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

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_dн=(1,4÷1,8)∙50=70÷90(В)

U_dн – номинальное выпрямленное напряжение

Принимаем U_dxx=80(В)

2) Длительно допустимый по нагреву ток выпрямителя:

I_{d дл}=I_dн∙=500∙=387 (А)

I_dн – 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_dxx0=1,35∙ U_2ф =1,35∙68,4=92,3 (В)

1.3. Действующее значение тока вторичных обмоток трансформатора:

I_2ф= I_dн∙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_dн=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_dн=I_dн∙ U_dн=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_cт^’∙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_cт – 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_c1=(h_обм /b_из.1) – 1=(223/10,4)-1=20,4- принимаем W_c1=20

Вторичной обмотки

W_c2=(h_обм /b_из.2) – 1=(223/14,48)-1=14,4– принимаем W_c2=14

4.4 Число слоёв:

Первичной обмотки

n_c1=W₁ /W_c1=156/2=7,8 - принимаем n_c1=8

Вторичной обмотки

n_c2=W₂ /W_c2=28/14=2

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

δ₁=n_c1∙n_пар1∙а_из1+(n_c1-1)∙∆_вит

δ₂=n_c2∙n_пар2∙а_из2+(n_c2-1)∙∆_вит

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

а_из1 ,а_из2 – размер проводов по ширине с изоляцией;

n_c1 , n_c2 – 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 ^оС; 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 ^оС 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 ^оС:

r_1t=1,38∙r₁=1,38∙0,062=0,1 (Ом)

r_2t=1,38∙r₂=1,38∙0,0073=0,01 (Ом)

Активное сопротивление обмоток трансформатора, приведённое к первичной обмотке:

r_к=r_1t +r_2t ∙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∙W²₁ ∙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_1t∙I²_1ф

Во вторичных

P₂=m₂ ∙r_2t∙I²_2ф

m₁ – количество первичных обмоток, m₁=3;

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

r_1t , r_2t – 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_dн ∙0,166=500∙0,166=83 (А)

I_в = I_dн ∙0,289=500∙0,289=144,5 (А)

I_{в мах} = I_dн ∙0,5=500∙0,5=250 (А)

1.2. Максимальное обратное напряжение на тиристоре:

U_{обр.мах} =U_dхх∙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_dн /P_dн +ΣP

P_dн – 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_dн=0,6 (кВт)

4. Потери в уравнительном реакторе:

P_ур=(1÷2)%P_dн=0,375 (кВт)

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

P_всп=(0,5÷1,5)P_dн=0,25 (кВт)

6. Потери в соединительных шинах:

P_ш=450 (Вт)=0,45 (кВт)

Значение КПД:

η=P_dн /P_dн+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.