JPH037843Y2 - - Google Patents
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- JPH037843Y2 JPH037843Y2 JP13447984U JP13447984U JPH037843Y2 JP H037843 Y2 JPH037843 Y2 JP H037843Y2 JP 13447984 U JP13447984 U JP 13447984U JP 13447984 U JP13447984 U JP 13447984U JP H037843 Y2 JPH037843 Y2 JP H037843Y2
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Landscapes
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Description
〔考案の目的〕
産業上の利用分野
本考案は三相電力ケーブルの構造に関し、特に
電圧降下の原因となるインピーダンスを低減する
と共にこれらの不平衡を小さくするようにしたも
のである。
従来の技術
従来、低インピーダンスケーブルとしては、第
5図のように12芯タイプ(a)、三相同軸タイプ(b)、
各相R,S,Tの導体を平板状に並列させた三相
平型タイプ(c)が知られている。
これらは何れも汎用タイプの3芯撚り構造に比
べて平均的なインピーダンスが小さいものの、例
えば三相同軸タイプ(b)と三相平型タイプ(c)では各
相インピーダンスが不平衡となり、電圧降下変動
や電圧不平衡の原因となり、特に誘導型電動機で
は回転トルク不足や温度上昇が生じ、効率が悪く
なる等の問題があつた。また、(a)〜(c)の各タイプ
共インピーダンスの低減効果が十分でなく、更に
インピーダンスの小さいケーブルの出現が要請さ
れていた。
解決しようとする問題点
本考案は上記問題点を解決するためになされた
もので、インピーダンス及び各相間のインピーダ
ンス不平衡を小さくすることができる構造の電力
ケーブルを提供することを目的とする。
〔考案の構成〕
問題点を解決するための手段
電力ケーブルのインピーダンスは、導体抵抗と
インダクタンスより成る。導体抵抗は主に導体
(絶縁線心)の断面積によつて決まり、インダク
タンスは導体の幾何学的寸法(配置)によつて決
まる。従つて、電力ケーブルの低インピーダンス
化は導体の幾何学的寸法を工夫し、インダクタン
スを如何に低減するかにかかつている。
本考案は、上記の点に着目してなされたもの
で、その特徴とするところは、三相用の識別表示
を施した3本の絶縁線心若しくはその倍数の絶縁
線心を並列に配置して一括シースを施すことによ
り平型ケーブルを構成し、この平型ケーブルを3
本若しくはその倍数並列に配置すると共に、各平
型ケーブル間の相識別表示を順次変えた構造にあ
る。
実施例
以下、本考案をその実施例を示す図面と共に具
体的に説明する。
第1図は本考案ケーブルの断面図である。図
中、1は平型ケーブルであつて、導体2を絶縁被
覆3してなる絶縁線心4を3本並列して配置し、
一括シース5を施して平型にモールドしたもので
ある。絶縁線心4には左から順に、三相用の識別
表示R1,S1,T1が施されている。この平型ケー
ブル1の下面に同様の構造を有する平型ケーブル
1′および1″を並列に配置し、これらを一体に結
合して三相電力ケーブルAを形成する。平型ケー
ブル1′,1″の3本の絶縁線心の相識別表示は、
図のようにS2,T2,R2およびT3,R3,S3と順次
一相ずつずらして施されている。なお、各ケーブ
ル1〜1″の両端末では、R1−R2−R3のように同
相の絶縁線心を接続する。
上記構造において、電力ケーブルAのインピー
ダンスを計算し、従来品と比較すると、次のよう
になる。
第1図に示す本考案の実施例で、先ず絶縁線心
R1のインダクタンスを計算する。線心R1に流れ
る電流Ir1によつて生ずる磁束がIr1自身と鎖交す
る数は、ケーブルの長さ1mにつき、
ΨR1R1=(1/2+2logS/r)Ir1 2×10-7〔Awb〕(1)
但し、
r;導体半径(m)
S;任意の一点Pと線心間の垂直距離(但し、
P点は非常に遠方とする。)
一方、他の絶縁線心に流れる電流によつて生ず
る磁束がIr1と鎖交する数は、ケーブルの長さ1m
につき以下の通りになる。
但し、
a;並列に並べた絶縁線心の導体中心間距離、
b;平型ケーブルの導体中心間距離、
c=√2+2
d=√2+(2)2
e=√(2)2+2とする。
ΨR1R2=(2logS/e)IR1IR2×10-7〔Awb〕 (2)1
ΨR1R3=(2logS/d)Ir1Ir3×10-7〔Awb〕 (2)2
Ψr1s1=(2logS/a)Ir1Is1×10-7〔Awb〕(2)2
ΨR1S1=(2logS/a)IR1IS1×10-7〔Awb〕 (2)3
ΨR1S2=(2logS/b)IR1IS2X10-7〔Awb〕(2)4
ΨR1S3=(2logS/2c)IR1IS3×10-7〔Awb〕 (2)5
ΨR1T1=(2logS/2a)IR1×IT1×10-7〔Awb〕 (2)6
ΨR1T2=(2logS/c)IR1IR2×10-7〔Awb〕 (2)7
ΨR1T3=(2logS/2b)IR1IT3×10-7〔Awb〕 (2)8
IR1との総磁束鎖交数ΨR1は式(1)及び式(2)1〜(2)8
より、
ΨR1=ΨR1R1+ΨR1R2+……+ΨR1T3 …(3)
となる。ここで計算値を簡単にするため、
IR1=IR2=IR3=IR
