Индукционные, канальные и тигельные печи, устройство, расчет активной и пол­ной мощности.

По устройству канальная печь напоминает конструкцию силово­го понижающего трансформатора, первичной обмоткой которого явля­ется индуктор, а вторичной - расплавленный металл в виде замкну­того канала.

Индукционная канальная печь (рис.5.5) состоит из футерован­ной ванны 1, футерованной крышки 2, трех или шести индукционных единиц 3. В состав индукционной единицы входит индуктор - 4, магнитопровод 5, подовый камень 6, плавильный канал 7.

Канал может быть круглым, прямоугольным и овальным. Кожух печи выполняют из листовой стали, в печи имеются дверцы для обслуживания и сливной носок. Печь снабжена механизмом наклона для слива металла. Футеровку ванны печи выполняют из огнеупорных кирпичей. Индуктор выполняется из медных трубок, при больших мощностях (больше 250 кВт) трубки охлаждаются водой. Для изго­товления индуктора применяют трубки круглого или прямоугольного сечений, а также трубки специального профиля с утолщенной сторо­ной, обращенной наружу - к каналу с металлом.

Под действием эдс в канале с металлом возникает пере­менный ток , который разогревает металл. Тепловая энергия, вы­деляемая в металле под действием тока, определяется по выра­жению: Q=I₂²r₂τ,

где r₂- активное сопротивление металла в канале. Ом; τ -время протекания тока I₂ через канал.

Активная мощность печи, необходимая для расплавления метал­ла, массой G_m, за время τ _пл, определяется по формуле: P₁ = G_m С_эм/τ _плη_П,

где С_эм - энтальпия металла при температуре разливки, Вт. ч/кг;

η_П - общий кпд печи, берется по таблицам, составленным из практики эксплуатации печей.

Полная мощность, подводимая к индуктору, определяется по выражению

S₁=U₁I₁=P₁/cosφ

где I₁ ток индуктора; cosφ - естественный косинус фи пе­чи.

Активную мощность, выделяемую в канале, определяем по выра­жению:

P₂=P₁- P_ЭП = I₂r₂²

где P_ЭП - электрические потери в индукторе, Вт. Электрические потери индуктора состоят из потерь в меди Р_м и потерь в стали индуктора Р_с:

P_ЭП = Р_м + Р_с

Потери в меди и стали индуктора определяются по выражениям:

Р_м = I₁²r , Р_с = p_CG_C

где r - активное сопротивление индуктора. Ом; р_с - удельные потери в стали, Вт/кг; G_c - масса магаитопровода индуктора, кг. Сила тока в канале определяется по выражению

I₂ = I₁W₁

При сливе металла часть его остается в печи, во избежание замораживания ИКП. Если из печи вылить весь жидкий металл и заг­рузить холодную шахту, то она не расплавится, так как вторичная цепь будет разомкнута. Невозможность полного слива металла ус­ложняет переход от одной марки к другой, так как приходится про­водить несколько промежуточных промывочных плавок. Взаимодейс­твие тока индуктора с током, протекающим в металле (канале) печи, вызывает электродинамические силы, перемешивающие металл.

От воздействия тока в канале с магнитным потоком, создавае­мым этим же током, возникает сжимающий эффект, проявляющийся в сжимающем усилии, действующем на жидкий металл. При сильных маг­нитных полях усилия настолько велики, что могут вызывать пережа­тие металла в канале и прекращение протекания тока. Усилию сжа­тия противодействует статическое давление столба металла в кана­ле и вне его. В начале плавки давление столба металла в канале невелико, поэтому плавку начинают на небольших токах. По мере расплавления металла давление столба металла увеличивается, уве­личивают и ток индуктора. Для регулирования мощности тока ин­дуктора ИКП снабжаются многоступенчатыми электропечными транс­форматорами.

В ИКП плавят чугун, медь, алюминий, цинк, латунь, бронзу и другие металлы. Выпускают ИКП емкостью от 0,4 до 160 т жидкого металла. Кроме ИКП с вертикальным каналом выпускается и печи с горизонтальным каналом. Они обладают большей стойкостью футеров­ки ванны и канала.

Индукционные тигельные печи

Индукционная тигельная печь (рис.5.8) состоит из тигеля 1, индуктора 2, футерованной крышки 3, кожуха 4, расплавленного ме­талла 5. Принцип действия индукционной тигельной печи (ИТИ) основан на поглощении электромагнитной энергии материалом шихты. Распределение энергии в шихте зависит от частоты тока, гео­метрических соотношений диаметра тигля и диаметра индуктора, размеров и электрофизических свойств шихты.

