24脉波移相整流变压器设计
两种24脉波整流变压器设计比较
两种24脉波整流变压器设计比较24脉波整流变压器是一种特殊的变压器，能够提供更加稳定的直流输出电压。
在24脉波整流变压器的设计过程中，有两种不同的设计方法可以选择，分别是谐振式设计和非谐振式设计。
下面将介绍这两种设计方法的比较。
谐振式设计是一种常见的24脉波整流变压器设计方法。
在这种设计中，谐振电路被用来减小电路中的谐波和纹波。
谐振电路是由电容器和电感器组成的，并与变压器并联。
电容器和电感器的参数可以根据需要进行调整，以便在电路中产生合适的谐波和纹波消除效果。
谐振式设计的优点是能够有效减小谐波和纹波，从而提供更加稳定的直流输出电压。
然而，谐振式设计也有一些缺点。
首先，谐振电路的设计复杂，需要进行精确的参数调整，使得设计和调试成本较高。
其次，谐振电路会引入额外的电功率损耗，从而降低变压器的效率。
因此，在设计谐振式24脉波整流变压器时，需要权衡其优缺点，并选择合适的参数和电路结构。
非谐振式设计是另一种常见的24脉波整流变压器设计方法。
在这种设计中，没有谐振电路，而是调整主变压器的参数来减小谐波和纹波。
非谐振式设计的优点是无需设计和调试谐振电路，从而降低了设计和制造成本。
此外，非谐振式设计还能够提高变压器的效率，因为没有额外的电功率损耗。
然而，非谐振式设计也存在一些缺点。
首先，调整主变压器的参数需要一定的经验和技巧，否则可能会导致电路的不稳定或者谐波和纹波过大。
其次，非谐振式设计不能完全消除谐波和纹波，因此直流输出电压的稳定性相对较差。
综上所述，谐振式设计和非谐振式设计是24脉波整流变压器常用的两种设计方法。
谐振式设计能够有效减小谐波和纹波，提供更加稳定的直流输出电压，但设计复杂，成本较高，且会引入额外的功耗损失。
非谐振式设计则无需设计和调试谐振电路，降低了成本，提高了效率，但无法完全消除谐波和纹波，直流输出电压稳定性相对较差。
在选择设计方法时，需要根据具体的应用需求和成本考虑，选择适合的设计方法。
24脉波牵引整流变压器移相角的计算与测量
关键词： 牵引整流变压器； 移相角； 测量 中图分类号： $%&’# 文献标识码： ( 文章编号： （#’’+） !’’!)*&#+ ’,)’’’*)’-
１ 前言
城市轨道交通 #& 脉波牵引整流变电站的基本 构成是采用两台相同容量的轴向双分裂式牵引整流 变压器。 就整流变压器本身而言， 每台变压器实质上 仍然是一台轴向双分裂式 !# 脉波牵引整流变压器， 所不同的是网侧绕组采用延边三角形，分别形成 . 本文对 #& 脉波牵引整流变压 /"+0和)/"+0的移相角。 器采用延边三角形联结的移相角的计算和测量进行 探讨。
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收稿日期： ,))+’)9’,+ 作者简介： 王念同 （!<93’ ） ， 男， 江苏溧阳人， 上海工程技 术 大 学 电 子 电 气 工 程 学 院 副 教 授 ， 教授级高级工程师， 长期 从事电机、 变压器理论研究与产品开发工作； 魏雪亮 （!<9<’ ） ， 男， 江苏无锡人， 上海沪光变压器有 限 公 司 工 程 部 经 理 ， 高级工程师， 长期从事变压器设 计与产品开发工作。
当阀侧 ( 联结时， 因 为 !)" 联） （!) ） ’ !(" )!(,!* " !! ・ 5=96’1;&!7 !) !D （!’ ） ’ )(" !* " ! ’ !! 9:%6’1;&!7 !) !D （!! ）、 式 （!’）， 将式 不论阀侧是 * 联 结 ， 还是 式 （!1 ） 式 （!)） 都可得： ( 联结， ’ ) " ’ ・ 9:%6’1;&!7 " ’ #$%6’1;&!7 ! ! 5=96’1;&!7 ’! （!3 ） 从式 （!3 ） 推得移相角的实测值! 为： （!! ）
