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

Исходные данные

Выбор схемы выпрямления

Выбор осуществляется из четырёх самых распространённых схем выпрямления:

- Трёхфазная мостовая схема

- Шестифазная с нулевой точкой

- Схема с уравнительным реактором

- 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:

U_dxx =(1,4÷1,8)∙U_{d н} =(1,4÷1,8)∙50=70÷90(В)

U_{d н} – номинальное выпрямленное напряжение

Принимаем U_dxx =80(В)

2) Длительно допустимый по нагреву ток выпрямителя:

I_{d дл} =I_{d н} ∙=500∙=387 (А)

I_{d н} – номинальный выпрямленный ток

ПН - продолжительность нагрузки

Расчёт силового трансформатора

1. Расчёт фазных токов и напряжений обмоток трансформатора:

По выбранной схеме выпрямления и схеме соединения первичной обмотки в треугольник рассчитываем:

1.1. Вторичное фазное напряжение:

U_2ф = ==68,4 (В)

1.2. Реальное значение напряжения холостого хода выпрямителя:

U_{dxx 0} =1,35∙ U_2ф =1,35∙68,4=92,3 (В)

1.3. Действующее значение тока вторичных обмоток трансформатора:

I_2ф = I_{d н} ∙0,289=500∙0,289=144,5 (А)

выпрямитель катушка трансформатор сварочный

1.4. Расчётное значение тока вторичных обмоток:

I_{2ф расч.} =I_2ф ∙=144,5∙=111,9 (А)

1.5. Коэффициент трансформации:

При соединении первичной обмотки в треугольник

К_т ===5,56

1.6. Действующее значение фазного тока первичной обмотки:

I_1ф =0,41∙∙I_{d н} =0,41∙∙500=36,87 (А)

I_1ф =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:

I_{1ф расч.} =I_1ф ∙=38,7∙=29,98 (А)

1.8. Значение номинальной отдаваемой (выпрямленной) мощности выпрямителя:

P_{d н} =I_{d н} ∙ U_{d н} =500∙50=25000 (Вт)=25 (кВт)

1.9. Значение потребляемой мощности:

При соединении первичной обмотки в треугольник

P_сети =U_c ∙I_1ф ∙3∙10^-3 =380∙38,7∙3∙10^-3 =44,1 (кВА)

2. Предварительный расчёт магнитной системы и обмоток:

2.1. Значение ЭДС, приходящейся на один виток:

e₀ =(0,08÷0,045)∙P_{сети расч.}

P_{сети расч.} =P_сети ∙=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 ^’ =

U_1ф =U_c – 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:

S_a ^’ =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)

S_a ^’ =2,44∙10⁴ /4,44∙50∙1,65=66,6 (см² )

2.8. Полное сечение магнитопровода:

Предварительное полное сечение:

S_ст ^’ =S_a ^’ /К_с

К_с – коэффициент заполнения стали, К_с =0,95

S_ст ^’ =66,6/0,95=70,1 (см² )

2.9. Определение ширины пластины магнитопровода:

Учитывая мощность выпрямителя, выберем рекомендуемую ширину b_ст =82 (мм)

2.10. Предварительная толщина набора магнитопровода:

l_ст ^’ =S_{c т} ^’ ∙10² /b_ст =70,1∙10² /82=85,5 (мм)

Окончательную толщину набора принимаем l_ст =86 (мм)

Окончательное сечение магнитопровода:

S_ст =l_ст ∙b_ст /100=86∙82/100=70,5 (см² )

Окончательное активное сечение магнитопровода:

S_a =S_ст ∙К_с =70,5∙0,95=67 (см² )

Окончательная магнитная индукция:

В=e₀ ∙10⁴ /4,44∙f∙S_a =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:

S_ок =2∙Q/К_зо

К_зо – коэффициент заполнения окна, К_зо =0,45

S_ок =2∙5864/0,45=26062 (мм² )

3. Окончательный расчёт магнитной системы трансформатора:

3.1. Ширина окна:

b₀ =(1,1÷1,5)∙b_ст

b_{c т} – ширина стержня

b₀ =(1,1÷1,5)∙82=90,2÷123 (см)

Принимаю b₀ =112 (мм).

