Tiểu luận Thiết kế Máy biến áp điện lực ngâm dầu

Tiểu luận Thiết kế Máy biến áp điện lực ngâm dầu LỜI NÓI ĐẦU Đối với chuyên ngành Thiết bị điện - điện tử , Máy biến áp là một lĩnh vực rất quan trọng. Chính vì vậy, thiết kế môn học Máy biến áp có mục đích giúp cho sinh viên nắm được những bước cơ bản nhất trong việc tính toán kết cấu của một Máy biến áp. Dưới sự hướng dẫn của thầy Bùi Đức Hùng - giảng viên Bộ môn Thiết bị điện - điện tử, em đã hoàn thành đồ án môn học của mình với đề tài Thiết kế Máy biến áp điện lực ngâm dầu. Trong quá trình làm chắc chắn sẽ không tránh khỏi thiếu sót, qua đó em mong thầy giáo và các bạn góp ý để đồ án được tốt hơn. . SP = 250 kVA . Uđm = 6,3/0,4 kV . I0% = 2% . P0 = 610 W . UK% = 4 . Pk = 4100 W . Tổ nối dây Dy11 .Điều chỉnh 2x2,5% ĐỒ ÁN THIẾT KẾ MÁY BIẾN ÁP A . Xác định các kích thước chủ yếu: I. Xác định các đại lượng điện cơ bản: Dung lượng một pha: 83,33 kVA Dung lượng trên mỗi trụ: 83,33 kVA 2. Dòng điện dây định mức: - Phía cao áp: 22,9 A - Phía hạ áp: 360,8 A 3. Điện áp pha định mức: - Phía cao áp: Ud1 = Uf1 = 6,3 kV - Phía hạ áp: = 231 V 4. Điện áp thử nghiệm của dây quấn: Dây quấn cao áp với U1 = 6,3 kV ® Uth = 20 k V Dây quấn hạ áp với U2 = 0,4 kV ® Uth = 5 kV II. Chọn các số liệu xuất phát và tính các kích thước chủ yếu: 1. Chiều rộng quy đổi của rãnh từ tản giữa dây quấn cao áp và hạ áp: với Uth1 = 20 kV, ta có a12= 1,2 cm; d12= 4 mm. Trong rãnh a12 ta dặt ống cách điện dày d12= 4 mm. Theo công thức: k là hệ số phụ thuộc dung lượng máy biến áp, tra bảng 13.1 ta được k = 0,45 thay vào ta được =1,51 cm aR khoảng cách phụ thuộc kích thước hình học của dây quấn hạ áp và cao áp, vậy: cm 2. Hệ số quy đổi từ trường: kR=0.95 3. Các thành phần điện áp ngắn mạch: - Điện áp ngắn mạch tác dụng: =1,64% - Điện áp ngắn mạch phản kháng: =3,65% 4. Ta chọn tôn cán lạnh mã hiệu 3405 có chiều dày 0,35mm. Lấy mật độ từ thông trong trụ BT = 1,6T, hệ số kG = 1,02. ép trụ bằng nêm với ống Bakêlít, ép gông bằng thép U không dùng bulông xuyên qua trụ và gông. Sử dụng lõi thép có mối ghép nghiêng ở 4 góc và ba mối ép thẳng giữa trụ và gông. Theo bảng 13.2 với SP= 250 kVA ta chọn trụ có 6 bậc, số bậc thang của gông lấy nhỏ hơn trụ 1 bậc tức là ggông có 5 bậc, hệ số điền đầy kd=0,928; hệ số chêm kín kc = 0.93, nên hệ số lợi dụng lõi sắt kl = kd.kc = 0,928.0,93=0,86. Từ cảm trong gông BG = 1,6/1,02=1,57 T. Twf camr khe hở không khí ở mối nối thẳng B”r = BT = 1,6 T, từ cảm ở mối nối xiên B’K= BT/=1,6/=1,13 T. Tra bảng, ứng với từng giá trị mật độ từ cảm ta sẽ có suất tổn hao trong thép và tổn hao từ hoá trong trụ: . Suất tổn hao trong thép: -Trong trụ pFeT = 1,230 W/kg -Trong gông pFeG = 1,17 Ư/kg . Tổn hao từ hoá -Trong trụ qFeT = 1,602 VA/kg -Trong gông qFeG = 1,486 VA/kg -Trong khe hở không khí +Nối thẳng qK”= 1,92 VA/cm2 +Nối nghiêng qK’= 0,272 VA/cm2 5. Các khoảng cách cách điện chính . Giữa trụ và dây quấn hạ áp ao1= 5mm . Giữa dây quấn hạ áp và dây quấn cao áp, a12 = 1,2 cm . ống cách điện giữa dây quấn cao áp và hạ áp, d12= 0,4 cm . Giữa các dây quấn hạ áp, a22 = 2,2 cm . Tấm chắn các pha d22= 0,2 cm . Giữa dây quấn cao áp đến gông, lo = 4 cm . Phần đầu thừa của ống cách điện, ld2=3 cm 5. Các hằng số tính toán , với dây dẫn bằng đồng và điện áp dây quấn cao áp là 6,3 kV (bảng 13.5 và 13.6) . a = d12/d = 1,36 . b = 2a2/d = 0,4 6. Hệ số tổn hao phụ, với công suất 250 kVA ta chọn kf = 0,94 (bảng 13.7) 7. Chọn b với dải biến thiên từ 1,2 đến 3,6, để xác định giá trị tối ưu của ta phải tính các số liệu và các đặc tính cơ bản của m.b.a: + +A1 = 5,66.10-2.a.A3.kl = 5,66.10-2.1,36.14,043.0,88 = 187 kg +A2 = 3,6.10-2.A2.kl.l0 = 3,6.10-2.14,042.0,88.4 = 25,1 kg +B1 = 2,4.10-2.kl.kG.A3.(a+b+e) = 2,4.10-2.0,88.1,02.14,043(1,36+0,4+0,411) = 129,43 kg e = 0,411 đối với thang nhiều bậc + B2 = 2,4.10-2.klkG.A2.(a12+a22) = 2,4.10-2.0,88.1,02.14,042.(1,2+2,2) = 14,44 kg + C1 = = kg + M = trong đó: kn = = = 43,84 M = = 9,04 MPa + Trọng lượng tôn silic ở các góc của gông: Gg = 0,486.10-2.kl.kG.A3.x3 = 0,486.10-2.0,88.1,02.14,043.x3= 12,07x3 kg + Tiết diện trụ lõi sắt: ST = 0,785.kl.kG.A2.x2 = 0,785.0,88.1,02.14,042.x2 = 139x2 + Tiết diện khe hở vuông góc: S”K= ST = 139x2  + Tiết diện khe hở chéo S’K = ST/ =98,29x2 + Tổn hao không tải, theo công thức 13-24: P0 = k’f.( pT.GT + pG.GG ) = 1,25.