Неравномерное расп­ределение энергии по сечению шихты ускоряет нагревание и расп­лавление шихты.

Энергия концентрируется в отдельных, прилежащих к стенкам тигля, слоях, вызывая их быстрое расплавление. Поскольку при изменении температуры изменяются как гео­метрические размеры сплавляемых друг с другом кусков металла, так и их магнитная проницаемость и удельное электрическое сопротив­ление, то частота тока выбирается из условий оптимального режима плавки, при которых процесс расплавления идет быстрее.

ИТП по частоте источника питания подразделяются на: а) печи промышленной частоты; б) печи средней частоты (150-12000 Гц) с питанием от машинных и тиристорных преобразователей частоты; в) печи высокой частоты (66 кГц и более) с питанием от ламповых и полупроводниковых генераторов.

Отсутствие канала упрощает конструкцию печи, позволяет пол­ностью сливать металл, облегчает осмотр и ремонт футеровки. ИТП получили распространение в металлургии спецсталей м сплавов. От­сутствие концентрированных источников тепла, углеродосодержащих электродов, позволяет получать стали и сплавы высокой степени чистоты по углероду и газам. Электродинамическое движение метал­ла обеспечивает получение однородного сплава с заданным химичес­ким составом. Однако в ИТП шлаки малоэффективны, так как нагре­ваются от металла. ИТП выпускаются емкостью 0, 06 - 60 т жидкого металла.

Мощность, которую необходимо подвести к индуктору для расп­лавления металла массой G_M и перегреве расплава до конечной тем­пературы t_MK, определяется по формуле

Р₁=Р_ПОЛ + ΣР_МП + Р_ЭП

где Р_пол - полезная мощность, необходимая для нагрева, расплавления шихты и перегрева расплава, Вт; ΣР_МП - суммарные тепловые потери печи, Вт.

Суммарные тепловые потери печи состоят из тепловых потерь через стены, под, крышку тигля и тепловых потерь излучением, методика их расчета изложена в [6].

Полезная мощность определяется по выражению

Р_ПОЛ = G_М(с_Ш(t_МП - t_Ш) + с_Ж(t_МК – t_МП) + λ_МП)/τ_ПЛ

где с_мк - температура плавления металла, °С; t_Ш - начальная температура шихты; °С; С_ш - удельная теплоемкость шихты, Вт.ч/кг*°С; С_ж - удельная теплоемкость жидкого расплава, Вт.ч/кг*°С; λ_МП - скрытая теплота плавления, Вт.ч/кг.

Полная мощность, подводимая к индуктору, определяется по выражению (5.20), активная мощность, выделяющаяся в тигле,- по выражению (5.21). Активная мощность P₁ может быть определена также по выражению

Р₁=Р_ПОЛ/η_П= Р_ПОЛ/η_Эη_М

где η_Э,η_М - соответственно, электрический и тепловой кпд печи.

Система стабилизации скорости с положительной обратной связью по току якоря.

Схема замкнутой системы с положительной обратной связью по току приведена на рис. 3.21, а. В качестве дат­чика тока в этой системе может быть использован шунт с сопротивлением R_Ш. Падение напряжения на R_Шпропор­ционально току якоря I. В результате сигнал обратной связи по току определяется как: U_ОС = βI, где β — коэффициент обратной связи по току, имеющий размерность ом.

Отметим, что в качестве резистора R_Шчасто использу­ется обмотка дополнительных полюсов и компенсационная обмотка.

Сигнал на входе усилителя в данной системе опреде­ляется суммой задающего и сигнала обратной связи, т.е. U_ВХ = U_ЗС + βI.

Выра­жения для электромеханической и механической характе­ристик ДПТ в замкнутой системе: где kС =kУ kП β— общий коэффициент усиления системы. Анализ жесткости получаемых характеристик проведем, сопоставляя суммарное сопротивление цепи якоря RЯ + RП с общим коэффициентом усиления kС, также имеющим раз­мерность ом. Нетрудно заключить, что

при R_Я + R_П > k_С ха­рактеристики ДПТ имеют отрицательную жесткость,

при R_Я + R_П = k_С — бесконечно большую жесткость, а

при R_Я + R_П < k_С жесткость характеристик положительна. Харак­теристики, соответствующие этим трем соотношениям, по­казаны на рис. 3.21,6.

Таким образом, при использовании положительной обратной связи по току могут быть полу­чены характеристики любой жесткости, в том числе и поло­жительной. Однако из-за непостоянства коэффициента уси­ления системы k_c в результате наличия положительной об­ратной связи реальные характеристики имеют нелинейный характер (кривая 1), поэтому такая связь обычно исполь­зуется в совокупности с другими, например с обратной связью по напряжению.

