Расчёт сварочного выпрямителя, предназначенного для однопостовой механизированной сварки плавящимся электродом в среде углекислого газа и под флюсом деталей из низкоуглеродистых и низколегированных сталей
Министерство
образование Российской Федерации
Санкт-Петербургский
институт машиностроения (ЛМЗ-ВТУЗ)
Кафедра
«Технология и оборудование сварочного производства»
Курсовая работа
по теме: Расчёт
сварочного выпрямителя, предназначенного для однопостовой механизированной
сварки плавящимся электродом в среде углекислого газа и под флюсом деталей из
низкоуглеродистых и низколегированных сталей
Выполнил:
Ст.гр.№5303
Ковальков А. Е.
Проверила:
Приёмышева Г. А.
Санкт-Петербург
2010
Наименование параметра
|
Обозначение параметра
|
Величина
|
1. Номинальное напряжение трёхфазной
питающей сети частотой fс=50
Гц, В
|
Uс
|
380
|
2. Номинальный выпрямленный
(сварочный) ток, А
|
Idн
|
500
|
3. Номинальное выпрямленное
(рабочее)напряжение на зажимах выпрямителя при номинальном токе, В
|
Udн
|
50
|
4. Номинальный режим работы
(продолжительность нагрузки) при цикле сварки 10 мин, %
|
ПН%
|
60
|
5. Способ регулирования сварочных
параметров
|
тиристорный
|
6. Внешняя характеристика
|
жёсткая
|
7. Система охлаждения
|
Воздушная
принудительная
|
8. Класс изоляции
|
F
|
9.Кострукционные особенности:
а) материал магнитопровода
б) материал обмоток трансформатора
|
Сталь 3413
Алюминиевые провода
|
Выбор
осуществляется из четырёх самых распространённых схем выпрямления:
Ø Трёхфазная
мостовая схема
Ø Шестифазная
с нулевой точкой
Ø Схема
с уравнительным реактором
Ø Кольцевая
схема
Учитывая исходные
данные, выбираем шестифазную схему выпрямления с уравнительным реактором,
получившей широкое применение при сварке в углекислом газе. Схема обладает
хорошим использованием вентилей и небольшой расчётной мощностью трансформатора.
Рисунок 1. «Схема выпрямления с уравнительным реактором»
В этой схеме
трансформатор имеет одну первичную обмотку, соединённую в треугольник, и две
группы вторичных обмоток, каждая из которых соединена в звезду, причём в первой
группе нулевая точка образована концами обмоток, а во второй группе - началами
обмоток. Таким образом, фазные напряжения смещены дуг относительно друга на 180
̊. В результате имеем два трёхфазных выпрямителя, работающих параллельно
через уравнительный реактор на общую нагрузку.
Основные
параметры выпрямителя
1) Ориентировочное
значение напряжения холостого хода выпрямителя:
Udxx
=(1,4÷1,8)∙Udн=(1,4÷1,8)∙50=70÷90(В)
Udн
– номинальное выпрямленное напряжение
Принимаем Udxx=80(В)
2) Длительно допустимый
по нагреву ток выпрямителя:
Id
дл=Idн∙=500∙=387 (А)
Idн
– номинальный выпрямленный ток
ПН - продолжительность
нагрузки
По
выбранной схеме выпрямления и схеме соединения первичной обмотки в треугольник
рассчитываем:
1.1.
Вторичное фазное напряжение:
U2ф
=
==68,4 (В)
1.2. Реальное значение
напряжения холостого хода выпрямителя:
Udxx0=1,35∙
U2ф =1,35∙68,4=92,3
(В)
1.3. Действующее
значение тока вторичных обмоток трансформатора:
I2ф=
Idн∙0,289=500∙0,289=144,5
(А)
выпрямитель
катушка трансформатор сварочный
1.4. Расчётное значение
тока вторичных обмоток:
I2ф
расч.=I2ф∙=144,5∙=111,9 (А)
1.5. Коэффициент
трансформации:
При соединении
первичной обмотки в треугольник
Кт===5,56
I1ф=0,41∙∙Idн=0,41∙∙500=36,87 (А)
I1ф=36,87∙1,05=38,7
(А)
1,05-коэффициент,
учитывающий влияние тока холостого хода на номинальный первичный ток
1.7. Расчётное значение
тока первичных обмоток:
I1ф
расч.=I1ф∙=38,7∙=29,98 (А)
1.8. Значение
номинальной отдаваемой (выпрямленной) мощности выпрямителя:
Pdн=Idн∙
Udн=500∙50=25000
(Вт)=25 (кВт)
1.9. Значение
потребляемой мощности:
При соединении первичной
обмотки в треугольник
Pсети=Uc∙I1ф∙3∙10-3=380∙38,7∙3∙10-3=44,1
(кВА)
2.1. Значение ЭДС,
приходящейся на один виток:
e0=(0,08÷0,045)∙Pсети
расч.
