ingeniería eléctrica

 "El transformador"

Núcleo acorazado.

Se describen a continuación las principales características constructivas.

La sección del circuito magnético es rectangular, teniendo todas las láminas que forman las columnas el mismo ancho Figura 41.

Las láminas que conforman el núcleo no requieren ser troqueladas para la colocación de pernos pasantes que se utilizan para compactar el paquete magnético como ocurre con los núcleos a columnas.

La construcción del circuito magnético se hace directamente durante el montaje del transformador. No es necesario desmontar y volver a montar como en los transformadores a columnas.

1.22 LA CUBA DEL ACORAZADO

La cuba esta compuesta de tres partes principales Figura 42.

La parte inferior denominada base que permite alojar las fases y el montaje del circuito magnético es el soporte propiamente dicho del transformador.

Sobre las paredes se colocan láminas de material magnético destinadas a canalizar los flujos de dispersión. La disposición y las distancias se determinan a partir de estudios y ensayos.

La parte intermedia tiene por finalidad fijar el núcleo magnético y alojar los arrollamientos. Esto se realiza mediante los soportes en U soldados en su interior que cumplen una función similar a los prensayugos de un transformador a columnas.

La tapa, que sirve de soporte a los aisladores de alta y baja tensión, se fija sobre el marco superior de la parte intermedia, después de montado el transformador y realizadas las conexiones entre fases y al conmutador bajo carga.

1.23 DETERMINACION DE LAS DISTANCIAS DE AISLACION (PASO 5)

Con la distancia dieléctrica del yugo al arrollamiento correspondiente a la mayor tensión se determina la altura de la ventana.

Esta altura es igual a la altura de la bobina más dos veces la distancia antes citada.

Se fija la distancia entre el arrollamiento interno y el núcleo.

Las distancias de aislación y las dimensiones de los devanados se indican en la Figura 43.

Se determina el diámetro interno del bobinado interior que es igual al diámetro circunscripto del núcleo más dos veces la distancia antes determinada.

Se calcula el diámetro medio del bobinado interior que es igual al diámetro antes calculado más el espesor de este bobinado.

Se calcula el diámetro externo del bobinado interno que es igual al diámetro antes calculado más el espesor de este bobinado.

Para la mayor tensión se adopta la distancia entre devanado interior y exterior.

Con el mismo criterio se determina el espesor del tubo aislante entre bobinados.

Se calcula el diámetro medio entre bobinados que es igual al diámetro externo del bobinado interno más la distancia entre devanados.

Se calcula el diámetro interno del bobinado exterior que es igual al diámetro antes calculado más la distancia entre devanados.

Se calcula el diámetro medio del bobinado exterior que es igual al diámetro antes calculado más el espesor de este bobinado.

Se calcula el diámetro externo del bobinado exterior que es igual al diámetro antes calculado más el espesor de este bobinado.

Se determina la distancia entre bobinados externos adyacentes en función de la tensión.

Se calcula la distancia entre ejes de columnas que es igual al diámetro externo del bobinado exterior más la distancia entre bobinados externos adyacentes.

Se calcula el diámetro de aislación de la bobina externa -entendiéndose por tal el que define el sólido dentro del cual no debe haber puntos a masa- que es igual al diámetro externo de la bobina más dos veces la distancia del arrollamiento exterior contra masa.

Para los transformadores acorazados que se realizan para altas tensiones y potencias importantes, la determinación de las distancias dieléctricas, que son mucho más críticas, exige un minucioso estudio de la repartición del campo eléctrico entre las galletas y las partes que están a masa.

También estos estudios se realizan para los extremos de los arrollamientos de los devanados concéntricos en máquinas de alta y muy alta tensión.

La Figura 44 muestra, a título de ejemplo, un modelo utilizado para calcular el campo eléctrico. Se indica con T el arrollamiento terciario, BT el de baja tensión, AT el de alta tensión y con R el de regulación.

Las distintas zonas en el dibujo corresponden a materiales con constantes dieléctricas diversas.

La Figura 45 muestra las líneas equipotenciales y las líneas de flujo del vector intensidad de campo eléctrico para el modelo de la figura anterior. El arrollamiento de AT y de regulación están al 100% de la tensión respecto a tierra y el arrollamiento de BT y el terciario al potencial de tierra.

La diferencia de potencial entre dos líneas equipotenciales adyacentes es alrededor del 10%.