3.2. Высота окна магнитопровода:

h₀ =S_ок /b₀ =26062/112=233 (мм)

3.3. Длина пластин (1^го ,2^го и 3^го вида):

l₁ =h₀ +b_ст =233+82=315 (мм)

l₂ =2b₀ +b_ст =2∙112+82=306 (мм)

l₃ =b₀ +b_ст =112+82=194 (мм)

Количество листов каждого типа:

n₁ =l_ст ∙0,95∙3/0,5=86∙0,95∙3/0,5=490 (шт),

n₂ = l_ст ∙0,95∙/0,5=163 (шт),

n₃ = l_ст ∙0,95∙2/0,5=327 (шт)

l_ст – толщина набора магнитопровода

0,95 – коэффициент заполнения стали (К_с )

3.4. Масса стали магнитопровода:

G_c =[(h₀ +2b_ст )∙(2b₀ +3b_ст )-2h₀ ∙b₀ ]∙l_ст ∙0,95∙γ∙10^-3

γ-плотность электротехнической стали 3413, γ=7,65 (г/см³ )

G_c =[(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:

P_c =К₀ ∙G_c ∙p₀ ∙К_ур

К₀ – коэффициент, учитывающий добавочные потери в стали за счёт изменения структуры листов при их механической обработке, К₀ =1,2.

К_ур – коэффициент увеличения потерь для анизотропных сталей, являющейся функцией геометрических размеров магнитопровода.

В зависимости от величины 3h₀ +4b₀ /b_ст =3∙23,3+4∙11,2/8,2=14 -получаем К_ур =1,15.

p₀ –удельные потери в 1 кг стали марки 3413 при индукции В=1,64 (Тл) равняются p₀ =2,3 (Вт/кг)

P_c =1,2∙84∙2,3∙1,15=267 (Вт)

3.6. Абсолютное значение тока холостого хода:

I_оа – активная составляющая тока холостого хода, обусловленная потерями холостого хода P_c

I_ор – реактивная составляющая тока холостого хода, необходимая для создания магнитного потока

I_оа =P_c /3U_c

P_c – потери в стали магнитопровода

U_c – номинальное напряжение питающей сети

I_оа =267/3∙380=0,2 (А)

I_ор =[H_c ∙l_м +0,8∙В∙n_з ∙δ_з ∙10⁴ /√2∙W₁ ∙К_r ]∙К_ухх

H_c – напряжённость магнитного поля, соответствующая индукции В=1,64 (Тл). Для анизотропной стали 3413 H_c =8,2 (А/см);

l_м – средняя длина магнитной силовой линии (см);

В – магнитная индукция (Тл);

n_з – число немагнитных зазоров на пути магнитного потока ;

δ_з – условная длина воздушного зазора в стыке равная 0,005 (см) в случае штампованных листов при сборке магнитопровода внахлёстку;

К_r – коэффициент высших гармонических. Ориентировочно для стали 3413 при индукции В=1,64 (Тл) К_r =1,1;

К_ухх – коэффициент увеличения тока холостого хода. Этот коэффициент является функцией геометрических размеров магнитопровода и магнитной индукции.

При соотношении (h₀ +2b₀ )/b_ст +1=((23,3+2∙11,2)/8,2)+1=6,57 - получаем К_ухх =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:

l_{м к.ф.} =h₀ +2b₀ +b_ст +π∙ b_ст /2=23,3+2∙11,2+8,2+3,14∙8,2/2=66,8 (см)

Длина средней линии магнитного потока для средней фазы:

l_{м ср.ф.} =h₀ +b_ст =23,3+8,2=31,5 (см)

Число немагнитных зазоров на пути потока для крайней фазы n_з =3, для средней фазы n_з =1.

Реактивная составляющая тока холостого хода для крайней фазы:

I_{ор к.ф.} =[(H_c ∙ l_{м к.ф.} +,8∙В∙3∙0,005∙10⁴ )/√2∙W₁ ∙К_r ]∙К_ухх

I_{ор 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:

I_{ор ср.ф.} =[(H_c ∙ l_{м ср.ф.} +0,8∙В∙1∙0,005∙10⁴ )/√2∙W₁ ∙К_r ]∙К_ухх

I_{ор 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:

I_ор =(2∙I_{ор к.ф.} + I_{ор 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 /I_1ф )∙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:

Уточнённые значения плотности тока:

J₁ =I_{1ф расч.} /q₁ =29,98/21,12=1,4 (А/мм² )

J₂ =I_{2ф расч.} /q₂ =111,9/69,14=1,6 (А/мм² )

4.2. Высота цилиндрической обмотки:

h_обм =h₀ - 2∙∆_я

∆_я – зазор между торцевой поверхностью обмотки и ярмом магнитопровода, равный 5 (мм);

h₀ – высота окна магнитопровод

h_обм =233-2∙5=223 (мм)

4.3. Число витков в слое:

Первичной обмотки

W_{c 1} =(h_обм /b_из.1 ) – 1=(223/10,4)-1=20,4- принимаем W_{c 1} =20

Вторичной обмотки

W_{c 2} =(h_обм /b_из.2 ) – 1=(223/14,48)-1=14,4– принимаем W_{c 2} =14

4.4 Число слоёв:

