Школска година 2014 / 2015 Припремио: Проф. Зоран Радаковић октобар 2014., материјал за део градива из поглавља 3. и 4. из књиге Ђ. Калић, Р. Радосављевић: Трансформатори, Завод за уџбенике и наставна средства, друго издање, Београд, 2001. Испит за овај део градива који је предавао Проф. Радаковић треба спремати по овом тексту. Делове текста између маркера и прочитати информативно (из тог дела градива се неће постављати питања на испиту) 3. 5. ИЗРАЧУНАВАЊЕ РЕАКТАНСИ РАСИПАЊА 3. 5. 1. Потреба за израчунавањем расутог флукса и реактансе расипања У претходним излагањима је објашњено како се параметри еквивалентне шеме могу одредити експериментално на израђеном трансформатору. Пошто ови параметри значајно утичу на карактеристике трансформатора, односно дефинишу вредности које су предмет спецификације (уговора), неопходно је њихово одређивање у фази пројектовања трансформатора. 3. 5. 2. Техничке карактеристике на које утиче поље расипања Поље расипања утиче на низ карактеристика трансформатора које су од великог практичног значаја. При томе, од интереса је не само укупна вредност флукса расипања, већ и просторна расподела расутог магнетног поља, јер од ње зависи: 1) Вредност реактансе расипања, која доминантно утиче на вредност струје кратког споја и пад напона у нормалном раду. Струја кратког споја је од интереса за сам трансформатор, који мора да издржи механичка и термичка напрезања при великим струјама кратког споја (струја кратког споја је 1 / u k пута већа од номиналне струје; на пример, за u k = 5 % = 0.05, струја кратког споја је 20 пута већа од номиналне), али и за електричну мрежу, где су вредности струја кратког споја одређене управо импедансама елемената мреже - трансформатора, електричних водова, генератора итд. 2) Електромагнетне силе на намотајe, поготову при кратком споју, али и у нормалном раду, када доводе до малих осцилација и генерисања звука (овај звук се суперпонира на буку која се генерише у језгру, као резултат магнетострикције; ова сума представља укупну буку која се преноси преко суда и детектује ван суда трансформатора). Дакле, електромагнетне силе у намотајима зависе од струје кратког споја и расподеле расутог магнетног поља. 3) Повећање губитака у намотајима услед одступања расподеле струје по попречном пресеку од равномерне, чија би густина била једнака количнику струје која протиче према мрежи и попречног пресека проводника. Последица овог повећања губитака је додатно загревање, односно повећање температуре намотаја. 4) Индуковање струје у конструкционим металним деловима трансформатора (суду на пример), што доводи до њиховог загревања и повећања укупних губитака трансформатора. 3. 5. 3. Приступи одређивању расутог флукса и реактансе расипања У литератури се могу срести различити начини дефинисања расутог флукса. У претходним излагањима, која су се односила на еквивалентну шему трансформатора, праћен је концепт који је најближи основама теорије електротехнике - концепт спрегнутих магнетних кола: расути флукс (сваког од намотаја) је дефинисан као флукс који потиче од струје намотаја, а затвара се само кроз тај намотај. 1
Праћење овог концепта је могуће, али се при његовој реализацији срећемо са проблемом одређивања расподеле магнетног поља. У прошлости, у доба "класичне инжењерске праксе и метода" (која није могла да буде заснована на употреби моћних рачунских ресурса), ово је представљало озбиљно ограничење и изискивало је развој упрошћених приступа, који нису били физички (теоријски) конзистентни и који су резултовали ограниченом тачношћу прорачуна. Данас постоје софтвери базирани на методи коначних елемената, који дају расподелу магнетног поља и враћање концепта одређивања реактансе расипања и расутог флукса који прати њихову претходно наведену дефиницију. Пример расподеле магнетног поља добијен применом једног савременог програма базираног на методи коначних елемената дат је на Слици 1 за трансформатор са терцијерним (ТН) намотајем, нисконапонским (НН) намотајем и високонапонским (ВН) намотајем; ВН се састоји из три дела: главног дела, дела за грубу регулацију напона и дела за фину регулацију напона (слика Б приказује детаљ са слике А). На слици 2 је приказана расподела поља у трансформатору са нисконапонским (НН) намотајем и високонапонским (ВН) намотајем, у равни управној на раван магнетног кола. 2