IS1=IS2=IS3=IS
IT1=IT2=IT3=IT ……(4)
と仮定する。実際にはケーブルの両端で同一相
の導体が接続されているとは言え、各線心の電流
は若干異なつているはずである。しかし、各線心
の位置は、幾何学的にバランスがとれており、そ
の違いは小さいものと推測される。このため、こ
こでは上記仮定で計算を行つた。
(2)〜(4)式より、
ΨR1=(1/2+2logS/r)IR2×10-7
+2IR{IR(logS/e+logS/d)
+IS(logS/a+logS/b+logS/2c)
+IR(logS/2a+logS/c+logS/2b)}
×10-7〔Awb〕 ……(5)1
ここで、三相誘導電動機などの負荷を想定し、
R,S,Tの各相にはそれぞれ以下のような対称
三相交流電流が流れるものとする。
IR=I
IS=α2I
IR=αI ……(5)2
但し、
α=−1/2+j√3/2),
α2=−1/2−j√3/2) …(5)3
(5)2,(5)3式より(5)1式は次のようになる。
ΨR1(1/2+2logS/r)I2×10-7+2I2{logS2/
ed−1/2logS3/2abc−1/2logS3/4abc+j√3/
2(log1/2)}×10-7
=I2(1/2+2logS/r+2logS2/ed−log8a2b2c2
/S6+j√3log1/2)×10-7=I2(1/2+log8a2b
2c2/r2e2d2
+j√3log1/2)×10-7〔Awb〕 ……(5)4
ここで、I=1Aの単位電流が流れるとすると、
インダクタンスLr1を求めることができる。
よつて、LR1は、
Lr1=(1/2+log8a2b2c2/r2e2d2+j√3log1/
2)
×10-7〔H/m〕 ……(6)1
となる。
同様にしてLs1〜Lr3を求める。
Ls1=log2a2b2/r2cd+1/2+j√3logd/2c……(6
)2
Lt3=loga2b2ed/r2c4+1/2+j√3loge/d)…
…(6)9
更に、各組のインダクタンスLR,LS,LTは
1/LR=1/LR1+1/LR2+1/LR3 (7)
1/LS=1/LS1+1/LS2+1/LR3 (8)
1/LT=1/LT1+1/LT2+1/LT3 (9)
で表わされる。
これらの式に、具体的数値を代入して各タイプ
のインピーダンスと比較する。ここでは各相にお
ける導体サイズの合計を500mm2として計算を行う。
本考案の実施例では3つの導体(例えばR1,
R2,R3)で1相を構成している。したがつて、
1つの絶縁線心の導体断面積Aは、A=500/3
=166mm2となり、その導体半径rは、r=7.75mm
となる(但し、撚り線の場合である)。また、各
絶縁線心の絶縁体厚さを2mmとし、平型ケーブル
に形成した際の絶縁体厚さを最小1.6mmとすると、
a=19.5mm、b=227mmとなる。この程度の絶縁
体厚さを有していれば、通常の材料(塩化ビニ
ル、ポリエチレン等)を使用する限り600Vケー
ブルとてし充分な絶縁性能を有する。また上記
a,bの値からc,d,eの各値が求まる。一
方、導体抵抗(1相当たり)は導体サイズによつ
て定まり、r=7.75mmの場合は0.0473(Ω/Km)
である。このような条件を(6)式に代入しLr1を求
める。同様にしてLR2,Lr3………Lr3を求める各
式に代入し、さらにその結果を上記(7)から(9)式に
代入すると、各相のインダクタンスLR,LS,
LTは、
LR=0.639−j0.0274〔H/m〕
LS=0.763+j0.0133〔H/m〕
LT=0.772〔H/m〕(10)
となるから、各相のインピーダンスは次のように
なる。
ZR=0.0482−j0.0201〔Ω/Km〕
ZS=0.0469+j0.0240〔Ω/Km〕
ZT=0.0473+j0.0243〔Ω/Km〕 (11)
線路の等価インピーダンスは電源の力率によつ
て変化する。いま、第6図のように電源電圧を
Er、電流をI、力率をcosθrとすると、送電端の
電圧Esは、
Es=Er+(R+jX)I……(12)
但し、R+jXは線路の全インピーダンス、
R;全抵抗分〔Ω/Km〕
X;全リアクタンス分〔Ω/Km〕
ES2=(ER・cosθr+R・I)2
+(Er・sinθr+X・I)2 ……(13)
線路が短い場合、θr=θsと考えてよいから、
Es=Er+(R・cosθr+X・sinθr)I (14)
となり、等価インピーダンスZは、
Z=R・cosθr+X・sinθr ……(15)
すでに、R,Xについては求められているため、
cosθr即ち力率に対するインピーダンスZの変化
が計算できる。
このようにして計算した結果を第2図、第3図
に示す。これらの図には比較のために、5種類の
従来品のインピーダンスも示してある。これらの
従来品は、第5図aからcに記載した構造のもの
及び3芯撚り構造の3×CVとCVTである。そし
て、条件を揃えるために、すべて600Vケーブル
とし、各相ごとの導体サイズの合計を500mm2とし
ている。
また、絶縁体厚さ等の各寸法については、市販
品を参考に、500mm2相当品での値を推測して決め
た。
先ず、第5図aに示す12芯タイプの場合、四本
で1相となるから一本当たりの断面積は500/4
で、これから各被覆電線の導体半径r=6.75mmと
なる。このとき被覆電線の外径D=17.4mmであ
る。この幾何学的な寸法と、各導体に流れる電電
流と、それによつて生ずる磁束鎖交数との関係か
らインダクタンスを算出し、さらに導体抵抗を入
れて線路の全インピーダンスZを求めると、
