Embed Size (px)
Citation preview
Tema de proiect
Sa se proiecteze un transformator electric monofazat folosit ca sursa de
alimentare pentru o instalatie de sudare cu arc electric ,cu urmatoarele date
nominale :
Puterea nominala, aparenta a transformatorului Sn =7kVA
Tensiune nominala de alimentare U1n =380V
Tensiunea din secundarul transformatorului U20 =60V
Frecventa nominala de lucru f =50Hz
Durata de actionare DA =60%
Clasa de izolatie F
CUPRINS
-5-
Capitolul1.......................................................................................................pag.9
l.l .Aspecte privind sudarea cu arc electric. Particularitatile transformatorului de
sudare.
1.2. Arcul electric folosit la sudare.
1.3. Surse de curent pentru sudare.
1.4.Alegerea variantei constructive.
Capitolul2.....................................................................................................pag.22
2.1.Calculul marimilor electrice principale
2.2.Dirnensionarea circuitului magnetic.
2.2.1.Calculul dimensiunilor principale ale circuitului magnetic.
2.3.Calculul infasurarilor
2.3.1 Calculul infasurarilor de inalta tensiune.
2.3.2 Calculul infasurarilor de joasa tensiune.
2.3.3.Definitivarea dimensiunilor miezuluî magnetic si al infasurarilor.
2.4. Determinarea pierderilor de scurtcircuit.
2.5. Determinarea tensiunii de scurtcircuit.
2.6.Calculul termic al transformatorului.
2.6.1. Calculul incarcarii termice pentru bobina de inalta tensiune.
2.6.2. Calculul incarcarii termice pentru bobina de joasa tensiune.
2.7. Calculul parametrilor de mers in gol.
2.7.1. Determinarea pierderilor si a curentului la functionarea in gol.
2.7.2. Calculul puterii reactive necesare magnetizarii miezului magnetic.
2.7.3. Calculul curentului de mers in gol.
2.8. Calculul tehnico-economic simplificat.
Capitolul 3....................................................................................................pag.45
3.1. Tehnologia de fabricare a miezului magnetic.
3.2. Tehnologia realizarii infasurarilor.
Capitolul 4................................................................................................pag. 48
-6-
4.1. Calculul bobinei de reactanta
4.2. Calculul caracteristicii externe a transformatoarului cu bobina de reactanta
4.3. Recalcularea sectiunii conductorului bobinei de reactanta
Capitolul 5................................................................................................pag. 64
5. Concluzii si observatii
-7-
CAPITOLUL I
1.1. Aspecte specifice privind sudarea cu arc electric.
Particularitatile transformatorului folosit la sudarea cu arc electric.
Sudarea este un procedeu tehnologic de imbinare nedemontabila a doua sau
mai multe piese metalice, realizata ca urmare a actiunii unor forte de coeziune
mari ce pot aparea intre atomii pieselor respective in anumite conditii.
In vederea atingerii acestor forte este necesar un suport de energie din afara
(prin incalzire sau presare) realizat cu ajutorul instalatiilor de sudare.
Prin sudura se intelege rezultatul operariei de sudare, adica imbinarea
sudata, iar prin cusatura se defineste acea zona a imbinarii in care au actionat
efectiv fortele de coeziune interatomica.
Materialul pieselor care se sudeaza poarta denumirea de material de baza.
In jurul sudarii partea de material de baza care nu a ajuns in stare de topire dar
care a suferit transformari structurale din cauza incalzirii puternice formeaza
zona influentata termic. Zona de influenta termica este portiunea compusa din
sudura si marginile invecinate ale acestora.
-8-
1 - electrod de baza
2 - material de baza
3 - baie de metal
4 - cusatura
5 - zona de trecere
6 - zona de influentare termomecanica
FIG.1. Etapele sudarii şi zonele imbinarii sudate prin topire
Electrodul adus din afara pentru completarea materialului de baza in scopul
formarii cusaturii se numeste material de adaos. Folosirea materialului de adaos
pentru formarea cusaturii sudate este determinata de imposibilitatea sudarii
pieselor de grosimi mai mari de cativa milimetri fara ca in prealabil cele doua
piese sa fie prelucrate cu un anumit profil in zona de imbinare, inchizand intre
ele un spatiu numit rost.
Sudarea pieselor sau subansamblelor se executa prin diferite procedee. Prin
procedeul de sudare se intelege totalitatea operatiunilor tehnologice si a
metodelor folosite in vederea obtinerii de imbinari sudate.
Procedeele de sudare se clasifica dupa mai multe criterii, dintre care cele
mai importante sunt:
· criteriul starii fizice a metalului cusaturii in timpul imbinarii ;
· procedeul de sudare prin topire la care cusatura sudata se realizeaza ca
urmare a aplicarii unor forte din exterior asupra metalului de baza incalzit sau
nu;
· criteriul energiei primare de la care provine in final energia termica
necesara incalzirii locale a pieselor ce se sudeaza .Aceasta energie poate fi:
mecanica
termodinamica
termochimica
electrica (caldura obtinuta prin efect joule)
radianta
Operatia de sudare prezinta urmatoarele particularitati fizico-chimice si
tehnologice cum sunt:
· gradient inalt de temperatura datorita temperaturilor inalte de incalzire
pentru realizarea baii de sudare cu volum mai redus, pentru ca incalzirea sa fie
locala si cat mai rapida. Metalul topit sau incalzit va fi inconjurat de mase
metalice reci astf'el incat gradientul de temperatura de la baie spre metalul rece
-9-
va fi foarte mare ceea ce atrage dupa sine aparitia tensiunii interne mari , de
deformari si de fisuri ;
· reactii chimice produse in afara starii de echilibru deoarece vitezele mari
de incalzire si racire nu permit ca reactiile din baia de sudare sa se produca in
timp suficient desfasurarii unei reactii normale. Fata de acea.sta situatie este
necesar ca materialele folosite si locurile de sudat sa fie intr-o perfecta curatenie,
de asemenea sa fie folosite materiale care, pentru calitatea sudurii, nu necesita
reactii in timp prelungit ;
· schimbarea compozitiei chimice si a structurii metalului depus are loc
datorita faptului ca procesul de sudare se produce in conditii specifice ca:
temperatura inalta
mediu izolant termic
prezenta campurilor magnetice si electrice
viteza mare de topire
· schimbarea structurii metalului de baza datorita ajungerii la temperatura
de topire, iar zonele invecinate ale acestuia sunt incalzite. Datorita racirii se
produc modificari ale structurii caracteristice zonei de influenta termica.
1.2. Arcul electric folosit la sudare
Arcul electric de sudare este una din sursele cele mai folosite pentru
imbinarea metalelor cu care se realizeaza topirea piesei de sudat (materialul de
baza si a metalelor de ados (electrodul de sudare).
Arcul electric se caracterizeaza prntr-o mare valoare a densitatii de curent
si printr-o diferenta de potential necesara pentru mentinerea arcului electric,
relativ mica.
Initierea arcului electric respectiv amorsarea arcului electric se realizeaza
de regula prin una din cele doua metode prezentate in figura 2.
-10-
· prin lovire fig . 2.a)
· prin pendulare fig . 2.b)
In vederea obtinerii energiei necesare topirii materialelor ce se sudeaza,
arcul electric poate sa arda fie intre un electrod si piesa (arc electric cu actiune
directa), fie intre doi electrozi pozitionati in apropierea pieselor ce urmeaza a fi
sudate (arc electric cu actiune indirecta).
Aceste posibilitati sunt prezentate in figura 3.
Figura 3.
-11-
Dupa amorsarea arcului electric se formeaza o descarcare electrica
puternica, de durata si se mentine numai daca intervalul dintre electrod si piesa,
format din gaze si vapori supraincalziti, este ionizat, adica devine conductor
electric cu sarcini electrice libere - electroni si ioni.
Este necesar ca intre electrod si piesa sudata sa existe o cadere de tensiune
(U) si sa circule un curent efectiv (I), adica sa fie dezvoltata o putere de ionizare
(U1) suficienta, asttel incat atomii sa se disocieze in ioni si elcctroni iar acestia
sa curga cotinuu in intervalul dintre electrod si piesa .
Daca electrodul este legat la polul negativ, adica la catod, electronii
formati sunt respinsi catre catod (piesa) si aceasta se produce cu atat mai intens
cu cat temperatura catodului este mai mare. Aceasta legatura se numeste directa.
Se formeaza pe electrod o pata catodica care emite electroni si pe piesa o pata
anodica bombardata continuu de electroni, cu temperatura mai inalta decat a
petei catodului.
