Добавил:

ivanov666 Опубликованный материал нарушает ваши авторские права? Сообщите нам.

Вуз:

Башкирский Государственный Аграрный Университет

Предмет:

[НЕСОРТИРОВАННОЕ]

Файл:

книги из ГПНТБ / Данцис Я.Б. Методы электротехнических расчетов руднотермических печей

.pdf

Скачиваний:

Добавлен:

23.10.2023

Размер:

7.38 Mб

Скачать

☆

<<< < Предыдущая 1 2 3 4 56 / 196 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 > Следующая >>>

от источника	частотой / == 50 гц, т. е. с частотой, в 10 раз	меньшей,
чем требуемая	но законам подобия. Результаты измерения	приведены

в табл. 2-1. Из этой таблицы следует, что для несимметричных корот ких сетей параметры, получаемые на модели с частотой в 10 раз мень шей требуемой согласно законам физического подобия, более близки к истинным, чем параметры, получаемые методом петель. Суммарные реактивные сопротивления различаются между собой на 4%, в то

время как фазные	реактивные	сопротивления		на 3,5 — 24%. Суммар
ные активные сопротивления		различаются	на	43,5%.
Исследования	параметров	моделей при	частоте 500 гц, предназна

ченных для работы на частоте 2500 гц, подтвердили возможность опре

деления		при	пониженной			частоте	суммарных	параметров	коротких
сетей	моделей,			изготовленных
для	работы		.на	более	высокой		г - Д -
частоте.						~	ссі-\..-
Таким		образом,			несоответ
ствие частот при моделирова
нии также приводит к значи
тельным		погрешностям				пофаз-
ных параметров коротких сетей.
Различие			значений		реактив
ных	и омических сопротивле
ний	при	определении			парамет
ров модели на частоте 50 и 500 гц
можно объяснить в значитель
ной	степени		тем, что при			пита
нии модели током частотой 50 гц
равномернее			распределяется ток				Рис. 2-3. Токораспределение		по труб
по отдельным проводникам ко							кам шинного пакета при частоте пита
роткой сети			(рис. 2-3). При этом				ния модели 50 и 500		гц
одновременно				увеличивается
угол	между		током отдельного проводника и током фазы.						Последнее
объясняется			тем, что		возрастает		относительное	значение омического

сопротивления в отдельных проводниках, так как при уменьшении

частоты реактивное сопротивление		падает	пропорционально	частоте
(т. е. в 10 раз), а омическое — только в 1,5			— 2 раза. Увеличение от
носительной величины	омического сопротивления, как показал			Клусс
[ 3 ] , приводит к росту	угла сдвига	фаз между током отдельного про

водника и током фазы. Выравнивание токораспределения по провод никам приводит к ошибкам в определении плотности тока максимально

загруженного проводника / м а к с , коэффициента неравномерности	kp,
представляющего собой отношение тока в наиболее загруженном	про

воднике к току в наименее нагруженном проводнике, и коэффициенте

поверхностного эффекта /ен , определяющего дополнительные	потери,
которые вызваны неравномерностью токораспределения по	отдель
ным проводникам [20].

Значения этих коэффициентов для шинного пакета при рассматри ваемом методе моделирования приведены в табл. (2-2), из которой видно, что плотность тока наиболее загруженного проводника при

питании модели током промышленной частоты определяется с погреш ностью 30—40%.

									Таблица		2-2
Токораспределение		по	трубкам	шинного	пакета	короткой		сети	печи	40	Мв-а
			при	частоте	50 и 500	гц
	'макс	а / м м 2			к Р				к н
Ф а з а
f =	50 гц	f =	500 гц	1 = 50 гц	f — 500	гц	f	50 гц	! =	500	гц
I	4,83		6,86	1,75	2,94			1,04		1,13
I I	4,65		6,95	1,63	3,20			1,08		1,16
I I I	4,86		6,47	1,72	2,89			1,08		1,13