El programa en este paso hace las tareas descriptas y determina distancias y diámetros.

En particular determina la distancia entre el arrollamiento interno y el núcleo y la compara con el valor eventualmente forzado por quien ejecuta el programa, adoptando el mayor valor.

Para las distancias entre ambos devanados obtiene dos valores (para las respectivas tensiones) adoptando el mayor y comparándolo con el eventual valor impuesto.

También puede imponerse la distancia entre bobinados externos adyacentes.

1.24 DETERMINACION DE LOS ARROLLAMIENTOS (PASO 6).

El cálculo de las pérdidas en los arrollamientos no presenta dificultad.

Conocidos el diámetro medio del arrollamiento, el número de espiras por fase y la sección del conductor, se calcula la resistencia de una fase.

La resistividad del material que constituye el conductor, como ya se dijo anteriormente, se debe tomar a una temperatura de referencia de 75 °C.

Una parte de las pérdidas óhmicas no despreciables comparada con la de los arrollamientos se encuentra en las conexiones de baja tensión de los transformadores con corrientes relativamente grandes.

Se deben tener en cuenta además las pérdidas por corrientes parásitas en el conductor, que son dependientes de las dimensiones de la planchuela utilizada y de su configuración.

Sede de otras pérdidas adicionales de valor no despreciable son las conexiones que atraviesan la tapa o bien las paredes de la cuba. La corriente en los pasantes da lugar a un campo magnético, que puede alcanzar una intensidad considerable debido a la elevada permeabilidad del material próximo a éstos.

Las pérdidas adicionales en los órganos de prensado del núcleo, en la cuba, en general en las masas metálicas embestidas por el flujo de dispersión, son difícilmente determinables en base al cálculo, sin hacer referencia a resultados experimentales.

Para realizar el cómputo de materiales del proyecto es necesario determinar el peso de los arrollamientos.

El programa ejecuta estas tareas y en particular la resistencia de cada bobina se calcula con la fórmula:

RRR = RESI´ HLON/SECCON
RRR: resistencia de fase (ohm)
RESI: resistividad del conductor (ohm´ mm2/m)
SECCON: sección del conductor (mm2)

y las pérdidas en "corriente continua" con la fórmula:

PERD: pérdidas en el conductor (W)
CC: corriente de bobina (A)

El coeficiente de aumento de pérdidas COEPER puede imponerse, por falta de datos el programa lo hace igual a 1,10 para tener en cuenta en forma global lo dicho anteriormente.

Por último se calcula la longitud de cada bobina con la fórmula

HLON = p ´ DIAM´ NESP/1000
HLON: longitud de la bobina (m)
DIAM: diámetro medio (mm)
NESP: número de espiras

y el peso mediante la fórmula:

PESO = HLON´ PESP´ SECCON/1000
PESP: peso específico (kg/dm3)

1.25 DETERMINACION DE LA REACTANCIA DE DISPERSION (PASO 7)

Se calcula la reactancia de dispersión por fase con fórmulas adecuadas.

Para los bobinados concéntricos, se calcula la distancia entre arrollamientos concéntricos haciendo la semidiferencia entre el diámetro interno del bobinado exterior, y el diámetro externo del bobinado interior.

Se debe tener en cuenta que el espesor del tubo aislante de la bobina externa, no está incluido en el diámetro interno de esta bobina, es decir, el mismo se encuentra físicamente dentro de la distancia entre arrollamientos. Esto es importante a los efectos del real espacio disponible para la circulación del aceite por el canal axial que queda determinado.

Para los bobinados alternados también se deben determinar las características geométricas, y el cálculo de la reactancia es inmediato.

El estudio del campo magnético de dispersión es el problema que más ha exigido, en estos últimos años, a los constructores y usuarios de transformadores, tanto desde el punto de vista teórico como experimental.

El motivo de tanto interés se dirige a las magnitudes que directamente dependen del campo de dispersión que son: la tensión de cortocircuito, las pérdidas adicionales y las correspondientes sobreelevaciones de temperatura, los esfuerzos de cortocircuito.

A este punto es oportuno destacar que cuando la intensidad de campo de los arrollamientos no está axialmente equilibrada se tienen distorsiones del flujo de dispersión con aumento de las componentes transversales (radiales) del mismo en las cabezas de los arrollamientos o bien en las lagunas o discontinuidades de los mismos.