Слика 1 A) Слика 1 - Б) Слика 1 - Пример расподеле магнетног поља добијен применом програма базираног на методи коначних елемената (трансформатор са ТН, НН и ВН намотајем који се састоји из три дела) 3
Слика 2 - А) Изолиније магнетске индукције Слика 2 - Б) Линије вектора магнетске индукције 4
Слика 2 - В) Изолиније магнетске индукције (увећан детаљ са слике 2 А) Слика 2 - Г) Линије вектора магнетске индукције (увећан детаљ са слике 2 Б) 5
Слика 2 - Д) Изолиније магнетске индукције (увећан детаљ са слике 2 А) Слика 2 - Ђ) Линије вектора магнетске индукције (увећан детаљ са слике 2 Б) Слика 2 - Пример расподеле магнетног поља добијен применом програма базираног на методи коначних елемената (трансформатор са НН и ВН намотајем; раван управна на раван магнетног кола) 6
Широко је прихваћена теорија Роговског (Rogowsky), која се заснива на дефиницији укупног поља расипања, које представља поље које стварају магнетопобудне силе чији је збир једнак нули (N 1 I 1 ' = N 2 I 2 ; N 1 (I 1 - I ) = N 2 I 2 ; 1 - примар, 2 - секундар, - магнећење). Следећи корак по овој теорији је да се одреди укупна магнетна енергија овог поља w (опционо да се одреди укупан магнетни флукс овог поља ; резултат је исти [1]). Реактанса расипања се одређује из израза X k = W m / I 2 ; представља кружну учестаност, W m максималну енергију магнетног поља (у тренутку када наизменична струја достиже свој максимум) и I ефективну вредност струје на напонској страни на коју је сведена реактанса расипања; опција преко укупног магнетног флукса X k = m / I m. Овакав поступак се може објаснити на следећи начин. Струја магнећења I се одређује из огледа празног хода трансформатора (расути магнетни флукс у огледу празног хода се може занемарити у односу на заједнички магнетни флукс, кроз оба намотаја). Може се сматрати да разлика струја примара и секундара, сведених на исти напонски ниво, када се трансформатор оптерети остаје једнака I. То значи да су додатни флуксни обухвати, који представљају расути флукс, одређени струјама (I 1 - I ) и I 2. Следећа важна поставка у овој теорији је да се не прати дефиниција расутог флукса (однос флукса који се затвара кроз сваки од намотаја подељен са струјом тог намотаја), већ се одређује преко укупне магнетне енергије (W m ) или укупног магнетног флукса ( m ). Овакав приступ јесте приближан, одступа од дефиниције расутог флукса, од поставке равнотеже магнетних флуксева и еквивалентне шеме трансформатора, али одржава кључни параметар, енергију расутог магнетног поља, односно флукс расутог магнетног поља. Разлог за овакву поставку, односно одступање од дефиниције и увођење апроксимације је што овакав приступ доводи до математичке формулације проблема која је "решива", чак и аналитички. 3. 5. 4. Извођење израза за реактансу расипања за цевасте намотаје 7
Слика 3.20 Слика 3.21 8
9
10
11
12
Напомена: у [1], за коефицијент Роговског се даје нешто тачнији израз: 3. 5. 5. Превазилажење упрошћења примењених у одељку 3.5.4. Метод из прошлог поглавља не узима у обзир присуство језгра, односно његов утицај на расподелу магнетног поља и резултујућу реактансу расипања. Такође, нема могућности да се третира присуство аксијалних растојања између проводника у намотају, као ни несиметрија по висини намотаја. Изложени "класични" модел је најједноставнији модел, а поред њега је развијено и примењивано у пракси, у доба пре појаве моћних рачунарских ресурса, више других модела, који су омогућавали нешто тачније прорачуне, као и прорачуне комплекснијих геометрија од 13