Следовательно, изучение токораспределения	по	отдельным про
водникам короткой сети при питании модели	током	промышленной
частоты практически невозможно. Аналогичные	результаты получены

и на коротких сетях других конструкций. Необходимо обратить вни мание на то, что суммарные реактивные сопротивления при частоте 50 гц практически такие же, как и при частоте 500 гц, т. е. при соблю дении физического подобия модели и оригинала. Более детальное изу

чение этого вопроса	может привести к тому, что модели,	выполненные
в малых масштабах,	будут использоваться для получения	правильных

значений суммарных реактивных сопротивлений при питании их от источников повышенной частоты, что значительно упростит моделиро вание коротких сетей [21, 22]. Однако следует иметь в виду, что такое

моделирование может найти применение				только для симметричных
коротких	сетей.
Таким	образом,	можно	сделать вывод,	что исследования	на моде
л я х коротких сетей		следует	проводить при	условии полного	соблюде

ния законов физического подобия модели и оригинала; в настоящее время во всех исследовательских организациях, занимающихся мо делированием коротких сетей, придерживаются этих условий.

2-2.	Исследования	на моделях	коротких	сетей
Моделирование		коротких сетей с полным физическим			подобием
модели и оригинала		позволило	провести	р я д весьма важных	исследо
вательских работ.
1.	Определялись	оптимальные варианты коротких сетей вновь

создаваемых крупных руднотермических печей (ферросплавных мощ ностью 63 Мв-а, карбидных мощностью 60 и 80 Мв-а, фосфорных мощностью 50 и 72 Мв-а и др.).

2. Устанавливалась предельная мощность руднотермических пе чей, при которой получаются удовлетворительные электрические ха рактеристики электропечных установок. Это можно было сделать, после того как на моделях были установлены минимально возможные значения реактивных и активных сопротивлений различных вариантов

Таблица 2-3

Распределение реактивных и активных сопротивлений по участкам прямоугольной печи мощностью 60 Мв-а

				Д а н н ы е ,		полученные		при	Д а н н ы е , полученные			моде
				исследовании			действующей		Д а н н ы е , полученные			моде
				исследовании			действующей		л и р о в а н и е м		и расчетом
						печи			л и р о в а н и е м		и расчетом
						печи
				Реактивное			А к т и в н о е		Р е а к т и в н о е		А к т и в н о е
				сопротивле			с о п р о т и в л е -		сопротив		сопротивле
					ние		ние		ление		ние
Наименованиа и м е н о в а н ие участка
				Ч			а*		О		о
				о					О		о
				о			со		СО		со
				со			со		СО		со
				со			1		1
				1			1		1		о
				1			о		о		о
				о			о
				о
				я"			а*"
				я"
Трансформатор				0,24	11,6		0,048	18,3	0,24	10,3	0,048	18,6
Короткая сеть				1,03	49,8		0,030	11,5	1,13	48,7	0,030	11,6
Ванна	печи	с электродами		0,80	38,6		—	—	0,95	41,0	—	—
Переходное		сопротивление
контактная щека — элек				—	—				—	—
трод				—	—		0,061	23,2	—	—	0,072	27,9
Сопротивление электрода .				—	—		0,123	47,0	—	—	0,108	41,9
Общее	сопротивление		пе
чи				2,07	100,0		0,262	100,0	2,32	100,0	0,258	100,0
П р и м е ч а н и е .			Проценты		берутся		от суммарного			сопротивления		печи.
коротких		сетей. При дальнейшем				увеличении			единичных		мощностей

требуется применение искусственной компенсации реактивной мощно

сти для достижения удовлетворительных электрических				характери
стик	руднотермических печей (вопрос	подробно	изложен	в	[131).
3.	Определялось оптимальное число	трубок	в шинных	и	трубча

тых пакетах короткой сети, что было использовано при проектировании

и создании мощных	карбидных и ферросплавных		печей.
4. Определялось	токораспределение по трубкам шинного			пакета
и по кабелям подвижной части,		что позволило	установить коэффи
циенты добавочных	потерь при различном числе		проводников	корот
кой сети (см. гл. 4).
5. Проводилось	улучшение	электрических	характеристик	ряда
действующих печей	за счет изменения конструкции коротких			сетей.

