Новые модульные трансформаторы MTS / МТС / МТМ

В последнее время появилось множество новых схемных решений и электронных компонентов, которые позволяют создавать сетевые источники питания, работающие на частотах до 700 кГц и выше. Несмотря на это, размеры источников питания часто превосходят размеры самых сложных электронных блоков, питающихся от них. Одна из причин этого— относительно большой размер электромагнитного трансформатора. Уменьшить его невозможно из-за достигнутого предела характеристик доступных проводниковых и ферромагнитных материалов. На текущий момент альтернативы электромагнитному трансформатору не существует. Заменяющие его устройства оказываются более крупными, дорогими и менее надежными. Избежать применения трансформатора не удается в большинстве бытовых и промышленных электрических устройств.

В электронной и электротехнической промышленности в основном используются однофазные трансформаторы, хотя вполне обоснованно можно использовать трехфазные и более сложные. В качестве ферромагнитного материала трансформаторов в этих отраслях обычно используют листовые электротехнические стали (в частотном диапазоне до 20 кГц) или ферриты (при более высоких частотах). До мегагерцового диапазона их успешно начали заменять тонколистовым прокатом нанокристаллических сплавов, легированных бором. В России такой материал серийно производится Ашинским металлургическим заводом. Мощность наиболее часто используемых трансформаторов в электронике и электротехнике лежит в диапазоне от 0,5 Вт до 10 кВт. Трансформаторы больших мощностей (от 10 кВА до 2 ГВА и выше) в основном выполняются трехфазными и используются в энергетике— на электростанциях и подстанциях, в системах электроснабжения населенных пунктов и промышленных предприятий.

Современная электроника и электротехника уже производят мощные силовые переключающие компоненты, в том числе полевые и биполярные транзисторы с изолированным затвором, и необходимые блоки контроля и управления этими компонентами. Поэтому становится неизбежным использование в этих отраслях мощных трансформаторов. Нельзя забывать и об измерительных трансформаторах тока и напряжения, которые являются надежными и необходимыми компонентами большого семейства контролирующей и управляющей аппаратуры, релейных защит и других устройств. Кратко отметим, что основная масса трансформаторов в системах электроснабжения была введена в эксплуатацию тридцать и более лет назад и почти отработала свой ресурс. Вывод — рынку хороших трансформаторов всех типов и мощностей присущ большой дефицит, электромагнитные трансформаторы являются товаром повышенного спроса, а их производство — одним из самых выгодных видов бизнеса.

Как же идет развитие производства трансформаторов? Многие отечественные и зарубежные предприятия успешно используют технологию литой изоляции обмоток, обмотки из медной и алюминиевой фольги вместо проволоки. Это позволяет в 1,2–1,3 раза уменьшить размеры трансформаторов, увеличить их надежность. Существенно улучшить качество и уменьшить размеры только этими методами не удается. В высокочастотных трансформаторах многие предприятия используют ферриты и нанокристаллический тонкий ферромагнитный прокат. Недостатком этих ферромагнетиков является низкая индукция насыщения B_maх, не превышающая 0,2–0,5 Т. Это приводит к неизбежному увеличению размеров трансформатора. Использование тонкого проката гадолиния и сплавов других редкоземельных ферромагнетиков (разработки лаборатории надводных вооружений США и некоторых лабораторий Японии) с высоким B_maх, достигающим 2,6 Т, уменьшает размеры трансформаторов только в 1,5 раза, но стоимость трансформатора становится в 3 раза выше, чем стоимость золотого слитка такого же веса.