( 1,23.GT + 1,17.GG ) = 1,538.GT + 1,463.GG k’f hệ số tổn hao phụ trong sắt, tôn cán nguội lấy k’f = 1,25 + Công suất từ hoá, theo công thức 13-26: Q0 = k”f .(Qc + Qf + QK) Trong đó: . k”f hệ số xét đến sự phục hồi từ tính không hoàn toàn khi ủ lại lá tôn, chọn k”f = 1,25 . Qc công suất từ hoá chung của trụ và gông Qc = qT.GT + qG.GG = 1,602.GT + 1,486.GG . Qf Công suất từ hoá đối với góc có mối nối vuông góc Qf = 40.qT.GG = 40.1,602.GG = 64,08.GG . QK công suất từ hoá ở khe hở không khí nối giữa các lá thép QK = 3,2.qK.SK = 3,2.0,272.139x2 = 120,9x2 Vậy công suất từ hoá tổng là: Q0 = k”f .(Qc + Qf + QK) = 1,25.( 1,602.GT + 1,486.GG + 64,08.Gg + 120,9x2 ) = 2.GT + 2,972.GG + 80,1.Gg + 151x2 Lập bảng tính giá trị các tham số cơ bản ứng với từng giá trị của b biến thiên từ 1,2 đến 3,6;từ đó xác định được gía trị b tối ưu : b 1,2 1,8 2,4 3,0 3,6 x= 1,047 1,16 1,25 1,32 1,38 x2= 1,095 1,34 1,55 1,73 1,90 x3= 1,15 1,55 1,93 2,28 2,62 A1/x = 187/x 178,67 161,44 150,24 142,09 135,76 A2.x2 = 25,1.x2 27,39 33,54 38,73 43,3 47,43 GT = A1/x +A2/x2 206,05 194,99 188,97 185,39 183,19 B1.x3 = 129,43x3 148,41 201,15 249,59 295,06 338,29 B2.x2 = 14,44x2 15,82 19,37 22,37 25,01 27,40 GG= B1.x3+ B2.x2 164,23 220,53 271,96 320,07 365,69 GFe = GT + GG 370,28 415,51 460,93 505,46 548,89 Gg = 12.07x3 13,84 18,76 23,27 27,51 31,55 P0 = 1,538.GT + 1,463.GG 557,17 662,52 688,52 753,39 816,75 Q0 = 2.GT + 2,972.GG + 80,1.Gg + 151x2 2174,100 2750,43 3284,48 3787,81 4266,50 iox = Q0/(10.SP) 0,87 1,10 1,31 1,52 1,71 Gdq= C1/x2 = 188,82/x2 172,37 140,74 121,88 109,01 9,52 GCu = 1,66.Gdq 286,14 233,63 202,33 180,97 165,20 KCuFe.GCu = 2,21.GCu 632,35 516,31 447,14 399,93 365,09 C’td = GFe + kCuFe.GCu 1002,6 931,82 908,07 905,39 931,97 J= 3,05 3,38 3,63 3,84 4,02 scp = M.x3 = 9,04.x3 10,36 14,05 17,43 20,61 23,63 d = A.x3= 14,04.x 14,69 16,26 17,48 18,48 19,34 d12 = a.d = 1,36.d 20,00 22,12 23,77 25,13 26,3 l = p.d12/b 52,29 38,58 31,10 26,30 22,94 2a2 = b.d = 0,4.d 5,88 6,50 6,99 7,39 7,74 C= d12+ a12 + 2a2 + a22 29,26 32,02 34,16 35,92 37,44 Ta sẽ thấy giá thành thấp nhất sẽ ứng với 3,6 ³ b ³3,0; nhưng với giới hạn P0 = 610 W, ta sẽ lấy giá trị 2,4 ³ b ³1,2, tuơng ứng đường kính lõi sắt 16,26 ³ d ³ 14,69. Trong khoảng này tất cả các tham số đều đạt tiêu chuẩn. Căn cứ vào đường kính lõi sắt tiêu chuẩn ta chọn giá trị d = 16 cm, lúc đó b = 1,69; x = = = 1,14 Tiết diện lõi sắt sơ bộ: ST = 129.x2 = 139.1,142 = 181 cm2 Đường kính trung bình của rãnh dầu sơ bộ d12 = a.d = 1,36.16 = 21,76 cm Chiều cao dây quấn sơ bộ l = =39,33 cm Chiều cao trụ lõi sắt sơ bộ lT = l + 2.l0 = 39,33 + 2.4 = 47,33 cm Khoảng cách giữa các trụ lõi sắt sơ bộ C = d12+ a12 + 2a2 + a22 = 21,76 + 1,2 + 0,4.16 + 2,2 = 31,56 cm Điện áp của một vòng dây uv = 4,44.f.BT.ST.10-4 = 4,44.50.1,6.181.10-4 = 6,43 V Trọng lượng sắt sơ bộ : GFe = 407,18 kg Trọng lượng đồng sơ bộ: Gdq = 145,29 kg Mật độ dòng điện sơ bộ: J = 3,32 A/mm2 ỉng suất trong dây quấn: scp = 13,39 Mpa Tổn hao không tải P0 = 610,41 W Dòng không tải % I0% = 0,97 B. Tính toán dây quấn: I. Dây quấn hạ áp: 1. Sức điện động của một vòng dây: uv = 4,44.f.BT.ST.10-4 = 4,44.50.1,6.181.10-4 = 6,43 V 2. Số vòng dây trong một pha của dây quấn hạ áp: w1 = = 35,93 » 36 vòng Như vậy điện áp một vòng dây uv = = 6,42 V 3. Mật độ dòng điện trung bình: Theo công thức 13-18 Jcp = = 3,39 A/mm2 4. Tiết diện vòng dây sơ bộ: s1’ = = 106,44 mm2 Với điều kiện SP = 250 kVA, If1 = 360,84 A Uđm = 400 V S1’ = 106,44 mm2 Tra bảng XV, ta chọn kiểu dây quấn là kiểu quấn kép dây dẫn chữ nhật, do công nghệ chế tạo đơn giản, rẻ, làm nguội tốt thích hợp với máy công suất nhỏ, nhưng nó cũng có nhược điểm là độ bền cơ nhỏ, ta sẽ khắc phục nhược điểm này trong quá trình chọn dây và thông số dây. 5. Số vòng dây của một lớp : w11 = =18 vòng n: Số lớp, vì quấn kép nên n = 2. 6. Chiều cao hướng trục của mỗi vòng dây: hv1 = = 2,07 cm = 20,7 mm 7. Căn cứ vào hv1 = 20,7 mm; tiết diện s1’ = 106,44 mm2, theo bảng VI.2, ta chọn tiết diện mỗi vòng dây bao gồm 2 sợi chập song song, chia thành 2 lớp dây (quấn ống kép ). Kích thước dây hạ áp như sau: PB – 2x 8. Tiết diện thực của mỗi vòng dây s1 = 2x79,52= 159,04 mm2 9. Mật độ dòng điện thực trong dây quấn J1 = = 2,27 A/mm2 10. Chiều cao tính toán của dây quấn hạ áp l1 = hv1.(w11 + 1) + 1 = 2,05.