Первичной обмотки

n_{c 1} =W₁ /W_{c 1} =156/2=7,8 - принимаем n_{c 1} =8

Вторичной обмотки

n_{c 2} =W₂ /W_{c 2} =28/14=2

4.5. Радиальные размеры (толщина) первичной и вторичной обмоток, выполненных из изолированного провода:

δ₁ =n_{c 1} ∙n_пар1 ∙а_из1 +(n_{c 1} -1)∙∆_вит

δ₂ =n_{c 2} ∙n_пар2 ∙а_из2 +(n_{c 2} -1)∙∆_вит

n_пар1 ,n_пар2 – число параллельных проводов первичной и вторичной обмоток;

а_из1 ,а_из2 – размер проводов по ширине с изоляцией;

n_{c 1} , n_{c 2} – 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=b_ст +∆_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=l_ст +∆_дл

l_ст – 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

l_ср1 =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)

l_ср1 =2(94-2∙10)+2(116-2∙10)+2∙3,14∙(10+22/2)=471 (мм)

Средняя длина витка вторичной обмотки

l_ср2 =2(А-2R)+2(Б-2R)+2∙π∙(R+δ₁ +δ₁₂ +δ₂ /2)

l_ср2 =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 =b_о -∆_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 =K_y ∙g₁ ∙W₁ ∙l_ср1

g₁ – масса одного метра провода первичной обмотки, g₁ =0,06 (кг);

l_ср1 – средняя длина витка первичной обмотки (м);

К_у – коэффициент, предусматривающий увеличение массы провода за счёт технологических погрешностей,К_у =1,05.

G₁ =1,05∙0,06∙156∙0,471=4,6 (кг)

Масса провода вторичной обмотки

G₂ =К_y ∙g₂ ∙2W₂ ∙l_ср2

g₂ – масса одного метра провода вторичной обмотки, g₂ =0,2 (кг)

l_ср2 – средняя длина витка вторичной обмотки (м)

G₂ =1,05∙0,2∙2∙28∙0,576=6,8 (кг)

Общая масса провода трансформатора

G_пр =3(G₁ +G₂ )=3∙(4,6+6,8)=34,2 (кг)

4.12. Сопротивления обмоток трансформатора:

r₁ =K_F ∙r_{0 (1)}

r₂ =К_F ∙r_{0 (2)}

r_{0 (1)} , r_{0 (2)} – омическое сопротивление первичной и вторичной обмоток в холодном состоянии при 20 ^о С; К_F – коэффициент Фильда, который учитывает добавочные потери в обмотках, К_F =1,04

r_{0 (1)} =ρ∙l_ср1 ∙W₁ /q₁

r_{0 (2)} = ρ∙l_ср2 ∙W₂ /q₂

ρ- удельное электрическое сопротивление материала провода катушки, (для алюминиевого провода при 20 ^о С ρ=0,0282(Ом∙мм² /м))

l_ср1 ,l_ср2 – средние длины витков провода первичной и вторичной обмоток (м)

r_{0 (1)} =0,0282∙0,471∙156/21,12=0,1 (Ом)

r_{0 (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 ^о С:

r_{1 t} =1,38∙r₁ =1,38∙0,062=0,1 (Ом)

r_{2 t} =1,38∙r₂ =1,38∙0,0073=0,01 (Ом)

Активное сопротивление обмоток трансформатора, приведённое к первичной обмотке:

r_к =r_{1 t} +r_{2 t} ∙К² _т

К_т – коэффициент трансформации

r_к =0,1+0,01∙(5,56)² =0,3 (Ом)

Индуктивное сопротивление:

X_к =7,9∙10^-8 ∙f_c ∙W² ₁ ∙l_ср ∙δ_s / l_s

f_c – частота питающей сети;

δ_s – ширина приведённого канала рассеяния (см)

δ_s =δ₁₂ +((δ₁ +δ₂ )/3)=0,016+((2,2+1,1)/3)=1,1 (см)

l_s – длина силовой линии (см)

l_s =h_o /0,95=23,3/0,95=24,5 (см)

l_ср – средняя длина витка обмоток (см)

l_ср =(l_ср1 +l_ср2 ) /2=(47,1+57,6)/2=52,4 (см)

x_к =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 ∙r_{1 t} ∙I² _1ф

Во вторичных

P₂ =m₂ ∙r_{2 t} ∙I² _2ф

m₁ – количество первичных обмоток, m₁ =3;

m₂ – количество вторичных обмоток (для схемы с уравнительным реактором m₂ =6);

r_{1 t} , r_{2 t} – 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

U_а =I_1ф ∙r_к =38,7∙0,3=11,6 (В)

