Соображений приведенных

Для первичных обмоток трансформаторов тока и трансреакторов применяются провода марок ПБД (с двойной хлопчатобумажной оплеткой; диаметр по меди 0,2—5,2 мм) и ПСД (два слоя стекловолокна с пропиткой нагревостойким лаком; диаметр по меди 0,31—5,2 мм). Остальные обмотки всех элементов выполняются проводом марки ПЭВ-2 (эмаль — лак на полиацетилочой и полиамидной основе с двухслойным покрытием; диаметр по меди 0,06— 2,44 мм) из соображений механической прочности, желательно начиная с диаметра 0,12 мм.

тимальной, равной 1,6 Aj. Это возможно, впрочем, лишь при частотах ниже 10 кГц. При более высоких частотах глубина проникновения тока в медь АА составляет доли миллиметра и толщина трубки выбирается из соображений механической прочности.

При заданной частоте наибольшую скорость вращения имеют машины с числами пар полюсов р = 1 и р = 2; при / = 50 гц в первом случае имеем п = 50 об/сек -•- 3000 об/мин, а во втором — п — = 25 об/сек = 1500 об/мин. В таких машинах большой мощности скорость на окружности ротора настолько велика (см. ниже табл. 1-1), что из соображений механической прочности ротора и лучшего раз-

Для малогабаритных транзисторных трансформаторных каскадов предварительного усиления звуковых частот оптимальный коэффициент трансформации, при котором усиление каскада максимально, обычно оказывается практически неосуществимым. Дело в том, что при большой величине оптимального сопротивления нагрузки транзистора при включении с общей базой или общим эмиттером для получения удовлетворительной частотной характеристики каскада я-а нижних частотах требуется большая индуктивность первичной обмотки LI, не осуществимая в малогабаритном трансформаторе. Поэтому в рассматриваемом случае коэффициент трансформации следует определять, исходя из допустимых размеров трансформатора. Взяв из таблицы нормализованных сердечников или сконструировав сердечник допустимых размеров, рассчитывают размещающееся на нём количество витков первичной обмотки и её индуктивность (см. п. 11.1), отведя на эту обмотку около 0,75 полезной площади окна и беря для неё провод наименьшего диаметра, допустимого из соображений механической прочности и устойчивости против коррозии. Затем из ф-лы (5.67) определяют R ан, подставив в неё значение L\, найденное из выражения (11.31), а по известным RaH, RI и -г\тр, взятому из табл. 5.2, находят R^, которое подставляют в (5.84), и рассчитывают оптимальный коэффициент трансформации для трансформатора выбранных размеров, пр« котором коэффициент усиления каскада будет максимально возможным. Значение с в ф-лах (5.82) и (5.83) в этом случае берут порядка 0,2-f-0,3.

Такое' сопротивление вторичная обмотка будет иметь при намотке её из провода диаметром 0,03-^0,04 мм; из соображений механической прочности и устойчивости против коррозии диаметр провода вторичной обмотки следует увеличить. Вызванное этим снижение сопротивления вторичной обмотки можно скомпенсировать увеличением сопротивления первичной или введением поправки в электрический расчёт трансформатора.

Дальнейшее утолщение провода ведет лишь к излишним затратам меди. Поэтому в тех случаях, когда провод выполняется из трубки (индукторы для непрерывно-последовательного нагрева под закалку или многовитковые для одновременного нагрева), следует толщину di выбирать близкой к 1,6 Ax. Это, впрочем, возможно лишь при звуковых частотах. При радиочастотах Ах составляет-доли миллиметра и толщина трубки выбирается из соображений механической прочности. В одновитковых индукторах для одновременного нагрева толщина стенки значительно больше глубины проникновения тока.