Es conveniente destacar que en máquinas de gran potencia, el flujo disperso asociado con las pérdidas adicionales y consiguientemente con los efectos térmicos tanto dentro como fuera de los arrollamientos, es de fundamental importancia.

Consideremos el comportamiento de las líneas de flujo de dispersión en el caso límite de cortocircuito.

Los recorridos de cierre de las líneas de flujo disperso dependen de cual es el devanado alimentado y cortocircuitado (interior o exterior).

Se asume frecuentemente que es absolutamente indiferente cual es el arrollamiento alimentado (con tensión reducida) y cual el cortocircuitado, considerando que la repartición de las líneas de flujo disperso será impuesta por la ley de mínima reluctancia de los circuitos magnéticos.

En cambio en la realidad física, es bien conocido que, debiendo ser nulo el flujo total concatenado con un arrollamiento que está cortocircuitado, el recorrido de estas líneas no es el mismo si el arrollamiento cortocircuitado es el interno o el externo.

La Figura 46 muestra las dos situaciones, que evidentemente no resultan equivalentes.

En el primer caso el arrollamiento externo está alimentado y el interno cortocircuitado, en este caso las líneas de flujo de dispersión no pueden cerrarse en la columna del núcleo magnético (debido al efecto de apantallamiento del arrollamiento cerrado en cortocircuito).

Si por el contrario se alimenta el arrollamiento interno y se cortocircuita el externo, de modo similar al caso antes citado, debe ser nulo el flujo concatenado con el arrollamiento externo.

En el caso real de arrollamientos que tienen un espesor no despreciable es válida la condición teórica ilustrada.

Además las pruebas de calentamiento realizadas con el método del cortocircuito no reproducen la condición real de funcionamiento, por cuanto no se encuentra presente en el circuito magnético, el flujo principal.

Mientras que en la situación real de funcionamiento pueden manifestarse saturaciones locales de algún tramo del circuito magnético con la consiguiente incidencia en los efectos térmicos.

En tal sentido es recomendable realizar pruebas adicionales al ensayo térmico indicado por las normas que consisten en someter la máquina a una prueba con carga nominal durante 24 horas con análisis gascromatográfico del aceite, que deberán poner en evidencia eventuales puntos calientes.

El programa en este paso calcula la reactancia de dispersión por fase referida al bobinado interior y al bobinado exterior mediante la siguiente fórmula:

AUX = (DB+EE/3)´ p /HB a su vez EE = ESPARR(1)+ESPARR(2)
XXX: reactancia de dispersión de fase (ohm)
DIAM: diámetro medio entre bobinados de una misma fase (mm)
DB: distancia entre bobinados (mm)
ESPARR(1): espesor del arrollamiento interior (mm)
ESPARR(2): espesor del arrollamiento exterior (mm)

Cabe destacar que esta expresión es válida únicamente para devanados concéntricos de igual altura y con capas completas, suponiendo que las líneas de campo son paralelas al eje de los arrollamientos, que el campo es constante en la zona entre ambos devanados y que en función del radio el campo varía linealmente en el interior de las bobinas.

La Figura 47 muestra el trazado de campo correspondiente a un transformador con distribución uniforme de los ampervueltas, tanto radialmente como axialmente, en ambos arrollamientos.

El trazado corresponde a un núcleo y una cuba de materiales cuya permeabilidad se supone infinita, constituyendo un modelo que se utiliza frecuentemente para el desarrollo de métodos matemáticos que permiten resolver los campos magnéticos.

Es importante recordar que como consecuencia de la disminución de la componente axial de la inducción hacia los extremos de los arrollamientos, las f.e.m. inducidas que pertenecen a las zonas I y III son distintas de aquellas de la zona II, por lo tanto el conocimiento del campo disperso permite realizar una óptima elección de las zonas donde es conveniente realizar las transposiciones de los arrollamientos.

Sin pretender profundizar en el tema, lo dicho pone en evidencia la importancia del conocimiento del recorrido de los campos magnéticos de dispersión en las máquinas de gran potencia, con el objeto de evaluar con mayor precisión el cálculo de la reactancia, las pérdidas adicionales en los arrollamientos y partes metálicas (núcleo, cuba, etc.) como así también los esfuerzos radiales y axiales de naturaleza electrodinámica.

Merece recordarse que el programa en su versión actual no trata los bobinados alternados.