(18+1) = 39,95 cm a01 a a1 b’ b a11 11. Bề dày của dây quấn hạ áp a1 = 2.a’+a11 a’: bề dày của 1 sợi dây, a’=4,6mm a11: khoảng cách giữa hai lớp của dây quấn ống kép, chọn a11=5mm a1 = 2.4,6 +5 = 14,2 mm = 1,42 cm 12. Đường kính trong dây quấn hạ áp: D1’ = d+2a01 a01: 5mm = 0,5 cm; d= 16cm D1’ = 16 +2.0,5 = 17 cm 13. Đường kính ngoài của dây quấn hạ áp: D1” = D1’ + 2.a1 a1 = 1,42 cm, D1’ = 17 cm D1” = 17+ 2.1,42 = 19,84 cm 14. Bề mặt làm lạnh của dây quấn hạ áp: M1 = t.kK.p.(D1’+D1’’).l1.10-4 t: số trụ tác dụng, t = 3 kK hệ số xét đến sự che khuất bề mặt của dây quấn, kK = 0,75 thay vào: M1 = 3.0,75.p.(17+19,84).39,95.10-4 = 1,04 m2 15. Trọng lượng đồng dây quấn hạ áp , theo công thức 13-76a GCu1 = = .10-5 = 88,6 kg II. Dây quấn cao áp 1. Chọn sơ đồ điều chỉnh điện áp, căn cứ vào công suất của máy biến áp là 250 kVA ta bố trí đoạn dây điều chỉnh nằm ở lớp ngoài cùng, mỗi lớp điều chỉnh được bố trí thành hai nhóm trên dưới dây quấn nối tiếp với nhau và phân bố đều trên toàn bộ chiều cao dây quấn nên không xuất hiện lực chiều trục. Các đầu phân áp được cực của bộ đổi nối ba pha. Dòng làm viêc định mức qua các tiếp điểm chính là dòng định mức của dây quấn cao áp bằng 22,9 A. Điện áp lớn nhất đặt lên hai đầu tiếp điểm của bộ đổi nối là: Điện áp làm việc Ulv = 10%.Uf2 = 10%.6,3.103 = 630 V Điện áp thử Uth = 2.Ulv Sơ đồ điều chỉnh điện áp A x5 x4 x3 x2 x1 12 12 12 54 12 12 12 12 12 11 lớp bình 2 lớp điều thường chỉnh Số vòng dây cuộn cao áp ứng với Uđm w2 =  = 982 vòng 3. Điện áp ở một cấp điều chỉnh Du = 2,5%.U2 = 2,5%.6,3.103 = 157,5 V 4. Số vòng dây cao áp ở một cấp điều chỉnh: wđc = » 24 vòng 5. Số vòng dây tương ứng trên các đầu phân áp Điện áp Đầu dây Mức điều chỉnh Số vòng dây cao áp 6615,0 V X1 + 5% 982+2.24 = 1030 vòng 6457,5V X2 +2,5% 982+1.24 = 1006 vòng 6300,0V X3 0% 982 vòng 6142,5V X4 -2,5% 982 – 1.24 = 958 vòng 5985,0V X5 -5% 982-2.24=934 vòng 6. Mật độ dòng điện trong cuộn cao áp: J2’ = 2Jcp – J1 = 2.3,39 – 2,27 = 4,51 A/mm2 7. Tiết diện dây cao áp sơ bộ: s2’ = = 5,08 mm2 8. Căn cứ vào công suất máy biến áp 250 kVA, dòng If2 = 22,9 A, U2=6,3 kV, s2’=5,08 mm2 tra bảng XV ta chọn kết cấu dây quấn là kiểu hình ống nhiều lớp tiết diện tròn, ưu diểm của phương pháp này là công nghệ chế tạo đơn giản, nhưng nhược điểm là độ tản nhiệt kém và độ bền cơ thấp, nhưng với công suất của máy nhỏ thì ta có thể khắc phục được những nhược điểm này trong khi chọn lựa thông số dây quấn và kiểu cách tản nhiệt. Theo bảng VI.1 họn dây dẫn tròn mã hiệu PTEV có quy cách như sau: PTEV-2x 9. Tiết diện thực của mỗi vòng dây, s2 = 2.4,36 = 8,72 mm2 10.Mật độ dòng điện thực trong mỗi vòng dây J2 = = 2,62 A/mm2 11. Số vòng dây trong một lớp: w12 = = 81vòng Trong đó: l2 = l1 = 39,95 cm = 399,5 mm nv2 là số sợi chập trong một vòng dây, nv2 = 2 12. Số lớp của dây quấn: n12 = = 13 vòng 13. Điện áp làm việc giữa hai lớp kề nhau u12 = 2.w12.uv = 2.81.6,42 = 1040,04 V 14. Căn cứ vào u12 = 1040 V, ta chọn cách điện giữa các lớp của dây quấn hình ống nhiều lớp, chiều dày cách điện là d12=0,12 mm, số lớp giấy cách điện là 2 lớp. 15. Như trên đã đề cập nhược điểm chính của kiểu dây quấn này là toả nhiệt kém, để đảm bảo điều kiện toả nhiệt tốt ta quấn nên que nêm. Bố trí dây quấn như sau: Lớp thứ nhất đến lớp thứ 11: 80.11 = 891 vòng Lớp thứ 12: 54 + 2.12 =78 vòng Lớp thứ 13: 6.12 = 72 vòng --------------------------------------------------------------------------- Tổng cộng 1030 vòng 16. Chiều dày dây quấn cao áp Theo công thức 13-54a a2 = d’.n12 + 2.d12 (n12-1) =2,46.13 + 2.0,12.(13-2) + 5= 34,8 mm=3,48 cm 17. Đường kính trong của dây quấn cao áp D2’ = D1” + 2.a12 = 19,84 + 2.1,2 = 22,24 cm 18. Đường kính ngoài của dây quấn cao áp D2” = D2’ + 2.a2 = 22,24 + 2.3,48 = 29,2cm 19. Khoảng cách giữa hai trụ cạnh nhau C = D2” + a22 = 30,16 + 2,2 = 32,36 cm 20. Diện tích bề mặt làm lạnh của dây quấn Dây quấn cao áp quấn trên nêm, nên theo công thức 13-59ab M2 = 1,5.t. k.p.(D2’+D2”).l2 Trong đó: t số trụ tác dụng, t=3. k là hệ số kể đến sự che khuất, ở đây ta lấy k = 0,88 M2 = 1,5.3.0,88.p.