầu và vách thùng qtb: Thông thường thì nhiệt độ chêng này không quá 3-6 o C . Do đó sơ bộ ta chọn qtb=3 o C 112.Nhiệt độ chênh giữa vách thùng và không khí ốt.k Nhiệt lượng từ vách thùng truyền qua không khí xung quanh theo hai đường : một bộ phận truyền ra theo hiện tượng đối lưu , một bộ phận truyền ra theo phương pháp bức xạ .Như vậy việc tính toán nhiệt độ chênh giữa vách thùng và không khí liên quan đến việc tính toán bề mặt bức xạ và đối lưu của thùng II. Tính toán nhiệt của thùng dầu Như ta đã biết, thùng dầu đồng thời là vỏ máy của MBA, trên đó có đặt các chi tiết máy rất quan trọng như sứ ra của dây quấn CA va HA, ống phóng nổ, bình giãn dầu… Vì vậy thùng dầu ngoài yêu cầu đảm bảo tản nhiệt tốt còn phải đảm bảo các tính năng về điện (như đảm bảo khoảng cách cho phép giữa dây quấn với 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 là căn cứ yêu cầu tản nhiệt, sau đó kiểm tra lại xem về yêu cầu cần tản nhiệt. 113Chọn loại thùng dầu: Căn cứ vào bảng 57 và dung lượng MBA S =400 KVA. Ta chọn loại thùngvách thẳng và có bộ tản nhiệt kiểu ống thẳng ( kiểu ống góp )có kích thước như hình vẽ Để đảm bảo cho m.b.a tản nhiệt tốt thì loại thùng có các bộ tản nhiệt kiểu ống , đặc biệt là kiểu ống thẳng được sử dụng phổ biến trong thực tế hiện nay. Mục đích của việc chế tạo thùng có các bộ tản nhiệt kiểu ống thẳng là vừa chế tạo đơn giản , vừa bố trí trên chu vi thùng dầu thuận tiện hơn cácloại tản nhiệt khác là không phải tốn công uốn , khoan lỗ ở vách thùng , có thể hàn trực tiếp hay bắt vào thùng bằng mặt bích tuỳ theo công suất .Mặt khác loại thùng này vẫn dảm bảo làm tăng diện tích bề mặt toả nhiệt để giảm bớt nhiệt độ từ dây quấn , dầu ra ngoài không khí qua vách thùng nhờ phương pháp bức xạ và đối lưu . 114.Chọn kích thước tối thiểu bên trong của thùng a.chiều rộng tối thiểu của thùng là: B = D2² + S1 + S2 + d1 + S3 + S4 + d2 (6.14 TL1) Đối với m.b.a 3pha cấp điện áp từ 6-35KV Trong đó : + D2² =36,8cm : đường kính ngoài của dây quấn CA + S1 =3,5 (cm): khoảng cách dây dẫn ra đến vách thùng của cuộn CA. + S2 = 3,7 (cm) : khoảng cách từ dây dẫn ra của dây quấn CA đến bộ phận nối đất + S3 = 5(cm) : khoảng cách dây dẫn ra không bọc cách điện của dây quấn HA đến mặt dây quấn CA + S4 = 2 (cm) : khoảng cách từ dây quấn ra của dây quấn HA không cách điện đến vách thùng. + d1: bề dày 1 lớp dây quấn HA : d1 = a1 = 15,5 mm + d2: là bề dày 1 lớp dây quấn CA cả cách điện d2 = d’2 = 0,269 cm => B = 38,6 + 3,5 +3,7 +1,15 +5 +2 +0,269 = 54,619 cm Để tâm trụ m.b.a. ở giữa ta lấy B = 58 cm b.Chiều dài tối thiểu của thùng A = 2.C + D2² + 2.S5 (6.15 TL1) Trong đó : S5 : Là khoảng cách giữa dây quấn CA và vách thùng S5 = S3 + d2 + S4 = 0,269 +5 +2 = 7,269 cm C = 40 cm : khoảng cách giữa hai tâm trụ cạnh nhau D² = 38,6 cm => A = 2.40 + 38,6 + 2.7,269 =133,138 cm c.Chiều cao của thùng H = H1 + H2 (6.18 TL1) H1: Là chiều dài từ đáy thùng đến hết chiều cao lõi sắt H1 = LT + 2hG + n (6.19 TL1) LT = 59,3 (cm) n = 4: Chiều dày tấm lót dưới gông dưới hG : là chiều cao của gông gần đúng có thể tính hG = TG = 237,6 mm2 bG = 1,68 (cm) hG = = 14,14 (cm) => H1 = 59,3 +2.14,14 +4 = 91,58 (cm). H2 : Là khoảng cách tối thiểu từ gông đến nắp thùng theo bảng 58 ta chọn H2 = 32 cm . Nhưng để đảm báo tản nhiệt thì H2 tăng lên 1,5 lần: H2 = 1,5.32 = 48 cm => H = 91,58 +48 = 139,58 cm Chọn bộ tản nhiệt : 115.Chọn số bộ tản nhiệt : Để phù hợp với kích thước của thùng cũng như tăng diện tích bức xạ và đối lưu ta chọn 6 bộ tản nhiệt kiểu ống thẳng có kích thước như hình vẽ 116.Sơ bộ tính diện tích bề mặt bức xạ và đối lưu của thùng a) Tính bề mặt Mbx bức xạ của thùng Đối với thùng có đáy ô van Mbx = Mfôv . K . 10-4 (6.21 TL1) Trong đó : Mfôv = [2.(A-B) + P.B].H cm2 : là diện tích phẳng thùng phẳng đáy ôvan Mfôv=[2.(133,13854,619)+3,14.54,619].139,58=45875,84(cm2) K = 1,5 : Hệ số ảnh hưởng đến hình đáy mặt ngoài thùng. => Mbx = 4587,84.1,510-4 = 6,88(m2) b) Bề mặt đối lưu của thùngtính sơ bộ M¢đl = - 1,12.Mbx (m2) (6.22TL1) Trong đó: . åp = p0 + pn = 5654,4 +895,76 = 6549,76 (W) : là tổng tổn hao không tải và ngắn mạch m.b.a . Mbx =7,2 m2 : là diện tích bề mặt bức xạ . qtk : Là nhiệt độ chênh của thùng dầu so với không khí xung quanh. Ta căn cứ vào những điều kiện sau để chọn cho hợp lý .Ta biết nhiệt độ chênh lâu dài cho phép của dây quấn so với môi trường xung quanh khi tải định mức là 600C do đó độ chênh trung bình của dầu đối với không khí không được quá : . qdk = 600C - q0dtb = 600 – 19,6870= 40,3130 Với q0dtb là nhiệt độ chênh trung bình của dây quấn HA( ta lấy giá trị lớn nhất trong hai dây quấn ) Do đó nhiệt độ chênh của thùng đối với không khí được tính như sau: . qtk = qdk - qdt= 40,313 - 6 =34,3130C qdt : là nhiệt độ chênh của dầu đối với thùng , ta lấy bằng 60C Ta kiểm tra điều kiện s.(qdl + qtk) 500C s.qdk 500C Với s = 1,2: là hệ số xác định tỷ số giữa nhiệt độ chênh của dầu đối với không khí lúc lớn nhất với trị số trung bình 1,2 . 40,313 = 48,3760C < 500C Thay các số liệu vào công thức (6.22) ta được M¢dl = = 25,419(m2) 117.Xác định khoảng cách giữa 2 tâm ống góp trên và dưới trong mỗi bộ tản nhiệt ( A1) A1 phải thoả mãn điều kiện A1 ≤ H - 34 cm => A1 ≤ 139,58 -34 = 105,58 cm Theo điều kiện trên dựa vào bảng 63 ta chọn các bộ tản nhiệt có 2 dãy ống có các số liệu chính sau : . khoảng cách giữa 2 tâm ống trên và dưới : A1 = 90 cm . khoảng cách tối thiểu tâm trục mặt bích của bộ tản nhiệt đến mặt phẳng dưới và mặt phẳng trên của thành thùng c1 và c2 tương ứng là 8,5 và 10 cm . bề mặt đối lưu của ống : M0đl = 2,733 m2 .trọng lượng một bộ tản nhiệt không kể dầu : Gb = 41,14 kg . trọng lượng dầu của bộ tản nhiệt : G’d = 30kg . bề mặt đối lưu của hai ống góp : Mgđl = 0,34 m2 118.Xác định lại bề mặt đối lưu thực tế của thùng : Mđl = Mfđl .khdt +Mn .khdn +Môđl .khđô +Mgđl .kghd m2 theo 6-46 TL1 Trongđó : a.Mfđl : là bề mặt đối lưu của thùng phẳng và nắp Mfđl =Mb x=[2.(A-B) + P.B].H .10-4 + 0,5 .Mn ( m2 ) theo (6-27 TL1) Với : . Mn : là diện tích bề mặt nắp thùng dầu : Mn = ( +bn .