Перед автором стояла задача создать электромагнитный трансформатор, по компактности и характеристикам превосходящий существующие на мировом рынке. На первый взгляд, в магнитопроводе обычного трансформатора уже имеется наведенный вихревой ток, который считается паразитным, и все изготовители довольно успешно его уменьшают, однако при этом они вынуждены «разбавлять» характеристики ферромагнетика, так как любые прослойки и легирование уменьшают концентрацию активного ферромагнитного химического элемента. Почему же нельзя использовать чистое железо с низким электрическим сопротивлением, но с относительной магнитной проницаемостью, достигающей 1 500 000? Ведь превратив магнитопровод во вторичную обмотку, можно паразитный вихревой ток превратить в полезный ток вторичной обмотки! При таком техническом решении на высоких частотах не нужен феррит, а B_maх достигает 2,1 Т. Необходимо было проверить, уместится ли такая обмотка в размеры магнитопровода рассчитанного сечения. Ведь «железную» обмотку из-за большего удельного электрического сопротивления придется делать в 5,6 раза толще, чтобы ее сопротивление осталось таким же, как у заменяемой «медной». Расчеты показали, а измерения на рабочих макетах подтвердили, что даже при использовании «черной» лакированной жести марок ЧЖК и ЧЖОН не приходится увеличивать сечение магнитопровода, а размеры трансформатора уменьшаются, так как сохраняется только обычная первичная обмотка. Стало ясно, что использование чистого железа даст существенный выигрыш, и можно считать, что первый результат в разработке трансформатора достигнут. Теперь сравним цены: стоимость чистого железа составляет примерно 20 руб./кг, электротехнической стали и ферритов — 60 руб./кг, нанокристаллических сплавов — до 600 руб./кг, а меди — 300 руб./кг. Значит, при использовании железа вместо меди и перечисленных ферромагнетиков стоимость нового трансформатора при крупносерийном производстве можно снизить в 2 раза.

Основные силы были брошены на производство тонкого полотна электролитического железа. Технология мало отличается от технологии производства медной фольги — используется электролизер с вращающимся титановым катодом. Благодаря опыту саратовского ООО «Катион» в области железнения и изучению технологий японских авторов, после кропотливых экспериментов мы научились работать с капризным водным раствором FeCl2. Мы научились производить полотно нужного недорогого ферромагнетика со строго заданной толщиной от 1 до 200 мкм. Были решены вопросы прочной тонкой лаковой и оксидной изоляции с высокой адгезией, ровной навивки и файн-торцовки рулонов вторичной обмотки магнитопровода, противоречивые задачи обеспечения электрической изоляции и уменьшения зазора в магнитопроводе, укладки выводов. В высоковольтных трансформаторах использована собственная технология литой изоляции и оригинальная конструкция охлаждения обмоток и сердечника.

Так был создан новый тип модульных трансформаторов (понижающих Module Transformers for Supply и повышающих Module Transformers for Converting), конструкция которых вне всякой конкуренции обеспечивает необходимые качество, компактность и надежность, вдвое меньшие потери, вдвое меньшую реактивную мощность, невысокую стоимость, удобство при монтаже и эксплуатации, а также высокую симметричность выходного напряжения трехфазных трансформаторов [1]. Конечно же, те организации, которые используют в своей аппаратуре новый тип трансформаторов, могут значительно снизить размеры и вес этой аппаратуры, снизить ее стоимость, увеличить ее надежность. Для того чтобы разработчики различного оборудования имели представление о некоторых отличиях нового трансформатора, приведем его сокращенное описание.

Идея заключается в следующем: вторичные обмотки трансформатора полностью выполняются из фольги чистого ферромагнетика (железа), изолированной оксидом, стеклом или лаком, и частично или полностью заменяют сердечник трансформатора. Таким образом достигается существенная экономия объема. В результате оптимизирующего расчета соотношения размеров обмоток и сердечника было достигнуто уменьшение линейных размеров трансформатора в 2,2–2,5 раза. На рис. 1а приведен один вариант схемной конструкции однофазного трансформатора, рекомендуемого для применения в электронной и электротехнической промышленности, а на рис. 1б — трехфазного трансформатора для применения в электротехнической промышленности и энергетике.

В чем же основные отличия новых трансформаторов от трансформаторов обычной конструкции?