Устройство и принцип работы воздушного выключателя высокого напряжения.

Воздушные выключатели принадлежат ко второй группе выклю­чателей - к газовым. В них для гашения дуги и деионизации дуго­вого промежутка используется сжатый воздух, обдувающий дугу в продольном или поперечном направлении.

Принцип гашения дуги сжатым воздухом заключается в том, что межконтактный промежуток обдувается чистым сжатым возду­хом, лишенным заряженных частиц. При этом дуга и ее опорные поверхности интенсивно охлаждаются, а ее сечение уменьшается. Одновременно этот же поток воздуха выносит из межконтактного промежутка продукты горения дуги, представляющие собой хорошо проводящую среду. Место этих продуктов теперь занимает свежий неионизированный воздух, способный выдержать напряжение, восстанавливающееся на контактах выключателя. Задача дугогаси-тельной камеры заключается в быстром и полном замещении иони­зированной среды свежим, обладающим высокой электрической прочностью воздухом.

Существует два типа дугогасительных камер, получивших рас­пространение на практике. В камерах первого типа поток сжатого воздуха параллелен стволу дуги. Это так называемая камера продольного дутья. В других - поток гасящего воздуха перпендику­лярен оси ствола дуги. Их называют камерами поперечного дутья. На рис. 5-14, б, в, г и д показаны схемы камер продольного, а на рис. 5-14, а - поперечного дутья.

Камеры продольного дутья имеют преимущественное распро­странение во всем диапазоне напряжений от 3 до 750 кВ, на которые строятся выключатели, так как они позволяют создать аппарат, отвечающий самым жестким требованиям по номинальной мощности отключения, номинальному току и быстродействию. Камеры попе­речного дутья из-за громоздкости конструкции и больших габари­тов применяются ограниченно, лишь в выключателях 6 - 20 кВ.

Важным элементом дугогасительной камеры воздушного выклю­чателя является сопло, сжатый воздух из которого в процессе от­ключения выбрасывается в дуговой промежуток со скоростью звука.

Применение соплообразных контактов ограни­чивается электрической прочностью промежутка между контактным стерж­нем и контактом-соплом. Отводить в процессе отклю­чения сопло от стержня на очень большое расстоя­ние нельзя, так как при этом эффект уплотнения воздуха перед соплом (ко­торый необходим для бы­строго повышения элект­рической прочности), бу­дет проявляться недоста­точно. Наиблагоприятней­ший для гашения дуги раствор контактов в таких конструкциях составляет всего 35 - 40 мм. При этом дости­гается максимально возможная отключающая способность выклю­чателя. Так как это расстояние недостаточно, чтобы выдержать при атмосферном давлении приложенное к выключателю напряжение, изоляционное расстояние создается включенным последовательно с дугогасительными контактами и находящимся вне камеры спе­циальным отделителем, нож которого начинает двигаться после погасания дуги. После размыкания отделителя подача сжатого воз­духа в камеру прекращается и главные контакты смыкаются под действием пружины. Последующее включение выключателя произ­водится ножом отделителя. С учетом неудовлетворительной работы открытых отделителей в условиях гололеда созданы выключатели, у которых контакты отделителя находятся внутри фарфоровой по­крышки и размыкаются сжатым воздухом (см. рис. 5-12, б). В вы­ключателях, не имеющих отделителя, включенного последова­тельно с контактным промежутком, раствор контактов увеличи­вается до необходимой изолирующей длины, а межконтактный про­межуток заполняется сжатым воздухом.

Отключающая способность воздушного выключателя ограничи­вается появлением обратного подпора давления. Большие токи ко­роткого замыкания дросселируют поток дутья, создавая за соплом противодавление из-за чрезмерного нагревания сжатого воздуха. При этом возникает «закупорка» сопла и дутье резко ухудшается. Число повторных зажиганий дуги зависит от того, будет ли противо­давление, возникшее после первой полуволны тока, повышаться дальше. Хорошо рассчитанные и сконструированные выключатели гасят дугу уже после первой полуволны, самое позднее - после третьего перехода тока через нуль.

Было предложено для ускорения повышения электрической прочности дугового промежутка добавлять в свежий воздух электро­отрицательные газы, жадно поглощающие электроны (например, фтор и его соединения). Однако практического использования этого предложения не было.