In cazul in care electrodul este anod si piesa este catod, mentinerea arcului
este mai dificila, deoarece pata catodica formata pe piesa, fiind in miscare (la
deplasarea electrodului) emisia de electroni este mai greoaie, in acest caz pata
catodica nu are timp sa ajunga la temperatura inalta, pentru ca emisia de
electroni sa fie cat mai mare. Aceasta legatura se numeste legatura inversa.
-12-
Temperatura anodului este intodeauna mai mare decat a catodului cu cateva
sute de grade, din cauza bombardamentului de electroni care intodeauna trec de
la catod la anod.
In jurul sudurii se produc stropi de metal si zgura, iar in cazul sudarii cu
electrod invelit, sudura este acoperita de un strat de zgura. In jurul coloanei
arcului se formeaza un invelis de gaze si vapori supraincalziti care nu permit
accesul aerului in baia de sudare.
In cazul sudarii in curent alternativ, din cauza schimbarii palaritatii,
mentinerea arcului nu este posibila decat daca se iau masuri speciale de ionizare
a intervalului deoarece schimbarea polaritatii ingreuneaza formarea continua a
petei.
Daca electrodul sau invelisul acestuia contine elemente usor ionizante,
cum sunt:
· sodiu· potasiu· calciu· magneziu · aluminiuIn acest caz arcul se mentine usor. Pentru mentincrca arcului este necesar
ca mai intai sa se faca amorsarea, care se realizeaza printr-un contact usor al
electrodului cu piesa, urmat de indepartarea lui. Imediat ce sunt create conditiile
de ionizare, iar tensiunea si curentul sunt corespunzatoare, arcul se mentine usor
daca este creat un interval de cativa milimetri (2.....5mm) necesar operatiei de
sudare .
La producerea contactului se creaza un scurtcircuit, iar curentul de mare
intensitate dezvolta o mare cantitate de caldura care conduce la topirea
superficiala a asperitatilor de pe suprafata anodului si a catodului in contact,
astfel incat poate incepe emisia de electroni.
Dupa ce electrodul este idepartat de piesa emisia, daca este permanenta,
stabileste curgerea continua a curentului. In afara de electroni, se mai formeaza
-13-
si ioni pozitivi care sunt atrasi de catod. Stabilindu-se aceste doua curgeri, in
doua sensuri, arcul se mentine sub forma de coloana intre cele doua puncte,
catodica si anodica, care marginesc coloana, atfel incat circuitul este permanent
stabilit. ln coloana centrala a arcului temperatura este mai mare decat in cele
doua pete din cauza ciocnirilor care se produc .
Pata catodica are un rol foarte important si daca se mentine continuu in
acelasi sens incat sa fie in permanenta la o temperatura inalta, electronii sunt
emisi in cantitati mari si de aceea este preferabil ca ea sa fie formata pe electrod.
Varful catodului, fiind adus la incandescenta, respectiv la topire, metalul
trece in picaturi prin intermediul arcului electric spre piesa in sensul electrod-
piesa idifcrent de polaritate, producandu-se astfel transferul metalului prin arc .
Langa pata catodica se afla zona catodica ce formeaza sursa de electroni ce
ionizeaza intervalul arcului si care se caracterizeaza printr-o cadere de tensiune
de 8 ...15V. Temperatura petei catodice variaza in functie de compozitia
metalului. La anod caderea de tensiune este mai redusa (2...3V) dar temperatura
este mai ridicata.
In coloana arcului electric (plasma) caderea de tensiune; este de 6... 12 V
iar temperatura urca, la sudarea cu electrod de otel, pana la 6200 C pentru
curenti de circa 230 -250A.
-14-
zona catodica
Coloana arcului zona anodica
Ua
Uc
UK
LaFig.5. Repartitia diferentelor de potential pe lungimea arcului elcctric.
Principalii parametrii ai arcului electric pentru sudare sunt: Tensiunea arcului Un (V) Intensitatea curentului de sudare In (A)
Lungimea arcului I(m), reprezentand distanta dintre capatul electrodului si piesa.
In timput procesului de sudare numai o parte din puterea arcului electric
este folosita pentru topirea si incalzirea materialului, parte denumita
conventional "energie libera ". Intre lungimea arcului elcctric si parametrii sai
electrici exista o legatura bine determinata (figura 6) ce poate fi exprimata
printr-o relatie de forma Un=a+b I
unde : "a" - este suma caderilor de tensiune pe cele doua pete
"b" - este caderea de tensiune de-a lungul coloanei arcului
Ua(V) Ua=a+bl
a
Fig. 6. l(mm)
Intre tensiunea arcului si curentul de sudare cxista o legatura de tipul Un =
f(In) functie a carei reprezentare se numeste caracteristica statica (figura 7).
Din figura 7 se observa ca pentru anumite lungimi ale arcului, cand curentii
sunt mici, tensiunea scade cu cresterea curentului, ca apoi sa ramana practic
-15-
Ua(V)
80artitia diferentelor de potential pe lungimea arcului elcctric.
60
80 200 I(A/mm)
dUa/di < 0 dUa/di = 0 dUa/di > 0
Figura 7.
constanta iar la curenti mai mari sa creasca.
Dupa amorsare, cand curentii sunt inca redusi, tensiunea este mare apoi
scade, ca incepand de la curenti de 80 A tensiunea sa ramana practic constanta
cu cresterea curentului. La curenti mari, peste 200A, tensiunea necesara
mentinerii arcului creste odata cu cresterea curentului. La densitati de curenti
curba este crescatoare liniar.
La sudarea cu intensitati prea mici, arcul devine instabil, viteza de sudare
este mica si deci productivitatea scazuta. Daca se sudeaza cu intensitati prea
mari pierderile prin stropi sunt mari si se pot atinge strapungeri ale materialului
de baza, creste solubilitatea gazelor in baia de sudura si pot sa se formeze
porozitati si sulfuri in acest timp datorita supraincalzirii metalului de baza, apar
tensiuni interne si deformari importante.
In timpul sudarii, lungimea arcului electric se modifica fie datorita
neasigurarii unei viteze de avans in corelare cu cea de topire, fie datorita
modificarii deliberate a efectului termic al arcului. O sudura de calitate se obtine
la o lungime constanta, stabilitatea arcului fiind mai buna la o lungime mai
mica.
La sudarea cu lungime mai mica apar urmatoarele aspecte:
· pierderi de caldura prin radiatie si prin stropi de metal
· pierderi de caldura prin stropi de metal care sunt mici
· creste adancimea de patrundere
· influenta arcului asupra baii de metal este mai redusa
· pierderile de metal de ados, prin improscare, sunt mai mici
Curentul de sudare este in functie de diametrul si felul
electrodului ,pozitia de lucru si felul sudarii. Felul eleclrodului sc alege in
functie de compozitia chimica a materialului dc baza, metalul depus urmand sa
aiba o compozitie chimica si propietati mecanice apropiate de cele ale metalului
de baza, caracteristica principala fiind rezistenta la rupere, la tractiune. Se va
evita alegerea unor electrozi cu o rezistenta la rupere mult mai mare in raport cu
-16-
cea a metalului de baza deoarece in procesul de sudare apar tensiuni interne mari
care conduc la aparitia fisurilor.
Diametrul electrodului se alege in functie de grosimea piesei de sudat,
forma rostului, dimensiunile si pozitia in spatiul cusaturii.
1.3.Surse de curent pentru sudare
Sursele de curent pentru sudare sunt echipamente care asigura
transformarea valorilor parametrilor curentului electric de la retea (tensiune
mare si curent mic ) in valori conforme cu necesitatile procesului tehnologic de
sudare (tensiune relativa mica si curenti mari)
Cea mai importanta cerinta, pe care trebuie sa o satisfaca o sursa de
curent pentru sudare, este cea legata de asigurarea stabilitatii arcului electric,
intelegand prin aceasta revenirea la starea initiala a sistemului sursa - are si
arderea neintrerupta a arcului asigurandu-se constanta parametrilor procesului de
sudare, atunci cand este scos din aceasta stare de catre un factor perturbator
extern.
Sursele dc curent pentru sudare se impart in doua categorii in functie de
tipul curentului debitat in circuitul de sudare:
· surse de curent altenativ
· surse de curent continuu
· sursa de curent trebuie sa asigure deci stabilirea rapida a tensiunilor
si a curentilor de sudare, pentru ca la sudare se produc scurtcircuitari urmate de
intreruperi provocate fie din neatentia sudorului, fie de transferul de metal, astfel
incat este necesar ca restabilirea valorii de curent si de tensiune necesara sa se
faca intr-un timp cat mai scurt posibil.