Рассмотрим стандартный однофазный трансформатор мощности [2]. При этом пренебрегаем потерями в материале обмоток и ферромагнитного сердечника (токами Фуко и потерями на гистерезис), а также потерями рассеяния магнитного поля. Полагая сердечник монолитным, считаем линейной зависимость индукции В магнитного поля от напряженности Н магнитного поля в материале сердечника, т. е. В = ƒ (Н). Обозначим: V, S, l — эффективные объем, сечение и длина сердечника; ƒ и ω — частота и циклическая частота напряжения сети, где ω = 2π׃ ; N₁, U₁ и I₁ — число витков, напряжение и ток первичной обмотки, N₂, U₂ и I₂ — то же для вторичной обмотки; 1, I и U = е — то же, когда вторичная обмотка содержит только один виток; R_L — сопротивление нагрузки; P_ном = Р₂ = U₂I₂ — номинальная мощность трансформатора; Pμ — реактивная мощность намагничивания материала сердечника, значение которой дается стандартами для каждого Pном, либо дается коэффициент мощности трансформатора cosφ ? P_ном/(P_ном + Р_μ); Р_μ,уд — то же для единицы объема материала сердечника; R_м — сопротивление магнитной цепи; I_μ1 — реактивный ток первичной обмотки при намагничивании сердечника, когда U₁ является входным напряжением; I_μ2 — реактивный ток вторичной обмотки, когда U₂ является входным напряжением; I_μ — реактивный ток обмотки, когда она содержит только один виток; L₁ и L_μ1 — соответственные индуктивность и индуктивность холостого хода (х.х.) первичной обмотки; L₂ и L_μ2 — то же для вторичной обмотки; L и L_μ — то же, если обмотка содержит только один виток; Ф — магнитный поток в сердечнике; Н₁ — напряженность магнитногополя, индуцируемая током I₁; Н₂ — напряженность магнитного поля, индуцируемая током I₂; В₁ и В₂ — соответствующие им индукции магнитного поля; Н_I и В_I — то же, если обмотка содержит только один виток. Используем в формулах систему единиц измерения СИ.

Закон полного тока трансформатора (уравнение Максвелла) [2]: N₁I₁ = N₂I₂ + N₁I_?1, где I_?1 с приемлемой точностью определяется по одной из формул:

1) реактивной мощности трансформатора

2)

где: U₁ = N₁е; U₂ = N₂е; L_μ1 = N₁²/R_м;

L_μ2 = N₂²/R_м; L_μ = 1/R_м; R_м = (Н/В)×l/S.

Следствие закона полного тока для трансформатора с однородным сечением сердечника, охваченным как первичной, так и вторичной обмотками: при постоянстве входного напряжения на выводах обмотки магнитный поток Ф в сердечнике не зависит от значения тока нагрузки, и, значит, в этом случае не зависит от ампер-витков входной обмотки.

Трансформатор можно рассматривать по отношению к его входной обмотке как двухполюсник — гиратор, имеющий только входную обмотку, заменив сердечник и выходную обмотку на эквивалент сердечника. Из-за влияния тока нагрузки (диамагнитной реакции выходной обмотки) увеличивается магнитное сопротивление части сердечника, охваченной выходной обмоткой, и общее комплексное магнитное сопротивление магнитной цепи возрастает в (N₁jI_μ1 + N₂I₂)/(N₁jT_μ1) = N₁I₁/(N₁jT_μ1) = I₁/(jI_μ1) ? I₂/(jT_μ2) = I/(jT_μ) раз. Из равенств N₁I₁ = Н₁l, N₂I₂ = Н₂l, I = Н_Il, N₁I_μ1 = N₂I_μ2 = I_μ = Нl, следует, что магнитное сопротивление части сердечника с длиной l₁ и охваченной выходной обмоткой с током I₂ возрастает по модулю в Н1l1/(Нl1) = Н₁l/(Нl) = I₁/I_μ1 ? I₂/I_μ2 = I/I_μ раз.

Теперь рассмотрим трансформатор MTS/MTC.

Для удобства описания работы его конструкция эквивалентна следующей. Замкнутый ферромагнитный сердечник условно состоит из частей с одинаковым сечением S: первого центрального сердечника 1 с длиной l₁, охваченного входной (наводящей) обмоткой N₁, верхнего ярма и нижнего ярма с длинами l_у и второго центрального сердечника 2 с длиной l₁. Центральный сердечник 2 разделен на параллельные ветви, имеющие равномерные сечения S₁, S₂, S₃, …, S_n и одинаковую длину; количество ветвей равно n. При этом первый виток N_2,1 вторичной (нагрузочной) обмотки N₂ охватывает ветвь с сечением S₁; второй виток N_2,2 — ветви с сечениями S₁ и S₂; третий виток N_2,3 — ветви с сечениями S₁, S₂, S₃; n-ный виток N_2,n — ветви с сечениями S₁, S₂, S₃, …, S_n, т. е. весь центральный сердечник 2. Сумма сечений S₁, S₂, S₃, …, S_n равна S. Считаем, что верхнее ярмо соединено со всеми ветвями в одной точке сверху, а нижнее — со всеми ветвями в одной точке снизу. Для наглядности рисунка принимается частный случай: n = 3 (как показано на рис. 2а). Более наглядна эквивалентная конструкция, изображенная на рис. 2б. Здесь тонкая ветвь S₁ охвачена условной вторичной обмоткой N_2,1 с числом витков n, S₂ — обмоткой N_2,2 с числом витков (n–1), S₃ — обмоткой N_2,3 с числом витков (n–2), …, S_n — обмоткой N_2,n с числом витков 1. Все эти вторичные обмотки включены последовательно и образуют единую вторичную обмотку N₂ с выходным напряжением U₂.