наведених. У литератури и у практичној примени се могу срести следећи модели који омогућавају прорачун аксијалне и радијалне компоненте поља и уважавање положаја намотаја у односу на језгро (магнетно коло): а) метод ликова, који се заснива на Био-Саваровом закону који утицај језгра уважава коришћењем ликова проводника у односу на језгро, б) Roth-ов метод, в) Rаbin-ов метод. Свака од ових метода решава одређен проблем, односно превазилази неко од упрошћења која су усвојена у "класичном" моделу. 3. 5. 6. FEM метода Примена софтвера базираних на FEM методи, која је захтевна у погледу меморијских и рачунских ресурса, превазилази сва ограничења и доводи до веома тачне расподеле магнетног поља. У [1] се наводе кораци у спровођењу методе коначних елемената за прорачун реактансе расипања: дефинисање геометрије, задавање мреже елемената (на које се врши подела геометрије), карактеристике материјала (на пример, магнетска пермеабилност гвожђа), дефинисање струје у сваком од проводника (при томе се одржава равнотежа магнетопобудних сила примара и секундара, односно не узима се у обзир струја магнећења), задавање граничних услова, извршење прорачуна (одређивање расподеле поља) и процесирање (накнадна обрада) резултата прорачуна - израчунавање реактансе расипања. У [1] се препоручује да се реактанса расипања израчуна преко магнетне енергије (запремински интеграл густине магнетне енергије) У дискусији у [1] се као алтернатива претходном изразу за одређивању реактансе расипања наводи да би се она у принципу могла одредити користећи дефиниционе изразе да је реактанса примара X 1 (односно сведена реактанса секундара X 2 '), једнака збиру реактансе расипања примара X 1 (односно сведене реактансе секундара X 2 ') и међусобне реактансе (X m ). Тада је могуће одредити укупну реактансу расипања сведену на примар (X k ) полазећи од X 1, X 2 ' и X m : X k = X 1 + X 2 ' = X 1 + X 2 ' - 2 X m. Међутим, наводи се такође да овај начин није погодан због тога што је тешко да се израчуна и прецизно измери сопствена и међусобна реактанса које зависе од ефекта засићења. Такође, вредности укупне и међусобне реактансе су блиске, односно реактанса расипања је мала у односу на укупне и међусобне реактансе, па се може учинити велика грешка при одређивању реактансе расипања као разлике две велике блиске вредности, у чијем израчунавању, које би се вршило на бази FEM методе расподеле флукса када постоји само струја на примару (за X 1 ), односно само струја на секундару (за X 2 ' ), свакако постоји извесна грешка. 14
4. ГУБИЦИ СНАГЕ, СТЕПЕН ИСКОРИШЋЕЊА И ПРОМЕНА НАПОНА 4. 1. ГУБИЦИ У ГВОЖЂУ О губицима у гвожђу је било речи у одељку 2.1 (одељак о магнетским материјалима) и у одељку 3.4 (одељак о празном ходу). Губици снаге у гвожђу се одређују на основу индукције у гвожђу, што је величина коју на основу спецификације трансформатора (номинална снага, напон и струја и остали специфицирани параметри), одређује конструктор трансформатора. На основу индукције у гвожђу и карактеристике магнетних лимова (која се добија од произвођача лимова) одређује се вредност специфичних губитака (W / m 3 ), а затим и укупних губитака, множењем специфичних губитака са масом језгра. Због постојања локалних ефеката магнетне индукције, односно одступања од идеалне равномерне расподеле по пресеку магнетног кола, стварни губици у гвожђу одступају од вредности одређене на описани начин. У пракси се претходно добијена вредност коригује за износ који се дефинише из искуства са претходно израђеним сличним конструкцијама трансформатора, на основу података о израчунатим вредностима губитака у гвожђу и губитака измереним у огледу празног хода. Треба напоменути да за мерење снаге снаге у огледу празног хода треба користити "специјалне" ватметре за мали фактор снаге (cos = 0.1), па и кондензаторе за компензацију реактивне снаге. 4. 2. ГУБИЦИ У БАКРУ Поред губитака у магнетном колу (гвожђу), који су приближно једнаки губицима у празном ходу, постоје и губици који су последица протицања струје кроз намотаје (губици због оптерећења). Губици услед струје кроз намотаје се јављају у самим намотајима и у конструкционим деловима трансформатора. Ово поглавље се доминантно и релативно детаљно бави одређивањем губитака у самим намотајима. Што се тиче губитака у конструкционим деловима трансформатора, они су последица индукованих струја у металним конструкционим деловима због расутог флукса. У прошлости, практично једини приступ је био да се ови губици процењују