( 22,24+ 30,21).39,95.10-4 = 2,61 m2 21. Trọng lượng dây quấn cao áp GCu2 = 28.t. = = 194kg 160 5 14,2 12 34,8 22 ử161 40 ử164 ử165 20 3 ử179,2 ử183,2 ử186,2 ử191,2 ử226 Sơ đồ bố trí quận dây và kích thước chính của dây quấn hạ áp và cao áp III. Tính toán các tham số ngắn mạch Tổn hao 1. Tổn hao chính - Tổn hao đồng trong dây quấn hạ áp Theo công thức 13-75 PCu1 = 2,4.J2.GCu1 = 2,4.2,272.88,6 = 1096 W - Tổn hao đồng trong dây quấn cao áp PCu2 = 2,4.J2.GCu2 GCu2 = 28.t. = = 185 kg PCu2 = 2,4.2,622.185 = 3048 W 2. Tổn hao phụ trong dây quấn Tổn hao phụ thường được ghép nối vào tổn hao chính thông qua hệ số tổn hao kf , do đó việc xác định tổn hao phụ chính là xác định hệ số kf - Với dây quấn hạ áp tiết diện dây chữ nhật, theo công thức 13-78b kf = 1+0,095b2.a4.n2 + b = . b chiều cao một vòng dây, b=20,5 mm . m là số thanh dẫn của dây quấn song song với từ thông tản, m = 18 . l chiều cao toàn bộ dây quấn, l = 39,95 cm . kR hệ số Ragovski, lấy kR = 0,95 ® b = = 0,88 ®b2 = 0,77 + a kích thước dây dẫn thẳng góc với từ thông tản, a = 4,1 mm + n số thanh dẫn của thanh dẫn song song với từ thông tản, n=4. Vậy: kf1 = 1+0,095b2.a4.n2 = 1+0,095.0,77.(0,41)4. 42 = 1,033 -Với dây dẫn cao áp tiết diện tròn, theo công thức 13-78c kf = 1+0,044b2.d4.n2 + b = . d đường kính trần của dây quấn cao áp, d=2,36 cm . m số thanh dẫn của dây quấn song song với từ trường tản, m=81 . l2 = 39,95 cm ® b = = 0,45®b2 = 0,21 + n số thanh dẫn của dây quấn vuông góc với từ trường tản, n=13 Vậy: kf2 = 1+0,044.b2.a4.n2 = 1+0,095.0,21.(0,236)4. 132 = 1,0048 A) B) Hình vẽ dùng để xác định tổn hao đồng trong các dây quấn Với dây đồng chữ nhật Với dây đồng tròn 3. Tổn hao phụ trong dây dẫn ra PCur = 2,4.J2.GCur +J: mật độ dòng điện của dây quấn +GCur khối lượng đồng dây dẫn ra của dây quấn GCur = lr.sr.gCu .lr: chiều dài dây dẫn ra .g khối lượng riêng của đồng, gCu =8900kg/m3 - Khối lượng đồng dây dẫn ra của dây quấn hạ áp GCur1 = lr1.sr1.gCu Vì hạ áp đấu Y nên lr1 = 7,5 l1 = 7,5.39,95 = 299,63 cm GCur1 = 299,63.159,04.8900.10-8 = 4,24 kg Vậy tổn hao dây dẫn ra hạ áp là: PCur1 = 2,4.2,272.4,24 = 52,44 W - Khối lượng đồng dây dẫn ra của dây quấn cao áp GCur2 = lr2.sr2.gCu Vì cao áp đấu D nên lr1 = 14.l1 = 14.39,95 = 559,3 cm GCur2 =559,3.8,72.8900.10-8 = 0,434 kg Vậy tổn hao dây dẫn ra cao áp là: PCur2 = 2,4.2,622.0,434 = 7,15 W 4. Tổn hao trong thùng dầu và các chi tiết bằng kim loại khác Tổn hao này rất khó xác định chính xác, theo công thức gần đúng 13-80: Pt = 10.k.SP là hệ số tỉ lệ, tra bảng 13.18 với công suất máy 250 kVA, ta được k=0,012 Pt = 10.0,012.250 = 30 W 5. Tổng tổn hao ngắn mạch toàn phần SPn = kf1.PCu1 + kf2.PCu2 + PCur1 + PCur2 + Pt Thay số vào ta được SPn = 1,033.1096 +1,0048.3048 +52,44 +7,15+30 = 4284,39 W So sánh với số liệu đầu bài đã cho Pn = 4100, sai số D% = = = 4,5% < 5%, như vậy coi như công suất tổn hao ngắn mạch của máy là đạt yêu cầu. B. Điện áp ngắn mạch 1. Thành phần tác dụng Theo công thức 13-81 unr = Pn’ Tổn hao trong điều kiện làm việc bình thường của dây quấn cao áp ở chế độ làm việc định mức. Pn’ = Pn – 0,05.(Pdq2.kf2) = 4284,39 – 0,05.(1,0048.3048) = 4131,26 W unr = 2. Thành phần phản kháng unx = Trong đó + f là tần số công nghiệp, f =50 Hz + S’P Công suất trên mỗi trụ của máy, S’P = 83,33 kVA + b hệ số hình dáng của máy biến áp, b =1,69 + aR = = 2,83 + kR = 1-ú(1-) = s = = 0,048 thay giá trị s vào kR = 1- 0,048.(1-) = 0,952 vậy giá trị của thành phần phản kháng unx = = 3,65% 3. Điện áp ngắn mạch toàn phần un = = 4 % Như vậy kết quả tính toán trùng luôn với dữ liệu ban đầu đã cho un =4%, kết luận điện áp ngắn mạch với các thông số đã chọn là thoả mãn yêu cầu đề bài. III. Tính toán lực cơ học khi ngắn mạch 1. Dòng điện ngắn mạch xác lập, theo công thức13-85 In = 2. Dòng ngắn mạch cực đại tức thời Theo công thức 13-86 imax = .kM.In kM = (1+ = 1,24 imax = .1,24. =1004 A 3. Lực hướng kính Theo công thức 13-87 FK = 0,628.( imax.w2)2.b.kR.10-6 = 0,627.(1004.982)2.1,69.0,952.10-6 =0,98 Mpa 4. ứng suất nén - Trong dây quấn hạ áp snrHA = = Pa = 27,26 Mpa Với dây đồng : 30MPa³scp ³ 18Mpa, như vậy giá trị snrHA tính được thoả mãn điều kiện về ứng suất nén ngang trục(do lực hướng kính gây nên). - Trong dây quấn cao áp snrCA = = = 18,23 Mpa Với dây đồng : 30MPa³scp ³ 18Mpa, như vậy giá trị snrCA tính được cũng thoả mãn điều kiện về ứng suất nén ngang trục(do lực hướng kính gây nên). 5. Lực chiều trục Do hai dây quấn có cùng chiều cao các vòng dây phân bố đều trên toàn bộ chiều cao nên F”t = 0. Có F’t = = 0,98.106.