6.Сравнивались схемы коротких сетей с целью выбора оптималь ной схемы (например, схемы короткой сети «звезда на трансформаторе» со схемой «треугольник на электродах» для мощных трехэлектродных печей с прямоугольной ванной, что привело к решению о целесообраз ности конструирования таких печей со схемой «звезда на трансфор маторе»).

7.Определялись электрические параметры коротких сетей каждой из фаз .

8.Проверялись расчетные формулы для определения индуктив ности отдельных участков короткой сети и др .

							Таблица	2-4
Значения реактивных и активных			сопротивлений печи РПЗ-48
		(моделирование	и	расчет)
			Реактивное		сопро	Активное сопротив
		тивление [Q—3 о м				ление потерь, 1 0 — 3 ом
Н а и м е н о в а н и е участка			I	и	n i	I	и	n i
			I	и	n i	I	и	n i
		фаза фаза фаза фаза фаза фаза
Трансформатор		0,320		0,320	0,320	0,032	0,032	0,032
Короткая сеть:		0,594		0,594	0,594	0,062	0,062	0,062
трубчатый пакет		0,178		0,178	0,178	0,056	0,056	0,056
гибкие	кабели	0,081		0,081	0,081	0,001	0,001	0,001
трубки	гибкой части	0,335		0,335	0,335	0,005	0,005	0,005
Переходное	сопротивление	контактных
плит						0,060	0,060	0,060
Сопротивление электродов						0,050	0,050	0,050
Ванна с электродами		0,974		0,996	0,974
	И т о г о	1,888		1,910	1,888	0,204	0,204 j	0,204

	і
Н и ж е	приводятся результаты некоторых исследований, получен
ные с помощью моделирования.
При	проектировании карбидных печей мощностью 60 Мв-а необ

ходимо было рассмотреть несколько конструктивных вариантов и выбрать наилучший. Исследования на моделях позволили получить необходимые параметры для разных вариантов печной установки и определить электрические характеристики будущих мощных печных установок. Результаты позволили выбрать наилучший вариант, ко

торый и был принят		при проектировании печей		для двух	крупных
химических заводов.
В табл. 2-3	приведены основные		результаты, полученные		на моде
л я х , а впоследствии		при измерениях	на действующих печах.
П р и проектировании самой крупной в мире шестиэлектродной
ферросплавной	печи	Р П З - 4 8 мощностью 63 Мв-а		на моделях были
проведены тщательные исследования различных вариантов					коротких
сетей для различных		типов печных	установок. Ввиду особой		ответст

венности исследования проводились одновременно в трех организа циях ( В Н И И Э Т О , Ленниигипрохиме, Н И И М ) . Результаты оказались


весьма близкими друг			другу.
В табл. 2-4 и 2-5 приведены					основные		результаты, полученные на
моделях, а впоследствии на действующих							печах.
Необходимо отметить, что вышеуказанная печь									является		первой
крупной	ферросплавной			печью	с	установкой		продольно-емкостной
компенсации		[13].
Д л я	увеличения выработки карбида кальция							на одном		из заводов
производили		реконструкцию печной установки						с	целью	увеличения
ее мощности		на 20 Мв-а.		Б ы л о	рассмотрено несколько вариантов та
кой реконструкции на			основании			результатов		моделирования			Впо-

	Таблица 2-5
Значения реактивных и активных	сопротивлений по участкам действующей
печи мощностью	63 Мв-а (эксперимент)

Н а и м е н о в а н и е участка

Реактивное		с о п р о т и в л е -	Активное сопротивление
		10" "		потерь,	1 0 — 3 ом
1	I I	I I I	I	I I	I I I
Фаза	Фаза	Фаза	Фаза	Фаза	Фаза