Transformatoarele de sudura reprezinta cea mai importanta categorie de
surse cu care se face alimentarea arcului electric in curent alternativ.
-17-
Ele trebuie sa fie capabile sa asigure arderea neintrerupta a arcului si
totodata o variatie cat mai redusa a curentului de sarcina la variatii mari ale
lungimii arcului si deci a tensiunii acestuia, scop in care ele trebuie sa posede o
caracteristica externa accentuata cazatoare (figura 8).
U
Ug A
Ua
- - - - - - - - - - - - B
1
2
IS Isc I
Figura 8
O asemenea caracteristica se obtine cu ajutorul unei bobine montate
cel mai adesea in circuitul secundar al transformatorului, acolo unde tensiunea
fiind mai redusa decat in primar, pericolul de accidentare prin electrocutare al
operatorului in timpul reglarii regimului de functionare este evident mai mic .
Bobina mai prezinta si avantajul defazarii corespunzatoare a
curentului fata de tensiunea de arc. Decalajul marit dintre tensiune si curent
asigura, atunci cand tensiunea de arc trece prin zero, trecerea unui curent destul
de mare ceea ce face sa se mentina stabilitatea arcului electric de sudare.
Aceasta necesita ca factorul de putere sa fie redus (cos φ=0,5) ceea ce
este defavorabil deoarece sunt necesare sectiunii mari de cupru.
Un alt inconvenient al transformatoarelor (monofazate) este si acela
ca incarca nesimetric reteaua primara, ele fiind legate la doua faze.
Avantajul lor consta in faptul ca nu au organe in miscare si nu
necesita nici un fel de intretinere. Un alt avantaj il constituie randamentul care
-18-
este aproape de doua ori mai mare fata de cel al convertizoarelor de sudare.
Instalatia propriu-zisa este alcatuita dintr-un transformator care reduce tensiunea
retelei la tensiunea minima necesara amorsarii arcului si o bobina cu miez de
fier reglabil numita si bobina de reactanta sau balast cu care se regleaza
intensitatea curentului de sudura si se obtine caracteristica externa coborat
Pentru ca sudarea sa se poata efectua cu mai multe dimensiuni de
electrozi este necesar ca sursele de energie sa aiba un domeniu de reglare a
curentului mai larg si anume de la 30...40A, cat este necesar pentru topirea
electrozilor subtiri de 1,5...2mm diametru, pana la 300A, cat este necesar pentru
topirea electrozilor de 4mm diametru.
1.4.Alegerea variantei constructive
Principalul criteriu de clasificare al transformatoarelor de sudura il
constituie modul in care se realizeaza reactanta secundara nccesara in vederea
obtincrii caracteristicii externe de forma cazatoare. In functie de modul in care
se asigura majoritatea reactantei in secundar se disting urmatoarele variante de
transformatoare de sudare cu arc:
A).Transformator de sudare cu sunt magnetic
Acest tip de transformator este compus dintr-un miez de tabla
silicioasa la care infasurarile, primare si secundare, fiind asezate separat.
Aceasta constructie este una din cele mai economice.
Dintre dezavantajele acestui transformator, cele mai grave, sunt
datorate suntului magnetic, mai ales la curenti mari de lucru.
In acest regim de functionare fluxul este repartizat neuniform in miez
si sunt, componentele de flux fiind normale pe directia tolelor. Din cauza
fluxului de scapari puternic, in bobinele asezate in vecinatatea suntului, se
produc pierderi suplimentare importante.
Se obtine o caracteristica externa coboratoare (figura 9 ).
-19-
- şunt scos dispersie mica
şunt introdus dispersie mare
Figura 9.
Acest transformator are un domeniu mare de reglaj, factor de putere si
randament mare. Un alt dezavantaj al acestui tip de transformator consta in
vibratiile puternice pe care le are suntul.
B) .Transformator cu bobina de reactanta separata
Este alcatuit dintr-un transformator care reduce tensiunea retelei la
tensiunea necesara amorsarii arcului si o bobina de reactanta legata in serie cu
circuitul de sudare. Cu ajutorul bobinei de reactanta, a intrefierului ei reglabil, se
realizeaza curentul de sudare si se obtine o caracteristica externa coboratoare
(figural0).
mare
mic
Figura 10.
Acest transformator are proprietati dinamice bune, permite reglarea
fina a curentului şi are tensiunea de mers în gol constanta la reglarea curentului
de sudare.
-20-
C). Transformator cu bobina de reactanta pe acelasi miez
Este o combinatie intre un transformator si o bobina de reactanta
bobinate pe acelasi miez. Prin constructia sa acest transformator are atat legaturi
electrice cat si magnetice cu bobina de reactanta.
Acest transformator are propietati dinamice bune si randament ridicat
deoarece fluxul de dispersie este minim.
D). Transformator cu reglare prin bobina de reactanta variabila
Reglajul curentului de sudare se obtine prin variatia intrefierurilor din
circuitul magnetic al bobinei. Acest reglaj se face in mod continuu .
Dispozitivul este comod si economic in special in cazul instalatiilor de
sudura multipla, cu mai multe posturi de alimentare simultan de la acelasi
transformator. Am adoptat ca solutie constructiva, transformatorul monofazat cu
bobina de reactanta separata. Aceasta solutie prezinta o serie de avantaje si
anume :
· se pot alege solicitari electrice in raport mare ,
· usurinta la transport avand doua unitati distincte ,
· tehnologie de fabricatie mai sigura ,
· cresterea sigurantei in functionare si repararea mai usoara .
Tensiunea secundara la functionare in gol este U20 =50V, iar in timpul
operatiei de sudare scade astfel incat:
U20/Usn = 1,8 2,5 = 2 => Usn = 25V
Randamentul al transformatorului dc sudare cu arc electric este scazut 80
90%, iar factorul de putere cos = 0,5 0,65.
CAPITOLUL II
2.1 Calculul marimilor electrice principale
-21-
Marirnile electrice principale ale transformatoarelor de sudare sunt :
· curentul prin infasurarea de inalta tensiune Iin care se calculeaza cu
formula:
I1n - curentul nominal prin infasurarea primara
Sn - puterea aparenta a transformatorului de
sudura Sn= 7kVAU1n - tensiunea nominala a infasurarii primareU1n = 380V
· valoarea curentului de calcul pentru infasurarea de inalta tensiune
I1n - curentul nominal prin infasurarea
primara DA- durata de actionare DA=60%
· curentul nominal in secundarul transformatorului
I2n- curentul nominal dc lucru in secundar
Sn- puterea aparenta a transformatorului de sudura
Sn= 7kVA Usn - tensiunea nominala de lucru din secundar
Usn= 5OV - randamentul transformatorului = 0,85
cos - cosinusul unghiului de defazaj dintre tensiune si curent
cos =0,6
Se considera acoperitor U 20%
DA - durata de actionare DA = 60%
I2n-curentul nominal de lucru in
secundar I2n=71,4A
-22-
2.2.Dimensionarea circuitului magnetic
Introducere
Miezul feromagnetic reprezinta calea dc inchidere a fluxului principal al
transformatorului, flux produs de catre infasurarea primara alimentata cu
tensiune alternativa. Aceasta va fi asadar miez pentru flux variabil, fiind
magnetizat ciclic cu frecventa tensiunii de alimentare a infasurarii primare.
La transformatoarele utilizate la frecventa industriala miezul magnetic este
construit din tole de otel electrotehnic aliat cu siliciu 5% si izolate cu oxizi
ceramici. Se folseste tabla laminata la rece M6X cu grosimea g= 0,35mm.
Utilizarea tolelor conduce la micsorarea pierderilor prin curenti turbionari,
iar alierea otelului cu siliciu asigura pierderi relativ reduse datorate acestor
curenti cat si fenomenului de histerezis.
Tolele miezului magnetic se executa din otel electrotehnic laminat la rece
cu cristale orientate, numite si tole simplu texturate izolate cu cartit (izolatie
ceramica) care prezinta o crestere a permeabilitatii magnetice in directia
laminarii si o ingustare a ciclului histerezis.
Pierderile prin histerezis, in cazul in care liniile de camp au directia
paralela cu directia de laminare, reprezinta mai putin de jumatate din cele
masurate in situatia cand liniile de camp sunt perpendicuiare pe aceasta.
Izolatia ceramica este o acoperire anorganica a tablei, produsa printr-un
tratament de suprafata atat termic cat si chimic care protejeaza tabla atat
impotriva ruginirii in timpul stocarii cat si contra oxidarii in timpul recoacerii la
800 °C.