=34731 N 6. ứng suất do lực chiều trục gây nên áp dụng công thức 13-92 cho dây quấn không có nêm chèm giữa các bánh dây, ở đây ta chỉ xét riêng cho dây quấn hạ áp do nó phải chịu lực ép điện động cực đại trong dây quấn, nếu nó thoả mãn thì điều kiện này đối với dây cao áp cung thoả mãn. sn = sn ==6,52 Mpa mức cho phép 18¸20 Mpa ³ sncp như vậy sn thoả mãn điều kiện về ứng suất nén dọc trục. IV. Tính toán cuối cùng về hệ thống mạch từ 1. Chọn kết cấu lõi thép Ta chọn kết cấu lõi thép kiểu 3 pha năm trụ, có 4 mỗi nối nghiêng ở 4 góc, lá thép xen kẽ, lá thép là loại tôn cán lạnh 3405 có chiều dày 0,35 mm ưu điểm của loại thép kĩ thuật điện này là suất tổn hao trong lõi thép nhỏ, công suất từ hoá nhỏ, độ từ thẩm theo chiều cán lớn nên có thể làm giảm tổn hao sắt của m.b.a.. Trụ ép bằng băng đai thuỷ tinh không có tấm sắt đệm. Gông ép bằng xà ép gông, Kích thước tập lá thép như hình vẽ, như trên đã chọn tiết diện trụ có 8 bậc và tiết diện gông có 5 bậc, ta có bảng tổng hợp kết quả tính toán trụ và gông như sau: Thứ tự lá thép Trụ Gông 1 15,36x2,24 15,36x2,24 2 14,08x1,575 14,08x1,575 3 12,48x1,19 12,48x1,19 4 10,08x1,225 10,08x1,225 5 7,52x0,84 7,52x0,84 6 4,48x0,595 7,52x0,84 2. Tổng chiều dày các lá thép của tiết diện trụ (hoặc gông) bT = 2.( 2,24 + 1,575 + 1,19 + 1,225 + 0,84 + 0,595 ) = 15,33 cm 3. Tổng tiết diện các bậc trong trụ Theo công thức 13-94 SbT = 2.SaT.bT =2.(15,36.2,24+14,08.1,575+1,19.12,48+10,08.1,225+7,52.0.84 + 4.48.0,595) = 185,53 cm2 4. Tiết diện có ích của trụ ST = SbT.kc kC hệ số ép chặt, ở đây ta lấy kC = 0,98 ST = 0,98.185,53 = 181,82 cm2 5. Tiết diện bậc thang của gông Theo công thức 13-95 S’G = kG.SbT kG = 1,02 S’G = 1,02.185,53 =189,24 cm2 6. Tiết diện có ích của gông SG = kC.SG’ = 0,98.189,24 = 185,46 cm2 7. Chiều dày gông, ta lấy chiều dày gông bằng chiều dày trụ, tức là bằng tổng chiều dày các lá thép của tiết diện trụ. bG = bT = 15,33 cm 8. Tổng số lá thép trong trụ và gông theo công thức 13-96 n1 = ; dT là chiều dày mỗi lá thép, dT = 0,35 mm thay vào biểu thức trên n1 = = = 438 lá thép 9. Chiều cao trụ sắt theo công thức 13-99 lT = l + l0 + l0’ l là chiều cao dây quấn, l = 39,95 cm l0 là khoảng cách từ gông trên l0’ là khoảng cách từ dây quấn đến gông dưới Ta lấy l0 = l0’ = 4cm lT = 39,95 + 2.4 = 47,95 cm 10. Khoảng cách giữa hai tâm trụ theo công thức 13-100 C = D2” + a22 D2” là đường kính ngoài cuộn cao áp, D2”=30,21 cm a22 là khoảng cách giữa 2 cuộn cao áp, a22 =2,2 cm C = 30,21+2,2 =32,41 cm Lấy tròn C = 32,5 cm 11. Trọng lượng sắt góc mạch từ chung cho gông và trụ theo công thức 13-101 G g = 2.kC. gFe.10-6.S(aiT.aiG.biT) = 2.0,98.7650.10-6.(15,36.15,36.2,24+14,08.14,08.1,575+ +12,48.12,48.1,19+10,08.10,08.1,225+7,52.7,52.0,84+4,48.7,52.0,595) = 18,26 kg 12. Trọng lượng sắt trong gông Theo công thức 13-102 GG = GG’ + GG” - GG’ là trọng lượng phần thẳng nằm giữa hai trụ biên, theo 13-102a GG’ = 2.(t-1).C.SG.gFe.10-6 gFe trọng lượng riêng của thép, gFe =7650 kg/m3 GG’ = 2.(3-1).32,5.185,46.7650.10-6 = 184,44 kg - GG” là trọng lượng phần gông ở các góc theo công thức 13-102b GG” = 4. = 2.Gg = 2.18,26 = 36,52 kg vậy trọng lượng của gông là GG = GG’ + GG” = 184,44 + 36,52 = 220,96 kg 13. Trọng lượng sắt trong trụ là theo công thức 13-103 GT = GT’ + GT” Trong đó - GT’ là trọng lượng phần trụ nằm trong chiều cao cửa sổ mạch từ theo công thức 13-103a GT’ = t.lT.ST.gFe.10-6 = 3.47,95.181,82.7650.10-6 = 200 kg - GT” là trọng lượng phần trụ nối với gông theo công thức 13-103b GT” = t.(a1G.ST.gFe.10-6 – Gg ) = 3.(15,36.181,82.7650.10-6- 18,26) = 9,31 kg Vậy trọng lượng của sắt trong trụ là: GT = GT’ + GT” = 200 + 9,31 =209,3 kg 14. Trọng lượng sắt toàn bộ trong trụ và gông GFe = GG + GT = 220,96 + 209,3 = 430,26 kg V. Tính tổn hao không tải và dòng điện không tải 1. Lõi thép làm bằng tôn silíc mã hiệu 3405, dày 0,35 mm, hệ số tự cảm trong trụ và gông là: - Hệ số tự cảm trong trụ BT = = = 1,59 T - Hệ số tự cảm trong gông là BT = = =1,56 T 2. Theo bảng V.13 với tôn 3405, dày 0,35 mm ta tra được các suất tổn hao sắt tương ứng BT = 1,59 T ® pT = 1,135 W/kg, pkT = 0,0375 W/cm2 BG = 1,56 T ® pG = 1,074 W/kg, pkG = 0,0375 W/cm2 Hệ số từ cảm trong rãnh nghiêng là Bkn = = 1,124 T Với Bkn ta tra được pkn = 0,0333W/cm2 3. Các hệ số xét đến sự gia tăng tổn hao trong gông và trụ. Kết cấu mạch từ đã chọn là mạch từ phẳng nối nghiêng ở 4 góc, trụ giữa nối thẳng, lõi sắt không đột lỗ, tôn có ủ sau khi cắt, có khử bavia, từ đó tra được các hệ số: k1’ hệ số