Трансформатор			0,300	0,300	0,300	15,0	0,032	0,032	0,032	16,0
К о р о т к а я	сеть:		0,550	0,550	0,550	27,5	0,060	0,060	0,060	30,0
трубчатый пакет			0,165	0,165	0,165	9,0	0,055	0,055	0.0Й5	27,5
гибкие	кабели		0,074	0,074	0,074	3,5	0,001	0,001	0,001	0,5
т р у б к и	гибкой части	•	0,311	0,311	0,311	15,0	0,004	0,004	0,004	2,0
П е р е х о д н о е сопротивление		контактных					0,058	0,058	0,058	29,0
щек			—	—	—		0,058	0,058	0,058	29,0
Сопротивление э л е к т р о д о в			—	—	—		0,050	0,050	0,050	25,0
Ванна с электродом			1,150	1,200	1,150	57,7	—	—
	И т о г о :		2,000	2,050	2,000	100	0,200	0,200	0,200	100

следствии был осуществлен наиболее дешевый и легко исполнимый вариант. Электрические характеристики, полученные на действующей печи, полностью совпали с полученными на модели.

Д л я одного из химических заводов была выполнена работа по ре конструкции короткой сети карбидной печи. Произведенная рекон струкция полностью подтвердила исследования на моделях, что видно

из табл.	2-6. Реконструкция короткой сети привела к выравниванию
фазных	токов. Это позволило ликвидировать имевшуюся перегрузку
обмоток	трансформатора при номинальных линейных токах и улуч

шить электрические режимы печи за счет увеличения значений у = = / / £ / ф . В результате реконструкции печь стала работать значительно лучше: выросла производительность и уменьшились расходные ко эффициенты [231.

					Таблица	2-6
Значения	сопротивлений короткой		сети печи	мощностью 9 Мв-а
	И з м е р е н и я	на	модели	И з м е р е н и я	на печи
Фаза	7, ом 1	х,	1 0 — 3 ом	V, ом '	X, 1 0 — 3	ом
	7, ом 1	х,	1 0 — 3 ом	V, ом '	X, 1 0 — 3	ом
I	540		0,767	535	0,72
I I	590		1,990	574	2,03
I I I	670		0,795	670	0,78
1 : I I I I I	—		3,552	—	3,53

В связи с созданием мощных руднотермических печей значительное внимание уделяется исследованию коротких сетей, являющихся од ним из основных элементов печных установок. В этих исследованиях интерес представляет достижение минимальных индуктивностей ко-

	Таблица	2-7
Реактивные сопротивления короткой сети руднотермической печи	10—16	Мв-а
со схемой соединения «звезда на трансформаторе»
Реактивные сопротивления	участков
короткой сети, 1 0 — а	ом

Экспериментальные
Н а и м е н о в а н и е участка	данные
I	I I	I I I
фаза	фаза	фаза

Расчетные д а н н ы е

I	II	i l l
фаза	фаза	фаза

Зашихтованный		участок	0,050	0,140	—	0,061	0,045	0,061
				0,140
Расшихтованный участок			0,093		—	0,012	0,042	0,012
Гибкие	кабели			0,076	—	0,088	0,088	0,088
Трубки	гибкой	части	0,137	0,136	—	0,121	0,121	0,121
	И т о г о		0,280	0,352	—	0,282	0,296	0,282

ротких сетей и обеспечение равномерного распределения полезных мощностей по фазам (электродам). Предполагается, что этим требова ниям лучше всего удовлетворяет короткая сеть со схемой соединения «треугольник на электродах» для печной установки с круглой ванной, в которой электроды расположены по вершинам равностороннего тре угольника . При этом полная симметрия в отношении распределения полезных мощностей, как известно, получается в том случае, когда печные трансформаторы также устанавливаются по вершинам равно стороннего треугольника. В случае, когда трансформаторы устанав ливаются в одной камере или трансформатор является трехфазным, несимметрия может достигать 10—12% [24]. Несмотря на это, такая схема печной установки получила наибольшее распространение вследствие своей компактности, так как в случае установки однофаз ных трансформаторов по вершинам равностороннего треугольника печная установка занимает очень большие площади.