1.26 DETERMINACION DE LAS PERDIDAS EN EL NUCLEO (PASO 8)

Las pérdidas en el núcleo, o pérdidas en vacío, están influenciadas además que por la calidad y características del material utilizado, también por otros factores.

Entre estos se pueden mencionar la forma de la sección de los yugos en relación a aquella de las columnas, la eventual presencia de agujeros para el pasaje de bulones de sujeción, el tipo de corte -ortogonal o inclinado- la magnitud de los entrehierros, etc.

Estas causas provocan distorsiones más o menos significativas del flujo según se indica en la Figura 50. Es evidente que la base para la determinación de las pérdidas en vacío de un transformador es la característica de pérdidas específicas en función de la inducción suministrada por el proveedor del material, o bien obtenida con el aparato de Epstein, pero estos valores deben ser multiplicados por un factor que depende de la tecnología de cada constructor, es decir, del proyecto y de los sistemas de fabricación.

Se determinan finalmente el peso del núcleo, y las dimensiones de la cuba que debe contener al transformador.

Hay que prever que dentro de la cuba en la parte superior del núcleo se debe colocar cuando se lo requiere una llave conmutadora para realizar los cambios de relación de transformación. Además elespacio interior que ocupan los aisladores y las correspondientes conexiones a los devanados.

El programa recibe los coeficientes de aumento de pérdidas en el hierro correspondientes a la columna, el yugo y las juntas. La frecuencia y el exponente de referencia para las pérdidas. El peso específico del material magnético utilizado.

Hasta ocho valores de inducción y los correspondientes valores de pérdidas específicas para la frecuencia y exponente de referencia describen para el programa, el material del núcleo; en el caso de que estos valores fuesen nulos o equivocados, el programa adopta valores adecuados.

En caso de ser necesario el programa hace la corrección por frecuencia con la relación de frecuencias elevada al exponente entrado como dato.

Se determina el peso de la columna, la dimensión longitudinal del yugo, el peso de un trozo del yugo; el peso de un trozo del eventual yugo acorazado, el peso de una junta.

Según el tipo de núcleo, se seleccionan los coeficientes adecuados para determinar las pérdidas totales en el hierro, peso total del núcleo y tres dimensiones -largo, alto y ancho- de una "caja" ideal que contiene al transformador.

Como resulta evidente las dimensiones de esta "caja" solamente tienen en cuenta por razones simplificativas, las dimensiones del núcleo y de las bobinas.

El programa hace las siguientes adopciones por falta de datos:

Si la relación de áreas entre el yugo y la columna no se ha impuesto, se hace igual a 1.

El peso específico del hierro lo hace igual a 7,8 kg/dm3.

Si el coeficiente de aumento de pérdidas de la columna no se ha impuesto, se lo hace igual a 1,2.

Si el coeficiente de aumento de pérdidas del yugo no se ha impuesto, se lo hace igual a 1,2.

Si el coeficiente de aumento de pérdidas de las juntas no se ha impuesto, se lo hace igual a 2,0.

Si la frecuencia no se ha impuesto, se la hace igual a 50 Hz.

Si el exponente que se utiliza para tener en cuenta la frecuencia en la determinación de las pérdidas no se ha impuesto, se lo hace igual a 1,44.

1.27 VALORES REFERIDOS A LAS TENSIONES NOMINALES (PASO 9)

En este paso se determinan las pérdidas y la reactancia para las tensiones nominales, teniéndose en cuenta el ajuste debido al número de espiras, es decir, sin considerar las variaciones de la geometría de las bobinas como consecuencia de las variaciones del número de espiras causados por la regulación.

Con las pérdidas se obtiene la componente resistiva de la tensión de cortocircuito y por último la tensión de cortocircuito en valor relativo.

Se determina la relación de pérdidas cobre/hierro que surge como consecuencia del proyecto y debe verificar la adopción inicial.