Z=0.0473+j0.0178(Ω/Km)となる。
次に、第5図bに示す三相同軸タイプの場合、
中心部に導体があるタイプを使用し、中心導体の
半径a=13.45mm、中間導体の内半径b1=19.45mm、
外半径b2=24.45mm、外側導体の内半径C1=30.05
mm、外半径c2=33.55mmとなる。このタイプは印
加する電圧の相順によつてインピーダンスが異な
るため、
正相、IR=I、IS=α2I、Zt=αI、
逆相、IR=I、IS=αI、Zt=α2I、
の双方で上記と同様に計算を行つた。その結
果、正相の場合、
ZR=0.0452−j0.0011(Ω/Km)
ZS=0.0644+j0.0092(Ω/Km)
ZT=0.0272+j0.0582(Ω+Km)
逆相の場合
ZR=0.0452−j0.0011(Ω/Km)
ZS=0.0242+j0.0092(Ω/Km)
ZT=0.0674+j0.0582(Ω/Km)となつた。
次に、第5図cに示す三相平型タイプの場合、
導体の縦a=60.0mm、横b=12.0mm、導体間のピ
ツチD=22.6mmとなる。この値から、
ZR=ZT=0.0850+j0.0431(Ω/Km)
ZS=0.0473+j0.0213(Ω/Km)
となつた。
次に、3芯撚り構造のCVTの場合、導体半径
r=13.45mm、被覆電線の外経径D=32.9mmとな
り、この値から、
Z=0.0473+j0.0795(Ω/Km)
となつた。この値はR,S,T共に同一であ
る。
最後に3芯撚り構造の3×CVの場合、導体半
径r=13.45mm、被覆電線の外径D=37.1mmとな
り、R,S,T共に、
Z=0.0473+j0.0719(Ω/Km)
となつた。
以上の結果から第2図、第3図に示す線図を得
ることができたが、これらの図から明らかなよう
に、本考案に係る三相並列平型構造のものが最も
優れている。
これをさらに実験的に検証するため、電源の力
率cosθ=0.5におけるインピーダンス(最大値)
を求めた。これを次表に示す。
[Purpose of the invention] Industrial field of application The present invention relates to the structure of a three-phase power cable, and is particularly concerned with reducing impedance, which causes voltage drop, and reducing unbalance thereof. Conventional technology Conventionally, as shown in Figure 5, low impedance cables include a 12-core type (a), a three-phase coaxial type (b),
A three-phase flat type (c) in which the conductors of each phase R, S, and T are arranged in parallel in a flat plate shape is known. All of these have a smaller average impedance than the general-purpose three-core twisted structure, but for example, in the three-phase coaxial type (b) and three-phase flat type (c), the impedance of each phase becomes unbalanced, resulting in a voltage drop. This causes fluctuations and voltage unbalance, and in induction motors in particular, there are problems such as insufficient rotational torque and temperature rise, resulting in poor efficiency. Furthermore, each of the types (a) to (c) does not have a sufficient impedance reduction effect, and there has been a demand for a cable with even lower impedance. Problems to be Solved The present invention has been made to solve the above problems, and an object of the present invention is to provide a power cable having a structure that can reduce impedance and impedance unbalance between phases. [Structure of the invention] Means for solving the problem The impedance of a power cable consists of conductor resistance and inductance. Conductor resistance