Так же как и у масляных выключателей, повышение отключаю­щей способности воздушных выключателей достигается увеличением количества разрывов дуги, число которых достигает у выключателя 750 кВ, например, шестнадцати. Для выравнивания распределения напряжения между разрывами параллельно с ними подключают шунтирующие сопротивления, которые одновременно замедляют скорость повышения восстанавливающегося напряжения и еще уве­личивают тем самым отключающую способность выключателя. Поскольку воздушные выключатели не обладают свойством демп­фирования восстанавливающегося напряжения, их разрывы шунти­руются сопротивлениями небольших значений (например, 2 - 3 кОм на разрыв). Такие сопротивления не только замедляют ско­рость повышения восстанавливающегося напряжения, но и сущест­венно снижают его пики. Ввиду больших значений остаточных токов в этом случае отделитель выключателя дополняется выключа­телем нагрузки.

ВНВ - новая, полно­стью унифицированная се­рия воздухонаполненных воздушных выключателей модульной конструкции, имеющих много стандарт­ных элементов. Эти выклю­чатели подготовлены к вы­пуску на все напряжения от 110 до 1150 кВ. Дугогасительная камера выклю­чателя ВНВ постоянно за­полнена сжатым воздухом. Контактная система каж­дой камеры образует при отключении два разрыва. В процессе отключения контакты расходятся сна­чала на расстояние, опти­мальное для гашения дуги, а затем перемещаются на необходимое изоляционное расстояние. Воздушные выключатели строят­ся на все напряжения от 3 до 750 кВ, на номинальные токи до 4 кА (генераторные выключатели до 12 кА) и на широкий диапазон мощностей отключения от 300 MBА (10 кВ) до 50 000 MBА (750 кВ).

Условия выбора сечения жил кабелей и проводов в сетях выше 1000 В.

Сечения проводов и жил кабелей должны выбираться в зависимости от ряда факторов, которые разделяются на техни­ческие и экономические.

Технические факторы, влияющие на выбор сечений, следующие:

1)нагрев от длительного выделения тепла рабочим (расчетным) током;

2)нагрев от кратковременного выделения тепла током короткого замыкания;

3)потери (падение) напряжения в жилах кабеля или проводах воздушной линии от проходящего по ним тока в нормальном и аварийном режимах;

4)механическая прочность - устойчивость к механической нагрузке (соб­ственная масса, гололед, ветер);

5)коронирование - фактор, зависящий от применяемого напряжения, сечения провода и окружающей среды.

Методика выбора сечения при U ≤ 35 кВ:

1. Выбор сечения по экономической плотности тока: F = I_нб / j_эк.
2. Проверка выбранного сечения по длительно-допустимому току: I_расч ≤ I_{длит. доп}.
3. Проверка кабелей по термической стойкости.
4. Проверка по потере напряжения: ΔU_доп = ± 5% U_ном.
5. Проверка проводов по механической прочности. (проверка на корону не производится)
6. Окончательно выбирается наибольшее сечение.

Методика выбора сечения при U ≥ 110 кВ:

1. Выбор сечения по экономической плотности тока: F = I_нб / j_эк.
2. Проверка выбранного сечения по длительно-допустимому току: I_расч ≤ I_{длит. доп}.
3. Проверка кабелей по термической стойкости.
4. Проверка проводов по условиям короны (проверка проводов по потере напряжения не производится).
5. Проверка кабелей по потере напряжения.
6. Проверка проводов по механической прочности не производится, т.к. сечение проводов по условиям короны превышает сечение по механической прочности.
7. Окончательно выбирается наибольшее сечение.

Экономический выбор целесообразного сечения по ПУЭ производят по так называемой экономической плотности тока в зависимости от металла про­вода и числа часов использования максимума нагрузки в соответствии с выра­жением s_Э = I_Р / j_Э

где /_р — расчетный ток; j_э — экономическая плотность тока.

Выбор сечения жил кабелей по нагреву током короткого замыкания. Для выбора термически устойчивого сечения жил кабеля необходимо иметь значение установившегося тока короткого замы­кания из соответствующего расчета и возможное время прохождения этого тока через кабель. Время определяется уставкой защиты, которая имеет наибольшее значение выдержки времени (если есть несколько видов защиты).

Определение сечения по термической стойкости производится по формуле

,

где С – постоянный коэффициент, равный для алюминиевых жил 10,5 , I⁽³⁾_К – ток КЗ в конце кабельной линии, t_П – приведённое время действия тока КЗ:

t_П = 1,1· t_ОТКЛ = 1,1· (t_ВЫК + t_РЗ),

где t_ОТКЛ – время отключения тока КЗ, t_РЗ – время действия релейной защиты.

Кабели, защищенные плавкими токоограничивающими предохранителями, на термическую стойкость к токам к. з. не проверяются, поскольку время сраба­тывания предохранителя мало (0,008 с) и выделившееся тепло не в состоянии нагреть кабель до опасной температуры.