При номинальной нагрузке R_н по вторичной обмотке N₂ протекает ток I₂ = U₂/R_н.

Рассмотрим распределение значений магнитных и электрических параметров вдоль всего сердечника трансформатора и определим магнитный поток Ф_i в каждой его части (табл. 1).

Из расчетов таблицы 1 следует, что магнитный поток не изменяется при прохождении тока по частям обмотки N₂, т. е. значение магнитной индукции В по всему сечению S нагрузочного сердечника 2 сохраняется постоянным независимо от значения тока нагрузки, протекающего по виткам вторичной обмотки.

Для определения выходного напряжения U₂ трансформатора MTS/MTC (рис. 1) рассмотрим его режим холостого хода.

При подключении выводов первичной обмотки N₁ к контактам источника питания переменного тока с напряжением U₁ и циклической частотой ω, по ее виткам течет ток I₁, наводящий равномерно распределенный переменный магнитный поток Ф в охваченном обмоткой ферромагнитном сердечнике. Как в любом электромагнитном трансформаторе, ЭДС обмотки определена из соотношения U₁ = N₁ωФ = N₁ωSB [2], т. е. напряжение на выводах любой обмотки прямо пропорционально сумме сечений S сердечника, охваченных каждым витком обмотки. Значение В выбрано по кривой намагничивания материала сердечника, а магнитное сопротивление сердечника в режиме холостого хода определено с учетом зазоров между его частями, заполненных ферромагнитным электроизолирующим пластиком: l = 2l₁ + 2l_y + 4δμ₁/μ₂, где μ₁/μ₂ — соотношение относительной магнитной проницаемости материалов сердечника и пластика при индукции В.

Магнитный поток Ф, равномерно распределенный по всему сечению S цилиндра вторичной обмотки из ферромагнитного металла, охватывается витками-слоями этой обмотки и наводит в них ЭДС.

Но витки вторичной обмотки N₂, расположенные ближе к центральной оси цилиндра, охватывают меньшую часть потока Ф, чем ее витки, расположенные дальше от этой оси. Пусть R₁ и R₂ — радиус полости и наружный радиус рулона обмотки N₂, где R₂/R₁ = k_R; k — шаг спирали навивки рулона. Радиус витка произвольного рулона без полости равен r = kφ = 2πkn, где φ — угол оборотов навивки в радианах, n — число витков навивки. Значит, обмотка с числом витков N₂ = N₂‘–N₂» является рулоном без полости с числом витков N₂‘ = R₂/(2πk), из которого коаксиально вырезан рулон без полости с числом витков N₂» = R₁/(2πk).

Поэтому сумма сечений S_n ферромагнетика сердечника, охваченного слоями рулона, т. е. витками вторичной обмотки, равна интегралу ΣS_n = π×_N2»∫^N2′[(2πkn)² – R₁² ]dn = π×[(2πk)²n³/3 – R₁²n)] _N2»|^N2′ = (R₂³ – 3R₁²R₂ + 2R₁³)/(6k).