is determined primarily by the cross-sectional area of the conductor (insulated wire core), and inductance is determined by the geometric dimensions (arrangement) of the conductor. Therefore, reducing the impedance of a power cable depends on how to reduce the inductance by devising the geometrical dimensions of the conductor. The present invention was developed with attention to the above points, and its feature is that three insulated wire cores with three-phase identification markings or a multiple of these insulated wire cores are arranged in parallel. A flat cable is constructed by applying a sheath all at once, and this flat cable is
The cables are arranged in parallel or multiples thereof, and the phase identification display between each flat cable is sequentially changed. Embodiments Hereinafter, the present invention will be specifically described with reference to drawings showing embodiments thereof. FIG. 1 is a sectional view of the cable of the present invention. In the figure, 1 is a flat cable, in which three insulated wire cores 4 made of a conductor 2 and an insulating coating 3 are arranged in parallel.
It is molded into a flat shape with a sheath 5 applied all at once. The insulated wire core 4 is provided with three-phase identification marks R 1 , S 1 , and T 1 in order from the left. Flat cables 1' and 1'' having a similar structure are arranged in parallel on the lower surface of this flat cable 1, and are connected together to form a three-phase power cable A. Flat cables 1', 1 The phase identification display for the three insulated wire cores is as follows:
As shown in the figure, S 2 , T 2 , R 2 and T 3 , R 3 , S 3 are sequentially shifted by one phase. In addition, at both ends of each cable 1 to 1'', connect insulated wire cores of the same phase as R 1 - R 2 - R 3. In the above structure, calculate the impedance of power cable A and compare it with the conventional product. The result is as follows: In the embodiment of the present invention shown in Fig. 1, first the insulated wire core is
Calculate the inductance of R 1 . The number of times that the magnetic flux generated by the current Ir 1 flowing through the wire core R 1 interlinks with Ir 1 itself is Ψ R1R1 = (1/2 + 2logS/r) Ir 1 2 ×10 -7 per 1 m of cable length. Awb〕(1) However, r: Conductor radius (m) S: Vertical distance between any point P and the wire center (However,