Когда толщина шины d превышает Ах более чем в два раза, вместо d подставляется Лц. При d
Для малогабаритных транзисторных трансформаторных каскадов предварительного усиления звуковых частот оптимальный коэффициент трансформации, при котором усиление каскада максимально, обычно оказывается практически неосуществимым. Дело в том, что при большой величине оптимального сопротивления нагрузки транзистора при включении с общей базой или общим эмиттером для получения удовлетворительной частотной характеристики каскада на нижних частотах требуется большая индуктивность первичной обмотки L\, не осуществимая в малогабаритном трансформаторе. Поэтому в рассматриваемом случае коэффициент трансформации следует определять, исходя из допустимых размеров трансформатора. Взяв из таблицы нормализованных сердечников или сконструировав сердечник допустимых размеров, рассчитывают размещающееся на нём количество витков первичной обмотки и её индуктивность (см. п. 11.1), отведя на эту обмотку около 0,75 полезной площади окна и беря для неё провод наименьшего диаметра, допустимого из соображений механической прочности и устойчивости против коррозии. Затем по ф-ле (5.67) определяют RaH подставив в неё значение L\, найденное из выражения (11.31), а по известным R3tl, RI н ilmp взятому из табл. 5.2, находят R—.которое подставляют в (5.84), и рассчитывают оптимальный коэффициент трансформации для трансформатора выбранных размеров, при котором коэффициент усиления каскада будет максимально возможным. Значение с в ф-лах (5.82) и (5.83) в этом случае беру" порядка 0,2-г-0,3.

Такое сопротивление вторичная обмотка будет иметь при намотке её из провода диаметром 0, 03 -н 0, 04 мм; из соображений механической прочности и устойчивости против коррозии диаметр провода вторичной обмотки можно увеличить. Вызванное этим уменьшение сопротивления вторичной обмотки можно скомпенсировать увеличением сопротивления первичной или введением поправки в электрический расчёт трансформатора.

Самоподъемные установки не нуждаются в системах позиционирования и компенсаторах вертикальных колебаний, поскольку в режиме бурения они жестко закреплены на грунте с помощью выдвижных опор. Например, на СПБУ 6500/100 установлены три трехгранные опоры. Для операций подъема и спуска опор на каждой из них установлено по 12 асинхронных короткозамкнутых двигателей мощностью 35 кВт каждый. На каждое ребро опоры приходится по четыре двигателя (по два с каждой стороны ребра). Такая схема выбрана из соображений механической прочности передаточных механизмов. В ряде проектов для обеспечения установки СПБУ на точку бурения и снятия с нее используются схемы с гидравлической передачей усилий. Число выдвижных опор на таких установках равно трем или четырем. Для того чтобы исключить необходимость малых перемещений установки при бурении кустов скважин, портал СПБУ, на котором расположена буровая установка, де-16—3364 241

или по номограмме на 12-38. Если провода с диаметром, полученным по расчету, не имеется, применяют провод с ближайшим большим стандартным диаметром (табл. 12-32). Когда же по расчету получается d < 0,05 мм, то из соображений механической прочности провода применяют провод ф 0,06—0,08 мм.

Полные аварийные слагающие фаз и их отдельные последовательности определяются с учетом соображений, приведенных выше. В частности, необходимо отметить, что аварийная слагающая напряжения прямой последовательности в отличие от U$, как и при /С(3), имеет наибольшее значение в месте КЗ и образует с /<.2,'ав угол, не зависящий от /?п. Полные аварийные слагающие в неповрежденной (особой) фазе отсутствуют, например ^«лав^^кл— —?А(Лраб=0. В поврежденных фазах они есть.

Наиболее частым видом повреждений в сетях оперативного постоянного тока являются замыкания на землю в одной точке. Оно опасно тем, что при его длительном существовании возможно замыкание на землю во второй точке провода того же полюса, которое в случае шунтирования, например, контакта в цепи управления отключением выключателя приведет к его ложному отключению. Поэтому считается обязательной установка на шинах батареи устройства контроля изоляции, работающего на сигнал. В связи с учетом соображений, приведенных в немецкой литературе 30-х годов, в СССР принято непосредственно подводить к элементам схем управления (например, электромагниту отключения выключателя) напряжение от шинки «минус».