Tabla laminata la rece cu cristale orientate isi schimba caracteristicile ca
urmare a modificarii structurii cristalografice in timpul taierii, stantarii, indoirii
sau lovirii tolelor. De aceea pentru imbunatatirea calitatii tolelor este necesara
-23-
operatia de recoacere a lor inaintea impachetarii miezului, recoacerea
realizandu-se tola cu tola sau pentru intregul pachet de tole.
Miezul magnetic este format din coloane, portiuni de miez magnetic pe
care sunt dispuse infasurarile si din juguri, portiuni de miez magnetic care leaga
coloanele.
2.2.1. Calculul dimensiunilor principale ale circuitului magnetic
Aria dimensiunilor principale ale miezului magnetic al unui transformator
se considera aria sectiunii coloanei şi diametrul “D” al cercului circumscris
acestuia, inaltimea “H” şi latimea “F” a ferestrei (figura 12).
Figura 12.
Cunoscand puterea aparenta Sc se poate calcula dimensiunea diametrului
coloanei astfel:
- factor de geometrie
SC – puterea aparenta pe coloana SC=3,5 KVA
aR – latimea echivalenta a canalului de scapari dintre infasurarea de inalta
tensiune şi joasa tensiune.
KR – factorul lui Rogovski KR=0,97
f – frecventa f=50 Hz
-24-
F
DH
UKr – tensiunea de scurtcircuit UKr=6%
BC – inductia în coloana BC=(1,51,6)T
KC – factor de umplere al coloanei KC = 0,83
D = 71,65 72 mm
Pentru transformatorul de sudura care trcbuie proiectat vom fofosi o
sectiune a coloanei cu o singura treapta, adica patrata, si de accea in loc de
diametru vom avea ca dimensiune principala a miezului magnetic latura
patratului. Aceasta se calculeaza prin egalarea ariilor sectiunilor.
Latimea si inaltimea ferestrei vor fi calculate mai tirziu dupa ce se vor alege
conductoarele si se vor calcula infasurarile.
Schita cu principalele dimensiuni ale transformatorului este prezentata in
figura 12.
Alegem distantele.
A0i = aij = ajj =10mm
L0j =l5mm
-25-
2.3. Calculul infasurarilor
Infasurarile sunt componente esentiale ale transformatoarelor, in ele avand
loc procesul de inductie electromagnetica si transferul de putere prin cuplaj
magnetic.
Ele trebuie sa asigure transformatorului o rigiditate dielectrica suficienta
precum si stabilitate dinamica si termica mare astfel incat sa garanteze buna
functionare a acestuia si la supratensiunile ce apar accidental in exploatare.
Se folosesc infasurari cilindrice concentrice stratificate. lnfasurarile de tip
concentric se caracterizeaza prin faptul ca bobinele de inalta si joasa tensiune au
ca cuplaj magnetic bun. Se recomanda ca cele doua infasurari sa aiba inaltimea
egala.
Izolatia conductoarelor depinde de anumiti factori precum :
· tensiunea nominala a infasurarii respective ;
· tensiunea pe spira ;
· valoarea tensiunii de incercare la impuls ;
· posibilitatile deteriorarii mecanice .
-26-
Vom utiliza conductor profilat din cupru electrotehnic (CuE) izolat cu
doua straturi de fîbra de sticla pentru infasurarea de joasa tensiune si conductor
rotund din cupru electrotehnic (CuE) izolat cu fibra de sticla pentru infasurarea
de inalta tensiune.
Pentru a asigura o buna utilizare a miezului magnetic vom dispune pe
fiecare coloana câte doua bobine concentrice, pe interior înfăşurarea de inalta
tensiune, iar infasurarea de joasa tensiune, în exterior deoarece conductorul fiind
mai gros este foarte greu de indoit în jurul coloanei şi pentru ca are conditii de
racire mai bune.
2.3.1. Calculul infasurarii de inalta tensiune
Pentru dimensionarea unei infasurari a transformatorului este necesar sa
se cunoasca tensiunea şi curentul nominal al acestuia. Pentru infasurarea de
inalta tensiune avem U1n = 380 V şi I1n= 18,42 A
· se calculeaza aria de fier a sectiunii coloanei
AFe – aria de fier a secţiunii coloanei
KFe – coeficientul de umplere cu fier al coloanei KFe = 0,95
L - latura patratului sectiunii coloanei L=58mm
· se calculeaza tensiunea pe spira
US – tensiune pe spira
f – frecventa tensiunii de alimentare f=5OHz
AFe – aria sectiunii de fier a coloanei miezului magnetic AFe = 3196 10-6 m2
BFe – inductia magnetica în coloana BFe = 1,6 T
-27-
· avand determinata tensiunea pe spira putem sa determinam numarul de spire al
infasurarii de inalta tensiune.
WI – numarul de spire al infasurarii de inalta tensiune
U1n – tensiunea nominala din primar U1n = 380V
Us – tensiunea pe spira Us = 1,13V
Din motive constructive aleg 336 spire.
· cunoscand valoarca curentului de calcul al infasurarii de inalta tensiune putem
calcula sectiunea conductorului necesar infasurarii.
SI – sectiunea conductorului infasurarii de inalta tensiune
JI – densitatea de curent JI = 2A/mm2
Pentru sectiuni mai mici de 10 mm2 se pot alege conductoare rotunde.
Am ales conductor, din cupru electrotehnic, izolat cu doua straturi din fibra de
sticla
· numarul de spire pe coloana – Ns/c
WI – numarul de spire al infasurarii de inalta tensiune WI = 336 spire
NC – numarul de coloane NC = 2
Cele 168 spire pe coloana ale infasurarii de inalta tensiune vor fi dispuse in
doua straturi, fiecare strat cu cate 84 de spire ca in figura 13.
-28-
d’
d
84 spire
Cunoscand modul de dispunere al conductoarelor putem calcula :
· inaltimea infasurarii
HBi = (Ws + 1) ’ HBi - inaltimea infasurarii de inalta tensiune
HBi = (84+ 1) 3,2= 272 mm Ws - numarul de spire pe strat Ws =84 spireHBi = 272 mm ' - diametrul conductorului izolat ' =3,2 mm
· latimea infasurarii
ai = ns ’ nS - numarul de straturi Ns = 2ai = 2 3,2= 6,4 mm ' - diametrul izolant al conductorului '=3,2 mm ai = 6,4 mm ai - latimea infasurarii de inalta tensiune
· rezistenta electrica a infasurarii se calculeaza cu formula
Lmi =L +2 aI +ai Ri - rezistenta infasurarii de inalta tensiuneLmi = 58 + 2 10 + 6,4 = 84,4mmLmi = 84,4mm Lmi - lungimea medie a infasurarii de inaltatensiune
ρ - rezistenta specifica a cuprului la 115° C
Wi numarul de spire al infasurarii L - latura patratului L = 58mm a0i - distanta dintre infasurare si coloana
a0i = 10mm ai - grosimea infasurarii ai =6,4mm
· masa infasurarii de inalta tensiune se calculeaza astfel :
mi = 4Lmi Wi·Si
mi = 8,99 4 84,4 336 7,13 10-6 = 7,27Kg
-29-
mi = 7,27Kg - masa specifica a cuprului electrotehnic = 8,99Kg/dm3
Lmi - lungimea medie a infasurarii de inalta tensiune Lmi=84,4mmWi - numarul de spire al infasurarii WI = 336 spireSi - sectiunea conductorului infasurarii de inalta tensiune Si = 7,l3 mm2
2.3.2. Calcului infasurarii de joasa tensiune
Pentru infasurarea de joasa tensiune avem ca date nominale U20=6OV, I2n =
7l,4A, I2n*=55,46A.
· calculam numarul de spire al infasurarii de joasa tensiune.
Wj – numarul de spire al infasurarii de joasa tensiuneU2n – tensiunea nominala a infasurarii de joasa tensiune(se ia tensiunea cea mai mare ) U2n = 60VUs – tensiunea pe spira Us = 1,13V
Stiind curentul de calcul l2n* din secundarul transformatorului putem calcula
sectiunea conductorului infasurarii de joasa tensiune, cu formula:
Sjn - sectiunea conductorului infasurarii de joasa tensiune I2n - curentul de calcul in secundar I2n=55,46 A Jj - densitatea de curent in conductorul infasurarii de joasa tensiune Jj=2A/mm2
Pentru sectiuni cuprinse intre 10...80mm2 se folosesc conductoare profilate.
Dimensiunile conductoarelor profilate pentru infasurari sunt date in S.T.A.S.
2873/80. Conform acestuia aleg conductor profilat cu dimensiunile 3x9mm si
sectiunea 28,5mm2.
