Wicklungsanordnnng für Transformatoren
Für Drehstromübertragungen mit höchsten Leistungen ist es aus Transportgründen vielfach notwendig, anstelle von Drehstromtransformatoren jeweils drei Einphasentransformatoren zu bauen. Diese Einphasentransformatoren werden meist mit zwei bewickelten Schen keln ausgeführt, wobei die Hochspannungswicklungen beider Schenkel parallel geschaltet sind.
Die vorliegende Erfindung befasst sich ausschliesslich mit aus Gründen der höheren Stosspannungsfestigkeit bevorzugten Lagenwicklungen.
Die in der Zeichnung gezeigten Beispiele beschränken sich auf die Zweischenkelausführung, d. h. auf jeden der beiden bewickelten Schenkel eines Kernes befindet sich eine Wicklungsgruppe, bestehend aus einem Anteil der Oberspannungswicklung und konzentrisch dazu dem entsprechenden Anteil der Unterspannungswicklung.
Die Zeichnung stellt in schematischer Darstellung nur die Querschnitte der Wicklungen dar, die in zwei Gruppen aufgeteilt sind, von denen jede auf einem Kernschenkel angeordnet ist. Die vom Kern und den Kesselwänden dargestellte geerdete Gegenelektrode ist in einigen der Figuren durch Erdungsschraffur angedeutet.
In den Figuren 1 und 2 sind die trapezförmigen Querschnittsumrisse der Teillagenwicklungen mit abgestuften Lagenlängen dargestellt, in denen symbolisch durch eingezeichnete Zick-Zacklinien der Verlauf der einzelnen Lagen angedeutet ist. In den weiteren Figuren sind lediglich nur noch die trapezförmigen Umrisse gezeichnet. Die Figuren 1 bis 3 zeigen die bekannten Wicklungsanordnungen, Fig. 4 das Ersatzschaltbild der Kapazitäten der Wicklungsanordnung von Fig. 3.
In Fig. 1 ist die bisher bekannte und übliche Parallelschaltung der beiden Oberspannungsteilwicklungen am Beispiel des Zweischenkelkernes dargestellt.
Hierbei müssen an beiden Schenkeln die Isolationsabstände der Wicklungen für die gesamte Prüfspannung des Transformators ausgelegt sein. Sind die Wicklungen mit den Klemmen 1, 2, 3 und 4, wobei die Klemme 1 in allen Figuren als Hochspannungsanschluss der Eingangsteilwicklung zu verstehen ist, die parallelgeschalteten Oberspannungsteilwicklungen, so müssen die Lagenisolationen jeder dieser Teilwicklungen für die volle Prüfspannung bemessen sein, d. h. wenn zur Beherrschung der Prüfspannung beispielsweise zehn Lagen mit einem Lagenabstand a erforderlich sind, so ergibt sich in beiden Schenkeln ein Raumbedarf für den zwanzigfachen Lagenabstand a. Da auch der Isolationsabstand zwischen den Wicklungen zweimal vorgesehen werden muss, ergibt sich für eine derartige Wicklung ein relativ schlechter Füllfaktor.
Jede Wicklung ist hierbei für die volle Prüfspannung, jedoch nur für den halben Nennstrom des Transformators bemessen und enthält demzufolge relativ viel Isolationsmaterial im Vergleich zum aktiven Leitermaterial
Fig. 2 zeigt eine in zwei Teilwicklungen unterteilte Oberspannungswicklung, die jeweils auf zwei verschiedenen Schenkeln des Kernes angeordnet sind. Die ebenfalls unterteilte Unterspannungswicklung mit den Ein- und Ausgangsklemmen 5 bis 8 gemäss Fig. 1 ist hier weggelassen. Die beiden Teilwicklungen der Oberspannungswicklung sind in Reihe geschaltet, so dass jede Teilwicklung von vollem Strom durchflossen ist. Dagegen wird jede Teilwicklung nur mit der halben Spannung beansprucht, so dass zum Abbau der Spannung auf jedem Schenkel auch nur noch die halbe Zahl von Wicklungslagen notwendig ist. Damit geht der Isolationsaufwand innerhalb der Wicklung erheblich zurück.
Da ausserdem das Einbringen der Lagenisolation und die Herstellung der eventuell an den Lagenenden erfor derlichen Winkelringe einen erheblichen Arbeitsaufwand erfordert, wird durch die Halbierung der Lagenzahl der Arbeitsaufwand für die Herstellung der Wicklung erheblich vermindert.