Point P is very far away. ) On the other hand, the number of times that the magnetic flux generated by the current flowing through the other insulated wire cores interlinks with Ir 1 is as follows:
The results are as follows. However, a: Distance between conductor centers of insulated wire cores arranged in parallel, b: Distance between conductor centers of flat cable, c=√ 2 + 2 d=√ 2 + (2) 2 e=√ (2) 2 +2 . Ψ R1R2 = (2logS/e) I R1 I R2 ×10 -7 [Awb] (2) 1 Ψ R1R3 = (2logS/d) Ir 1 Ir 3 ×10 -7 [Awb] (2) 2 Ψr 1 s 1 = (2logS/a) Ir 1 Is 1 ×10 -7 [Awb] (2) 2 Ψ R1S1 = (2logS/a) I R1 I S1 ×10 -7 [Awb] (2) 3 Ψ R1S2 = (2logS/ b ) I R1 I S2 I T1 ×10 -7 [Awb] (2) 6 Ψ R1T2 = (2logS/c) I R1 I R2 ×10 -7 [Awb] (2) 7 Ψ R1T3 = (2logS/2b) I R1 I T3 ×10 -7 [Awb] (2) 8 I The total magnetic flux linkage Ψ R1 with R1 is expressed by formula (1) and formula (2) 1 ~ (2) 8
Therefore, Ψ R1 = Ψ R1R1 + Ψ R1R2 +……+Ψ R1T3 …(3). Here, to simplify the calculated values, we assume that I R1 = I R2 = I R3 = I R I S1 = I S2 = I S3 = I S I T1 = I T2 = I T3 = I T ...(4) do. Although conductors of the same phase are actually connected at both ends of the cable, the current in each core should be slightly different. However, the positions of each wire center are geometrically balanced, and the difference is presumed to be small. For this reason, calculations were performed here using the above assumptions. From equations (2) to (4), Ψ R1 = (1/2+2logS/r)I R2 ×10 -7 +2I R {I R (logS/e+logS/d) +I S (logS/a+logS/b+logS/2c) +I R (logS/2a+logS/c+logS/2b)} ×10 -7 [Awb] ...(5) 1Here , assuming a load such as a three-phase induction motor,
It is assumed that the following symmetrical three-phase alternating currents flow in each of the R, S, and T phases. I R = I I S = α 2 I I R = αI ...(5) 2 However, α = -1/2 + j√3/2), α 2 = -1/2 - j√3/2) ...(5 ) 3 (5) 2 From equations (5) 3 , equation (5) 1 becomes as follows. Ψ R1 (1/2+2logS/r)I 2 ×10 -7 +2I 2 {logS 2 /
ed−1/2logS 3 /2abc−1/2logS 3 /4abc+j√3/
2(log1/2)}×10 -7 = I 2 (1/2+2logS/r+2logS 2 /ed−log8a 2 b 2 c 2
/S 6 +j√3log1/2)×10 -7 =I 2 (1/2+log8a 2 b
2 c 2 /r 2 e 2 d 2 +j√3log1/2)×10 -7 [Awb] ...(5) 4Here , if a unit current of I = 1A flows,
Inductance Lr 1 can be found. Therefore, L R1 is Lr 1 = (1/2 + log8a 2 b 2 c 2 / r 2 e 2 d 2 + j√3log1/
2) ×10 -7 [H/m] ...(6) becomes 1 . Similarly, Ls 1 to Lr 3 are determined. Ls 1 = log2a 2 b 2 /r 2 cd+1/2+j√3logd/2c...(6
) 2 Lt 3 =loga 2 b 2 ed/r 2 c 4 +1/2+j√3loge/d)...