4-牵引整流变压器设计公式.(SB
有关城市轨道交通用牵引整流变压器设计公式目前由于全国许多城市的地下铁道和城市轨道交通为了降低电网中的谐波、减小干扰污染，均采用24脉波的整流电源，即在整流装置中使用高压网侧线圈分别不同移相的两台整流变压器，在与各自相应的整流器联结整流后并联供电，以实现24脉波。
㈠ 24脉波整流用外延三角形移相整流变压器的结构形式与矢量图整流变压器的高压网侧为并联的两组线圈，每组线圈均为外延三角形结构，移相＋7.5°（或－7.5°）。
低压阀侧线圈为两个轴向分裂的线圈：一个为三角形联结，一个为星形联结。
高压网侧线圈的接线图及矢量图见图1：左移相右移相图 1㈡移相α°时高压网侧各线圈的电压等参数的计算1．移相线圈电压L L y U U U ⨯=⨯=ααsin 32120sin sin（1）式中，L U － 高压网侧线电压 V ；y U － 高压网侧移相线圈电压 V 。
当 5.7=α时，L y U U ⋅=15072.02．主线圈电压()()[]()L L L z U U U U ⋅-⋅=⨯--=⨯⎪⎪⎭⎫ ⎝⎛--=ααααα30sin 2sin 60sin 32120sin sin 60sin（2） 当 5.7=α时，L z U U ⋅=76537.03．实际移相角的计算⎪⎪⎭⎫ ⎝⎛+=-y z y W W W tg 3231α⎪⎪⎭⎫⎝⎛+=-y z y W W W tg 231α （3）式中，α－ 高压网侧实际的移相角；y W － 移相线圈匝数；z W － 主线圈匝数。
4．当移相角 5.7=α时，变压器高压网侧线圈励磁时的实际匝伏电压计算yL t W U e ⨯⨯=35.7sin 2（4）或 ()zL t W U e5.7sin 35.7cos ⋅-⨯=（5）5．低压阀侧三角形联结线圈及星形联结线圈的匝数选取由于相关的机械行业标准对于牵引用整流变压器的两组低压阀侧线圈（三角形联结线圈，星形联结线圈）空载线电压的不平衡度有不得大于0.3%的规定，所以在选取低压阀侧线圈（三角形联结线圈，星形联结线圈）的匝数时，尽量使两种线圈的匝数比接近3。
24脉波整流相角差说明
24脉波整流相角差说明要实现等效二十四相整流,就必须使两变压器T1和T2的低压输出之间移相15°(或45°)角,经过分析,我们在高压侧采用延边三角形移相方法。
下面以Dy11d0联结组别为例，说明移相15°和移相45°的不同点。
1.移相15°为了满足T1和T2低压输出之间相角差为15°的要求，若T1联结组别为D(-7.5°)y11d0，即在Dy11d0的基础上右移7.5°。
根据高压侧延边三角形的移相原理，变压器T2联结组别为D(+7.5°)y1d0或D(-22.5°)y11d0便可达到两变压器相角差15°的目的。
方案一：联结组别为D(-7.5°)y11d0和D(+7.5°)y1d0的两台变压器组成24脉波整流时，此两台变压器的不同之处在于高压线圈外部连接杆连接以及低压的d接线圈的外部连接，因此，若两变压器进行互换时，需改变高压连接杆的外部连接和d接的低压线圈外部连接，但由于低压出线为焊接连接，其外部连接的更改是比较麻烦的，在变压器运行现场不能实现。
因此，采用此方案，两台变压器的互相兼容性差，其备品备件要2台以上(各需要1台)。
方案二：联结组别为D(-7.5°)y11d0和D（-22.5°）y11d0的两台变压器组成24脉波整流时，此两台变压器的不同之处在于高压移相角度不同，高压线圈的设计不一样，此方案的缺点除了互换性差(需更换高压线圈才可达到互换的目的)以外，还存在两台变压器的移相角度偏差大，整流精度低等缺点。
2.移相45°为满足T1和T2低压输出之间相角差为45°的要求，T1和T2的联结组别可分别为D(-7.5°)y11d0和D(+7.5°)y1d2，此两台变压器不同之处只在于高压线圈的外部连接不同，因此两台变压器的线圈在设计和工艺上完全相同的，它们只需改变外部连接杆连接位置便可满足各移相-7.5︒和+7.5︒的要求，使两台变压器具有很好的互换性，在变压器运行现场也可以实现互换，备品备件只需要1台便可，减少了设备的投资。