на основу емпиријских формула, формираних на основу резултата мерења губитака на кратко спојеним трансформаторима (испитивање коме се подвргава произведени трансформатор). У савременој инжењерској пракси допунски губици у конструкционим деловима услед индукованих струја се могу одредити коришћењем софтвера заснованих на FEM методи, који омогућавају и да се оптимизује конструкција трансформатора у смислу смањења губитака и загревања (пример: постављање и димензионисање магнетних екрана на унутрашњу страну суда (паралелно намотајима, на унутрашњу страну суда се постављају шине - обично алуминијумске, чиме се смањују губици и загревање суда услед расутог флукса) или још општије каналисање расутог магнетног флукса). Губици који се због протицања струје јављају у самим намотајима се уобичајено представљају као збир две компоненте: 1) Џулови губици, одређени под претпоставком да се струја равномерно расподељује по попречном пресеку проводника и да је површинска густина струје једнака количнику струје која протиче кроз намотај ка мрежи и попречног пресека проводника, 2) компоненте губитака која настаје као последица одступања стварног профила струје по попречном пресеку проводника од равномерног који је наведен у тачки 1). Неравномерност струје се јавља услед два ефекта. Први је резултат расутог флукса и последичне појаве вихорних струја унутар проводника (што се разматра у поглављу 4.3) или услед неравномерне расподеле струје између паралелно везаних проводника (уколико таква веза постоји и уколико постоји разлика у 15
отпорности и флуксним обухватима паралелних проводника). Неравномерна расподела струје између паралелних проводника се избегава транспоновањем појединачних проводника. Прва компонента (Џулови губици) се одређује на једноставан начин, множењем отпорности која би се имала при протицању једносмерне струје и квадрата ефективне вредности струје кроз намотај: Губици зависе од струје директно ( I 2 ), али и индиректно, преко специфичне електричне отпорности, која је температурно зависна (температура намотаја зависи од струје и последичних губитака, као и од температуре амбијента). Промена отпорности услед промене температуре има значајну вредност: примера ради, при температури од 75 C (ова вредност одговара уобичајеном номиналном режиму рада, па се често усваја као референтна) је већа од вредности отпорности при 25 C пута, односно скоро 20 %. Дакле, однос губитака у радним режимама са струјом I 1 и температуром амбијента a1 и са струјом I 2 и температуром амбијента a2 износи 16
4. 3. УТИЦАЈ РАСУТОГ ФЛУКСА НА ПОВЕЋАЊЕ АКТИВНОГ ОТПОРА И ГУБИТАКА У БАКРУ (ПОВРШИНСКИ ЕФЕКАТ И ЕФЕКАТ БЛИЗИНЕ) Магнетска индукција расутог флукса индукује у проводницима емс која изазива локалне струје - у самим масивним проводницима (то је један од главних разлога због кога се проводник намотаја израђује од снопа тањих проводника) - у паралелним гранама ако се проводник намотаја израђује од снопа тањих проводника; уколико се не би вршила транспозиција проводника (промени им се позиција у разним навојцима), као што се врши у пракси, у сваком од тањих проводника би се разликовао активни отпор и индукована емс, па би се струје кроз паралелно повезане тање проводнике (истог пресека) разликовале (како би се имале исте разлике потенцијала у почетним и крајњим тачкама сваког од танких проводника). Овај тип локалних струја изједначења је поменут и у поглављу 4.2. Дакле, траспозицијом се решава проблем поништавања локалних струја услед несиметрије. У тексту који следи се разматра проблем локалних струја које настају као последица магнетске индукције расутог флукса. Ове струје не излазе ван граница намотаја, односно не појављују се у спољашњем магнетном колу, због чега се зову "вихорне струје". 17