gia tăng tổn hao và công suất từ hoá ở gông dô hình dáng tiết diện gông ảnh hưởng đến sự phân bố từ cảm trong trụ và gông, vì số bậc thang của trụ và gông gần bằng nhau (nG = 5, nT = 5) nên lấy k1’ = 1. k2’ là hệ số do tháo lắp gông để lồng dây vào trụ làm chất lượng lá thép giảm xuống, với công suất máy 250 kVA ta lấy k2’ = 1,01. k3’ là hệ số do ép trụ để đai, hệ số này phụ thuộc vào công suất máy, với công suất máy 250 kVA ta lấy k3’ = 1,02. k4’ là hệ số do cắt dập lá tôn thành tấm, với tôn có ủ k4’ =1 k5’ là hệ số do việc xử lý bavia, tôn có ủ lại, có khử bavia, lấy k5’=1 k6’ là hệ số xét đến các góc nối của mạch từ , tra phụ lục XVIII ta được k6’ = 10,45. 4. Tổn hao không tải P0 = k4’.k5’.[ pT.GT + pG.(GG’ - 4Gg) + + SpK.nK.SK ].k1’.k2’.k3’ Thay số vào biểu thức: P0=1.1.[1,135.209,31+1,074.(184,44– 4.18,26)+ + 4.0,0333.257,13+1.181,82.0,06375+2.185,46.0,0615] = 655,8 W Độ sai lệch so với thông số đã cho là: D = = 7,52 % 4. Theo bảng V.13 với tôn 3405, dày 0,35 mm ta tra được các suất từ hoá tương ứng BT = 1,59 T ® qT = 1,564 W/kg, qkT = 2,28 W/cm2 BG = 1,56 T ® qG = 1,447 W/kg, qkG = 2,07 W/cm2 Hệ số từ cảm trong rãnh nghiêng là Bkn = = 1,124 T Với Bkn ta tra được qkn = 0,142W/cm2 5. Các hệ số xét đến sự gia tăng công suất từ hóa trong gông và trụ. Đối với kết cấu lõi thép và công nghệ chế tạo mạch từ có ủ lá tôn sau khi cắt dập ta tra được các hệ số sau: k1” hệ số gia tăng công suất từ hoá ở gông do hình dáng tiết diện gông ảnh hưởng đến sự phân bố từ cảm trong trụ và gông, vì số bậc thang của trụ và gông gần bằng nhau (nG = 5, nT = 5) nên lấy k1” = 1. k2” là hệ số do tháo lắp gông để lồng dây vào trụ làm chất lượng lá thép giảm xuống, với công suất máy 250 kVA ta lấy k2” = 1,01. k3” là hệ số do ép trụ để đai, hệ số này phụ thuộc vào công suất máy, với công suất máy 250 kVA ta lấy k3” = 1,02. k4” là hệ số do cắt dập lá tôn thành tấm, với tôn có ủ k4” =1,18 k5” là hệ số do việc xử lý bavia, tôn có ủ lại, có khử bavia, lấy k5”=1 k6” là hệ số xét đến các góc nối của mạch từ , tra phụ lục XVIII ta được k6” = 41,775. 6. Công suất từ hoá không tải: Theo công thức 13-106 ta có Q0 = {k4”.k5”.[ qT.GT + qG.(GG’ - 4Gg) + ] + SqK.nK.SK }.k1”k2”.k3” Thay số vào biểu thức trên Q0 = {1,18.1.[ 1,564.209,31 + 1,447.(184,44 – 4.18,26) +]+ 4.0,142.257,13+1.2,28.181,82 + 2.2,07.185,46}.1.1,01.1,02 = 3954,54 Var 7. Thành phần tác dụng của dòng điện không tải Theo công thức 13-105 ior% = = = 0,262 % 8. Thành phần phản kháng của dòng điện không tải Theo công thức 13-107 iox% = = = 1,582 % 9. Trị số dòng điện không tải Io = = = 1,6 % < 2% như vậy trị số dòng không tải thoả mãn điều kiện đặt ra của đề bài 10. Hiệu suất của máy biến áp lúc tải định mức, cos j = 1 theo công thức 13-109 h = = ( ) = 98,06% VI. Tính toán nhiệt: A. Tính toán nhiệt của dây quấn 1. Nhiệt độ chênh trong lòng dây quấn với mặt ngoài của nó - Dây quấn hạ áp, tiết diện dây chữ nhật Hình vẽ sơ đồ dây quấn hạ áp Theo công thức 13-110 có q01 = trong đó + q: Mật độ dòng nhiệt trên bề mặt dây quấn Với dây quấn ống kép không có rãnh dẫn dầu ở giữa, theo công thức 13-110a q = .kK là hệ số che kín mặt ngoài của dây quấn, lấy kK = 0,75 .b là chiều cao trần của mỗi sợi chập, như trên đã chọn b=20mm=2 cm. .a là chiều rộng của mỗi sợi chập, a = 4,1 mm .a’ là chiều rộng kể cả cách điện của mỗi sợi chập, a= 4,6mm . J là mật độ dòng hạ áp, J =2,27 A/mm2 .kf là hệ số tổn hao phụ, đã tính ở trên kf =1,033 q = = 2707,45 W/m2 + lcđ là hệ số dẫn nhiệt của lớp cách điện, cách điện giữa các lớp là bìa nên ta lấy lcđ = 0,25 W/m.0C +d là chiều dày cách điện một phía, d = 0,25 mm =0,025 cm thay số vào biểu thức q01 = q01 = =2,71 0C - Dây quấn cao áp, tiết diện dây tròn Hình vẽ sơ đồ dây quấn cao áp Kiểu dây dẫn cao áp là kiểu hình ống nhiều lớp không có rãnh dầu ngang ở giữa, có rãnh dầu dọc đối với ống cách điện, theo công thức 13-110c q02 = Trong đó +a2 là chiều dày của dây quấn cao áp, a = a2 = 3, 48 cm +p là tổn hao trong một đơn vị thể tích của dây quấn, theo công thức 13-112 có p = . d, dcđ là đường kính trần và đường kính có bọc cách điện của dây dẫn tròn, d= 2,36 mm = 2,36.10-3m dcđ = 2,46 mm = 2,46.10-3 m . d1 là chiều dày tấm cách điện, d1 = 8 mm . J là mật độ dòng điện của dây quấn cao áp, J = 2,62 A/mm2 =2,62.106 A/ m2. vậy: p = = =4,04.104 W/m3 + ltb suất dẫn nhiệt trung bình của