Если этот рулон с полостью охватить N₂ витками неферромагнитного проводника, то сумма охваченных сечений ферромагнетика равна N₂S = (R₂ – R₁)×(R₂² – R₁²)/(2k). Тогда реальное число витков N₂ вторичной обмотки 2, необходимое для получения заданного вторичного напряжения U₂ на выходе трансформатора, равно N₂ = N₁×U₂/(U₁×k_U), где: k_U = (k_R³ – 3k_R + 2)/[3(k_R–1)²(k_R + 1)] < 1 — коэффициент снижения напряжения вторичной обмотки по сравнению с напряжением вторичной обмотки обычного трансформатора с таким же количеством витков обмоток N₁ и N₂. В таблице 2 показана зависимость коэффициента k_U от соотношения k_R радиусов рулона и его полости. Таким образом, число витков вторичной обмотки трансформатора MTS/MTC должно быть больше в (1/k_U) раз, чем число витков вторичной обмотки обычного трансформатора. Кроме этого, даже чистое железо, используемое для изготовления вторичной обмотки, имеет удельное электрическое сопротивление в 5,54 большее, чем удельное электрическое сопротивление меди. Для сохранения омических потерь на единицу объема проводника обмотки сечение проводника приходится увеличивать в 5,54 раза.

Тем не менее, даже с учетом необходимости увеличения массы железа вторичной обмотки, она полностью укладывается в размеры второго центрального сердечника. Кроме того, длина проводников как первичной, так и вторичной обмоток в среднем в 1,5 раза меньше, чем у обычного трансформатора. Поэтому путем оптимизационных моделирующих расчетов размеров деталей, например, трансформатора мощностью 1 кВт на напряжения 220/12 В, при равенстве омических сопротивлений обмоток нового и обычного трансформаторов удалось снизить массу сердечника и медных обмоток в 3,3 раза, а линейные размеры в 2,2 раза. Для трехфазных и более сложных трансформаторов с такими же параметрами линейные размеры уменьшаются в 2,5 раза. Для трехфазных и более сложных мощных (1000 МВА на напряжения до 63 кВ) трансформаторов с естественным воздушным охлаждением из-за необходимости введения в сердечник и обмотки каналов охлаждения и дополнительных электроизолирующих воздушных зазоров достигнута экономия только активных материалов в 1,8–2 раза.

Для точных расчетов в комплексных величинах удобно пользоваться специальной программой, работающей с Excel и использующей схему с приведенными комплексными значениями напряжений, токов, сопротивлений (рис. 3).

На рис. 3. приведена схема замещения однофазного трансформатора. Здесь U₁, U₂‘ — входное напряжение и выходное напряжение; I₁ и I₂‘ — входной и выходной токи; R₁, R₂‘ и R_н‘ — омические сопротивления первичной и вторичной обмоток и выходной нагрузки; х_расс1 = х_расс2‘ — индуктивные сопротивления рассеяния обмоток; х_μ — реактивное сопротивление трансформатора; r_вихр||r_гист — сопротивления потерь в сердечнике; E₁ и E₂‘— ЭДС первичной и вторичной обмоток.

Эта же схема используется при расчете трехфазных трансформаторов. Ток холостого хода также рассчитывается по формуле I_μ1 = U_1*/(ωL_μ1*), где L_μ1* = N_1*²/R_м*. При этом для схемы включения входных обмоток «в звезду» или «в звезду с нулевым выводом» напряжение расчетной фазы раскладывается на сумму напряжений смежных фаз с обратным знаком. Далее расчет ведется как для однофазного трансформатора, сердечник которого состоит из центрального сердечника расчетной фазы, центрального сердечника одной смежной фазы и ярем, которые их соединяют. Входные обмотки этих фаз магнитно связаны общим сердечником, поэтому N_1* = 2N₁. Эти обмотки включены последовательно на напряжение U_1* = 2U₁, где U₁ — напряжение одной фазы. Для схемы включения входных обмоток «в треугольник» на эти последовательно включенные обмотки подается напряжение U_1* = U₁. Методика расчета многофазных трансформаторов аналогична. Все расчеты проверены на рабочих образцах трансформаторов.

Идея конструкции MTS/MTC применима не только для трансформаторов мощности, но и для измерительных трансформаторов тока и напряжения (тип МТМ — Module Transformers for Measurement), а также других электромагнитных трансформаторов, работающих в разных диапазонах частот, мощностей и напряжений.

Сложная технология производства MTS/MTC легко автоматизируется, что позволяет снизить их стоимость по сравнению со стоимостью других трансформаторов почти в 2 раза. Модульная конструкция позволяет легко заменять неисправные части.

В этой статье не рассматривается второе поколение MTS/MTC трансформаторов, т. к. их конструкции находятся на стадии отработки технологии производства. Автор надеется, что вместе с появлением на отечественном рынке трансформаторов MTS/MTC/MTM читатели смогут получить полную информацию со страниц этого журнала.