( ln – bn ) ) .10-4 ( m2 ) theo 6-28 TL1 ở đây : . bn : là chiều rộn nắp thùng ( cm) . bn = B + 2.bv = 54,619 +2.5 = 64,619 cm . bv = 5 cm : là chiều rộng vành nắp thùng chọn . ln : là chiều dài nắp thùng ln = A + 2. bv = 133,138 +2.5 = 143,138 cm => Mn = =0,835 m2 b. khdl : là hệ số hình dáng của thùng , tra bảng 56 ta có khdl = 1,0 . Mn = 0.853 m2 . khdn = 1,0 : là hệ số hình dáng của nắp thùng . Môđl =6.2,733 m2 : là diện tích bề mặt ống tản nhiệt 5 bộ . khđô =1,26 : là hệ số hình dáng của ống , đối với thùng có bộ tản nhiệt ống thẳng . Mgđl = 6.0.34 m2 :là diện tích của ống góp 5 bộ tản nhiệt đối với ống góp tròn . kghd =1,4 : là hệ số hình dáng của ống góp => Mđl = 5,0832.1,0+0,835.1,0 +6.2,733.1,26 +6.0.34.1,4 =29,43 m2 So sánh với kết quả tính bề mặt đối lưu sơ bộ M¢dl=25,4 m2 ta thấy Mđl > M¢dl . Như vậy kết quả tính toán hoàn toàn thoả mãn yêu cầu đảm bảo nhiệt độ tốt 7 : TÍNH TOÁN CUỐI CÙNG VỀ NHIỆT ĐỘ CHÊNH CỦA DÂY QUẤN VÀ DẦU M.B.A Mục đích của phần tính toán này là kiểm tra lại nhiệt độ chênh thực tế của dây quấn và dầu đối với không khí 119. Tính nhiệt độ chênh của thùng với không khí : ốtk = 0.8 0C theo 6-47 TL1 Trong đó k =1,05 : là trị số ứng với tính toán cho m.b.a đơn chiếc => ốtk = 0.8 = 31,30C 120. Tính nhiệt độ chênh của dầu sát vách thùng so với thùng ốdt = k1 .0,165 0,6 0C theo 6-41 TL1 Trong đó : . k1 =1: là hệ số khi làm lạnh bằng dầu tự nhiên .đl \= Mfđl + Môđl = 5,0832+6.2,733 = 21,4812 m2 Là tổng bề mặt đối lưu của vách thùng phẳng nắp thùng , ống tản nhiệt không kể đến điều kiện đối lưu tốt hay xấu => ốdt = 1,0.0,165. 0,6 = 5,26 0C 121.Nhiệt độ chênh của thùng dầu so với không khí ố’dk = ốdt + ốtk 0C theo 6-42 TL1 ố’dk  = 5,26 + 31,3 = 36,56 0C 122.Tính nhiệt độ chênh của lớp dầu trên so với không khí phải đạt tiêu chuẩn : ốdk =s.(qdl+ qtk) 500C theo 6-43 TL1 Với s = 1,2 ốdk = 1,2 ( 5,26 +36,56 ) = 43,87 500C Hoàn toàn thoả mãn .Như vậy yêu cầu về thoả mãn nhiệt ta đã đáp ứng được 123.Tính tóan nhiệt độ chênh của dây quấn đối với không khí phải thoả mãnđiều kiện ố0k = ố 0dtb + ố’dk 600C theo 6-44 TL1 Ta có : ố0k = 19,687 + 36,56 = 56,246 600C Hoàn toàn đạt yêu cầu 7.1 XÁC ĐỊNH SƠ BỘ TRỌNG LƯỢNG RUỘT MÁY , VỎ MÁY , DẦU VÀ BÌNH GIÃN DẦU M.B.A . Việc xác định tính toán chính xác trọng lượng ruột máy, vỏ máy của MBA chỉ có thể tiến hành được sau khi đã hoàn thiện thiết kế đầy đủ các chi tiết của MBA. Nhưng với những tính toán ở trên cũng có thể sác định sơ bộ được trọng lượng của máy, rất cần cho việc tính toán kinh tế, khi cần phải đánh giá các phương án thiết kế. 124.Trọng lượng ruột máy.(phần tác dụng) Tức là toàn bộ lõi sắt có các dây quấn và dây dẫn ra trừ nắp máy. Có thể xác định gần đúng như sau. Gr=1,2(Gdq + Gl) (6.45 TL1) Trong đó: Hệ số 1,2: Là hệ số kể đến trọng lượng ruột máy được tăng thêm do cách điện và các kết cầu khác Gdq: Là trọng lượng toàn bộ dây quấn và dây dẫn ra Gdq = Gdd + Gr 1 + G r 2 = 283,55 + 7,01 + 0,15 =290,71 ( kg) Gl = GFe= 639,01 (KG) : Là trọng lượng lõi sắt. Gr= 1,2.