完整版)二十四脉波整流资料
完整版)二十四脉波整流资料地铁直流牵引供电系统中的整流机组是重要的设备之一。
为了提高直流电的供电质量，降低直流电源的脉动量，城市轨道交通多数采用等效24脉波整流机组。
该机组由两台相同容量12脉波的整流变压器和与之匹配的整流器共同组成。
整流机组的作用是将35kV AC（或33kV AC）降压、整流，输出1500V DC（或750VDC）电压供给地铁接触网，实现直流牵引。
整流变压器宜采用干式、户内、自冷、环氧树脂浇注变压器。
整流器采用自然风冷式，适用于户内安装。
整流器柜宜采用独立式金属柜，并应考虑通风流畅、接线方便，同时便于维护、维修。
整流变压器应从结构上进行优化设计，以抑制谐波的产生，减少电磁波干扰。
整流机组产生的谐波电流应满足国家标准的规定，并满足我国电磁兼容相应的标准。
根据IEC164规定，地铁作为重型牵引负荷，其负荷等级为VI级。
整流机组设备的负荷特性满足如下要求：100%额定负荷时可连续运行；150%额定负荷时可持续运行2h；300%额定负荷时可持续运行1min。
整流器的设计应满足当任一臂并联的整流管有1个损坏时，能全负荷正常运行。
直流侧空载情况下，整流变压器施加35×（1+0.05）kV的交流电压时，直流侧输出电压不超过1800 V。
的相位角为-22.5°；二次侧电压相量Ub3c3的相位角为-157.5°。
2)对于变压器T2一次侧电压相量UA1C1的相位角为-22.5°；二次侧电压相量Ua3b3的相位角为67.5°；二次侧电压相量Ub2c2的相位角为-112.5°。
在选择地铁整流机组的规格时，建议采用带三角形联结的变压器，并尽可能增加整流的相数。
具体来说，变压器可以采用Dy11d0-Dy1d2或Dy5d0-Dy7d2联结。
对于采用Dy11d0-Dy1d2联结的整流机组，单台变压器运行时只能产生12脉波，需要两台并联运行才能获得24脉波。
24脉波移相整流变压器设计
24脉波移相整流变压器设计摘要：为了减少整流装置对电网产生的谐波污染，设计一种新型共轭式24脉波移相整流变压器，从而达到消除低次谐波的目的，同时采用该结构可大大降低变压器的材料成本。
本文结合设计实例以供参考。
关键词：整流变压器；设计；24脉波；共轭式一、前言随着社会的发展，各种用电设备的不断增加，交流电网中谐波污染问题也日益突出。
为了建造绿色电网的目标，国家制定了专门的标准GB/T14549-93《电能质量公用电网谐波》，供电部门正按照这一标准对各用电客户的谐波限制措施提出了严格的要求。
特别是高能耗用电企业如氯碱化工、铝镁电解、电解铜等更是重中之重，其整流装置是主要的谐波污染源。
当前对谐波的抑制措施主要有两种方式，一种是增加整流所的等效相数；另一种是安装滤波装置。
本文只探讨与前者密切相关的单机组24脉波（两机组构成等效48脉波）移相整流变压器设计问题。
二、整流变压器设计实例我公司2012年初接得山东某化工公司的食盐电解整流变压器合同，有两个系列，每个系列有两台ZHSFPT-21500/110整流变压器，单台24脉波，两台构成等效48脉波。
整流方式为三相桥式整流，同相逆并联，冷却方式为强油风冷，变压器为主调合一免吊心结构。