dây quấn không kể cách điện giữa các lớp. Theo công thức 13-113 ltb = .l1 là suất dẫn nhiệt giứa các lớp dây, l1=0,25 W/ m.0C .l là suất dẫn nhiệt bình quân quy ước của dây quấn có l = trong đó a = = =0,042 lcđ suất dẫn nhiệt của các vật liệu cách điện vòng dây,lcđ =0,17W/ m.0C l = = 1,73 W/m.0C vây giá trị ltb ltb = = 0,38 W/m.0C Thay các giá trị p, ltb đã tính vào biểu thức q02 được q02 = = = 16,1 0C 2. Nhiệt độ chênh của của mặt ngoài dây quấn đối với dầu theo công thức 13-114, với dây quấn hình ống không có rãnh dầu ngang q0d = Trong đó . q là mật độ dòng nhiệt trên bề mặt dây quấn . k là hệ số tỉ lệ, ở đây ta lấy k = 0,285 - Dây quấn hạ áp: đã tính được q1 = 2707,45 W/ m2 thay vào biểu thức trên ta được q0d1 = 0,285. 2707,450,6 = 32,69 0C - Dây dẫn cao áp Ta phải tính q2 có bề mặt toả nhiệt cuả dây quấn cao áp M2 = 1,5.t. k.p.(D2’+D2”).l2 Trong đó: t số trụ tác dụng, t=3. k là hệ số kể đến sự che khuất, ở đây ta lấy k = 0,88 M2 = 1,5.3.0,88.p.( 22,24+ 30,21).39,95.10-4 = 2,61 m2 Mặt khác theo công thức q = vậy q2 = ®M2 = = = 1173,42 W/m2 Thay q2 vào biểu thức tính q0d ta được q0d2 = 0,285. 1173,420,6 = 19,8 0C 3. Nhiệt chênh trung bình của dây quấn đối với dầu q0dtb = q0 + qd - Với dây quấn hạ áp q0dtb1 = q01 + q0d1 = 2,71 + 32,69 = 35,40C - Với dây quấn cao áp q0dtb2 = q02 + q0d2 = 16,1 + 19,8 = 35,90C B. Tính toán nhiệt thùng dầu 1. Chọn loại thùng dầu Vì công suất trên mỗi trụ của máy biến áp là 83,33 kVA nên theo bảng ta chọn thùng dầu là kiểu thùng có gắn ống tản nhiệt do nó có ưu điểm là hệ số toả nhiệt cao, ít tốn nguyên liệu hơn so với thùng có gắn ống phẳng. 2. Chọn các khoảng cách cách điện từ dây dẫn ra đến vách thùng, đến xà ép gông trên được xác định như sau: s1 là khoảng cách đến vách thùng cho dây dẫn ra cao áp có Uthn2 = 20kV, theo bảng XIV.6 chọn s1 = 20 mm = 2cm. s2 là khoảng cách đến xà ép gông cho dây dẫn ra hạ áp có Uthn1 = 5kV ta tra bảng XIV.6 chọn s2 = 15 mm = 1,5 cm. s3 là khoảng cách từ dây dẫn ra có bọc cách điện hay không bọc cách điện của dây quấn hạ áp đến dây cao áp với Uthn1=5kV theo bảng XIV.6 ta chọn s3 = 35 mm = 2,5 cm. s4 là khoảng cách từ dây dẫn ra của dây quấn hạ áp đến vách thùng, với Uthn1=5kV theo bảng XIV.7 ta chọn s4= 25 mm = 2,5 cm. d1 là đường kính dây dẫn ra có bọc cách điện của dây quấn cao áp, với Uthn2=20kV theo bảng XIV.7 ta chọn d2=25mm =2,5cm. d1 là đường kính dây dẫn ra có bọc cách điện của dây quấn hạ áp, với Uthn1=5kV theo bảng XIV.7 ta chọn d1=10mm =1cm. 3. Chiều rộng tối thiểu của thùng dầu Theo hình vẽ sơ lược thùng dầu: B = D2” + s1 + s2 + d1 + s3 + s4 = 29,2 + 2 +1,5+2,5+2,5+2+1 = 40,7 cm Ta chọn B = 45 cm =0,45 m Khoảng cách tối thiểu bên trong của máy biến áp Kích thước cơ bản của thùng dầu máy biến áp 4. Chiều dài thùng dầu A = 2.C + B C là khoảng cách giữa hai trụ , C = 32,5 cm Vậy A = 2.32,5 +45 = 110 cm Ta chọn lại A=110 cm = 1,1 m 5. Chiều cao ruột máy Ht Ht là khoảng cách từ đáy thùng đến hết chiều cao lõi sắt, được xác định theo công thức sau Ht = lT +2.hG+n Trong đó + lT là chiều cao của trụ, như trên đã xác định được lT = 47,95 cm + hG là chiều cao của gông, nó bằng bề rộng cực đại của tấm lá thép trong gông, hG = a1 = 15,36 cm + n là chiều dày tấm lót gông dưới, chọn n = 4cm Thay số vào biểu thức Ht = 47,95 + 2.15,36 + 4 = 82,67 cm Chọn lại Ht = 84 cm = 0,84m 6. Khoảng cách từ gông trên đến nắp thùng Hn, tra bảng 13.3 với điện áp của dây quấn cao áp là 6,3 kV ta chọn Hn = 30 cm 7. Chiều cao thùng: HTh = Ht + Hn = 84 + 30 = 114 cm = 1,14 m 8.Độ tăng nhiệt trung bình giữa dầu và thùng qdt = 65 - q0dtb ở đây ta sẽ lấy q0dtb lớn nhất là của dây quấn cao áp, vậy q0dtb=35,90C vậy qdt = 65 - q0dtb = 65 – 35,9 = 29,10C 9. Độ tăng nhiệt giả thiết ở mặt trên của dầu so với không khí qdt = 1,2.qdt = 1,2.29,1 = 34,920C <550C 10. Độ chênh của vách thùng so với không khí q”dt = qdt –qvt – qdt Trong đó + qvt là độ chênh nhiệt trong và ngoài vách thùng, lấy qvt = 50C. + qdt là độ chênh nhiệt dự trữ, lấy qdt =20C Thay vào công thức q”dt = qdt –qvt – qdt = 29,1-5-2= 22,10C 11. Diện tích tản nhiệt của vách thùng phẳng M1’ = [2.(A-B) + p.B].HTh = [2.