ность нарушения цепей напряжения при наличии /раб max. Более тяжелыми обычно являются условия, подобные рассмотренным выше для ненаправленных защит: 1) отстройка от переходных токов после отключения внешних КЗ по (5.2), где /раб max — максимальный рабочий ток в защите, определяемый при наличии OHM мощностью SH тах, которая может быть направлена от шин. В отличие от рассмотренного выше при этом не учитывается, как мало вероятное событие, наложение на рассматриваемый режим нарушения цепей напряжения OHM; 2) отстройка от переходных токов после успешного АПВ повредившейся линии по (5.3) с учетом соображений, приведенных для предыдущего случая; 3) согласование /с,з смежных участков. Оно должно проводиться для защит, имеющих возможность срабатывать при одинаковом направлении SK.

Выбор параметров и проверка чувствительности. Токи срабатывания ПО выбираются с учетом соображений, приведенных для продольных направленных защит (см. §7.5).

Размещение датчиков должно производиться таким образом, чтобы можно было восстановить измеряемую величину с заданной погрешностью по полученным дискретам. Интервал квантования для рассматриваемого случая может быть выбран из соображений, приведенных в предыдущем параграфе. Положим, на интервале наблюдения расположено N=2n датчиков. Тогда имеется возможность реализовать алгоритмы получения коэффициентов Фурье — Уолша по формуле

Выбор параметров и проверка чувствительности. Токи срабатывания пусковых органов выбираются с учетом-соображений, приведенных для продольных направленных защит (§ 5-5): для

Полные аварийные слагающие фаз и их отдельные последовательности определяются с учетом соображений, приведенных выше. В частности, необходимо отметить, что аварийная слагающая напряжения прямой последовательности в отличие от и$>, как и при К(3\ имеет наибольшее значение в месте КЗ и образует с /?21ав угол, не зависящий от Rn. Полные аварийные слагающие в неповрежденной (особой) фазе отсутствуют, например U$aB — U$i — —UKAp&6=0. В поврежденных фазах они есть.

Наиболее частым видом повреждений в сетях оперативного постоянного тока являются замыкания на землю в одной точке. Оно опасно тем, что при его длительном существовании возможно замыкание на землю во второй точке провода того же полюса, которое в случае шунтирования, например, контакта в цепи управления отключением выключателя приведет к его ложному отключению. Поэтому считается обязательной установка на шинах батареи устройства контроля изоляции, работающего на сигнал. В связи с учетом соображений, приведенных в немецкой литературе 30-х годов, в СССР принято непосредственно подводить к элементам схем управления (например, электромагниту отключения выключателя) напряжение от шинки «минус».

ность нарушения цепей напряжения при наличии /раб max. Более тяжелыми обычно являются условия, подобные рассмотренным выше для ненаправленных защит: 1) отстройка от переходных токов после отключения внешних КЗ по (5.2), где /рае max — максимальный рабочий ток в защите, определяемый при наличии OHM мощностью SH max, которая может быть направлена от шин. В отличие от рассмотренного выше при этом не учитывается, как мало вероятное событие, наложение на рассматриваемый режим нарушения цепей напряжения OHM; 2) отстройка от переходных токов после успешного АПВ повредившейся линии по (5.3) с учетом соображений, приведенных для предыдущего случая; 3) согласование /с.з смежных участков. Оно должно проводиться для защит, имеющих возможность срабатывать при одинаковом направлении SK.

Выбор параметров и проверка чувствительности. Токи срабатывания ПО выбираются с учетом соображений, приведенных для продольных направленных защит (см. §7.5).

Анализируя перетоки реактивной мощности к ЦП В, на основе соображений, приведенных выше, приходим к выводу, что основная нагрузка ЦП В покрывается от СК. В этих условиях L'" = 0 и "' = 80 км,