(一)基本参数：网侧电压：U1=110kV±10%，50Hz±1%单机额定直流输出电压：Udn=550V单机额定直流输出电流：Idn=4×8.1kA调压范围：65~105%Udn27级等差调压，M型开关短路阻抗：10%，变压器效率：98.7%高压中性点绝缘水平按60kＶ级考虑补偿绕组容量:4000kV AR, 电压10kV额定直流空载电压:Udo=1.14×550=627V阀侧额定相电压(角接)U2=627÷1.35=464.4V阀侧额定相电压(星接)U2=627÷2.34=267.9V每支路额定相电流（角接）：I2φ=0.471×8100/2=1908A每支路额定相电流（星接）：I2φ=0.816×8100/2=3305A每支路额定臂电流：Ib=0.577×8100/2=2337A变压器额定容量: SN=1.047×627×4×8100/1000=21270kV A一次额定电流：I1N=21270/110/√3=111.6A整变高低电压比:k12=110000/√3/0.85/464.4=160.887整变高压额定相压：U1φ= k12×464.4=74715V调压线圈额定相电压：Ut=74715-110000/√3=14943V调压线圈额定相电流：It=0.85×21270/110/√3=94.9A调变高压绕组额定电流：IG=111.6-94.9=16.7A±3.75°移相时：整变基本线圈电压：Ujφ=74715×sin(60°-3.75°)/sin(120°)=71735V 整变移相线圈电压：Uyφ=74715×sin(3.75°)/sin(120°)=5643V±11.25°移相时：整变基本线圈电压：Ujφ=74715×sin(60°-11.25°)/sin(120°)=64865V 整变移相线圈电压：Uyφ=74715×sin(11.25°)/sin(120°)=16831V流过整流基本、移相绕组额定电流：Iy= Ij =94.9/4=23.7A三、设计方案的选择目前24脉波移相整流变压器有多种实现方式，其中比较流行有两种：1）.一台自耦变加两台共轭式铁心整流变压器，每台共轭式铁心整流变压器实现12脉波移相，两台实现24脉波。
24脉波整流和移相整流变压器网侧绕组匝数和电流的确定
式中
I延 I基 I2 W2
绕组外延段电流, A 绕组基本段( 内三角) 电流 , A 阀侧绕组相电流, A 阀侧绕组匝数
4 网侧星形联结时移相整流变压器匝数和 电流的确定
前面已指出星形联结时应接成曲折形联结。 4. 1 匝数的确定 以移相 + 7. 5 联结为例, 相量图如图 6 所示。
3. 2
电流的确定 由图 4 节点 Z 得如图 5 所示的相量图。
收稿日期 : 2001- 06- 11 作者简介 : 陈华山 ( 1938- ) , 男 , 浙江镇海县 人 , 上海置信变压器公司总工程师 , 长期从事变压器技术工作。 现从事非晶 合 金铁心配变和箱变的技术工作。
第9期
钱章福 : 24 脉波整流和移相整流变压器网侧绕组匝数和电 流的确定
9
2
外延三角 波整流
第 38 卷 第 9 期 2001 年 9 月
变压器
TRANSFORMER
Vol. 38 Sept ember
No. 9 2001
设计计算
24 脉波整流和移相整流变压器 网侧绕组匝数和电流的确定
钱章福
( 上海置信变压器有限公司 , 上海 200335)
摘要: 概述了用移相 7. 5 叠加组成的 24 脉波移相整流原理, 介绍 了外延三角 、 星形 曲折联结 的移相整流 变
1
12 和 24 脉波整流特性的区别
为了提高直流成分的纯净要求 , 在整流线路中 ,
特别是在城市地铁、 轨道交通的牵引整流线路中, 往 往采用 12 和 24 脉波多脉波数的整流线路。脉波数 越多 , 则其整流元件的导通电角度的间隔越小 , 直流 成分也就越纯净。 在三相电源中, 每相一个周期的电角度为 360 ; 在一周中, 当整流后要获得 12 个脉波数, 则必须每 隔 30 就得有一个整流元件导 通。同理, 24 脉波的 整流必须每隔 15 就有一个整流元件导通。 要实现 12 脉波的整流, 其整流变压器的接线应
(完整版)二十四脉波整流资料
3．24脉波整流机组整流机组是地铁直流牵引供电系统中的重要设备之一。
整流机组的设计、结构特点和保护方式关系到整个直流牵引供电系统的正常运行。