Посматрајмо намотаје примара (унутрашњи намотај) и секундара (спољашњи намотај), кроз који теку исте вредности сведене струје (као код разматрања реактансе расипања). Нека су димензије пресека намотаја примара p x q (пресек s = p x q) и нека намотај примара има m колона и n врста, као што је приказано на слици 4.5 а). Може се сматрати да расподела расутог флукса не зависи од расподеле струје по пресеку проводника, односно да увођење ове апроксимације не доводи до велике грешке у израчунатој расподели расутог флукса; средња вредност густине струје оптерећења у примарном намотају (кроз који протиче струја I s = I 1 - I ) износи J s = I s / s. Претпостављајући синусну расподелу струје примара (i s = 2 I s sin( t)), из израза (други израз испод израза (3.22) у одељку 3.5.4) се долазио до У делу првог намотаја индукција расипања расте линеарно, од нулте вредности (за x = 0) до B m (за x = m q), као што је објашњено у одељку 3.5.4.; максимална тренутна вредност индукције расипања на координати x је једнака Флукс индукције расипања (његова максимална тренутна вредност) кроз диск пречника D u + 2 x * (D u представља пречник унутрашње стране унутрашњег намотаја) се може одредити интеграцијом (у кругу пречника D u не постоји флукс расипања, односно вредност магнетне индукције је у тој зони једнак нули): Ако се претпостави да је ширина намотаја (m q) много мања од унутрашњег пречника намотаја (D u ), може се сматрати да се површ елементарног диска (ширине dx), (D u + 2 x) dx мало мења са променом координате x, односно да се може узети да је једнак ( (D u + D u + 2 m q) / 2) dx = l sr dx; дакле, l sr = (D u + m q). У том случају претходни интеграл постаје 18
Временска промена флукса (он је у фази са струјом која га изазива - i s ) кроз диск пречника D u + 2 x * износи Промена флукса у времену доводи до генерисања електромоторне силе (e x ) у контури пречника D u + 2 x * и ширине dx, чија је вредност (A) Из претходног израза се уочава да Е x фазнo касни у односу на флукс (x) за / 2. Ова електромоторна сила делује у контури електричног проводника пресека p dx и дужине l sr, чија отпорност износи dr = l sr / (p dx), кроз који протиче струја di x (површинска густина струје j x = di x / p dx). Поред електромоторне силе (e x ) у овој контури делује и електромоторна сила услед промене заједничког флукса кроз примарни и секундарни намотај (e) - заједнички флукс се затвара у зони до унутрашње површи примарног намотаја (због тога он не зависи од координате x; x = 0 на унутрашњој површи примарног намотаја), као и напон доведен на прикључке примарног намотаја (u prim ), подељен са бројем навојака примарног намотаја: u = u prim / (m n). Примена другог Кирхофовог закона на прстен ширине dx даје (Б) - расути флукс ( у претходном тексту), - флукс магнећења, који проузрокује E x Укупна густина струје кроз прстен j x може да се прикаже као збир фиксне (константне по пресеку) компоненте (j s ), која је једнака количнику спољашње струје i s и попречног пресека проводника p q (j s = i s / (p q)) и густине вихорне струје која се затвара у самом проводнику (j vx ): (В) 19
20
p У литератури је уобичајен приступ да се компонента густине струје која потиче од спољне струје (j s ) равномерно расподељује по пресеку. Наведена претпоставка значајно поједностављује поступак и прихватљива је са практичног становишта. Уколико се ова претпоставка не би усвојила, дошло би се до система Максвелових једначина које се могу решити само применом FEM метода и софтвера. С обзиром да се вредности u и e не мењају са променом координате x, а да се e x мења са променом координате x, j x, односно њена просторно променљива компонента j vx, мора бити променљива (мења се са променом координате x). Вихорне струје се затварају у самом проводнику, односно не излазе ван намотаја, због чега њен интеграл по површи попречног пресека сваког од m x n проводника (по пресеку p x q) мора да буде једнак нули: односно, под претпоставком да се густина струје не мења по висини проводника, 21
(Г) Полазећи од израза (Б) и (В) може се написати односно Интеграцијом j vx, у границама од (k - 1) q до k q, долази се до (Д) Из (Б) и (В) проистиче (Ђ) Заменом (Е) у (Ђ) добија се (Е) Заменом вредности за e x из (А) у (Ж) долази се до (Ж) Уврштавањем вредности за (З) у израз (З), користећи везу cos( t) = - sin( t - / 2), долази се до односно где је Фазор густине струје J vx је функција координате x; његова ефективна вредност износи 22