Pсети
расч.=Pсети∙=44,1∙=34,2 (кВА)
e0=(0,08÷0,045)∙34,2=2,736÷1,539
Принимаю e0=2,7
(В/виток)
2.2. Предварительное
число витков вторичной обмотки:
W2’===25
2.3.
Предварительное число витков первичной обмотки:
W1’=
U1ф=Uc
– при соединении первичной обмотки в треугольник
W1’==141
2.4. Окончательное
число витков первичной и вторичной обмоток:
Принимаем окончательное
число витков вторичной обмотки W2=28.
Тогда окончательное
значение ЭДС на один виток:
e0===2,44 (В/виток)
Окончательное число
витков первичной обмотки:
W1===155,6
Принимаем W1=156.
2.5. Предварительная
плотность тока в обмотках трансформатора:
J1’=1,5
(А/мм2) - в первичной
J2’=2,35
(А/мм2) - во вторичной
2.6. Предварительные
сечения проводов обмотки:
q1’===20 (мм2)
q2’===49 (мм2)
2.7. Активное сечение
стали магнитопровода:
Предварительное
активное сечение:
Sa’=e0∙104/4,44∙f0∙В’
f0
– частота питающей сети;
В’ –
предварительное значение магнитной индукции;
Для холоднокатаной
анизотропной стали марки 3413 В’1,65 (Тл)
Sa’=2,44∙104/4,44∙50∙1,65=66,6
(см2)
2.8. Полное сечение
магнитопровода:
Предварительное полное
сечение:
Sст’=Sa’/Кс
Кс –
коэффициент заполнения стали, Кс=0,95
Sст’=66,6/0,95=70,1
(см2)
2.9. Определение ширины
пластины магнитопровода:
Учитывая мощность
выпрямителя, выберем рекомендуемую ширину bст=82
(мм)
2.10. Предварительная
толщина набора магнитопровода:
lст’=Scт’∙102/bст=70,1∙102/82=85,5
(мм)
Окончательную толщину
набора принимаем lст=86
(мм)
Окончательное сечение
магнитопровода:
Sст=lст∙bст
/100=86∙82/100=70,5 (см2)
Окончательное активное
сечение магнитопровода:
Sa=Sст∙Кс=70,5∙0,95=67
(см2)
Окончательная магнитная
индукция:
В=e0∙104/4,44∙f∙Sa=2,44∙104/4,44∙50∙67=1,64
(Тл)
2.11. Суммарная площадь
обмоток, которые необходимо разместить в окне:
Q=Q1+Q2
Q1
– площадь первичной обмотки
Q1=q1’∙W1=20∙156=3120
(мм2)
Q2
– площадь двух вторичных обмоток
Q2=2∙q2’∙W2=2∙49∙28=2744
(мм2)
Q=Q1+Q2=3120+2744=5864
(мм2)
2.13. Площадь окна
магнитопровода:
Sок=2∙Q
/Кзо
Кзо –
коэффициент заполнения окна, Кзо=0,45
Sок=2∙5864/0,45=26062
(мм2)
3.
Окончательный расчёт магнитной системы трансформатора:
3.1.
Ширина окна:
b0=(1,1÷1,5)∙bст
b0=(1,1÷1,5)∙82=90,2÷123
(см)
Принимаю b0=112
(мм).
3.2. Высота окна
магнитопровода:
h0=Sок
/b0=26062/112=233
(мм)
3.3. Длина пластин (1го,2го
и 3го вида):
l1=h0+bст=233+82=315
(мм)
l2=2b0+bст=2∙112+82=306
(мм)
l3=b0+bст=112+82=194
(мм)
Количество листов
каждого типа:
n1=lст∙0,95∙3/0,5=86∙0,95∙3/0,5=490
(шт),
n2=
lст∙0,95∙/0,5=163
(шт),
n3=
lст∙0,95∙2/0,5=327
(шт)
lст
– толщина набора магнитопровода
0,95
– коэффициент заполнения стали (Кс)
3.4. Масса стали
магнитопровода:
Gc=[(h0+2bст)∙(2b0+3bст)-2h0∙b0]∙lст∙0,95∙γ∙10-3
γ-плотность
электротехнической стали 3413, γ=7,65 (г/см3)
Gc=[(23,3+2∙8,2)∙(2∙11,2+3∙8,2)-2∙23,3∙11,2]∙8,6∙0,95∙7,65∙10-3=84
(кг)
3.5. Потери в стали
магнитопровода:
Pc=К0∙Gc∙p0∙Кур
К0 –
коэффициент, учитывающий добавочные потери в стали за счёт изменения структуры
листов при их механической обработке, К0=1,2.