目前，为了提高直流电的供电质量，降低直流电源的脉动量，城市轨道交通多数采用等效24脉波整流机组，一般都由两台相同容量l2脉波的整流变压器[9]和与之匹配的整流器共同组成。
3.124脉波整流机组的作用及要求在地铁供电系统中，牵引变电所高压侧的电压多为35kV AC(或33kV AC)，而接触网的电压为1500V DC(或750V DC)，所以需要降压和整流。
整流机组包括整流变压器和整流器，其作用是将35kV AC(或33kV AC)降压、整流，输出1500V DC(或750V DC)电压供给地铁接触网，实现直流牵引。
地铁牵引变电所一般设于地下，所以整流机组也安装在地下室内。
整流变压器宜采用干式、户内、自冷、环氧树脂浇注变压器，其线圈绝缘等级为F级，线圈温升限值为70K/90K(高压，低压)，其承受极限温度为155℃，铁心温升在任何情况下不应产生损坏铁心金属部件及其附近材料的温度。
在高湿期内可能产生凝露，应采取措施防止凝露对设备的危害。
整流器采用自然风冷式，适用于户内安装。
整流器柜宜采用独立式金属柜，二极管及其它元件的布置应考虑通风流畅、接线方便，同时便于维护、维修。
整流器与外部连接的跳闸信号采用接点方式，报警信号采用数字方式。
柜的上部及底部开口，采取措施防止小动物进入，正面和后面有门，各部件与柜应绝缘。
整流变压器应从结构上进行优化设计，以抑制谐波的产生，减少电磁波干扰。
整流机组产生的谐波电流应满足国家标准的规定，并满足我国电磁兼容相应的标准[10]。
根据IEC164规定，地铁作为重型牵引负荷，其负荷等级为VI级，整流机组设备的负荷特性满足如下要求：100%额定负荷时可连续运行；150%额定负荷时可持续运行2h；300%额定负荷时可持续运行1min。
整流器的设计应满足当任一臂并联的整流管有1个损坏时，能全负荷正常运行。
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24脉波移相整流变压器设计摘要：为了减少整流装置对电网产生的谐波污染，设计一种新型共轭式24脉波移相整流变压器，从而达到消除低次谐波的目的，同时采用该结构可大大降低变压器的材料成本。
本文结合设计实例以供参考。
关键词：整流变压器；设计；24脉波；共轭式一、前言随着社会的发展，各种用电设备的不断增加，交流电网中谐波污染问题也日益突出。
为了建造绿色电网的目标，国家制定了专门的标准GB/T14549-93《电能质量公用电网谐波》，供电部门正按照这一标准对各用电客户的谐波限制措施提出了严格的要求。
特别是高能耗用电企业如氯碱化工、铝镁电解、电解铜等更是重中之重，其整流装置是主要的谐波污染源。
当前对谐波的抑制措施主要有两种方式，一种是增加整流所的等效相数；另一种是安装滤波装置。
本文只探讨与前者密切相关的单机组24脉波（两机组构成等效48脉波）移相整流变压器设计问题。
二、整流变压器设计实例我公司2012年初接得山东某化工公司的食盐电解整流变压器合同，有两个系列，每个系列有两台ZHSFPT-21500/110整流变压器，单台24脉波，两台构成等效48脉波。
整流方式为三相桥式整流，同相逆并联，冷却方式为强油风冷，变压器为主调合一免吊心结构。
(一)基本参数：网侧电压：U1=110kV±10%，50Hz±1%单机额定直流输出电压：Udn=550V单机额定直流输出电流：Idn=4×8.1kA调压范围：65~105%Udn27级等差调压，M型开关短路阻抗：10%，变压器效率：98.7%高压中性点绝缘水平按60kＶ级考虑补偿绕组容量:4000kV AR, 电压10kV额定直流空载电压:Udo=1.14×550=627V阀侧额定相电压(角接)U2=627÷1.35=464.4V阀侧额定相电压(星接)U2=627÷2.34=267.9V每支路额定相电流（角接）：I2φ=0.471×8100/2=1908A每支路额定相电流（星接）：I2φ=0.816×8100/2=3305A每支路额定臂电流：Ib=0.577×8100/2=2337A变压器额定容量: SN=1.047×627×4×8100/1000=21270kV A一次额定电流：I1N=21270/110/√3=111.6A整变高低电压比:k12=110000/√3/0.85/464.4=160.887整变高压额定相压：U1φ= k12×464.4=74715V调压线圈额定相电压：Ut=74715-110000/√3=14943V调压线圈额定相电流：It=0.85×21270/110/√3=94.9A调变高压绕组额定电流：IG=111.6-94.9=16.7A±3.75°移相时：整变基本线圈电压：Ujφ=74715×sin(60°-3.75°)/sin(120°)=71735V 整变移相线圈电压：Uyφ=74715×sin(3.75°)/sin(120°)=5643V±11.25°移相时：整变基本线圈电压：Ujφ=74715×sin(60°-11.25°)/sin(120°)=64865V 整变移相线圈电压：Uyφ=74715×sin(11.25°)/sin(120°)=16831V流过整流基本、移相绕组额定电流：Iy= Ij =94.9/4=23.7A三、设计方案的选择目前24脉波移相整流变压器有多种实现方式，其中比较流行有两种：1）.一台自耦变加两台共轭式铁心整流变压器，每台共轭式铁心整流变压器实现12脉波移相，两台实现24脉波。
2）.一台自耦变加四台独立铁心整流变压器，每台整流变实现6脉波移相，四台实现24脉波。
本案选择第1种方式。
由于是110kV分级绝缘变压器，故本案例调压变选择比较流行的中性点正反调压接线方式，调压变本身不移相，移相功能集中到整流变上。
这时整流变一次侧采用曲折形移相方式。
为了使移相角度较小些节省材料，故整流变二次侧再配以星角接线输出。
这时整流变一次侧移相角为±3.75°和±11.25°，每种移相角度（包含正负，共4种）再配以二次星角接线，最终形成移相角度：一台（-3.75°，+26.25°；+11.25°，-18.75°），另一台（+3.75°，-26.25°；-11.25°，+18.75°）。
这样每台共轭的整流变输出12脉波电源，两台则能输出24脉波（即单机组24脉波），最终一个系列两台24脉波移相整流变压器输出等效48脉波。
(二)调压变压器方案确定由于调压变为中性点正反自耦调压，只有星形接线方式，故调压变中没有三次谐波电流的通路；同时为了减小星形联结的零序阻抗而特设一三角形联结的稳定绕组，其容量约占变压器容量的25%左右。
这样的绕组不接到外部电路时，可作稳定绕组用；若与外部电路联结时，可作补偿绕组用，达到一举多能的功效。
这种中性点自耦调压接线方式是一种比较常见的接线方式，也就是通常说的主调合一结构变压器，它不仅有计算容量小的特点，而且对有载开关的绝缘水平要求较低，通常比线端低一个等级，还有因没有移相功能，其引线结构布置较为简单，适用于调压范围较大的110kV及以下的大中型整流机组。
中性点自耦调压接线原理如图1a）图中A、B、C 、O为调变输入电压端子，Am、Bm、Cm为稳定绕组输出端子(三)整流变压器设计确定根据整流电路知道，不管是三相桥式，还是双反星带平衡电抗器，每种最多可以得到6脉波，要想得到更多的脉波数就必须采用移相后多支路整流并联方式。
为此本案采用单机组四个三相桥式整流电路并联，两机组八个三相桥式整流电路并联方式。
其一次侧有四个移相角度：即±3.75°和±11.25°，每个角度再分别配以一个星接和一个角接的绕组作为二次绕组，这样整个系列就由八个移相角构成，也就达到P=8×6=48脉波的要求。
同时根据理论和实践可知，采用二次星角接线是一种比较简单的移相方式，同时又受诸多因素限制。
星角联结的两个二次绕组的匝数比理论要求为1：√3。