и он је фазно померен за / 2 у односу на фазор густине струје J s. На слици 4.5 в) је приказана промена промена J vx / J s ; прецизније, није приказана ефективна вредност J vx, већ је уважена и промена знака услед промене знака чиниоца. Ефективна вредност резултантне густине струје, која је релевантна за губитке, због фазног помераја између фазора J vx и J s од / 2, износи На слици 4.5 г) је приказана промена промена J x / J s. - - - - - - - - - - - - - - - - - - Напомена (информативно, не треба учити за испит): За одређивање неравномерности струја по пресеку проводника и одређивање последичних додатних губитака, може се користити и други приступ, преко решавања Максвелових једначина. У том приступу, поступак садржи два дела. Први део је одређивање расподеле магнетног поља, полазећи од равномерне расподеле струје по попречном пресеку проводника (равномерно се расподељује спољна струја, односно струје која протиче ка мрежи). Други део је одређивање снаге додатних губитака у проводнику полазећи од вредности магнетног поља на спољашњој површи проводника. Разлика у односу на приступ преко вихорних струја, који је детаљно елабориран у претходном тексту, је што се уместо дефинисања елементарних прстенова бесконачно мале ширине и флукса који се обухватају овим контурама, решавањем Максвелових једначина одређује расподела струја унутар проводника које настају као резултат дејства магнетног поља на спољашњој површи проводника. Примера ради, за проводник ширине 2 q, специфичне електричне 1 проводности, при дубини продирања електромагнетног таласа ( ), снага f губитака настала као резултат дејства аксијалног магнетног поља H z (под претпоставком да је једнака на обе вертикалне граничне површи проводника) износи је k = 1 / ). У случају да је 2 q <<, важи. Постојање радијалне компоненте поља H r (иста вредност на доњој и горњој хоризонталној површи проводника) доводи до снаге додатних губитака ; у случају да је 2 p <<,. У вези са првим делом, одређивањем расподеле магнетног поља, треба рећи да не постоји магнетна симетрија по угаоној координати, односно да се расподела расутог магнетног поља разликује по угаоној координати. Највећа разлика постоји у делу намотаја који се налази испод горњег и доњег јарма (раван симетрије намотаја у средишњој равни магнетног кола) и у делу намотаја у равни симетрије намотаја управној на раван магнетног кола. Слична расподела расподели у наведеној равни управној на раван магнетног кола важи и у равни магнетног кола, али у простору ван магнетног кола (између стуба крајње фазе магнетног кола и суда). Могуће је вршити 3D прорачуне расутог магнетног поља, али је то повезано са низом практичних ограничења, због чега се из практичних разлога врше два 2D прорачуна поља (у две наведене равни), а затим врши усредњавање добијених вредности којим се добија средња вредност губитака у сваком од навојака у намотају. - - - - - - - - - - - - - - - - - - Укупни губици у сваком од проводника у k-тој колони (k = 1,..., m) су једнаки 0 (где 23
Губици у сваком од проводника у k-тој колони се могу изразити као збир Џулових губитака и допунских губитака услед вихорних струја, који су одређени првим и другим сабирком у претходном изразу, респективно: Однос укупних према Џуловим губицима у сваком од проводника у k-тој колони износи Средња вредност повећања губитака услед вихорних струја се добија као средња вредност односа P Cu / P J у свих m колона - тај однос се назива средњи сачинилац повећања губитака (Филдов фактор): Решавањем интеграла, а затим сумирањем насталих редова, долази се до вредности средњег сачиниоца повећања губитака (Филдовог фактора). Израз за вредност средњег сачиниоца повећања губитака (Филдов фактор), који представља однос укупних губитака у намотају и укупних Џулових губитака (Џулови губици се израчунавају као производ отпора намотаја једносмерној струји и квадрата ефективне вредности струје која протиче кроз намотај и мрежу на коју је он повезан) гласи 24