Кур –
коэффициент увеличения потерь для анизотропных сталей, являющейся функцией
геометрических размеров магнитопровода.
В зависимости от
величины 3h0+4b0
/bст=3∙23,3+4∙11,2/8,2=14
-получаем Кур=1,15.
p0
–удельные
потери в 1 кг стали марки 3413 при индукции В=1,64 (Тл) равняются p0=2,3
(Вт/кг)
Pc=1,2∙84∙2,3∙1,15=267
(Вт)
3.6. Абсолютное
значение тока холостого хода:
Iоа
– активная составляющая тока холостого хода, обусловленная потерями холостого
хода Pc
Iор
– реактивная составляющая тока холостого хода, необходимая для создания
магнитного потока
Iоа=Pc
/3Uc
Pc
– потери в стали магнитопровода
Uc
– номинальное напряжение питающей сети
Iоа=267/3∙380=0,2
(А)
Iор=[Hc∙lм+0,8∙В∙nз∙δз∙104/√2∙W1∙Кr]∙Кухх
Hc
– напряжённость магнитного поля, соответствующая индукции В=1,64 (Тл). Для
анизотропной стали 3413 Hc=8,2
(А/см);
lм
– средняя длина магнитной силовой линии (см);
В – магнитная индукция
(Тл);
nз
– число немагнитных зазоров на пути магнитного потока ;
δз –
условная длина воздушного зазора в стыке равная 0,005 (см) в случае
штампованных листов при сборке магнитопровода внахлёстку;
Кr
– коэффициент высших гармонических. Ориентировочно для стали 3413 при индукции
В=1,64 (Тл) Кr=1,1;
Кухх
– коэффициент увеличения тока холостого хода. Этот коэффициент является
функцией геометрических размеров магнитопровода и магнитной индукции.
При
соотношении (h0+2b0
)/bст
+1=((23,3+2∙11,2)/8,2)+1=6,57
- получаем Кухх=2,5.
Поскольку
трёхстержневой магнитопровод является несимметричным, т.е. имеет разные пути
для магнитного потока крайних и средней фазы, то необходимо посчитать средние
длины магнитной силовой линии отдельно для крайней и средней фазы.
Длина
средней линии магнитного потока для крайней фазы:
lм
к.ф.=h0+2b0+bст+π∙
bст /2=23,3+2∙11,2+8,2+3,14∙8,2/2=66,8
(см)
Длина
средней линии магнитного потока для средней фазы:
lм
ср.ф.=h0+bст=23,3+8,2=31,5
(см)
Число
немагнитных зазоров на пути потока для крайней фазы nз=3,
для средней фазы nз=1.
Реактивная составляющая
тока холостого хода для крайней фазы:
Iор
к.ф.=[(Hc∙
lм к.ф.+,8∙В∙3∙0,005∙104)/√2∙W1∙Кr]∙Кухх
Iор
к.ф.=[(8,2∙66,8+0,8∙1,64∙3∙0,005∙104)/√2∙156∙1,1]∙2,5=7,7
(А)
Реактивная
составляющая тока холостого хода для средней фазы:
Iор
ср.ф.=[(Hc∙
lм ср.ф.+0,8∙В∙1∙0,005∙104)/√2∙W1∙Кr]∙Кухх
Iор
ср.ф.=[(8,2∙31,5+0,8∙1,64∙1∙0,005∙104)√2∙156∙1,1]∙2,5=3,3
(А)
Среднее
значение реактивной составляющей тока холостого хода:
Iор=(2∙Iор
к.ф. + Iор
ср.ф. ) /3=(2∙7,7+3,3)/3=6,2 (А)
Абсолютное
значение тока холостого хода:
==6,2 (А)
Ток
холостого хода в процентах от номинального первичного тока:
i=(I0
/I1ф)∙100%=(6,2/38,7)∙100%=16%
4.