…(6) 9 Furthermore, the inductances LR, LS, and LT of each pair are 1/LR=1/LR 1 +1/LR 2 +1/LR 3 (7) 1/LS=1/LS 1 +1/LS 2 +1/ LR 3 (8) 1/LT=1/LT 1 +1/LT 2 +1/LT 3 (9) Substitute specific values into these equations and compare with each type of impedance. Here, calculations are performed assuming that the total conductor size in each phase is 500 mm 2 . In an embodiment of the invention, there are three conductors (e.g. R 1 ,
R 2 , R 3 ) constitute one phase. Therefore,
The conductor cross-sectional area A of one insulated wire core is A=500/3
= 166mm 2 , and the conductor radius r is r = 7.75mm
(However, this is for stranded wire). Also, if the insulation thickness of each insulated wire core is 2 mm, and the minimum insulation thickness when formed into a flat cable is 1.6 mm,
a=19.5mm, b=227mm. If the insulator has this thickness, it will have sufficient insulation performance for a 600V cable as long as normal materials (vinyl chloride, polyethylene, etc.) are used. Further, the values of c, d, and e are determined from the values of a and b. On the other hand, the conductor resistance (per equivalent) is determined by the conductor size, and when r = 7.75 mm, it is 0.0473 (Ω/Km)
It is. Substitute these conditions into equation (6) to find Lr 1 . Similarly, by substituting L R2 , Lr 3 ......Lr 3 into each equation and then substituting the results into equations (7) to (9) above, the inductances of each phase LR, LS,
LT is LR = 0.639 - j0.0274 [H/m] LS = 0.763 + j0.0133 [H/m] LT = 0.772 [H/m] (10) Therefore, the impedance of each phase is as follows. Become. ZR=0.0482−j0.0201 [Ω/Km] ZS=0.0469+j0.0240 [Ω/Km] ZT=0.0473+j0.0243 [Ω/Km] (11) The equivalent impedance of the line changes depending on the power factor of the power source. do. Now, change the power supply voltage as shown in Figure 6.
If Er, current is I, and power factor is cosθr, the voltage Es at the sending end is Es=Er+(R+jX)I...(12) where R+jX is the total impedance of the line, R: total resistance [Ω/Km ] X: Total reactance [Ω/Km] ES 2 = (E R・cosθr+R・I) 2 + (Er・sinθr+X・I) 2 ...(13) If the line is short, you can think of θr=θs. , Es=Er+(R・cosθr+X・sinθr)I (14) The equivalent impedance Z is Z=R・cosθr+X・sinθr...(15) Since R and X have already been found,
Cosθr, that is, the change in impedance Z with respect to the power factor can be calculated. The results calculated in this manner are shown in FIGS. 2 and 3. These figures also show impedances of five types of conventional products for comparison. These conventional products are those having the structures shown in FIGS. 5a to 5c, and 3×CV and CVT having a three-core twisted structure. In order to match the conditions, all cables are 600V, and the total conductor size for each phase is 500mm2 . In addition, each dimension such as the insulator thickness was determined by referring to commercially available products and estimating the value for a product equivalent to 500 mm 2 . First, in the case of the 12-core type shown in Figure 5a, four wires constitute one phase, so the cross-sectional area of each wire is 500/4.
From this, the conductor radius r of each covered wire is 6.75 mm. At this time, the outer diameter D of the covered wire is 17.4 mm. Calculate the inductance from the relationship between this geometric dimension, the current flowing through each conductor, and the resulting magnetic flux linkage, and then add the conductor resistance to find the total impedance Z of the line, Z = 0.0473+j0.0178 (Ω/Km). Next, in the case of the three-phase coaxial type shown in Figure 5b,
Use a type with a conductor in the center, radius a of the center conductor = 13.45 mm, inner radius b 1 of the intermediate conductor = 19.45 mm,
Outer radius b 2 = 24.45 mm, inner radius of outer conductor C 1 = 30.05
mm, outer radius c 2 = 33.55 mm. Since the impedance of this type differs depending on the phase order of the applied voltage, positive phase, I R = I, I S = α 2 I, Zt = αI, reverse phase, I R = I, I S = αI, Zt = Calculations were performed in the same manner as above for both α 2 I and . As a result, in the case of positive phase, Z R = 0.0452−j0.0011 (Ω/Km) Z S = 0.0644 + j0.0092 (Ω/Km) Z T = 0.0272 + j0.0582 (Ω + Km) In the case of negative phase, Z R = 0.0452−j0.0011(Ω/Km) Z S =0.0242+j0.0092(Ω/Km) Z T =0.0674+j0.0582(Ω/Km). Next, in the case of the three-phase flat type shown in Figure 5c,
The length a of the conductor is 60.0 mm, the width b is 12.0 mm, and the pitch D between the conductors is 22.6 mm. From this value, Z R = Z T = 0.0850 + j0.0431 (Ω/Km) Z S = 0.0473 + j0.0213 (Ω/Km). Next, in the case of a CVT with a three-core twisted structure, the conductor radius r = 13.45 mm and the outer diameter of the covered wire D = 32.9 mm, and from these values, Z = 0.0473 + j0.0795 (Ω/Km). This value is the same for R, S, and T. Finally, in the case of 3×CV with a 3-core twisted structure, the conductor radius r = 13.45 mm, the outer diameter of the covered wire D = 37.1 mm, and for R, S, and T, Z = 0.0473 + j0.0719 (Ω/Km). Summer. From the above results, the diagrams shown in FIGS. 2 and 3 were obtained, and as is clear from these diagrams, the three-phase parallel flat structure according to the present invention is the best. In order to further experimentally verify this, the impedance (maximum value) at power factor cosθ = 0.5
I asked for This is shown in the table below.