Вместе с тем вышеуказанные схемы коротких сетей с точки зрения регулирования напряжения отдельных фаз менее удобны [25], чем схемы коротких сетей печных установок, в которых вторичные обмотки трансформатора соединены в звезду; в последних обеспечивается прак тически независимая регулировка напряжения отдельных фаз. Однако все известные короткие сети со схемой соединения «звезда на трансфор

маторе» (или «звезда		на электродах») имели худшие показатели либо
из-за	больших значений величин реактивных сопротивлений, либо
из-за	увеличенного	расхода меди. Д л я	закрытых	руднотермических
печей	была предложена короткая сеть		со схемой	соединения «звезда

на выводах трансформатора», которая является более перспективной

по сравнению с короткой сетью со схемой соединения «треугольник на электродах» [25, 1 ] . Однако как за рубежом, так и в отечественной практике отсутствовали исследования вышеназванной короткой сети, которые позволили бы провести конкретное ее сравнение с короткой сетью «треугольник на электродах».

С помощью моделирования были проведены исследования короткой

сети со	схемой	соединения «звезда	на трансформаторе»,	приведенной
на рис.	1-2, г и	1-3, а; в результате	исследований было	показано, что

эта схема имеет ограниченные по мощности пределы применения, и

было произведено ее усовершенствование (рис. 1-2, д и	1-3, в)	[26].
На модели были измерены реактивные сопротивления	отдельных
участков короткой сети. Результаты измерений приведены	в табл.	2-7.
Реактивные сопротивления участков короткой сети I I I фазы не изме

рялись, поскольку они вследствие симметрии равны сопротивлениям аналогичных участков короткой сети I фазы. В этой ж е таблице при ведены результаты расчета реактивных сопротивлений участков ко роткой сети, а также их экспериментальные значения.

На основании табл. 2-7 можно сделать вывод, что расчетные зна чения реактивных сопротивлений достаточно хорошо совпадают с из меренными. Это позволило рассчитать параметры коротких сетей

мощных печных установок, для которых характерны						весьма		низкие
ЭТг!Р**шия полезных напряжений и весьма большие значения								рабочих
токов	(120—140		ко).
Глава	третья
Р А С Ч Е Т Р Е А К Т И В Н Ы Х С О П Р О Т И В Л Е Н И Й
3-1. Основные положения расчета
Созданию упрощенных методов расчета реактивных						сопротивлений
коротких сетей были посвящены работы Ф. Клусса						[ 3 ] ,	Е.	Романи
[27],	Ф.	Андреа	[28, 29], 3.	Чайчинского	[30], Б .	М.	Струнского
[31 ] , Н .		И. Бортничука и М.		Я . Смелянского	[1 ] и др . Однако			в этих

работах было рассмотрено ограниченное число наиболее простых схем коротких сетей, а расчеты не были доведены до создания таблиц и нормалей, которые позволили бы для всех практически встречающихся схем коротких сетей весьма быстро определить реактивные сопротив ления отдельных участков коротких сетей. Н и ж е будут изложены ос новы расчетов реактивных сопротивлений отдельных участков корот ких сетей, которые привели к возможности создания соответствующих таблиц и нормалей для расчета реактивного сопротивления трубчатых

ишинных пакетов коротких сетей руднотермических печей [32]. Перед изложением методов расчета реактивных сопротивлений

трубчатых и шинных пакетов коротких сетей следует кратко изложить общие сведения, необходимые при расчете реактивных сопротивлений сложных токопроводов. При этом предполагается, что читатель зна ком с основными понятиями, связанными с определением собственной индуктивности и взаимной индуктивности проводников, средних

геометрических расстояний (с. г. р.) проводников от самих себя и друг

от друга и др .
	Вопросы определения и расчета индуктивностей излагаются в кни
гах	по теоретическим	основам	электротехники Л .		Р .	Неймана и
К-	С. Демирчяна [331	и в специальной		литературе:	в	монографии
Л .	А. Цейтлина «Индуктивности		проводов	и контуров»	[34], справоч

нике П. Л . Калантарова и Л . А. Цейтлина «Расчет индуктивностей» [35], монографии Н . В . Двайта «Электрические катушки и проводпики» [36], монографии Ф. В . Гровера «Расчет индуктивностей» [37]

ив ряде других книг.