(1) Губици услед вихорних струја су већи за бакар него за алуминијум (2) Насупрот Џулових губитака, који расту са порастом температуре (услед пораста специфичне електричне отпорности са порастом температуре), допунски губици (губици услед вихорних струја) опадају са порастом температуре. Из израза (А) и (Д) се може закључити да се максималне густине вихорних струја јављају до зазора између примарног и секундарног намотаја, па се ту јављају и највећи губици и највећа генерисана топлота која доводи до загревања проводника. Читаво извођење у поглављу 4.3. се односи на намотај примара. Слична разматрања се могу спровести за намотај секундара, код кога магнетна индукција расутог поља опада од максималне вредности до нуле како се иде од унутрашњег до спољашњег пречника намотаја. 25
4. 4. СТЕПЕН ИСКОРИШЋЕЊА СНАГЕ Степен искоришћења представља однос корисне (излазне) P 2 и утрошене (улазне) P 1 снаге. Разлика улазне и излазне снаге претвара снагу генерисања топлотне енергије P g. Као номинална снага трансформатора дефинише се његова привидна снага, јер губици и последични порасти температуре, који практично дефинишу номиналну снагу трансформатора, зависе од привидне снаге (пошто по правилу трансформатор ради при номиналном напону или вредности напона блиској номиналном напону, номинални режим рада се може дефинисати и као рад са струјом једнаком номиналној). Из наведених разлога и степен оптерећења трансформатора () се може исказати као однос струје секундара и номиналне струје секундара, или као однос привидне снаге секундара и номиналне привидне снаге секундара: Корисна снага је једнака производу привидне и фактора снаге (cos ), тако да је степен искоришћења снаге једнак Приближно се може сматрати да су губици у гвожђу (P Fe ) једнаки губицима у празном ходу (P 0 ); ово није сасвим тачно јер губици у гвожђу зависе од магнетне индукције B m, која зависи од E, која опада са порастом оптерећења. За губитке у бакру се приближно узима да су једнаки губицима одређеним у огледу кратког споја, прерачунатим на средњу температуру намотаја од 75 C, помноженим са квадратом степена оптерећења трансформатора (). На овај начин се занемарује чињеница да ће при раду трансформатора температура зависити од степена оптерећења трансформатора. (4.12) Прерачунавање губитака измерених у огледу кратког споја на средњу температуру намотаја од 75 C се врши на следећи начин. 26
Максимум степена искоришћења снаге, као функције степена оптерећења трансформатора () се налази изједначавањем извода степена искоришћења (израз (4.12)) по са нулом (d / d = 0): 27
бити виши ако максимум степена искоришћења снаге ( max ) не наступи при номиналном, већ при неком мањем оптерећењу. Дакле, треба да буде β max < 1, а искуство показује да практична доња граница до које се спушта β max износи 0.4. Смањивање вредности β max значи смањивање односа губитака у гвожђу и у бакру при номиналној снази. Треба имати на уму да је степен искоришћења снаге само један од практичних аспеката. Било како да је конструисан, односно како год да је оптимизован однос губитака у гвожђу и у намотајима, трансформатор мора да има укупне губитке испод гарантованих, као и порасте температура испод гарантованих. Следећи суштински аспект у вези са овим је цена трансформатора, приближно одређена количином утрошеног материјала. Суштина је да се укупни трошкови (трошкови израде и цена изгубљене енергије током експлоатације трансформатора) минимизирају. Додатни аспект који треба имати у виду је да по правилу оптерећење трансформатора у електроенергетском систему расте у времену (пораст потрошње због прикључења нових потрошача), тако да се оптерећење често мења у односу на првобитно предвиђено (опција да се граде нове трансформаторске станице постоји, али постоји јак тренд да се снага оптерећења трансформатора постојећих трансформатора повећава како се не би улазило у инвестиције изградње). 4. 5. Мере за повећање енергетске ефикасности С обзиром на општи тренд енергетске ефикасности, који подразумева пре свега смањење губитака енергије као паразитног ефекта при конверзији енергије или обављања неког технолошког процеса, потребно је продискутовати које могућности постоје код трансформатора. 28