Bei Wechselspannung und auch bei Schaltüberspannung teilt sich die Spannung entsprechend den Windungszahlen linear über die einzelnen Teilwicklungen auf, was bei Stosspannungsbeanspruchungen nicht der Fall ist. Die Stosspannungsverteilung erfolgt bekanntlich im wesentlichen entsprechend den Wicklungskapazitäten. Die wichtigsten Kapazitäten einer in zwei in Reihe geschalteten und auf zwei Schenkeln aufgeteilten Teilwicklungen gemäss Fig. 2 sind in Fig. 3 eingezeichnet.
Fig. 4 zeigt die zugehörige kapazitive Ersatzschaltung.
Obwohl die Wicklungskapazitäten 10 und 13 der in Reihe geschalteten Teilwicklungen ohne Schwierigkeit gleichgross gewählt werden könnten, ergibt sich dennoch eine ungleichmässige Spannungsaufteilung über die beiden Teilwicklungen, da parallel zu den Kapazitäten 10 und 13 noch die Kapazitäten 11 und 12 gegen geerdete Metallteile - Kern und Kessel - bzw. die praktisch geerdete Unterspannungswicklung liegen. Tritt an der Klemme 1 eine Stosspannung auf und ist die Klemme 4 geerdet, so wird zwischen den Klemmen 1, 2 der ersten Wicklung ein wesentlich höherer Spannungsanteil anfallen als zwischen den Klemmen 3 und 4 der hierzu in Reihe geschalteten Teilwicklungen des anderen Schenkels.
Die Erfindung bezweckt eine wesentliche Verbesserung des Füllfaktors, insbesondere durch Senkung des Isolationsaufwandes in der Eingangsteilwicklung, d. h.
am Hochspannungsanschluss angeschlossenen Teilwicklung. Die Erfindung betrifft eine Wicklungsanordnung für Transformatoren, die sich dadurch auszeichnet, dass die Oberspannungswicklung in mindestens zwei in Reihe geschaltete Teilwicklungen mit Anschlussklemmen aufgeteilt ist, die als Lagenwicklungen ausgeführt und auf verschiedenen Schenkeln des Kernes angeordnet sind und dass das Verhältnis der Gesamtkapazitäten zwi- schen den Anschlussklemmen der beiden Teilwicklungen nahezu eins ist. Dieses Verhältnis. kann z. B. dadurch erreicht werden, dass konzentrisch zur ersten Teilwicklung und ausserhalb dieser ein Schild angeordnet wird, der mit der spannungsniedereren Anschlussklemme der ersten Teilwicklung leitend verbunden ist, während die äusserste Lage der ersten Teilwicklung mit der andern Anschlussklemme verbunden ist (Fig. 5).
Der zusätzliche Schild, der in Fig. 5 als parallel zur Wicklung verlaufende gestrichelte Linie dargestellt ist, bringt eine zusätzliche Reihenkapazität 15 ein, die zur Kapazität 10 parallel liegt. Eine lineare Spannungsaufteilung auf die beiden Teilwicklungen ergibt sich dann, wenn man die Kapazität 15 so wählt, dass die Summe aus den Kapazitäten 10 und 15 etwa der Summe der Kapazitäten 11 und 13 entspricht.
Eine andere Möglichkeit zur Erreichung des genannten Kapazitätenverhältnisses besteht darin, dass man die Lagen der an das Hochspannungspotential angeschlossenen Teilwicklung so anordnet, dass sie von innen nach aussen abnehmendes Potential besitzen, während die Lagen der anderen Teilwicklungen so angeordnet sind, dass sie von aussen nach innen abnehmendes Potential besitzen. Diese Anordnung ist in Fig. 6 dargestellt, während das zugehörige kapazitive Ersatzschaltbild in Fig. 7 dargestellt ist. Auch hier besteht die Oberspannungswicklung aus mindestens zwei in Reihe geschalteten Teilwicklungen. Die mit der Hochspannungsklemme 1 der Oberspannungswicklung verbundene Eingangslage der ersten Teilwicklung ist radial innenliegend angeordnet, während die Endlage radial aussen liegt.
Die Kapazität 11 liegt damit direkt an der Eingangsklemme und ist auf die Stosspannungsverteilung ohne Einfluss.
Die Kapazität 11 ist jedoch gerade bei den in Fig. 3 und 4 parallel zur Kapazität 13 liegenden Kapazitäten 11 und 12 weitaus am grössten, da der Streukanalabstand zwischen Ober- und Unterspannungsteilwicklung, der die Kapazität 11 bestimmt, ganz erheblich kleiner ist, als die äusseren Abstände der Wicklung zum schraffiert eingezeichneten Kessel, von denen die Kapazitäten 9 und 12 abhängen. In den in Fig. 6 und 7 dargestellten Schaltungen liegen jedoch nur noch die relativ kleinen Kapazitäten 9 und 12 parallel zur Kapazität 13, so dass die Spannung sich wesentlich gleichmässiger auf die Wicklungskapazitäten 10 und 13 aufteilt. Wie aus der Fig. 6 weiter hervorgeht, liegt die Eingangslage der zweiten Teilwicklung, die mit der Klemme 3 versehen ist, radial aussen, während die Endlage mit der Ausgangsklemme 4 innen liegt.
