Курсовая Расчёт сварочного выпрямителя, предназначенного для однопостовой механизированной сварки плавящи

Работа добавлена на сайт bukvasha.net: 2015-10-25

Поможем написать учебную работу

Если у вас возникли сложности с курсовой, контрольной, дипломной, рефератом, отчетом по практике, научно-исследовательской и любой другой работой - мы готовы помочь.

Предоплата всего

от 25%

Подписываем

договор

Имя

Выберите тип работы:

Принимаю Политику конфиденциальности

Скидка 25% при заказе до 26.12.2024

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

Наименование параметра	Обозначение параметра	Величина
1. Номинальное напряжение трёхфазной питающей сети частотой f_с=50 Гц, В	U_с	380
2. Номинальный выпрямленный (сварочный) ток, А	I_d_н	500
3. Номинальное выпрямленное (рабочее)напряжение на зажимах выпрямителя при номинальном токе, В	U_d_н	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 схемы выпрямления

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:
U_dxx=(1,4ч1,8)∙U_d_н=(1,4ч1,8)∙50=70ч90(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_dxx₀=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=(0,08ч0,045)∙P_{сети расч.}

P_{сети расч.}=P_сети∙

=44,1∙

=34,2 (кВА)

e₀=(0,08ч0,045)∙34,2=2,736ч1,539
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=(1,1ч1,5)∙b_ст

b_c_т – ширина стержня
b₀=(1,1ч1,5)∙82=90,2ч123 (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:

Номинальный размер проволоки а*b, мм	Площадь поперечного сечения q, мм²	Размеры провода с изоляцией а_из*b_из , мм	Масса 1000 м провода, кг
2,12*10,0	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=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:
r₁_t=1,38∙r₁=1,38∙0,062=0,1 (Ом)

r₂_t=1,38∙r₂=1,38∙0,0073=0,01 (Ом)
Активное сопротивление обмоток трансформатора, приведённое к первичной обмотке:
r_к=r₁_t +r₂_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∙W ²₁∙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 ∙r₁_t∙I²_1ф
Во вторичных
P₂=m₂ ∙r₂_t∙I²_2ф
m₁ – количество первичных обмоток, m₁=3;

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

r₁_t , r₂_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=1,05ч1,1
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=(2ч3)%P_d_н=0,6 (кВт)
4. Потери в уравнительном реакторе:
P_ур=(1ч2)%P_d_н=0,375 (кВт)
5. Потери во вспомогательных устройствах (в системе управления, системе охлаждения):
P_всп=(0,5ч1,5)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.

Размещено на Allbest.ru

Bukvasha