Выбор сечений жил кабелей и проводов воздуш­ных линий по потерям напряжения. Потери напряжения в трехфазной линии переменного тока могут быть при­ближенно определены из выражения

∆U = √3 I_Р(rcosφ + xsinφ)

I_Р - расчетный ток линии, А; r и х - активное и индуктивное сопротивления линии, Ом; cosφ - коэффициент мощности в конце линии.

Если пренебречь индуктивным сопротивлением проводов линии, когда х < 1/3, то потери напряжения будут равны:

∆U = I_Р rcosφ , где r = l / γs, следовательно,

∆U = √3 I_Р lcosφ / γs → s = √3 I_Р lcosφ / γ∆U

Принцип построения преобразователя частоты.

Различные ПЧ, которые нашли применение в частотных асинхронных ЭП, можно разделить на две группы, отлича­ющиеся используемыми техническими средствами и структурой.

Первую группу составляют так называемые электромашинные вращающиеся ПЧ, в которых для получения переменной частоты используются обычные или специальные электрические машины. На рис. 5.15 приведена схема ПЧ с синхронным генератором 4, от

которого питаются три асинхронных двигателя 5... 7. Преобразо­ватель состоит из двух частей: агрегата постоянной скорости, вклю­чающего в себя асинхронный двигатель 1 (вместо него может быть использован двигатель любого типа) и приводимый им во враще­ние генератор постоянного тока 2, и агрегата переменной скорос­ти, состоящего из регулируемого двигателя постоянного тока

3, при­водящего во вращение синхронный генератор переменной часто­ты. Двигатель 1 питается от сети со стандартной частотой f = 50 Гц, а на выводах синхронного генератора 4 частота и напряжение мо­гут регулироваться. С помощью резистора R₁, в цепи обмотки воз­буждения генератора 2 изменяется напряжение, подводимое к яко­рю двигателя 3, и тем самым его скорость и скорость генератора 4. При этом меняется частота напряжения на выводах синхронного генератора 4, определяемая выражением f_РЕГ =рω_сг /(2π), а значит, и на двигателях 5... 7. Напряжение на этих двигателях регулируется с помощью резистора R₃ включенного в цепь обмотки возбуждения синхронного генератора 4.

Применение ПЧ позволяет плавно регулировать скорость дви­гателей 5... 7 в широком диапазоне, однако процесс регулирования частоты в электромашинном ПЧ имеет существенные недостатки. Для создания такого преобразователя необходимы четыре элек­трические машины, рассчитанные на полную мощность потребите­лей (группы АД), что определяет его громоздкость и высокую цену, особенно при больших мощностях нагрузки. Двойное преобразо­вание энергии - энергии переменного тока с частотой f = 50 Гц в энергию постоянного тока и затем опять в энергию переменного тока регулируемой частоты - сопровождается потерей энергии во всей цепи, определяя невысокий КПД системы.

В настоящее время большое распространение получили стати­ческие ПЧ, названные так потому, что в них используются не имею­щие движущихся частей элементы и устройства, такие как полу­проводниковые приборы, реакторы, конденсаторы и др. Развитие статических ПЧ особенно ускорилось в связи с массовым произ­водством тиристоров и силовых транзисторов. Использование ста­тических ПЧ позволило повысить технико-экономические показатели регулируемого частотного ЭП: увеличить его КПД и быстродействие, устранить шум и упростить обслуживание. Статические ПЧ могут быть без звена постоянного тока с непосредственной связью питающей сети и нагрузки и с промежуточным звеном постоянного тока.

Схема ПЧ без звена постоянного тока (позиция 1 на рис. 5.16) включает в себя силовую часть 3, с которой связан асинхронный двигатель 4, и блок управления 2. С и помощью этой схемы осуществляется преобразование электрической энергии переменного тока стандартных напряжения U₁, и частоты f₁ в энергию переменного тока с регулируемыми напряжением U_1РЕГ и частотой f_1рег. Силовая часть ПЧ выполняется на базе полупроводниковых приборов (тиристоров или транзисторов), управляемых сигналами с блока 2, и в некоторых случаях содержит co­гласующие трансформаторы.

Изменяя с помощью системы управления момент подачи импульсов на тиристоры, можно регулировать напряжение нагрузки от 0 (α = 90°) до максимального значения (α = 0).

Установки диэлектрического нагрева: устройство, расчет мощности, источники пи­тания.

Нагрев диэлектрических материалов основан на выделении энергии в объеме непроводящего тела при наложении на него пере­менного электрического поля. При помещении диэлектрика 1 в электрическое поле конденсатора 2 частицы диэлектрика поляризу­ются, заряжаются.