Se calcula para ambos arrollamientos la relación entre el número de espiras y la tensión máxima:

CK = NESP/UM
NESP: número de espiras
UM: tensión máxima (kV)

Se determina el número de espiras teórico:

HNN = CK´ UC
UC: tensión de cada bobina (kV)

Se define el coeficiente CN dado por:

CN = HNN/NESP

Como las pérdidas en los arrollamientos son proporcionales al correspondiente número de espiras, se calculan las mismas con las expresión dada por:

PERD1 = PERD´ CN
PERD: pérdidas en el conductor (W)

Como la reactancia es proporcional al cuadrado del número de espiras, se calcula la misma con la expresión dada por:

XXX: reactancia de dispersión de fase en (ohm)

Se calcula la componente resistiva de la tensión de cortocircuito con la expresión dada por:

UR = 0,1´ PERD1(3)/POTKVA
PERD1(3): pérdidas totales en los arrollamientos (W)
POTKVA: potencia nominal (kVA)

Se calcula la componente reactiva de la tensión de cortocircuito con la expresión dada por:

UX = 0,1´ XX1(1)´ CC(1)/UC(1)
CC(1): corriente de referencia (A)
UC(1): tensión de referencia (kV)

Por último se calcula la tensión de cortocircuito:

1.28 DETERMINACION DE LOS VOLUMENES Y PESOS CONVENCIONALES (PASO 10)

En este último paso, partiendo de las dimensiones determinadas anteriormente se calcula:

• El volumen de la "cuba" que corresponde a la caja ideal definida anteriormente.
• El volumen del conductor de ambos arrollamientos.
• El volumen del material magnético del núcleo.
• El volumen de los aislantes sólidos y líquidos que llenan la "cuba".

En este paso finaliza el cálculo automático realizado por el programa al cual se hizo referencia.

El estudio de un transformador es un típico problema de ingeniería, que debe ser realizado en un tiempo razonablemente breve, buscando el punto óptimo entre dos exigencias que se contraponen: aquella de tener el mínimo costo de construcción compatible con el mínimo costo de utilización.

La habilidad del proyectista consiste en analizar cuidadosamente los resultados obtenidos, y adoptar aquellas acciones que lo lleven al objetivo deseado.

1.29 DESCRIPCION Y DISPOSICION DE LOS ACCESORIOS

Para completar el transformador y tenerlo en condiciones de funcionamiento industrial, se requieren un conjunto de accesorios normales comunes a todos los transformadores.

Las distintas soluciones adoptadas y tipos de accesorios dependen de las características de la máquina como ser: potencia, tensión, tipo de refrigeración, lugar de instalación (interior o intemperie).

En este punto se mencionan solamente los accesorios normales comunes a los transformadores de distribución y de potencia inmersos en aceite con refrigeración natural para uso a la intemperie.

1 - Los aisladores para tensiones de 13,2 kV y 33 kV son de porcelana atravesados longitudinalmente por un perno pasante que sirve para conectar el extremo del devanado con el borne de conexión del transformador a la red.

Las normas especifican sus dimensiones y además las distancias mínimas en aire entre las partes metálicas bajo tensión correspondientes a bornes de fases distintas y entre ellos y masa.

Para tensiones superiores a los 33 kV se utilizan aisladores tipo a condensador de trenza extraible Figura 51.

La aislación principal está constituida por papel de celulosa pura impregnado de resina fenólica adecuadamente tratada, mientras que la protección contra los agentes atmosféricos está constituida por una porcelana de color oscuro. Un aceite especial de alta viscosidad llena el espacio entre la porcelana y la aislación principal.

A pedido estos aisladores pueden tener:

• a) Toma capacitiva (dispositivo para la medición de descargas parciales).
• b) Transformador de corriente.

2 - Como consecuencia de la reducción de la carga o de la eventual desconexión del transformador de la red, el aceite se enfría variando su volumen proporcionalmente a su coeficiente de dilatación cúbica (igual a 0,0008 1/°C), produciéndose de este modo un descenso del nivel del aceite y la entrada de una cantidad de aire no despreciable.

Esto facilita la oxidación del aceite y la inevitable incorporación de humedad que degradan sus cualidades dieléctricas.

Para evitar estos inconvenientes se utiliza en los transformadores un depósito separado de la cuba, denominado conservador de aceite, que está conectado con el aire exterior y unido a la cuba mediante un tubo de comunicación.

Con el empleo del conservador la superficie de aceite en contacto con el aire resulta muy pequeña y se encuentra a una temperatura inferior a la del interior de la cuba.

La capacidad del conservador se determina teniéndose en cuenta las temperaturas máxima y mínima de trabajo del transformador.

En la Figura 52 se muestra una de las formas constructivas utilizadas montado sobre la cuba por medio de ménsulas y provisto de: nivel de aceite de lectura directa con señalización eléctrica de alarma por nivel mínimo; tapones para llenado de aceite (a); descarga de fondo (b); válvulas de interceptación; cáncamo de levantamiento; entrada de hombre para inspección (c).