Окончательный расчёт обмоток трансформатора
4.1.
Выбор обмоточных проводов:
По
предварительно рассчитанным значениям сечений проводов выбираем ближайшие из
стандартного ряда:
q1=21,12(мм2)
q2=69,14
(мм2)
Провод
обмоточный алюминиевый нагревостойкий прямоугольного сечения:
Номинальный размер
проволоки а*b, мм
|
Площадь поперечного
сечения q, мм2
|
Размеры провода с
изоляцией аиз*bиз
, мм
|
Масса 1000 м провода,
кг
|
21,12
|
2,6*10,4
|
62,58
|
5,00*14,0
|
69,14
|
5,52*14,48
|
201,32
|
Уточнённые
значения плотности тока:
J1=I1ф
расч. /q1=29,98/21,12=1,4
(А/мм2)
J2=I2ф
расч. /q2=111,9/69,14=1,6
(А/мм2)
4.2.
Высота цилиндрической обмотки:
hобм=h0
-
2∙∆я
∆я
– зазор между торцевой поверхностью обмотки и ярмом магнитопровода, равный 5
(мм);
h0
– высота окна магнитопровод
hобм=233-2∙5=223
(мм)
4.3.
Число витков в слое:
Первичной
обмотки
Wc1=(hобм
/bиз.1)
– 1=(223/10,4)-1=20,4- принимаем Wc1=20
Вторичной
обмотки
Wc2=(hобм
/bиз.2)
– 1=(223/14,48)-1=14,4– принимаем Wc2=14
4.4
Число слоёв:
Первичной
обмотки
nc1=W1
/Wc1=156/2=7,8
- принимаем nc1=8
Вторичной
обмотки
nc2=W2
/Wc2=28/14=2
4.5.
Радиальные размеры (толщина) первичной и вторичной обмоток, выполненных из
изолированного провода:
δ1=nc1∙nпар1∙аиз1+(nc1-1)∙∆вит
δ2=nc2∙nпар2∙аиз2+(nc2-1)∙∆вит
nпар1
,
nпар2
– число параллельных проводов первичной и вторичной обмоток;
аиз1
,аиз2 – размер проводов по ширине с изоляцией;
nc1
, nc2
– число слоёв первичной и вторичной обмоток;
∆вит
– межслоевая изоляция для изолированных проводов, ∆вит=0,15
δ1=8∙1∙2,6+(8-1)∙0,15=22
(мм)
δ2=2∙1∙5,52+(2-1)∙0,15=11
(мм)
4.6.
Радиальный размер катушки трансформатора:
δ=δ1+δ2+δ12+∆т
∆т
– технологические зазоры, связанные с отступлением сторон катушки от
парралельности, с неплотностью намотки, ∆т=4 (мм);
δ12
– расстояние между первичной и вторичной обмотками, δ12=0,16
(мм)
δ=22+11+3∙0,16+4=37
(мм)
4.7.
Внутренний размер катушки по ширине:
А=bст
+∆ш
∆ш
– двухсторонний зазор по ширине между катушкой и стержнем, ∆ш=12
(мм)
А=82+12=94
(мм)
4.8.
Внутренний размер катушки по длине:
Б=lст
+∆дл
lст
– длина пакета магнитопровода
∆дл
– двухсторонний зазор по длине между катушкой и стержнем,
∆дл=30
(мм)
Б=86+30=116
(мм)
4.9.
Средние длины витков:
Средняя
длина витка первичной обмотки
lср1=2(А-2R)+2(Б-2R)+2∙π∙(R+δ1
/2)
R-радиус
скругления проводов при переходе с одной стороны на другую при намотке, R=10
(мм)
lср1=2(94-2∙10)+2(116-2∙10)+2∙3,14∙(10+22/2)=471
(мм)
Средняя
длина витка вторичной обмотки
lср2=2(А-2R)+2(Б-2R)+2∙π∙(R+δ1+δ12+δ2
/2)
lср2=2(94-2∙10)+2(116-2∙10)+2∙3,14∙(10+22+0,16+11/2)=576
(мм)
После
определения всех размеров выполним эскиз катушки:
Рисунок 2. « Катушка трансформатора с первичной и вторичной
обмотками из изолированного провода»
4.10.
Расстояние между катушками соседних стержней:
∆кат
=bо-∆ш-2δ
∆кат
=112-12-2∙37=25 (мм)
После
уточнения всех размеров выполним эскиз трансформатора:
Рисунок 3. «Эскиз трансформатора»
4.11.