(1,1- 0,45) + p.0,45].1,14 = 3,1 m2 12. Thùng dầu tản nhiệt ra ngoài không khí thông qua các ống tản nhiệt vậy bề mặt bức xạ của thùng dầu là: M1 = k.M1’ k là hệ số ảnh hưởng của hình dáng mặt thùng, với thùng có ống ta lấy k = 1,5 M1 = 1,5.3,1 = 4,65 m2 13. Để đạt được độ tăng nhiệt q”dt = 22,10C thì cần một bề mặt tản nhiệt là Mt = = = 38 m2 14. Chọn ống và tính toán các kích thước của ống Do nhược điểm của kiểu dây quấn cao áp và hạ áp là tản nhiệt kém, nên khắc phục điều này bằng cách chọn hệ thống tản nhiệt tốt, vì vậy ta chọn thùng dầu có ống tản nhiệt và ống tản nhiệt là loại ống tròn F51 với hai dãy ống. Kích thước chủ yếu của ống tản nhiệt - b1 khoảng cách 2 tâm ống trên và ống dưới của dãy 1 b1 = HTh – (c+e) + HTh là chiều cao của thùng, như trên đã tính HTh = 1,14 m + c là khoảng cách từ ống ngoài cùng tới nắp, tra bảng XIX.2 ta chọn c= 8 cm + e là khoảng cách từ ống ngoài cùng tới đáy thùng, tra bảng XIX.2 ta chọn e= 9 cm. Vậy b1 = 114 - 8 - 9 = 97 cm - Chiều dài dãy ống ngoài: l1 = (b1-2.R) +p.R + 2.a2 Trong đó +R là bán kính cong của ống, với ống F51 tra bảng XIX.1 ta lấy 15 cm. + a2 là khoảng cách của đoạn ống thẳng của dãy ống ngoài gắn vào vách thùng, ta lấy a2 = 15,5 cm. Thay số vào ta được l1 = (97-2.15) +p.15 +2.15,5 = 145 cm - Chiều dài của dãy ống trong l2 = l1 – 4.td td là khoảng cách giữa các dãy, tra bảng XIX.1 td = 7,5 cm l2 = 145 – 4.7,5 = 115 cm 15. Diện tích tản nhiệt của ống phải có Mô = Mt - Mbx = 38 – 4,65 = 33,35 m2 16. Diện tích tản nhiệt của dãy ống Mtd = khd là hệ số xét đến hình dáng của thùng, tra bảng 13.12 với thùng có 2 dãy ống ta nhận được giá trị khd =1,344 Mtd = = = 24,81 m2 16. Chiều dài của ống L = mô là bề mặt tản nhiệt của mỗi mét ống, ta bảng XIX.1 với ống tròn F51 mô =0,16 m2 = = 155 cm 17. Số ống cần có là nô = = = 60 ống 17. Khoảng cách giữa các ống trong một dãy là c1 = = 0,09 m = 9 cm 18. Tổng bề mặt tản nhiệt của thùng và ống tản SM = [2.(A-B) + p.(B+2a1+2R+2td+d)].H + 0,5 Mn + td là bước ống trong một dãy, tra bảng được, td = 75 mm + d là đường kính của ống tản nhiệt, d = 51 mm +a1 là khoảng cách của đoạn ống thẳng của dãy ống trong gắn vào vách thùng, ta lấy a1 = a2 – td = 155-75=50 mm. + Mn là diện tích bề mặt tản nhiệt của nắp thùng, Mn = d là độ chênh của nắp thùng, lấy d = 5 cm = = 0, 52m2 Vậy ta có SM =[2.(1,1-0,45) + p.(0,45 + 2.50.10-3+2.150.10-3 + 2.75-3+51.10-3) + 0,5.0,72 = 4,96 m2 19. Diện tích bề mặt đối lưu Mđl = M1’.kth + Mô.kô +Mn.k + kth là hệ số hình dáng ảnh hưởng đến bề mặt tản nhiệt của vách thùng phẳng, tra bảng ktd = 1,00. + kôhệ số hình dáng của ống ảnh hưởng đến bề mặt tản nhiệt của ống, tra bảng kô = 1,344. + k là hệ số tản nhệt của bề mạt nắp thùng, ở dây k =1/2 vì chỉ co một nửa nắp thùng tham gia bức xạ. + Mô là diện tích tản nhiệt của ống Mô = nô.lô.mô . nôlà tổng số ống . lô = l1+l2 = 1,6 m . Mô là bề mặt tản nhiệt của ống, mô = 0,16 m2, vậy Mô = 60.2,6.0,16=24,96 m2 Mđl = 3,1.1+24,96.1,344+0,5.0,72 = 37m2 21. Độ tăng nhiệt của thùng dầu với không khí qtk = = = 22,55 0C + Độ tăng nhiệt của dầu và vỏ qtd = = =3,750C +Độ tăng nhiệt giữa dầu và không khí qdk = qdt + qtk = 22,5 + 3,75 = 26,250C + Độ tăng nhiệt lớp trên của dầu qdk’ = 1,2. qdk = 1,2.26,25 = 31,5 0C < 600 + Độ chênh nhiệt của dây quấn cao áp so với không khí q0k2 = q0d2 + qdk = 19,8+26,25 =46,050C <650C + Độ chênh nhiệt của dây quấn hạ áp so với không khí q0k1 = q0d1 + qdk = 32,96 + 26,25 = 59,210C<650C Như vậy tất cả độ chênh nhiệt của dây quấn và của dầu so với không khí đều thoả mãn về độ bền nhiệt. Chỉ tiêu kinh tế máy: 1. Trọng lượng dây đồng: SGCu = GCuHA + GCuCA + GCur1 + GCur2 = 88,6 + 194 + 4,24 +0,434 = 287,27 kg 2. Trọng lượng tôn silic của lõi sắt GFe = GT + GG = 209,3 + 220,96 = 430,26 kg 3. Thể tích thùng dầu VT = t = = 0,51 m2 4. Thể tích ruột máy Vr = + Gr là trọng lượng tác dụng của ruột máy Gr = 1,2.(SGCu + GFe ) = 1,2.(287,27+430,26) = 861,04 kg + g là tỉ trọng trung bình của ruột máy, với m.b.a dây quấn đồng ta lấy gr = 5,8.103kg/m3 vậy Vr ==0,148 m3 5. Trọng lượng dầu m.b.a Gd = 1,05.[0,9(Vt-Vr)+Gdô] + Gdô là trọng lượng của dầu trong toàn bộ ống tản nhiệt Gdô = gd.nô.lô . gd là trọng lượng dầu trong 1 mét chiều dài ống, gd=1,63 kg/m . nô là tổng số ống, nô = 60 . lô = 2,6 m Gdô = 1,63.60.2,6 = 254,28 kg Vậy trọng lượng dầu m.b.a là Gd = 1,05.[0,9.(0,51-0,148).103+254,28] = 609,08 kg 6. Thể tích bình dãn dầu Vdg = 0,08.Vd = 0,08.(0,51-0,148) = 0,029 m3 7. Đường kính bình dãn dầu d= vì thùng tản nhiệt bằng ống nên lgd < B+2.a2 chọn lgd = 0,5 m d = =0,27 m = 27 cm