( 290,71 + 639,01) = 1115,664 (KG) 125,Xác định trọng lượng vỏ thùng : G t = G n + G đ + Gv + Gbô kg Trong đó . G n : là trọng lượng nắp thùng . G đ : trọng lượng đáy thùng . Gv : trọng lượng vách thùng . Gbô: trọng lượng các bộ tản nhiệt a, Tính trọng lượng nắp thùng và đáy thùng : G n = G đ = V n .fe ( kg) Trong đó : V n : là thể tích nắp thùng cũng như đáy thùng V n = Mn .dn ( dm3) Với: Mn : là diện tích bề mặt nắp thùng Mn = 0,835 m2 = 0,835.102 dm2 dn: là chiều dầy của nắp cũng như của đáy thùng ta chọn = 5 mm = 5.10-2 dm V n = 0,835.102.5.10-2 = 4,175 dm3 fe = 7,85 ( kg/dm3): tỷ trọng của sắt => G n = G đ = 4,175.7,85 = 32,774 kg b. Trọng lượng vách thùng : Gv = Vv .8fe  kg Trong đó : Vv:là thể tích của vách thùng Vv= Mv dv dm3 Với : Mv = Mb x = 6,88 m2 =6,88.102 dm2 : Là diện tích bề mặt vách thùng dv: là chiều dày vách thùng , ta chọn dv = 5 mm = 5.10-2 dm => Vv = 6,88.102 .5 . 10-2 = 34,4 dm3 => Gv = 34,4 .7,85 = 270,04 kg c. trọng lượng các bộ tản nhiệt : Gbo = 5. Gb = 5.41,14 = 205,7 kg => Trọng lượng của vỏ thùng là : Gt = 32,774 + 32,774 + 270,04 +205,7 = 541,288 kg 126.Xác định trọng lượng dầu m.b.a : Gd =1,05 . kg theo 6-48 TL1 Trongđó : . hệ số 1,05 : là kể đến trọng lượng dầu tăng thêm ở bình giãn dầu . Vt : là thể tích bên trong của thùng dầu phẳng : Vt = St .H dm3 Với :St = : là diện tích bên trong của thùng St = ( 133,138 – 54,619 ).54,619 + = St = 6630,469 cm2 =66,305 dm2 H = 139,58 cm = 13,958 dm2 : là chiều cao của thùng => Vt = 66,305 .13,958 = 925,48 dm3 + Vr : thể tích ruột máy , tính theo 6-47 TL1 Vr = Với : Gr = 1115,664 kg : trọng lượng ruột máy ór = 5,6 ( kg/dm3) : tỷ trọng trung bình của ruột máy => Vr = = 199,23 ( dm3) + G’do = 5.G’d = 5.30 = 150 kg => Gd = 1,05 =843,81 kg 127. Thiết kế bình giãn dầu : Theo quy định của nhà nước là đối với các m.b.a có dung lượng từ 100KVA trở lên , điện áp trên 6KV đều phải có bình giãn dầu . Thể tích của bình giãn dầu phải đảm bảo sao cho khi nhiệt độ của không khí xung quanh dao động trong phạm vi -10 40 0C . Vì nhiệt độ chênh của lớp dầu trên từ 0 600C thì dầu được giãn nở trong phạm vi bình giãn dầu . Theo kinh nghiệm thì thường thể tích bình giãn dầu bằng 710% thể tích dầu trong thùng Do đó ta có thể xác định được thể tích bình giãn dầu theo 6-49 : Vg = (0.07 – 0.1 ).Vd dm3 Vg = 0.09 .( Vt - Vr ) = 0.09 .( 925,48-199,23) = 65,363 dm3 Dùng thép dầy 2mm để chế tạo bình giãn dầu , bình giãn dầu được đặt nằm ngang trên nắp thùng . Đối với thùng có bộ tản nhiệt kiểu ống thẳng ( do mỗi bên vách thùng bộ tản nhiệt chiếm chỗ là 30cm).Vì vậy ta có thể lấy chiều dài bình giãn dầu lớn hơn chiều rộng thùng B trong giới hạn : lg < B + 2.30 = 54,62 + 2.30 = 114,62 Để cho gọn m.b.a ta lấy lg = 90 cm Xác định đường kính bình giãn dầu : d = cm theo 6-50 TL1 Ta có : d = = 30 cm TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Phan Tử Thụ-Thiết kế máy biến áp điện lực- Nhá xuất bản khoa học và Kĩ thuật- Hà nội 2002. [5] Phạm Văn Bình. Lê Văn Doanh- Lí thuyết, vân hành, bảo dưỡng, thử nghiệm máy biến áp- Nhà xuất bản Khoa học và Kĩ thuật- Hà nội 2002. [2] Trần Khánh Hà. Nguyễn Hồng Thanh- Thiết kế máy điện- Nhà xuất bản Khoa học và Kĩ thuật- Hà nội 1997. [3] Đặng Văn Đào. Lê Văn Doanh- Kĩ thuật điện- Nhà xuất bản Khoa học và Kĩ thuật. [4] Vũ Gia Hanh- Máy điện 1- Nhà xuất bản Khoa học và Kĩ thuật- Hà nội 2001.