Масса проводов катушки:
Масса
провода первичной обмотки одной фазы трансформатора
G1=Ky
∙g1∙W1∙lср1
g1
– масса одного метра провода первичной обмотки, g1=0,06
(кг);
Ку
– коэффициент, предусматривающий увеличение массы провода за счёт
технологических погрешностей,Ку=1,05.
G1=1,05∙0,06∙156∙0,471=4,6
(кг)
Масса
провода вторичной обмотки
G2=Кy
∙g2
∙2W2 ∙lср2
g2
– масса одного метра провода вторичной обмотки, g2=0,2
(кг)
lср2
– средняя длина витка вторичной обмотки (м)
G2=1,05∙0,2∙2∙28∙0,576=6,8
(кг)
Общая
масса провода трансформатора
Gпр=3(G1+G2)=3∙(4,6+6,8)=34,2
(кг)
4.12.
Сопротивления обмоток трансформатора:
r1=KF
∙r0
(1)
r2=КF
∙r0
(2)
r0
(1) , r0
(2) – омическое сопротивление первичной и вторичной
обмоток в холодном состоянии при 20 оС; КF
– коэффициент Фильда, который учитывает добавочные потери в обмотках, КF=1,04
r0
(1)=ρ∙lср1
∙W1
/q1
r0
(2)= ρ∙lср2
∙W2
/q2
ρ-
удельное электрическое сопротивление материала провода катушки, (для
алюминиевого провода при 20 оС ρ=0,0282(Ом∙мм2
/м))
lср1
,lср2
– средние длины витков провода первичной и вторичной обмоток (м)
r0
(1)=0,0282∙0,471∙156/21,12=0,1 (Ом)
r0
(2)=0,0282∙0,576 ∙28/69,14=0,007 (Ом)
r1=1,04∙0,1=0,062
(Ом)
r2=1,04∙0,007=0,0073
(Ом)
Активные
сопротивления первичной и вторичной обмоток, отнесённые к расчётной температуре,
которая для обмоток класса F
составляет 115 оС:
r1t=1,38∙r1=1,38∙0,062=0,1
(Ом)
r2t=1,38∙r2=1,38∙0,0073=0,01
(Ом)
Активное
сопротивление обмоток трансформатора, приведённое к первичной обмотке:
rк=r1t
+r2t
∙К2т
Кт
– коэффициент трансформации
rк=0,1+0,01∙(5,56)2=0,3
(Ом)
Индуктивное
сопротивление:
Xк=7,9∙10-8∙fc∙W
21
∙lср
∙δs
/ ls
fc
– частота питающей сети;
δs
– ширина приведённого канала рассеяния (см)
δs
=δ12+((δ1+δ2)/3)=0,016+((2,2+1,1)/3)=1,1
(см)
ls
– длина силовой линии (см)
ls=ho
/0,95=23,3/0,95=24,5
(см)
lср
– средняя длина витка обмоток (см)
lср=(lср1
+lср2)
/2=(47,1+57,6)/2=52,4 (см)
xк=7,9∙10
-8∙50∙(156)2∙52,4∙1,1/24,5=0,23 (Ом)
Полное
сопротивление обмоток, приведённое к первичной обмотке:
=0,5
(Ом)
4.13.
Потери в обмотках:
В
первичных
P1=m1
∙r1t
∙I21ф
Во
вторичных
P2=m2
∙r2t
∙I22ф
m1
– количество первичных обмоток, m1=3;
m2
– количество вторичных обмоток (для схемы с уравнительным реактором m2=6);
r1t
, r2t
– активные сопротивления первичной и вторичной обмоток, отнесённые к расчётной
температуре
P1=3∙
0,1∙(38,7)2=629 (Вт)
P2=6∙0,01∙(144,5)2=1253
(Вт)
4.14.
Напряжение короткого замыкания:
Активная
составляющая напряжения короткого замыкания
Uа=I1ф
∙rк=38,7∙0,3=11,6
(В)
Реактивная
составляющая напряжения короткого замыкания
Uр=I1ф
∙xк=38,7∙0,23=8,9
(В)
=14,6
(В)
Напряжение
короткого замыкания в процентах от первичного напряжения:
Uк%=Uк
∙100/U1ф=14,6∙100/380=3,8
%
1.
Выбор типа тиристора и охладителя:
1.1.
Среднее, действующее и максимальное значения тока тиристора в зависимости от
номинального выпрямленного тока:
Iв.ср.