Внастоящем разделе будут изложены лишь те сведения, которые необходимы при расчете индуктивностей сложных токопроводов ко

ротких сетей. При расчете индуктивностей отдельных проводников и взаимных индуктивностей между ними предполагаются следующие^ условия.

1. Ток распределяется равномерно по сечению проводников, что

вполне допустимо для		низких	частот. Под низкой частотой		понимается
частота, при	которой	можно	считать, что	ток в каждом	проводнике
равномерно	распределен по		его сечению.

2. Проводники и контуры принимаются линейными, т. е. их раз меры и взаимные расстояния значительно больше линейных размеров их поперечных сечений.

3. Трехфазная система токов симметрична.

4. Значения магнитной проницаемости проводника ц и о к р у ж а ю щей его среды одинаковы и равны значению магнитной проницаемости

пустоты (х0 = 4я10~"9 . Все соотношения даны в системе единиц СИ. Определения. Собственная индуктивность контура

/	L--=tyLli.
где і — ток в контуре, o\|7L	— полный магнитный поток, сцепляющийся

с контуром и обусловленный током / в нем (поток самоиндукции). Взаимная индуктивность контуров

		M	— м = ^		- ~ ^іл±
		"lnm	1 , 1 тп	.	.	>
				In	hn
где іп	и	і т — токи	в контурах,	і \| ) п т ,		—	потоки взаимной индук
ции,	обусловленные		соответственно токам			іп	и і т .
Метод		участков.	Собственная		индуктивность контура, состоящего

из п участков, и взаимная индуктивность двух контуров, состоящих

соответственно

из

m участков, могут быть

представлены

в виде:

L=y,

2 Mki,

= 2

Mkl,

(k ф

i),

k=i

ft=--l

i=l

ft=l

i-^l

где L k — собственная

индуктивность

/г-го

участка;

Mki

—

взаимная

индуктивность

k-ro

t'-ro

участков.

по

Величины

L k

Мы

при

низкой

частоте

могут

быть

определены

формулам:

Lk =

\Mkds'ds",

W =

\Mklds'ds\

где

ЛІд, — взаимная

индуктивность

двух

нитей

тока

/' и

/", проходя

щих

через

элементы

и ds

площади

S/c

поперечного

сечения

кон

тура

k-ro

участка;

Mki

— взаимная

индуктивность двух

нитей

тока

/ , проходящих

через элементы

площадей

5/е

и 5,-

попе

речных сечений k-ro

і-го участков.

Теорема о двух контурах. Взаимная индуктивность сложного кон

тура, состоящего

из двух контуров

т,

^ п

т ~

1/2

L n

Lin),

где L n m — индуктивность сложного контура, состоящего из двух коптуров; L n и L m — индуктивности этих контуров.

Максвеллов принцип средних геометрических расстояний. Индук тивность провода постоянного сечения (или контура из такого про вода) при равномерном распределении тока по сечению равна взаим


ной индуктивности двух одинаковых	эквидистантных нитей,		имею
щих такую же форму и размеры, как	ось рассматриваемого		провода
(контура) и отстоящих одна от другой на расстоянии,		равном с. г. р.
площади поперечного сечения провода	от самой себя.	Принцип Мак

свелла позволяет определить собственную индуктивность провода (контура), если известна взаимная индуктивность соответствующих нитей, и наоборот. Принцип Максвелла, вообще говоря, справедлив для системы, состоящей из двух бесконечно длинных прямолинейных проводов произвольного, но постоянного сечения.