Conductorul se va numi
-30-
Alegem insa 52 de spire pentru ca inaltimea bobinei de inalta si joasa
tensiune sa fie aproximativ egale.
· numarul de spire pe coloana – Ns/c
Wj – numarul de spire al infasurarii de joasa tensiune Wj = 52 spire
NC – numarul de coloane NC = 2
Alegem Wstrat = 26 spire
Cele 26 spire/coloana ale infasurarii de joasa tensiune se dispun intr-un
singur strat de 26 conductoare
Cunoscand modul de dispunere al conductoarelor putem calcula :
· inaltimea infasurarii
HBj = (Wstrat + 1) b’ HBi - inaltimea infasurarii de joasa tensiune
HBi = (26+ 1) 9,3= 251,1 mm Wstrat - numarul de spire pe strat Wstrat =26 spire
HBj = 251,1 mm b' – latimea conductorului izolat b' =9,3 mmConductorul a fost ales astfel încât HBj = HBi.
· latimea infasurarii se calculeaza astfel:
aj = ns a’ nS - numarul de straturi ale infasurarii de joasa aj = 1 3,2= 3, 2 mm tensiune ns = 1 strat aj = 3,2 mm a' - diametrul izolant al conductorului
-31-
a
b’b
a’
26 conductoare
a'=3,2 mm aj - latimea infasurarii de joasa tensiune
· rezistenta electrica a infasurarii de joasa tensiune se calculeaza cu formula:
Lmj =L +2 a0j +aI+2aij+aj
Lmj = 58 + 20 + 6,4 +20+3,2 = 107,6 mmLmj = 107,6 mm
Rj - rezistenta infasurarii de joasa tensiuneρ - rezistenta specifica a cuprului la 115° C I
Lmj - lungimea medie a infasurarii de joasa tensiune Lmj=107,6 mmWj - numarul de spire al infasurarii de joasa tensiune Wj = 52 spireL - latura patratului sectiunii coloanei L = 58mma0j - distanta dintre infasurarea de inalta tensiune si coloana a0j = 10mmai - grosimea infasurarii de inalta tensiune ai =6,4mmaij – distanta dintre cele doua infasurari aij=10 mmaj - grosimea infasurarii de joasa tensiune aj =3,2 mm
· masa infasurarii de joasa tensiune se calculeaza astfel :
mj = 4 Lmi Wj· Sj
mj = 8,99 4 107,6 27,72 52 10-6 = 5,57Kgmj = 5,57Kg - masa specifica a cuprului electrotehnic = 8,99Kg/dm3
Lmj - lungimea medie a infasurarii de joasa tensiune Lmi=107,6 mmWj - numarul de spire al infasurarii Sj - sectiunea conductorului infasurarii de joasa tensiune Sj = 27,73 mm2
2.3.3. Definitivarea dimensiunilor miezului magnetic
-32-
Ca dimensiuni ale miezului magnetic ne-au ramas de calculat latimea
ferestrei si inaltimea acesteia.
· latimea ferestrei se va calcula cu formula :
Lf = 2 (a0i + ai + aij +aj ) + ajj
Lf - latimea ferestrei miezului magneticLf = 2 (10 + 6,4 + 10 + 3,2) + 10 = 69,2mm a0i - distanta intre infasurare de inalta tensiune si coloana a0i=l0 mmai - latimea infasurarii de inalta tensiune ai =6,4 mm
aij - distanta intre cele doua infasurari aij=10 mm
aj - latimea inf'asurarii de joasa tensiuneaj=3,2 mmajj - distanta de izolatie dintre infasurarile de joasa tensiune ajj= l0mm
· inaltimea ferestrei se calculeaza astfel :
H=HB+2L0j
H = 272 + 30 = 302 mm H = 302mmH - inaltimea ferestreiHB - inaltimea infasurarilor HB=272 mmL0j - distanta dintre capetele infasurarilor si juguri L0j =15 mm
· factorul de suplete al transformatorului se calculeaza cu relatia:
Lm = L + 2a0i +2 ai + aij = 58+20+12,8+10=100,8
Lm = 100,8
Lm – latimea laturii medii a infasurarilor HB – inaltimea infasurarilor HB = 272 mmL – latura sectiunii coloanei L=58 mma0I- distanta dintre infasurarea de inalta tensiune şi coloana a0I=10 mmai- latimea infasurarii de inalta tensiune ai=6,4 mmaij- distanta dintre cele doua infasurari aij=10 mm
· determinarea numarului de tole se face cu urmatoarea formula:
-33-
L – latura patratului sectiunii miezului L=58 mmg – grosimea tolei g=0,35 mm
Avand în vedere tensiunile nominale reduse ale transformatorului se vor
lua dimensiuni minime recomandate şi se va tine seama de aceste dimensiuni şi
pentru buna circulatie a aerului de racire.
Fig. 15. Sectiune în miez magnetic
-34-
186
302418
58
58
Prin urmare dimensiunile miezului magnetic si al infasurarilor sunt:
L = 58 mm a0i=10 mm ai=6,4 mm
HB = 272 mm aij=10 mm aj=3,2 mm
H = 302 mm ajj=10 mm Lm=100,8 mm
LF =69,2 mm L0j=15 mm Lmi=84,4 mm
Lmj =107,6 mm
2.4. Determinarea pierderilor în scurtcircuit
· Pierderile în scurtcircuit sunt date de suma pierderilor, unde:
PK = KjPij + KjPji + Pij +PLi
PK = 1,05 97 + 1,05 129 + 10 = 247,3WPK – pierderi de scurtcircuit totalePij – pierderi în infasurarile de joasa tensiunePii - pierderi în infasurarile de inalta tensiunePji, PLi - pierderi în legaturile infasurarilor de joasa respectiv inalta tensiuneKj, KI – coeficient de majorare a pierderilor în infasurarile de joasa, respectiv inalta tensiune în curent alternativ
Pierderile de baza în infasurari sunt date de pierderile Pij şi Pji. Pierderile
suplimentare în infasurari sunt estimate prin factorul de majorare a pierderilor în
curent alternativ Kj, KI. Valoarea medie a acestui factor depinde de tipul
infasurarilor şi dispunerea acestora. Se ia acoperitor Kj= KI=1,05.
· Pierderile in infasurarea de joasa tensiune corespund formulei de mai jos unde:
Pij = mRj Isn2 = 10,01971,42 =97W
Pij =97Wm- numarul de faze m=1Rj- rezistenta infasurarii de joasa tensiune Rj=0,019Isn - curentul prin infasurarea de joasa tensiune Isn=71,4 A
· Pierderile in infasurarea de inalta tensiune corespund formulei de mai jos unde:
Pji = mRi I1n2 = 10,3818,422 =129W
Pij =129Wm- numarul de faze m=1
-35-
Ri- rezistenta infasurarii de inalta tensiune Ri=0,38 I1n - curentul prin infasurarea de inalta tensiune I1n=18,42 A
Pierderile in legaturi se aproximeaza ca fiind 10W. Piederile totale vor fi:
PK = 247,3 W
Pierderile sunt comparabile cu ale unui transformator obisnuit - un
transformator de 7 kVA are pierderi nominale de scurtcircuit de 260W.
2.5. Determinarea tensiunii de scurtcircuit
· Componenta activa a tensiunii de scurtcircuit se calculeaza cu formula de
mai jos:
UKa - componenta activa de scurtcircuitPK - pierderile de scurtcircuit totale PK =247,3WSn -puterea aparenta a transformatorului Sn=7kVA
· Lungimea medie echivalenta a spirelor se determina cu relatia de mai jos:
L - latura sectiunii coloanei L=58 mma0i - distanta dintre infasurarea de inalta tensiune si coloana a0i=l0 mmai - latura infasurarii de inalta tensiune ai =6,4 mm aj - latura infasurarii de joasa tensiune aj=3,2mmaij - distanta dintre infasurari aij=10 mm
· latimea echivalenta a canalului de scapari se calculeaza astfel:
-36-
· componenta reactiva a tensiunii de scurtcircuit se determina conform formulei
de mai jos:
UKr=1,8%0 – permitivitatea magnetica a vidului 0 = 410-7 H/mf – frecventa tensiunii de alimentare f = 50 HzSc – puterea aparenta în coloana Sc = 3,5KVALm – lungimea medie echivalenta a spirelor celor doua infasurari Lm = 364,8 mmar – latimea echivalenta a canalului de scapari ar=13,2 mmUs – tensiunea de spira Us = 1,13 V/spiraKr – coeficientul lui Rogovski Kr = 0,97Kq – coeficient ce tine seama de diferenta de inaltime a infasurarilor (pentru infasurari egale Kq=1)HB – inaltimea infasurarii HB = 272 mm
· tensiunea de scurtcircuit se calculeaza cu relatia:
Uk - tensiunea de scurtcircuitUKa - tensiunea de scurtcircuit activa UKa =3,53%UKr - tensiunea de scurtcircuit reactiva UKr =1,8%
Observatie
Deoarece UK nu are o valoare impusa se foloseste in continuare rezultatul
obtinut anterior.