Различают электронную, атомную, дипольную и электролитическую поляризации. Если электрическое поле переменное, то возникнут колебания заряженных частиц, в диэлектрике возникнет ток смеще­ния. Ток проводимости отсутству­ет, так как отсутствуют в диэ­лектрике свободные электроны. Тепло в диэлектрике выделяется при колебании заряженных частиц под действием переменного элект­рического поля. Чем выше частота электрического поля, тем больше тепла выделяется в диэлектрике. Нагрев однородного диэлектрика характеризуется равномерным выд­елением мощности во всем объеме нагреваемого тела. Диэлектрический нагрев используется для следующих процес­сов:

1) сушка древесины, бумаги, керамики, фруктов, зерна;

2) сварка пластикатов и синтетических тканей (сварка труб
из винипласта, дождевых плащей, обуви, галантереи и пр.);

3)склеивание древесины (используется избирательность диэ­лектрического нагрева ~ нагревается клей до температуры его поляризации 260°С - вследствие более высокой диэлектрической про­ницаемости клея но сравнению с древесиной);

4} плавка диэлектриков и плохо проводящих материалов (крем­ний, германий, а также окислы MgO, ZnO₂,SiO₂ для получения огне­упоров).

Рабочие конденсаторы, так же, как и индукторы для поверх­ностной закалки, изготавливаются индивидуально в зависимости от формы нагреваемого изделия (рис.5.18).

Мощность, выделяющаяся в диэлектрике, определяется следующим образом:

Коэффициент диэлектрических потерь tg6 зависит от природы диэлектрика, наличия примесей, частоты f. Так, например, наличие влаги и увеличение температуры приводят к увеличению tgδ.

Электрическая емкость плоского конденсатора определяется по формуле

С = E_rE₀F / е ,

где Е_о - диэлектрическая постоянная; Е_г – диэлектрическая проницаемость нагреваемого материала, Ф/М; F - площадь пластины рабочего конденсатора, е - расстояние между пластинами, м.

Подставив (5.48) в (5.47), получим

где Е - напряженность электрического поля между пластинами конденсатора, кВ/м, Е = U/е ; V - объем нагреваемого тела, м³

V = F.e .

Удельная активная мощность, выделяющаяся в единице объема диэлектрика, определяется по формуле

Из формулы (5.50) видно, что практически единственным путем увеличения удельной мощности, т. е. скорости нагрева, является повышение частоты f, так как диэлектрическая проницаемость Е_г и тангенс угла диэлектрических потерь tgδ определяются материалом нагреваемого тела, а величина напряженности электрического поля ограничивается величиной пробивного напряжения. Учитывая, что tg мал, приходим к выводу, что эффективный нагрев диэлектриков осуществим только на высоких частотах в десятки и сотни мегагерц.

Источниками питания установок диэлектрического нагрева яв­ляются ламповые высокочастотные генераторы, устройство их такое же как и высокочастотных генераторов для поверхностного нагрева металлических изделий. Отличие в том, что в источниках питания установок диэлектрического нагрева нагрузкой является рабочий конденсатор, в котором находится нагреваемый материал (рис. 5.20).

В схеме, изображенной на рис.5.20, Ср - разделительный кон­денсатор, не пропускает постоянную составляющую в колебательный контур, Lp - разделительная индуктивность, не пропускает высоко­частотные колебания в выпрямитель. Установки диэлектрического нагрева питаются от сетей промышленной частоты 50 Гц, напряжени­ем 380 В, через повышающие трансформаторы.

Мощность установок от сотен ватт до нескольких сот киловатт, частоты от 1 до 300 мГц.

Применение метода симметричных составляющих для расчета коротких замыканий и обрывов фаз.

При появлении несимметрии в электрической сети нарушается симметрия токов в фазах, фазных и линейных напряжений, падений напряжений в элемен­тах системы и других электромагнитных величин. Из этого следует, что при не­симметричном коротком замыкании или (и) появлении продольной несиммет­рии нельзя ограничиваться расчетом только одной фазы, как это делается при исследовании трехфазного короткого замыкания. Если при этом исходить из обычного метода расчета, потребовалось бы составить схему замещения для всех трех фаз рассматриваемой сети с учетом взаимоиндукции между ними. Полученная при этом система управлений весьма сложна, так что такой метод решения задачи громоздок даже в случае простой схемы.

Сравнительно просто несимметричные короткие замыкания и другие не­симметричные режимы можно рассчитывать с использованием метода симмет­ричных составляющих.

Любую несимметричную систему трех векторов можно разложить на три симметричные схемы: прямой, обратной и нулевой последовательности (рис.6.1).