Dadurch ergibt sich bei dieser Teilwicklung ein von aussen nach innen abnehmendes Potential.
Erfahrungsgemäss erreichen die Kapazitäten C8 und C12 Werte von etwa 1000 bis 1500 pF, die Kapazitäten C10 und C13 etwa 3000 bis 5000 pF und die Kapazitäten Cii und C14 etwa 10 000 bis 15 000 pF. Die Indizes der C entsprechen dabei den Bezugsziffern in der Zeichnung.
Damit verhalten sich die Kapazitäten etwa wie folgt: e18 ¯ C13 ¯ 3C9 ¯ 3Cl2 und C11 ¯ e14 ¯ 3C10 - 3Co4
Unter diesen Voraussetzungen verhalten sich die
Spannungen Ut2 (zwischen den Klemmen 1 und 2) und U84 (zwischen den Klemmen 3 und 4) bei einer Fig. 3 entsprechenden Schaltung bei einer an Klemme 1 angelegten Stosspannung und bei geerdeter Klemme 2 wie folgt:
: U12 e18 + e12 + e11 = ¯¯¯¯¯¯¯¯¯¯¯¯¯ = 4,3 U34 e10
Demnach ergibt sich bei einer Schaltung entspre chend Fig. 3 eine sehr ungleichmässige Spannungsaufteilung. Bei einer Fig. 6 entsprechenden Schaltung dagegen ergibt sich ein Verhältnis
U12 e18 + C12 + C9 = = 1,67 U34 , C10
Dieses Verhältnis ist also wesentlich günstiger.Wer den nun die Kapazitäten e12 und Cg gegenüber der
Kapazität e10 klein gewählt (etwa Cs = 0,1 Clo) so erreicht man ein Spannungsverhältnis U12 = 1,2,
also
U84 1,2, nahezu eins.
Winding arrangement for transformers
For three-phase transmissions with the highest power, it is often necessary for transport reasons to build three single-phase transformers instead of three-phase transformers. These single-phase transformers are usually designed with two wound legs, with the high-voltage windings of both legs connected in parallel.
The present invention is concerned exclusively with layer windings preferred for reasons of higher surge voltage resistance.
The examples shown in the drawing are limited to the two-leg version, i.e. H. On each of the two wound legs of a core there is a winding group, consisting of a part of the high-voltage winding and concentrically to it the corresponding part of the low-voltage winding.
The drawing shows in a schematic representation only the cross-sections of the windings, which are divided into two groups, each of which is arranged on a core leg. The grounded counter-electrode represented by the core and the boiler walls is indicated in some of the figures by grounding hatching.
In FIGS. 1 and 2, the trapezoidal cross-sectional outlines of the partial layer windings are shown with stepped layer lengths, in which the course of the individual layers is symbolically indicated by drawn zigzag lines. In the other figures, only the trapezoidal outlines are drawn. FIGS. 1 to 3 show the known winding arrangements, FIG. 4 the equivalent circuit diagram of the capacitances of the winding arrangement from FIG. 3.
In Fig. 1 the previously known and customary parallel connection of the two high-voltage partial windings is shown using the example of the two-leg core.
The insulation spacing of the windings on both legs must be designed for the entire test voltage of the transformer. If the windings with terminals 1, 2, 3 and 4, where terminal 1 is to be understood as the high-voltage connection of the input partial winding in all figures, are the high-voltage partial windings connected in parallel, then the layer insulation of each of these partial windings must be dimensioned for the full test voltage, i.e. H. If, for example, ten layers with a layer spacing a are required to control the test voltage, then there is a space requirement in both legs for twenty times the layer spacing a. Since the insulation distance between the windings must also be provided twice, a relatively poor fill factor results for such a winding.
Each winding is dimensioned for the full test voltage, but only for half the nominal current of the transformer and therefore contains a relatively large amount of insulation material compared to the active conductor material
2 shows a high-voltage winding which is subdivided into two partial windings, which are each arranged on two different legs of the core. The undervoltage winding, which is also subdivided, with the input and output terminals 5 to 8 according to FIG. 1 is omitted here. The two partial windings of the high-voltage winding are connected in series so that full current flows through each partial winding. In contrast, each partial winding is only stressed with half the voltage, so that only half the number of winding layers is required to reduce the voltage on each leg. This significantly reduces the amount of insulation required within the winding.
In addition, since the introduction of the layer insulation and the production of any angle rings required at the ends of the layers requires a considerable amount of work, the work involved in producing the winding is considerably reduced by halving the number of layers.