2.6.Calculul termic simplificat al transformatorului
-37-
In calculul de incalzire se utilizeaza adesea incarcarile termice specifice ale
suprafetelor corpurilor care reprezinta pierderile transmise de unitatea de
suprafata.
qc - pentru suprafete interioare
qr+ qc – Pentru suprafete exterioarc unde:
qc - cste incarcarca tcrmica specifica (W/mm2) în cazul transmisiei caldurii
prin convectie
qc+qr - este inacarcarea termica specifica in cazul transmisiei caldurii prin
convectie si radiatie
Suprafetele interioare sunt partial acoperite cu penele distantiere asezate
de-a lungul miezului si bobinelor. In figura urmatoare este prezentat modul de
asezare al penelor, al bobinelor si al miezului.
Figura 16.
Considerand un factor de acoperire Kup = 0,75 incarcarile termice specifice
pentru transformatoarele uscate cu lungimea canalului a =13,1 mm si incalzirea
medie a suprafetei egala cu 80 °C au valorile:
· pentru suprafete interioare q=qc= 600 W/m2
· pentru suprafete exterioare unde qr = 900 W/m2, q =qr +qc =935 W/m2
2.6.1. Calculul incarcarii termice pentru bobina de inalta tensiune
-38-
Pentru verificarea incalzirii infasurarilor se calculeaza incarcarea termica a
acesteia cu relatia:
RI - rezistenta infasurarii de inalta tensiune Ri = 0,38 I1n
* - curentul de calcul in primar, I1n* =14,27 A
Lmi - lungimea laturii medii a infasurarii de inalta tensiune Lmi = 84,4 mm HB - inaltimea infasurarii HB =272 mmKup - factor de acoperire (Kup =0,75)Pibob = 77,4 W
qc = 562 W/m2
qc corespunde conditiei impuse (qc < 600W/m2).
2.6.2. Calculul incarcarii termice pentru bobina de joasa tensiune
Pentru verificarea incalzirii infasurarilor se calculeaza incarcarea termica a
acesteia cu relatia :
Rj - rezistenta infasurarii de joasa tensiune Rj = 0,019 Isn
* - curentul de calcul in secundar, Isn* =55,46 A
Lmj - lungimea laturii medii a infasurarii de joasa tensiune Lmj = 107,6 mm HB - inaltimea infasurarii HB =272 mmKup - factor de acoperire (Kup =0,75)Pibob = 58,4 W
qc = 324,4 W/m2
qc corespunde conditiei impuse (qc <950W/m2).
-39-
2.7.Calculul parametrilor de mers in gol
Calculul masei miezului magnetic.
Jugurile se realizeaza tot din tole laminate la rece cu aceleasi dimensiuni ca
si cele ale coloanelor, deci vor avea sectiune patrata cu L=58mm. Avand in
vedere forma jugurilor si a coloanelor si tipul transformatorului miezul se va
realiza prin intretesere la 90°.
· masa coloanei miezului se calculeaza cu formula :
H - inaltimea coloanei H = 302mmL2 - aria sectiunii coloanei L =58 mmFE -masa specifica fierului electrotehnic FE =7,8Kg/dm3
KFe, - coeficieni de umplere a fierului KFE=0, 93
· masa jugului miezului magnetic se determina astfel :
Lf – latimea ferestrei Lf =69,2 mmL2 - aria sectiunii coloanei L =58 mmFE -masa specifica fierului electrotehnic FE =7,8Kg/dm3
KFe, - coeficieni de umplere a fierului KFE=0, 93
· masa colturilor miezului magnetic se calculeaza astfel:
L3 - volumul sectiunii coloanei L =58 mmFE -masa specifica fierului electrotehnic FE =7,8Kg/dm3
KFe, - coeficieni de umplere a fierului KFE=0, 93
-40-
· masa totala a miezului magnetic devine :
mFe = 2 (mi + mj ) + 4 mcolt = 2(7,36 +1,7)+4 1,4 = 23,72kgmFe=23,72 kgmFE - masa totala a miezului magnetic mc masa unei coloane mc=7,36Kgmj - masa unui jug mj=1,7 Kgmcolt - masa unui colt mcolt =1,4 Kg
2.7.1.Determinarea pierderilor si a curentului la functionarea in gol
Pierderile la functionarea in gol se determina pe baza pierderilor specifice
din fiecare portiune a circuitului magnetic (W/Kg) ,masa fiind cunoscuta pentru
fiecare portiune :
P0 = Kf (2 P0c mc +2P0jnj +4Pcoltmcolt)
Kf - cocficient ce tine seama de procese tehnologice aplicate miezului si de
numarul de trepte ale jugului fata de coloana, numarul de tole suprapuse la un
ciclu de impachetare, de sistemul de strangere al miezului si de valoarea
presiunii la strangere.
Pentru tolele laminate la rece cu cristale orientate, imbinate la 90°, kf =1,55
...1,6.
P0i, P0j, Pcolt -pierderi specifice - se aleg din tabele in functie de inductie, miez si
de fecventa.
mc- masa coloanei miezului magneticmj - masa jugului miezului magneticmcolt - masa coltului miezului magnetic.Aleg kf=1,6 si P0c=P0j=Pcolt=2,04 W/Kg
Po=kf (2P0c mc +2 P0j mj +4mcolt Pcolt)
= 1.6 (2 2,04 7,36 + 2 2,04 1,7 + 4 2,04 1,4) = 77,41W
P0 = 77,41W
2.7.2. Calculul puterii reactive necesare magnetizarii miezului
-41-
Puterea reactiva se calculeaza cu relatia:
Qo = K0 (2q0c mc+2q0j mj +4q S)
=1.3 (2 4,44 7,36 + 2 4,44 1,7+4 4,44 1,4) = 136,9 VAR
Qo = 136,9 VAR
q0c - puterile specifice de magnetirare a coloanei, respectiv a juguluiq - puterile specitice de magnetizare a intrefieruluiK0 - coeficient ce tine seama de modul de imbinare al miezurilor (pentru imbinari la 90° are valoarea 1,25... 1,3).mc -masa coloanei mc = 7,36 Kgmj - masa jugului mj= l,7Kgq0c ,q0j si q sunt date in tabele în functie de inductia în miez
2.7.3. Calculul curentutui de mers in gol
Curentul de mers in gol se calculeaza pe baza celor doua componente
ale sale:
· componenta activa a curentului de mers in gol
Po - pierderile la mers in gol Po =77,41W Sn – puterea aparenta a transformatorului
Sn=7 kVA· componenta reactiva a curentului de mers in gol
Q0 - puterea reactiva necesara magnetizarii miezului Qo =136,9 VARSn - puterea aparenta a transformatorului Sn =7 kVA
Curentul de mers în gol se calculeaza cu relatia
i0a – componenta activa a curentului de mers în gol i0n = 1,1%
-42-
i0n – componenta reactiva a curentului de mers în gol i0r = 1,95%
2.8. Calculul tehnico-economic simplificat
Costul transformatorului se compune din costul miezului magnetic, cel al
infasurarilor, costul pieselor de consolidare a miezului şi infasurarilor, costul
izolatoarelor, placutei de borne, carcasa, etc.
Costul partilor active reprezinta principala componenta a costului
transformatorului şi acestea se considera în primul rand la stabilirea ideii
constructive.
Costul partilor active este dat de relatia :
C = Ccu mcu + CFe mFe
C – costul transformatoruluiCcu – costul specific al cupruluimcu – masa totala a cupruluiCFE – costul specific al fierului electrotehnicmFe – masa totala a fierului
Costul specific se da în lei/kg şi se refera la partile active, cupru respectiv
tabla silicioasa inclunzand costul materilelor şi costul realizarii acestora.
Avand în vedere ca pe infasurarea de joasa tensiune folosim conductor, profilat,
iar pe infasurarea de inalta tensiune conductor rotund, formula devine:
C = Ccuj mcuj + Ccui mcui +CFe mFe=
= 140000 5,57 + 105000 7,27 + 56000 23,72 = 2.871.470 lei
-43-
CAPITOLUL III
3.1. Tehnologia de fabricare a miezului magnetic
Tolele se realizeaza din otel electrotehnic, laminat la rece, cu cristale
orientate, de grosime 0,35 mm, prin taiere sau stantare.