Obsérvese la cámara de expansión del interruptor del conmutador bajo carga (cuando existe) separada de aquella para el aceite del transformador, con lo que se asegura la estanqueidad necesaria para evitar el paso de productos de carbonización, que se van formando en la cámara de interrupción, al resto del transformador.

Algunos constructores utilizan para grandes transformadores en el tanque conservador, una membrana elástica que impide el contacto del aceite con el aire ambiente.

Los resultados confirman la eficiencia de este sistema y se tienen datos que indican para esta clase de transformadores, que después de 10 años de servicio, el contenido de agua del aceite no excede de 15 partes por millón (temperatura del aceite 60 °C) con un valor medio de 10 ppm, comparado con el contenido de humedad de 1,5 a 2 veces mayor para los transformadores con conservadores convencionales con respiración mediante un secador de silicagel.

Es conveniente programar el tratamiento de secado (con interrupción del servicio), cuando el contenido de agua excede 30 ppm.

La membrana es también efectiva para mantener una baja concentración de gases disueltos en el aceite evitando de este modo los problemas que provocan la presencia de burbujas de gas en el aceite.

3 - Relé tipo Buchholz Figura 53, con dispositivo de detección de los gases ubicado a la altura de hombre, colocado en el conducto de aceite que vincula la cuba con el tanque conservador de aceite.

Tiene por finalidad detectar la formación de burbujas de gas que se producen en condiciones anormales de funcionamiento (cortocircuito entre chapas magnéticas, arcos, sobrecargas excesivas).

4 - Termómetro a cuadrante que indica la temperatura de la capa superior del aceite, ubicado a altura de hombre (para su lectura), con contactos de alarma y disparo. Ambos contactos son regulables a los valores deseados de la temperatura del aceite.

5 - Sobre la tapa en la parte superior (más caliente), dos vainas para la introducción de termómetros de control de la sobretemperatura del aceite durante la prueba de calentamiento.

6 - Secador de aire de silicagel con válvula de reingreso de aire Figura 54.

7 - Conexión para bomba de vacío para utilizar la cuba como auto clave sin aceite.

8 - Dos conexiones para filtrado del aceite ubicadas en posiciones diametralmente opuestas.

9 - Un robinete para extracción de muestras de aceite para su control.

Entre las técnicas de control adoptadas para evaluar el estado de los transformadores sin interrupción del servicio, que tienen por finalidad relevar defectos incipientes de la unidad con el fin de prevenir fallas imprevistas, podemos mencionar:

• Anualmente un ensayo de rigidez dieléctrica de una muestra de aceite.
• Para intervalos de tiempo mayores, 3 a 5 años, ensayos de laboratorio para controlar el envejecimiento del aceite (acidez, tensión interfacial, tangente delta) y la presencia de contaminación (humedad).
• El análisis cromatográfico de los gases disueltos en el aceite, que a partir de datos estadísticos, permite obtener significativas informaciones basándose en que distintos gases se liberan en condiciones de funcionamiento normales o anormales como causa de la descomposición del aceite y de los materiales aislantes sólidos.

10 - Tapón de descarga de fondo.

11 - Bornes de puesta a tierra de la cuba.

12 - Válvula de desahogo para evitar deformación de la cuba en caso de falla.

13 - Ruedas de desplazamiento orientables Figura 55, con o sin pestaña.

14 - Cuatro placas de apoyo para gatos.

15 - Entradas de hombre para inspecciones.

16 - Cuatro ganchos de levantamiento para el transformador lleno de aceite.

17 - Ojales de arrastre y de anclaje para expedición.

18 - Chapa de características que sirve para identificar el constructor, la máquina, la norma bajo la cual ha sido construida, identificar el tipo, sus características nominales, y en particular es recomendable, cuando se justifica, una tabla que indique las corrientes nominales de cada arrollamiento en correspondencia con cada tensión.

Otros datos útiles para el transporte, montaje, utilización y mantenimiento. Por ejemplo los pesos del aceite, núcleo y arrollamientos y del transformador completo.

Además es conveniente indicar, cuando corresponde, si la cuba es apta para el levantamiento del transformador completo de aceite, como así también la altura mínima del gancho de izaje de la grúa.

A pedido del cliente el transformador puede tener otros accesorios como ser: relevador de imagen térmica, reductores de corriente, descargadores de sobretensión etc. que deberán ser claramente solicitados en la especificación técnica correspondiente.