Исследования, проведенные Л . А. Цейтлиным [38], показали, что применение принципа Максвелла к проводам иной формы, в частно сти к проводам, изогнутым по дуге окружности, приводит при опреде ленных условиях к незначительной погрешности е. Тогда

L^M	+	e.
Соотношение между		е и M зависит от формы и размеров провода

и его поперечного сечения. Однако даже при относительно небольшой

длине провода	е <^ М.	Так, для прямолинейного провода	кругового
сечения, радиус которого в 5 раз меньше длины провода,			отношение
в/M составляет	всего	0,7%.
Собственная	индуктивность линейного провода
L = N — G + A — Q,			(3-1)

где N — величина, зависящая от формы и размеров оси провода и не зависящая от формы и размеров поперечного сечения провода и от характера распределения тока по сечению; G, А и Q — величины, за висящие от формы и размеров поперечного сечения и от характера

распределения тока по сечению. Обычно разность А—Q	пренебрежимо
мала по сравнению с разностью N—G и тогда
L = JV — G.	(3-2)
Д л я прямолинейного провода
УѴ = ^ ( 1 п 2 / - 1),	(3-3)
2л

(3-4)

2я

где / длина провода; g — с. г. р. площади поперечного сечения про вода от самой себя.

Следовательно,

				2л \	ё		(3-5)
				2л \	ё
			Д л я	провода круглого		сечения
Рис .	3-1. Парал			l n r -			(3-6)
лельные		проводни		2я
ки	одинаковой
длины		(частный где / — длина провода,			г — его радиус.
	слу чай)		Следовательно,
			Следовательно,
		L •	іп-21	3			(3-7)
		2л	\ " ' г
Д л я		трубчатого	проводника
		G = 2л,	l n r -			Зд*	(3-8)
		G = 2л,	l n r -				(3-8)

где / — длина провода, q и г внутренний и внешний радиусы (г ; > а). Следовательно,

1 = Ы	In	2/	-Y(/-2 + с2)2	1	3<?2 — г	2
2л				4	г% — ф	(3-9)

Д л я упрощения	расчетов с. г. р.			площади поперечного сечения

трубчатого провода от самой себя может быть определено по формуле:

	8n =	T d ,
где d — внешний		диаметр	проводника, ô — толщина проводника,
С—величина,	значения которой			приведены в табл. 3-1.
Взаимная	индуктивность		двух	прямолинейных проводов. Д л я па
раллельных	проводов одинаковой			длины (рис. 3-1)
				Vi2
		2я V	h	(3-10)
		2я V	h

<<< < Предыдущая 1 2 3 4 56 / 196 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 > Следующая >>>

Соседние файлы в папке книги из ГПНТБ

#
24.10.202310.41 Mб25Данилов К.Б. 35-мм стационарные кинопроекторы.pdf
#
19.10.20236.31 Mб19Данилов, Б. С. Однополосная передача цифровых сигналов.pdf
#
19.10.20235.88 Mб23Данилов, Л. В. Электрические цепи с нелинейными R-элементами.pdf
#
19.10.20233.44 Mб15Данилов, П. П. Машинист дорожных бетоноукладочных и бетоноотделочных машин.pdf
#
19.10.20232.76 Mб50Данилов, П. П. Машинист козлового крана.pdf
#
23.10.20237.38 Mб52Данцис Я.Б. Методы электротехнических расчетов руднотермических печей.pdf
#
23.10.20238.47 Mб17Данченков М.Б. Повышение эффективности производства сыров.pdf
#
22.10.202318.26 Mб39Дашевский, В. Г. Конформации органических молекул.pdf
#
29.10.20235.21 Mб16Два чуда космической техники специальный выпуск..pdf
#
29.10.20231.51 Mб12Движение механизма под действием заданных сил программированное учебное пособие для студентов механических специальностей..pdf
#
29.10.20234.69 Mб13Двоскин В.Н. Сборные резцы.pdf