Реактивная составляющая напряжения короткого замыкания

U_р =I_1ф ∙x_к =38,7∙0,23=8,9 (В)

=14,6 (В)

Напряжение короткого замыкания в процентах от первичного напряжения:

U_к% =U_к ∙100/U_1ф =14,6∙100/380=3,8 %

Расчёт блока тиристоров

1. Выбор типа тиристора и охладителя:

1.1. Среднее, действующее и максимальное значения тока тиристора в зависимости от номинального выпрямленного тока:

I_в.ср. =I_{d н} ∙0,166=500∙0,166=83 (А)

I_в = I_{d н} ∙0,289=500∙0,289=144,5 (А)

I_{в мах} = I_{d н} ∙0,5=500∙0,5=250 (А)

1.2. Максимальное обратное напряжение на тиристоре:

U_{обр.мах} =U_{d хх} ∙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 U_пор =1,15 (В)

· Среднее динамическое сопротивление r_дин =1,4 (мОм)

· Максимально допустимая температура перехода T_п.м. =125°С

· Тепловое сопротивление переход-корпус R_т(п-к) =0,15 (°С/Вт)

· Тепловое сопротивление контакта корпус-охладитель R_т(к-о) =0,05 (°С/Вт)

· Тепловое сопротивление охладитель-среда R_т(о-с) =0,355 (°С/Вт)

1.3. Максимальный допустимый средний ток вентиля в установившемся режиме работы и заданных условиях охлаждения:

I_ос.ср. = [√ (U² _пор +4∙К² _ф ∙r_дин ∙10^-3 ∙(T_п.м. -T_c )/R_т(п-с) ) -U_пор ]/2∙К² _ф ∙r_дин ∙10^-3

К_ф – коэффициент формы тока, К_ф =1,73

Т_с – температура охлаждающего воздуха, Т_с =40 ^° С

R_т(п-с) – тепловое сопротивление переход-среда

R_т(п-с) = R_т(п-к) + R_т(к-о) + R_т(о-с) =0,15+0,05+0,355=0,555 (°С/Вт)

I_ос.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:

P_в =К∙(U_пор ∙I_в.ср. +r_дин ∙10^-3 ∙I² _в )

К – коэффициент, учитывающий наличие добавочных потерь в вентиле, К=1,05÷1,1

P_в =1,05∙(1,15∙83+1,4∙10^-3 ∙(144,5)² )=131 (Вт)

1.5. Температура нагрева перехода:

T_п =R_т(п-с) ∙P_в +T_c

T_c – температура охлаждающего воздуха, T_c =40 ̊С

R_т(п-с) – тепловое сопротивление переход-среда

T_п =0,555∙131+40=113 ̊С

1.6. Класс тиристора:

U_повт. =0,8∙U_{обр.мах}

U_повт. - повторяющееся напряжение, определяющее класс вентиля

U_повт. =0,8∙167,2=133,8 (В)

Принимаю U_повт. =200 (В).

Учитывая возможные перенапряжения, окончательный класс тиристора принимаю равный 4.

Условное обозначение выбранного тиристора:

Т161-160-4-12УХЛ2

Расчёт КПД выпрямителя

Коэффициент полезного действия выпрямителя при номинальной нагрузке:

η=P_{d н} /P_{d н} +ΣP

P_{d н} – отдаваемая (выпрямленная) номинальная мощность

ΣP – суммарные активные потери в схеме выпрямления, которые можно разбить на следующие составные части:

1. Потери в вентилях:

ΣP_в =m_в ∙ P_в

m_в – количество вентилей в схеме выпрямления

P_в – мощность, рассеиваемая на одном вентиле

ΣP_в =6∙130,9=785,4 (Вт)

2. Потери в силовом выпрямительном трансформаторе:

P_тр =P_c +P₁ +P₂

P_c – потери в стали магнитопровода

P₁ – потери в первичных обмотках

P₂ – потери во вторичных обмотках

P_тр =267+629+1253=2,2 (кВт)

3. Потери в сглаживающем дросселе:

P_др =(2÷3)%P_{d н} =0,6 (кВт)

4. Потери в уравнительном реакторе:

P_ур =(1÷2)%P_{d н} =0,375 (кВт)

5. Потери во вспомогательных устройствах (в системе управления, системе охлаждения):

P_всп =(0,5÷1,5)P_{d н} =0,25 (кВт)

6. Потери в соединительных шинах:

P_ш =450 (Вт)=0,45 (кВт)

Значение КПД:

η=P_{d н} /P_{d н} +P_в +P_тр +P_др +P_ур +P_всп +P_ш

η=25 /25+0,785+2,2+0,6+0,375+0,25+0,45=0,84.