Једна од "вечитих идеја" је остварити супрапроводност намотаја, односно применити такве материјале и охладити их на толико ниске температуре да им отпор падне на тако малу вредност да губици у намотајима постану занемарљиви. Ово је изводљиво, али стање технологије, цена оваквог постројења и његова комплексност, па самим тим и одржавање, нису довели до њихове значајније примене у пракси. Не треба заборавити и утрошак енергије постројења за добијање течног хелијума или азота као расхладног средства (њихова температура се мора одржавати близу температуре апсолутне нуле; развојем савремених материјала повећава се температура при којој се постижу супрапроводна својства, али је она и даље веома ниска). Поред температуре, услов за постизање супрапроводних својстава је да је јачина магнетног поља у коме се налази проводник испод граничне вредности за тип примењеног материјала. Због наведених разлога, супрапроводни намотаји су још увек на нивоу пројеката и пилот постројења, и још увек се не налазе у значајнијој практичној употреби. Следећа могућност је оптимизација броја трансформатора у паралелном раду: укључивањем већег броја трансформатора значи да се смањују губици у намотајима (они су сразмерни квадрату струје), а повећавају губици у магнетном колу. Пример: ако је оптерећење једног трансформатора, губици износе по укључењу другог трансформатора, односно при паралелном раду два трансформатора, губици би износили Наравно, повећање димензија трансформатора (повећање пресека магнетног кола, чиме се смањује магнетно поље и губици у језгру, или повећање пресека намотаја, чиме се смањује густина струје и губици у намотају), смањује изгубљену енергију, али повећава количину утрошеног материјала и цену трансформатора). Једна од могућности да се повећа енергетска ефикасност, односно смањи изгубљена енергија, је да се топлота која се одводи са хладњака искористи за загревање просторија или загревање топле воде. Ова могућност не захтева компликоване техничке системе које би требало додати на стандардне елементе за хлађење трансформатора - посебно ако се користе стандардни хладњаци уље - вода. При томе је битно да се осигура да проток воде кроз хладњак и температура воде на уласку у хладњак остану у опсегу који гарантује снагу хлађења за коју је хладњак предвиђен, и то у свим радним режимима система у који из хладњака дотиче вода загрејана у хладњаку уље - вода. Примера ради, у зимском периоду, вода се може загревати у хладњаку уље - вода, загрејана вода цевима довести до размењивача топлоте вода - ваздух, а ваздух загрејан у том размењивачу топлоте користити за загревање просторија у згради електроенергетског постројења; вода охлађена у размењивачу топлоте вода - ваздух се цевима враћа на улаз хладњака уље - вода. 4. 6. Израчунавање промене напона За понашање трансформатора као дела електроенергетске мреже је битна промена напона који се на њему јавља као резултат протицања струје. Најчешћи случај је да струја на секундару трансформатора има индуктивни карактер и тада на трансформатору долази до пада напона (напон на секундару сведен на примар је мањи од напона примара). Уколико струја има капацитивни карактер, сведена вредност напона секундара може да буде већа од напона примара. 29
30
На основу фазорског дијаграма приказаног на слици 4.13 може се написати следеће: Пошто су вредности u r и u x релативно мале (у односу на вредност U 2 '), и вредност угла је мала, па се може извршити следећи развој у ред Из (4.17) се добија: (4.18) У великом броју практичних случајева (поготову код већих трансформатора, код којих је импеданса кратког споја јако индуктивна (u x доста веће од u r ), као за индуктивно оптерећење - sin > 0) b 2 / 2 је много мање од a, па се може занемарити, односно израз (4.19) свести на 31
Изрази (4.18) и (4.21) се могу написати и у процентуалним вредностима, тако што се поделе са номиналном вредношћу напона и помноже са 100. Израз (4.18) исказан у процентуалним вредностима (и то за случај да је вредност напона на примару једнак мноминалном, u 1 = u 1n ) гласи Литература [1] S.V. Kulkаrni, S.A. Khаpаrde: "Transformer Engineering: Design and Practice ", CRC Press, 2004. 32