本考案は以上説明したようになるから次のよう
な効果がある。
(1) 各相のインピーダンスの不平衡を小さく押え
ることができる。
(2) 従来の低インピーダンスケーブルよりも更に
インピーダンスを小さくでき、電圧降下も少な
くなる。
(3) ケーブル構造が平型であるから、可撓性に優
れている。
(4) 平型ケーブルを密着した状態で使用するた
め、コンパクトに布設でき、施工も容易であ
る。
Since the present invention is as explained above, it has the following effects. (1) Impedance unbalance of each phase can be kept to a minimum. (2) The impedance can be lowered even more than conventional low impedance cables, and the voltage drop is also reduced. (3) Since the cable structure is flat, it has excellent flexibility. (4) Since flat cables are used closely together, it can be laid compactly and is easy to install.
第1図は本考案ケーブルの一実施例を示す断面
図、第2図及び第3図はそれぞれ本考案ケーブル
と従来品の電源力率とインピーダンスとの関係を
示すグラフ、第4図は本考案ケーブルの他の実施
例を示す断面図、第5図a〜cはそれぞれ従来品
の断面図、第6図はベクトル図である。1〜1″,
6〜6″……平型ケーブル、4,4′……絶縁線
心、5,5′……シース。
Figure 1 is a cross-sectional view showing one embodiment of the cable of the present invention, Figures 2 and 3 are graphs showing the relationship between the power factor and impedance of the cable of the present invention and a conventional product, respectively, and Figure 4 is a graph showing the relationship between the power factor and impedance of the cable of the present invention. 5A to 5C are sectional views of conventional cables, and FIG. 6 is a vector diagram. 1~1″,
6~6''...Flat cable, 4,4'...Insulated wire core, 5,5'...Sheath.
Claims (1)
くはその倍数の絶縁線心を並列に配置して一括シ
ースを施すことにより平型ケーブルを構成し、こ
の平型ケーブルを3本若しくはその倍数並列に配
置すると共に各平型ケーブル間の相識別表示を順
次一相ずつずらし、各平型ケーブルの両端部にお
いて、同一相の絶縁線心が互いに接続されている
ことを特徴とする三相電力ケーブルの構造。 A flat cable is constructed by arranging three insulated wire cores with three-phase identification markings or a multiple of these insulated wire cores in parallel and applying a collective sheath. Three-phase cables are arranged in multiples in parallel, the phase identification indicators between each flat cable are sequentially shifted by one phase, and the insulated wire cores of the same phase are connected to each other at both ends of each flat cable. Structure of power cable.
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP13447984U JPH037843Y2 (en) | 1984-09-06 | 1984-09-06 |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP13447984U JPH037843Y2 (en) | 1984-09-06 | 1984-09-06 |
Publications (2)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JPS6149912U JPS6149912U (en) | 1986-04-03 |
JPH037843Y2 true JPH037843Y2 (en) | 1991-02-27 |
Family
ID=30692990
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP13447984U Expired JPH037843Y2 (en) | 1984-09-06 | 1984-09-06 |
Country Status (1)
Country | Link |
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JP (1) | JPH037843Y2 (en) |
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WO2007125686A1 (en) * | 2006-04-28 | 2007-11-08 | Panasonic Electric Works Co., Ltd. | Power supply line for high-frequency current |
JP2012221842A (en) * | 2011-04-12 | 2012-11-12 | Auto Network Gijutsu Kenkyusho:Kk | Wire harness |
-
1984
- 1984-09-06 JP JP13447984U patent/JPH037843Y2/ja not_active Expired
Also Published As
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---|---|
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