Система прямой последовательности состоит из трех одинаковых векто­ров, сдвинутых относительно друг друга на 120° и чередующихся в такой же последовательности, как и исходная система. Система обратной последователь­ности также состоит из трех одинаковых векторов, сдвинутых друг относитель­но друга на 120°, но чередование этих векторов противоположно чередованию исходной системы. Система нулевой последовательности состоит их трех оди­наковых векторов, совпадающих по направлению.

В симметричной трехфазной системе каждый вектор можно представить:

N_A = a N_B = a² N,

N_B = aN_c = a²N,

N_c = a N_A= a² N , где а - оператор поворота; a = e^j120 =-1/2+j√3/2.

По определению, приняв фазу «А» за особую (исходную) фазу, можно за­писать

N_A = N_A1 + N_A2 + N_ao,

N_b = N_B1 + N_B2 + N_A1 = a² N_A1 + a N_A2 + N_A0,

N_c =N_C1+ N_C2 + Nco= aN_A1 +a²N_A2 + N_A0 .

Строгий математический анализ несимметричных переходных процессов существенно затруднен тем, что в синхронных машинах при этом образуется пульсирующее магнитное поле ротора, которое имеет полный спектр высших гармоник. Системы токов прямой и обратной последовательности разных час­тот при этом оказываются взаимно связанными. Поэтому для изменения метода симметричных составляющих делаются допущения:

в симметричных цепях ток и напряжение разных последовательностей не взаимодействуют друг с другом;

каждый элемент цепи оказывает свое специфическое сопротивление токам разных последовательностей.

Следовательно, симметричные составляющие падения напряжения на не­котором элементе:

∆U₁ = z₁I₁, ∆U₂ = z₂I₂, ∆U₀ = z₀I₀

где z₁, z₂, z₀ - соответственно сопротивления прямой, обратной и нулевой по­следовательности.

ЭДС симметричного источника питания, например синхронного генерато­ра, образует основную симметричную систему векторов. При симметричном коротком замыкании такая система ЭДС вызывает в контуре только токи пря­мой последовательности.

При нарушении в системе симметрии возникают несимметричные напря­жения, связанные с появлением несимметричной системы токов.

Токи обратной и нулевой последовательностей образуют в генераторе со­ответствующие магнитные потоки, которые сцепляясь с его обмотками в свою очередь вызывают соответствующие ЭДС. Последние можно учитывать паде­нием напряжения в реактивном сопротивлении генератора той или иной последовательности, аналогично тому, как ЭДС реакции статора генератора учиты­вается падением напряжения в соответствующем реактивном сопротивлении.

Иначе говоря, можно считать, что при любом режиме генератор вырабаты­вает ЭДС только прямой последовательности, а ЭДС обратной и нулевой по­следовательностей равны нулю. Таким образом, несимметричные режимы в системе можно рассчитывать по эквивалентным однолинейным схемам заме­щения прямой, обратной и нулевой последовательностей (рис.6.1), полагая, что протекающие токи в схемах замещения различных последовательностей зави­сят лишь от действующей в схеме разности потенциалов и сопротивления соот­ветствующей последовательности.

Уравнение для каждой последовательности име­ет вид:

U_A1 = E_∑ - z_1∑ I₁,

U_A2 = 0 – z_2∑ I₂

U_A0 = 0 – z_0∑ I₀

где U_A1, U_A2, U_A0, I₁, I₂, I₀ - симметричные составляющие напряжения и тока в месте короткого замыкания (поперечная несимметрия) или обрыва фаз (про­дольная несимметрия),

E_∑- результирующая ЭДС;

Z_1∑, z_2∑, z_0∑ - результирующие сопротивления прямой, обратной и нулевой последовательностей относительно точки короткого замыкания или места об­рыва фазы.

Какие реле используются для защиты силового трансформатора. Их устройство и назначение.

1) Газовое реле.

Газовое реле является основным элементом газовой защиты. Газовая защита основана на использовании явления газообразования в баке поврежденного трансформатора.

Обозначение - КSG. Наиболее совершенным реле является реле типа РГЧЗ-66.

Реле устанавливается в маслопроводе между баком и расшири­телем.   Элементы реле: 1, 2 - алюминиевые чашки; 3 – оси; 4- подвижные контакты; 5 - неподвижные контакты; 6- пружины; 7- лопасть.

В нормальном режиме при наличии масла в кожухе реле чашки удерживаются пружинами. Контакты реле разомкнуты. При газообразовании масло из реле вытесняется, а в чашках остается. Под тяжестью масла чашки опускаются и контакты замыкаются. Сначала опуска­ется верхняя чашка и реле действует на сигнал. Контакты нижней чашки действуют на отключение трансформатора.