实际上当二次电压较低时，二次匝数较少只有1~2匝时，是无法满足这个理论值的。
只有二次电压较高时，星角绕组的匝数比才可能接近1：√3。
这种理论值与实际情况存在的差异性，必然在二组整流器间产生环流。
要消除这些环流，可以采用相控调压方法及增加母线电抗的办法。
这些措施可使二整流器输出电压相等，改善二整流器的电流分配，但都将使整流设备的功率因数降低。
根据本案例的实际情况，为了使产品设计达到结构紧凑、经济实用、性能可靠，我们选择了共轭式铁心结构。
传统的星角移相放在整流变的一次侧，二次侧同为星接或角接，其铁心结构示意图及磁通相量图如图2。
这时通过中轭的磁通为：当Φy=Φd时，△Φ=0.518Φy=0.518Φd，也就是说中轭的截面积仅为心柱的0.518倍，由此可以见共轭式铁心结构与两个独立铁心结构相比，可以节省约1.5个轭的硅钢片。
本案例的二次电压大小适中，因此二次绕组可以采用星角接法。
二次星接绕组为7匝，角接绕组为7√3=12.12≈12匝。
为了使流过中轭的磁通△Φ最小，本例采用一次绕组移相角（包括正负）完全一样，这样理论上流过中轭的磁通△Φ可以为零，但实际工艺是做不到的。
为了使星、角接两个二次绕组输出电压相等，以弥补二次角接绕组实际匝数与理论匝数的差别，实际上设计成：配二次角接绕组的一次绕组匝数比星接的较少一些，本例约为少1%。
这样不仅星、角接两个二次绕组输出电压相等，而且中轭的截面积理论上仅为心柱的1%。
实际上考虑加工、夹持等诸多因素，通常按心柱截面积的8%左右选取。
即便如此采用本法比传统的做法还是节省许多硅钢片。
这是本设计方案的一大优势。
另外，本案例的中轭设计与传统方法相比，在加工、装配等环节上都大大简化了。
具体见图3，图3（b）为我们推荐采用的新结构。
采用新型中轭结构的优势：铁心边片、中柱片均不需冲V型缺口，且在器身绝缘装配时，不需把铁心翻转过来套装线圈，也就是在装好下半部线圈后把中轭装上，然后直接套装上部线圈，大大降低了施工难度。
整流变接线原理见图1 b)四、设计计算过程(一)调压变压器1.调变器身技术数据铁心ΦD =365 ,叠片系数0.97 , 有效截面积At = 954.286 cm2, G△=471.6硅钢片型号30Q130 ,磁密 B = 1.64T , et = 34.8333 V 铁心重量: 5078 kg 空载损耗:6.6 kW柱中心距M0 = 745；窗高Hw = 1110稳定线圈稳定线圈为内线圈，287匝，连续式，60段，5匝/段。
59个2mm 油道，单根并联。
沿圆周12垫块均布,垫块宽30mm。
左绕向。
ZB-0.452.65×11.8/3.15×12.3，S=30.72 mm2 , j = 4.34H= 60×12.3 + 0.9×59×2= 845，B =1.02×5×3.15= 16 L =370 M/ G =310kg电阻（75℃时）R = 0.252568 ΩPr = 0 kW调压线圈调压线圈为次内线圈，每调压段匝数为33匝，13个调压段，1个过渡段，双螺旋式，63个2 mm油道，4个4 mm油道,单根并联，辐向7根并绕。
沿圆周12垫块均布,垫块宽30mm。
左绕向。
ZB-1.352.8×9.5/ 4.2×10.76 ，S = 26.05 mm2 , j = 3.64H = 2×(33+1)×10.76+ 0.9×（4×4+63×2）= 860，B =1.02×7×4.2 = 30 每调压段L =54.6 M/G =563kg每调压段电阻（75℃时）R = 4.395×10-2 Ω电阻损耗（75℃时）第4级(额定档) Pr = 11.9 kW第14级Pr = 0 kW 第27级Pr = 15.4 kW高压线圈高压线圈为外线圈，1823匝，纠结连续式，共102段。
前14段普纠，13匝/段；余88段为连续段，19匝/段。
9个6mm油道，92个3mm油道，单根并联。
沿圆周12垫块均布,垫块宽40mm。