Inainte de impachetare tolele se debavureaza în sensul de laminare al
otelului electrotehnic, tola cu tola şi apoi se vor recoace la 800C pentru
refacerea proprietatilor magnetice.
-44-
Impachetarea se face fie tola cu tola, fie câte doua tole pe strat în doua
cicluri de impachetare până la grosimea de 64 mm, respectiv tole.
Pentru montarea infasurarilor pe coloane se desface jugul superior şi se
introduc pene în miez şi infasurare, după aceea se reface jugul prin introducerea
tola cu tola.
După impachetare, miezul se acopera cu lac şi rasini epoxidice plus
intaritor –5%.
Profilele de strangere ale jugurilor sunt izolate fata de miez cu placi de
sticlostratilex de 0,5 mm grosime.
Tolele se asambleaza prin intretesere la 900 şi anume: o tola a coloanei
alterneaza cu o tola a jugului, ca în figura 17.
FIG 17. Realizarea miezurilor magnetice prin intretesere la 900.
Consolidarea pachetelor de tole ce formeaza miezul magnetic al
tansformatorului se face, în cazul transformatoarelor de medie şi mica putere,
prin strangerea cu ajutorul unor nituri, suruburi sau buloane. Strangerea
pachetului de tole ce formeaza miezul trebuie cât mai corect efectuata, presiunea
normala de strangere fiind 5080 N/mm2. O presiune prea mare ar distruge
izolatia tolelor şi deci cresterea curentilor turbionari, în vreme ce o presiune prea
mica ar duce la amplitudini nepermise în miscarea naturala de vibratie a tolelor,
fenomen generator de zgomote şi pierderi.
Pentru realizarea bobinajului sectiunea optima a coloanei este sectiunea
circulara. Prin diametrul coloanei se intelege diametrul cercului circumscris
-45-
sectiunii coloanei.
3.2. Tehnologia realizarii infasurarilor
Infasurarile pot fi executate separat pe sabloane şi apoi montate pe miez
avand grija ca la introducerea penelor sa nu fie distrusa izolatia conductoarelor
sau se pot executa impreuna prin bobinarea infasurarilor exterioare peste cea
interioara direct pe pene.
Fiecare infasurare se consolideaza cu banda din panza de sticla, jumatate
suprapus.
Capetele bobinei se izoleaza suplimentar cu banda de panza, de sticla, doua
straturi, jumatate suprapus pe toata lungimea sau cu tuburi izolatoare.
Capetele infasurarii primare şi secundare se scot de aceeasi parte a
transformatorului.
Impregnarea infasurarilor se face impreuna prin procedeul vid-presiune, cu
un lac de izolatie, clasa “F”.
Pentru montarea infasurarilor pe coloana se desface jugul superior, se
introduc pene în locul tolelor jugului, se monteaza infasurarile şi se reface jugul
prin introducere tola cu tola.
Bobinele, penele, distantierele, placa de borne se impregneaza cu lac
electroizolant în clasa F.
Între infasurari, între infasurarea de inalta tensiune şi miez şi între
infasurari şi juguri se monteaza distantieri din sticlotextolit pentru fixarea
infasurarilor.
-46-
Capitolul IV
4.1. Calculul bobinei de reactanta
Tipul reprezentativ al transformatorului de sudare il constituie
transformatorul cu bobina de reactanta introdusa în circuitul de sudare.
Tensiunea de sudare fiind mai redusa decât în primar, pericolul de electrocutare
este mic. Aceasta bobina se numeste şi bobina de balast, deoarece permite
realizarea caracteristicii externe, cazatoare şi datorita defazajului pe care il
realizeaza între tensiune şi curent, acest lucru asigurand reaprinderea arcului
electric.
-47-
Calculul bobinei de reactanta se poate face cunoscand urmatoarele trei
scheme şi parametrii transformatorului.
Calculam parametrii schemei echivalente raportata la secundarul
transformatorului. Rezistenta de scurtcircuit se calculeaza cu relatia:
RSC2 = R1’+R2 R1’ – rezistenta infasurarii primare raportata la secundar R2 – rezistenta infasurarii de joasa tensiune - sau tinand cont şi de pierderile suplimentare, unde avem relatia:
PK – pierderile de scurtcircuit totale PSC = 247,3 W
ISn – curentul în secundarul ransformatorului ISn=71,4AAstfel rezistenta de scurtcircuit va fi egala cu:
Reactanta de scurtcircuit se calculeaza cu relatia:
-48-
Astfel reactanta de scurtcircuit va fi egela cu:
Cu ajutorul diagramei fazoriale
Obtinem relatia: (U1’=U20)
Considerand Rb = Rsc2 rezulta RK = 2 Rsc2 = > RK =2 0,048 = 0.096
cu ajutorul relatiei obtinute putem calcula reactanta totala a transformatorului si
a bobinei de balast astfel:
U'1 - tcnsiunca din primar raportata la secundar U'1 =6OV
Us - tensiunea in sarcina de sudare Us = 25VRK - rezistenta echivalenta din secundarul transformatorului RK =0,096 Isn - curentul in secundarul transformatorului lsn =71.4A
Reactanta bobinei de balast va fi :
Xb= XK – XSC2 = 0,54 – 0,025 = 0,515
-49-
Xb= 0,515
XK - reactanta totala XK =0,54Ω
Xsc2 - reactanta de scurtcircuit a transformatorului Xsc2= 0,54
Inductivitatca bobinei de reactanta se calculeaza cu formula:
Lb = 1,6 mHXb – reactanta bobinei de balast Xb = 0,57 ω – pulsatia tensiunii de alimentare
Puterea reactiva a bobinei se calculeaza cu formula:
Modul de calcul al bobinei se face in mai multe etape :
determinarea sectiunii de fier a bobinei
calcularea valorilor extreme ale curentilor
calcularea valorilor extreme ale reactantei bobinei
-50-
Xbmax=XKmax – XSC2 = 0,69 – 0,025 = 0,66
Xbmin=XKmin – XSC2 = 0,39 – 0,025 = 0,37
Xbmax= 0,66
Xbmin= 0,37
Alegem sectiunea de fier a bobinei de reactanta Sb = 22cm2 determinata din
calculul de mai jos:
Ca metoda constructiva se poate alegc bobina de reactanta cu intrefier
reglabil in coloane cu doua infasurari prezentate in urmatoarea figura 18:
1) 2)
Figura 18.
Varianta 1) este mai buna din punct de vedere electrotehnic deoarece
intrefierul fiind la mijloc, campul de scapari este foarte mic, dar varianta 2) este
-51-
mai usor de executat din punct de vedere tehnologic.
Voi alege ca solutie costructiva bobina de reactanta prezentata in figura 18
varianta1).
Determinarea numarului de spire al bobinei de reactanta se face cu relatia :
Nb = 61spireIs - curentul in secundarul transformatorului Is=71,4ALb - inductivitatea bobinei de balast Lb=1,6 mHSb - sectiunea miezului magnetic al bobinei de reactanta Sb=22 cm2 Bbn - inductia maxima in miezul bobinei Bbn =1.2 T (care se va determina din curba de magnetizare)
Alegem inductia maxima a miezului Bbn=1,2T.
Din caracteristica dc magnetizare a miezului bobinei pentru Bbn=1,2T avcm
Hbm=142A/m.
Permeabilitatea magnetica a miezului va fi :
bn=
bn=
Cunoscand numarul de spire putem calcula intrefierul minim al bobinei.
Nb - numarul dc spirc al infasurarii bobinei Nb=61spire
Sb - sectiunea miezului bobinei Sb=22 cm2
0 - permeabilitatea magnetica a vidului 0=410-7 H/m - pulsatia tensiunii dc alimentare ω =2··fXbmax - reactanta maxima a bobinei Xbmax = 0,66 .Tinand cont ca bobina are doua intrefieruri.
-52-
Intrefierul maxim al bobinei se calculeaza cu relatia:
min - intrefierul minim al bobinei min =4.8mm
Xbmax - reactanta maxima a bobinei Xbmax =0.66 Xbmin - reactanta minima a bobinei Xbmin=0,37
Intrefierul maxim al unei coloane se determina cu relatia:
Considerand miezul magnetic al bobinei de sectiune patrata avem: Sb
=KFel2 de unde putem calcula latura patratului miezului magnetic astfel :
Sb - sectiunea miezului bobinei Sb =22cm2
KFe – factorul de umplere al coloanei KFe=0,93
Bobina de reactanta avand doua coloane, numarul de spire pe coloane va
fi:
-53-
Pentru o dispunere cat mai optima vom lua Nbc=31spire, iar numarul total
de spire va fi Nb=62 spire.