При интенсивном газообразо­вании возникает сильный поток масла и газов из бака в расширитель через га­зовое реле. На пути потока находится лопасть 7, действующая вместе с нижней чашкой на общий контакт. Если скорость движения масла и газов достигает значения уставки реле, лопасть поворачивается и замыкает контакт в цепи отключения трансформатора, Предусмотрены три уставки срабатывания отключающего элементы по скорости потока масла: 0,6; 0,9; 1,2 м/с. При этом время срабатывания реле составляет tс.р==.0.,05... 0,5с. Уставка по скорости потока масла определяется мощностью и характером охлаждения трансформатора.

В нашей стране широко используется газовое реле с двумя ша­рообразными пластмассовыми поплавками типа ВF80-Q. Реле имеет некоторые конструктивные особенности. Однако принцип действия его такой же, как и других газовых реле.

2) Реле с насыщающимися трансформаторами тока РНТ-565.

Основным элементом реле является насыщающийся трансформатор. Обозначение TLAT.

Насыщающийся трансформатор тока TLAT содержит трехстержневой ферромагнитный сердечник. Воздействую­щая величина (ток I₁) поступает в первичную обмотку w₁а к вто­ричной w₂подключается измерительное максимальное реле тока КА. Характеристика I_p=f{I₁) насыщающегося трансформатора зависит от характера изменения тока I₁. Если ток I1 cинусоидальный, то маг­нитная индукция в сердечнике изменяется в широких пределах —Bmax<=B<=Bmax. Указанному изменению индукции пропорционально среднее значение ЭДС вторичной обмотки и ток Iр в реле. В этом случае НТТ действует как обычный трансформатор тока. Апериодическая слагающая насыщает магнитопровод и изменяет режим работы НТТ.

На рисунке показан случай, ког­да ток iбр (бросок тока намагничивания включаемого силового трансформатора) из-за апериодической слагающей полностью смещен относительно оси времени. Прохождение такого тока по обмотке w1НТТ сопровождается изменением индукции только в пределах +BS>=B>=+Br. Поэтому среднее значение ЭДС вторич­ной обмотки и ток в реле получаются намного меньшими, несмот­ря на то что ток Iбр.max>Im1. Обмотки wK' и wK" предусмотрены для усиления действия апериодической слагающей.

Насыщающиеся трансфор­маторы тока, применяемые в реле, отличаются от рассмотренных НТТ числом первичных обмоток. На магнитопроводе НТТ ре­ле РНТ-565 кроме основной рабочей обмотки Wраб(w₁) размещены до­полнительные обмотки. У реле РНТ-565 они используются как уравнительные Wур I и WурII при неравенстве сравниваемых токов. Обмотки Wраб, Wур I и WурII выполнены секциони­рованными с отводами для возможности дискретного изменения параметров реле. Во всех обмотках НТТ, кроме вторичной w₂, предусмотрено пере­ключение чисел витков для изменения уставок срабатывания реле.

Реле РНТ-565 применяются в том случае, если чувствительность токовой от­сечки недостаточна. При этом требуемую чувствительность защита имеет обычно на двухобмоточных трансформаторах мощностью менее 25 МВА.

3) Реле с магнитным торможением ДЗТ-11.

Для дифференциальной защи­ты трансформаторов выпускаются реле с магнитным торможением типа ДЗТ-11.В реле ДЗТ-11 используется НТТ с дополнительной обмоткой управления, которая называется тормозной обмоткой. Обмотка управления предназначена для изменения характеристики НТТ. Дополнительный ток Iу, протекающий по обмотке управления изменяет степень намагничивания НТТ. С увеличением тока Iу, степень намагничивания увеличивается. Ток небаланса, протекающий по обмотке реле при переходном процессе уменьшается.

Ток срабатывания защиты c реле ДЗТ-11 зависит от числа витков и значения то­ка тормозной обмотки. От­стройка от бросков тока намагничивания достигается выбором тока Iс.з min по условию

I_c.з.>=k_отс.*I_т.ном. (1).

Коэффициент отстройки k_отс принимается рав­ным 1,5, так как реле ДЗТ-11 имеет худшие, чем реле РНТ, пара­метры в отношении отстройки от неустановившихся токов из-за отсутствия в НТТ реле короткозамкнутой обмотки. Далее расчет витков НТТ реле и максимального первичного тока небаланса I_{нб.рсч max1} выполняется, как и для реле РНТ. Дополнением к этому расчету является вы­бор числа витков тормозной обмотки Wтрм, обеспечивающих от­стройку от I_{нб.рсч max1}.

4) Реле тока РТ-40, реле напряжения РН-53, РН-54.