In the case of alternating voltage and switching overvoltage, the voltage is divided linearly over the individual partial windings according to the number of turns, which is not the case with surge voltage loads. As is known, the surge voltage distribution takes place essentially in accordance with the winding capacities. The most important capacitances of a partial windings according to FIG. 2 connected in series and divided over two legs are shown in FIG.
Fig. 4 shows the associated capacitive equivalent circuit.
Although the winding capacitances 10 and 13 of the series-connected partial windings could be selected to be of the same size without difficulty, there is still an uneven voltage distribution across the two partial windings, because parallel to the capacitors 10 and 13, the capacitors 11 and 12 are connected to earthed metal parts - core and boiler - or the practically grounded low-voltage winding is lying. If a surge voltage occurs at terminal 1 and terminal 4 is grounded, a significantly higher voltage component will occur between terminals 1, 2 of the first winding than between terminals 3 and 4 of the partial windings of the other leg connected in series for this purpose.
The invention aims to significantly improve the fill factor, in particular by reducing the amount of insulation required in the partial input winding, i.e. H.
part winding connected to the high voltage connection. The invention relates to a winding arrangement for transformers, which is characterized in that the high-voltage winding is divided into at least two series-connected partial windings with terminals, which are designed as layer windings and are arranged on different legs of the core and that the ratio of the total capacities between the Terminals of the two partial windings is almost one. This relationship. can e.g. B. can be achieved in that a shield is arranged concentrically to the first partial winding and outside it, which is conductively connected to the lower voltage connection terminal of the first partial winding, while the outermost layer of the first partial winding is connected to the other connection terminal (Fig. 5).
The additional shield, which is shown in FIG. 5 as a dashed line running parallel to the winding, introduces an additional series capacitance 15 which is parallel to the capacitance 10. A linear voltage distribution between the two partial windings is obtained if the capacitance 15 is selected such that the sum of the capacitances 10 and 15 corresponds approximately to the sum of the capacitances 11 and 13.
Another way to achieve the mentioned capacity ratio is to arrange the layers of the partial winding connected to the high-voltage potential so that they have decreasing potential from the inside to the outside, while the layers of the other partial windings are arranged so that they are from the outside to the inside have decreasing potential. This arrangement is shown in FIG. 6, while the associated capacitive equivalent circuit diagram is shown in FIG. Here, too, the high-voltage winding consists of at least two partial windings connected in series. The input position of the first partial winding connected to the high-voltage terminal 1 of the high-voltage winding is arranged radially on the inside, while the end position is located radially on the outside.
The capacitance 11 is therefore directly at the input terminal and has no influence on the surge voltage distribution.
The capacitance 11, however, is by far the greatest in the capacitors 11 and 12 parallel to the capacitance 13 in FIGS. 3 and 4, since the stray channel spacing between the upper and lower voltage partial winding, which determines the capacitance 11, is considerably smaller than the outer ones Distances between the winding and the hatched boiler, on which the capacities 9 and 12 depend. In the circuits shown in FIGS. 6 and 7, however, only the relatively small capacitances 9 and 12 are parallel to the capacitance 13, so that the voltage is distributed much more evenly between the winding capacitances 10 and 13. As can also be seen from FIG. 6, the input position of the second partial winding, which is provided with the terminal 3, lies radially on the outside, while the end position with the output terminal 4 is on the inside.
This results in a potential that decreases from the outside to the inside in this partial winding.
Experience has shown that the capacitances C8 and C12 reach values of about 1000 to 1500 pF, the capacitances C10 and C13 about 3000 to 5000 pF and the capacitances Cii and C14 about 10,000 to 15,000 pF. The indices of the C correspond to the reference numbers in the drawing.
The capacities behave as follows: e18 ¯ C13 ¯ 3C9 ¯ 3Cl2 and C11 ¯ e14 ¯ 3C10 - 3Co4
Under these conditions, the
Voltages Ut2 (between terminals 1 and 2) and U84 (between terminals 3 and 4) with a circuit corresponding to Fig. 3 with a surge voltage applied to terminal 1 and with earthed terminal 2 as follows:
: U12 e18 + e12 + e11 = ¯¯¯¯¯¯¯¯¯¯¯¯¯ = 4.3 U34 e10
Accordingly, in a circuit according to FIG. 3 there is a very uneven voltage distribution. In a circuit corresponding to FIG. 6, on the other hand, there is a relationship
U12 e18 + C12 + C9 = = 1.67 U34, C10
This ratio is therefore much more favorable. If you now use the capacities e12 and Cg compared to the
Capacitance e10 selected to be small (about Cs = 0.1 Clo), a voltage ratio U12 = 1.2 is achieved,
so
U84 1.2, almost one.