Sectiunea conductorului bobinei de reactanta se va determina cu formula :
j - densitatea de curent j= 4A/mm2
Isn - curentul nominal al infasurarii bobinei de balast Isn = 71,4A
Vom folosi conductor profilat cu dimensiunile 2,65x6mm izolat cu fibra de
sticla cu grosimea bilaterala de 0,3mm si sectiunea de S =15.4mm2,
Conform S T A S 2873 - 78 conductorul se va numi
Conductorul va fi dispus pe doua straturi de 16 conductoare fiecare.
Wstrat=16 conductoare , ns= 2 straturi
·Inaltimea infasurarii se calculeaza cu relatia:
HB = 107,1mm
Wstrat - numarul de spire pe strat Wstrat=16 conductoare
b' - inaltimea infasurarii bobinei b'=6.3mm
· Latimea infasurarii o vom determina cu relatia :
ab=nsa’=22,95=5,9 mm
ab= 5,9 mm
ns - numarul de straturi ns =2 straturi
a' - latimea conductorului a'=2,95mm
· Latimea ferestrei miezului bobinei:
Lf =2(aob+ab)+abb’ =2(10+5,9)+10=41,8mm
-54-
L f = 41,8mm
aob - distanta dintre miez si infasurare aob=10 mm
ab - grosimea infafsurarii ab=5,9 mmabb’ - distanta dintre infasurari abb’=l0 mm
· Inaltimea ferestrei se calculeaza cu relatia:
H=HB+2l0b =107,1+2 15=137,1mm
H =137,1mm
HB - inaltimea infasurarii HB =107,1mml0b - distanta dintre capetele infasurarii si miez lob =15 mm
Latura medie a infasurarii :
Lbn =Lb +2aob +ab =58+210+5,9=83,9 mm
Lbn = 83,9 mm
·Rezistenta infasurarii bobinei de reactanta o vom determina cu ajutorul
formulei:
Nb-numarul de spire al infasurarii bobinei Nb=62spireS - sectiunea conductorului S = 17,9 mm2
Lbm - latura medie a infasurarii Lbm=83,9 mm
·Masa infasurarii bobinei de reactanta:
mb=4LbmNbS = 8,99483,910-36217,910-3=3,34 Kg
mb=3,34 Kg
Nb - numarul de spire al infasurarii bobinei Nb =62 spireS - sectiunea conductorului S =17.9 mm2
- greutatea specifica a cuprului =8,99 Kg/dm3
-55-
· lungimea jugurilor:
Lj=Lf+2Lb = 41,8 +258 = 157,8 mm
· Masa miezului magnetic al bobinei :
mFe=FeKFeLb2(2H+2Lj)=7,80,930,0582(2137,110-3+2157,810-
3)=14,4 Kg
mFe=14,4 Kg
Fe - greutatea specifica a fierului electrotehnic Fe=7,8Kg/dm3 KFe - factorul de umplere al fierului KFE =0,93Lb - latura patratului sectiunii Lb = 58mm H - inaltimea bobinei H =137,1 mm
· Pierderile in bobina sunt:
Pb=RbIsn2=28,410-3 71,42 = 144,78 W
Pb= 144,78 W
Qb=XbIsn2=0,515 71,42 = 2625,4 VAR
Qb= 2625,4 VAR
· Puterea aparenta a bobinei este:
4.2. Calculul caracteristicii externe a ransformatorului cu bobina de
reactanta (f=50 Hz)
Aceasta caracteristica se defineste ca fiind dependenta relativa a valorilor
efective ale tensiunii secundare şi itensitatea curentului de sudare.
US=f(IS)
-56-
Se calculeaza US şi IS pentru = 0,15; 0,25; 0,35, 0,5; 0,65; 0,75; 0,95; 1;1,1;
1,12; 1,25; 1,3; 1,33; 1,34.
IS[A] US[V]
0 0 60
0,15 10,71 58,7
0,25 17,85 57,51
0,35 24,99 5,07
0,5 35,7 53,39
0,65 46,41 50,06
0,75 53,55 47,43
0,85 60,69 44,43
0,95 67,83 41,01
1 71,4 39,12
1,1 78,54 34,91
1,12 79,97 33,98
1,25 89,25 27,1
1,3 90.02 17,52
1,33 91,5 4,74
1,34 92,33 0,72
-57-
4.3 Recalcularea sectiunii conductorului bobinei de reactanta pentru o
densitate a curentului de j=10 A/mm2
Sectiunea conductorului bobinei de reactanta se va determina cu formula:
-58-
j - densitatea de curent j= l0A/mm2
Isn - curentul nominal al infasurarii bobinei de balast Isn = 71,4A
Vom folosi conductor profilat cu dimensiunile 2.18 x 3, 35mm izolat cu
fibra de sticla cu grosimea bilaterala de 0,3mm si sectiunea de S =7,42mm2
Conform S T A S 2873 - 78 conductorul se va numi
Conductorul va fi dispus intr-un strat de 31 conductoare . Wstrat=31
conductoare , ns =1 strat
· Inaltimea infasurarii se calculeaza cu relatia:
HB =(Wstrat+1)b'=(31+1)3,65=116,8mm
HB =116,8mm
Wstrat - numarul de spire pe strat Wstrat =31 conductoareb' - inaltimea infasurarii bobinei b'=3.65 mm
· Latimea infasurarii o vom determina cu relatia :
ab =ns a'=12,48=2,48mm
ab = 2,48mm
ns - numarul de straturi nS = 1 strata' - latimea conductorului a'=2,48 mm· Latimea ferestrei miezului bobinei:
L f = 2 (aob + ab ) + abb’ = 2 ( 10 + 2,48) + 10 = 34,96 mm
L f = 34,96 mm
aob - distanta dintre miez si infasurare aob=10 mmab - grosimea infasurarii ab=2,48 mmabb’ - distanta dintre infasurari abb’=10 mm
· Inaltimea ferestrei se calculeaza cu relatia:
H = HB + 2 lob = 116,8 + 2 15 = 146,8mm
H =146,8mm
HB - inaltimea infasurarii HB =116,8 mm
-59-
lob - distanta dintre capetele infasurarii si miez lob =l5mm
· Latura medie a infasurarii :
Lbm = Lb + 2 aob + ab = 58 + 2 10 + 2,48 = 80,48mm
Lbm=80,48 mm
· Rezistenta infasurarii bobinei de reactanta o vom determina cu ajutorul
formulei:
Nb - numarul de spire al infasurarii bobinei Nb =62 spire;S - sectiunea conductorului S = 7.14 mm2
Lbm - latura medie a infasurarii Lbm =80,48 mm
· Masa infasurarii bobinei de reactanta:
mb = 4 LbmN b· S
mb = 8,99 4 80,48 10-3 7,14 10-3 62 = 1,28 Kg
mb = 1,28 Kg
Nb - numarul de spire al infasurarii bobinei Nb =62 spire; - masa specifica a cuprului electrotehnic = 8,99Kg/dm3
S - sectiunea conductorului S = 7,14 mm2
· Lungimea jugurilor:
Lj =Lf+2Lb =34,96+258=150,96 mm
Lj =150,96 mm
· Masa miezului magnetic al bobinei:
-60-
mFe=FEKFeLb2(2H+2Lj) =
=7,8 0,93 0,0582 (2146,8+2150,96) 10-3103=14,53 Kg
mFe =14,53 Kg
FE - greutatea specifica a fierului electrotehnic FE =7,8 Kg/dm3
KFE - factorul de umplere al fierului KFE =0,93Lb - latura patratului sectiunii Lb = 58mmH - inaltimea bobinei H =146,8 mm
4.4 Calculul incarcarii termice pentru bobina de reactanta.
Pentru verificarea incalzirii infasurarii bobinei de reactanta se calculeaza
incarcarea termica a acesteia cu relatia:
Rb- rezistenta infasurarii bobinei de reactanta Rb = 68mI1n
* - curentul de calcul in secundarul transformatorului I2n* = 71,4ALbm - lungimea laturii medii a infasurarii bobinei de reactanta Lbm =80,48 mm HB - inaltimea infasurarii bobinei de reactanta HB =116,8 mmKup - factor de acoperire (Kup =0,75)
Pbob = 34,6 W
qc = 576,6 W/m2
qc corespunde conditiei impuse (qc < 900W/m2).
-61-
-62-