=Idн
∙0,166=500∙0,166=83
(А)
Iв
= Idн ∙0,289=500∙0,289=144,5
(А)
Iв
мах = Idн
∙0,5=500∙0,5=250
(А)
1.2.
Максимальное обратное напряжение на тиристоре:
Uобр.мах
=Udхх∙2,09=80∙2,09=167,2
(В)
Выбираем
тиристор и охладитель:
Тиристор-Т161-160
Охладитель-О171-80
Основные
параметры тиристора и охладителя:
·
Пороговое
напряжение Uпор=1,15
(В)
·
Максимально
допустимая температура перехода Tп.м.=125°С
·
Тепловое
сопротивление переход-корпус Rт(п-к)=0,15
(°С/Вт)
·
Тепловое
сопротивление контакта корпус-охладитель Rт(к-о)=0,05
(°С/Вт)
·
Тепловое
сопротивление охладитель-среда Rт(о-с)=0,355
(°С/Вт)
1.3.
Максимальный допустимый средний ток вентиля в установившемся режиме работы и
заданных условиях охлаждения:
Iос.ср.
=
[√ (U2пор+4∙К2ф∙rдин∙10-3∙(Tп.м.-Tc)
/Rт(п-с) )
-Uпор]/2∙К2ф∙rдин∙10-3
Кф
– коэффициент формы тока, Кф=1,73
Тс
– температура охлаждающего воздуха, Тс=40 °С
Rт(п-с)
– тепловое сопротивление переход-среда
Rт(п-с)=
Rт(п-к)+
Rт(к-о)+
Rт(о-с)=0,15+0,05+0,355=0,555
(°С/Вт)
Iос.ср.
=
[√((1,15)2+4∙(1,73)2∙1,4∙10-3∙(125-40)/0,555)-1,15]/2∙(1,73)2∙1,4∙10-3=
=97,9
(А)
1.4.
Мощность, рассеиваемая на вентиле:
Pв=К∙(Uпор∙Iв.ср.+rдин∙10-3∙I2в)
К
– коэффициент, учитывающий наличие добавочных потерь в вентиле,
К=1,05÷1,1
Pв=1,05∙(1,15∙83+1,4∙10-3∙(144,5)2)=131
(Вт)
1.5.
Температура нагрева перехода:
Tп=Rт(п-с)
∙Pв+Tc
Tc
– температура охлаждающего воздуха, Tc=40
̊С
Rт(п-с)
– тепловое сопротивление переход-среда
Tп=0,555∙131+40=113
̊С
1.6.
Класс тиристора:
Uповт.
=0,8∙Uобр.мах
Uповт.-
повторяющееся напряжение, определяющее класс вентиля
Uповт.
=0,8∙167,2=133,8 (В)
Принимаю
Uповт.
=200 (В).
Учитывая
возможные перенапряжения, окончательный класс тиристора принимаю равный 4.
Условное
обозначение выбранного тиристора:
Т161-160-4-12УХЛ2
Коэффициент
полезного действия выпрямителя при номинальной нагрузке:
η=Pdн
/Pdн
+ΣP
Pdн
– отдаваемая (выпрямленная) номинальная мощность
ΣP
– суммарные активные потери в схеме выпрямления, которые можно разбить на
следующие составные части:
1.
Потери в вентилях:
ΣPв=mв∙
Pв
mв
– количество вентилей в схеме выпрямления
Pв
– мощность, рассеиваемая на одном вентиле
ΣPв=6∙130,9=785,4
(Вт)
2.
Потери в силовом выпрямительном трансформаторе:
Pтр=Pc+P1+P2
Pc
– потери в стали магнитопровода
P1
– потери в первичных обмотках
P2
– потери во вторичных обмотках
Pтр=267+629+1253=2,2
(кВт)
3.
Потери в сглаживающем дросселе:
Pдр=(2÷3)%Pdн=0,6
(кВт)
4.
Потери в уравнительном реакторе:
Pур=(1÷2)%Pdн=0,375
(кВт)
5.
Потери во вспомогательных устройствах (в системе управления, системе
охлаждения):
Pвсп=(0,5÷1,5)Pdн=0,25
(кВт)
6.
Потери в соединительных шинах:
Pш=450
(Вт)=0,45 (кВт)
Значение
КПД:
η=Pdн
/Pdн+Pв+Pтр+Pдр
+Pур+Pвсп+Pш
η=25
/25+0,785+2,2+0,6+0,375+0,25+0,45=0,84.