Sudarea cu Arc Electric. Tehnologii de Fabricare a Miezului Magnetic Si Realizarea Infasurarilor

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

CAPITOLUL I

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.

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 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.

· 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.

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.

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

· aluminiu

In 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 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.

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 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 lungie 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 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 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.

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 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 ).

– șunt scos dispersie mica

șunt 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 și are tensiunea de mers în gol constanta la reglarea curentului de sudare.

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

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= 7kVA

U1n – tensiunea nominala a infasurarii primare

U1n = 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

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 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 și diametrul “D” al cercului circumscris acestuia, inaltimea “H” și 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 și joasa tensiune.

KR – factorul lui Rogovski KR=0,97

f – frecventa f=50 Hz

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

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 .

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 înfășurarea de inalta tensiune, iar infasurarea de joasa tensiune, în exterior deoarece conductorul fiind mai gros este foarte greu de indoit în jurul coloanei și 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 și curentul nominal al acestuia. Pentru infasurarea de inalta tensiune avem U1n = 380 V și I1n= 18,42 A

· se calculeaza aria de fier a sectiunii coloanei

AFe – aria de fier a secțiunii 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

· 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.

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 spire

HBi = 272 mm ' – diametrul conductorului izolat ' =3,2 mm

· latimea infasurarii

ai = ns ’ nS – numarul de straturi Ns = 2

ai = 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 tensiune

Lmi = 58 + 2 10 + 6,4 = 84,4mm

Lmi = 84,4mm Lmi – lungimea medie a infasurarii de inalta tensiune

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

mi = 7,27Kg

– masa specifica a cuprului electrotehnic = 8,99Kg/dm3

Lmi – lungimea medie a infasurarii de inalta tensiune Lmi=84,4mm

Wi – numarul de spire al infasurarii WI = 336 spire

Si – 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 tensiune

U2n – tensiunea nominala a infasurarii de joasa tensiune(se ia tensiunea cea mai mare ) U2n = 60V

Us – 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

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 mm

Conductorul 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

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 mm

Lmj = 107,6 mm

Rj – rezistenta infasurarii de joasa tensiune

ρ – rezistenta specifica a cuprului la 115° C I

Lmj – lungimea medie a infasurarii de joasa tensiune Lmj=107,6 mm

Wj – numarul de spire al infasurarii de joasa tensiune Wj = 52 spire

L – latura patratului sectiunii coloanei L = 58mm

a0j – distanta dintre infasurarea de inalta tensiune si coloana a0j = 10mm

ai – grosimea infasurarii de inalta tensiune ai =6,4mm

aij – distanta dintre cele doua infasurari aij=10 mm

aj – 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 = 5,57Kg

mj = 5,57Kg

– masa specifica a cuprului electrotehnic = 8,99Kg/dm3

Lmj – lungimea medie a infasurarii de joasa tensiune Lmi=107,6 mm

Wj – numarul de spire al infasurarii

Sj – sectiunea conductorului infasurarii de joasa tensiune Sj = 27,73 mm2

2.3.3. Definitivarea dimensiunilor miezului magnetic

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 magnetic

Lf = 2 (10 + 6,4 + 10 + 3,2) + 10 = 69,2mm

a0i – distanta intre infasurare de inalta tensiune si coloana a0i=l0 mm

ai – latimea infasurarii de inalta tensiune ai =6,4 mm

aij – distanta intre cele doua infasurari aij=10 mm

aj – latimea inf'asurarii de joasa tensiune

aj=3,2 mm

ajj – distanta de izolatie dintre infasurarile de joasa tensiune ajj= l0mm

· inaltimea ferestrei se calculeaza astfel :

H=HB+2L0j

H = 272 + 30 = 302 mm

H = 302mm

H – inaltimea ferestrei

HB – inaltimea infasurarilor HB=272 mm

L0j – 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 mm

L – latura sectiunii coloanei L=58 mm

a0I- distanta dintre infasurarea de inalta tensiune și coloana a0I=10 mm

ai- latimea infasurarii de inalta tensiune ai=6,4 mm

aij- distanta dintre cele doua infasurari aij=10 mm

· determinarea numarului de tole se face cu urmatoarea formula:

L – latura patratului sectiunii miezului L=58 mm

g – grosimea tolei g=0,35 mm

Avand în vedere tensiunile nominale reduse ale transformatorului se vor lua dimensiuni minime recomandate și se va tine seama de aceste dimensiuni și pentru buna circulatie a aerului de racire.

Fig. 15. Sectiune în miez magnetic

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 = 247,3W

PK – pierderi de scurtcircuit totale

Pij – pierderi în infasurarile de joasa tensiune

Pii – pierderi în infasurarile de inalta tensiune

Pji, PLi – pierderi în legaturile infasurarilor de joasa respectiv inalta tensiune

Kj, 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 și 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 și 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 =97W

m- numarul de faze m=1

Rj- rezistenta infasurarii de joasa tensiune Rj=0,019

Isn – 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 =129W

m- numarul de faze m=1

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 scurtcircuit

PK – pierderile de scurtcircuit totale PK =247,3W

Sn -puterea aparenta a transformatorului Sn=7kVA

· Lungimea medie echivalenta a spirelor se determina cu relatia de mai jos:

L – latura sectiunii coloanei L=58 mm

a0i – distanta dintre infasurarea de inalta tensiune si coloana a0i=l0 mm

ai – latura infasurarii de inalta tensiune ai =6,4 mm

aj – latura infasurarii de joasa tensiune aj=3,2mm

aij – distanta dintre infasurari aij=10 mm

· latimea echivalenta a canalului de scapari se calculeaza astfel:

· 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/m

f – frecventa tensiunii de alimentare f = 50 Hz

Sc – puterea aparenta în coloana Sc = 3,5KVA

Lm – lungimea medie echivalenta a spirelor celor doua infasurari Lm = 364,8 mm

ar – latimea echivalenta a canalului de scapari ar=13,2 mm

Us – tensiunea de spira Us = 1,13 V/spira

Kr – coeficientul lui Rogovski Kr = 0,97

Kq – 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 scurtcircuit

UKa – 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

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

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 mm

Kup – 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 mm

Kup – factor de acoperire (Kup =0,75)

Pibob = 58,4 W

qc = 324,4 W/m2

qc corespunde conditiei impuse (qc <950W/m2).

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 = 302mm

L2 – aria sectiunii coloanei L =58 mm

FE -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 mm

L2 – aria sectiunii coloanei L =58 mm

FE -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 mm

FE -masa specifica fierului electrotehnic FE =7,8Kg/dm3

KFe, – coeficieni de umplere a fierului KFE=0, 93

· masa totala a miezului magnetic devine :

mFe = 2 (mi + mj ) + 4 mcolt = 2(7,36 +1,7)+4 1,4 = 23,72kg

mFe=23,72 kg

mFE – masa totala a miezului magnetic

mc masa unei coloane mc=7,36Kg

mj – masa unui jug mj=1,7 Kg

mcolt – 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 magnetic

mj – masa jugului miezului magnetic

mcolt – 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

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 jugului

q – puterile specitice de magnetizare a intrefierului

K0 – 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 Kg

mj – masa jugului mj= l,7Kg

q0c ,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 VAR

Sn – 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%

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 și infasurarilor, costul izolatoarelor, placutei de borne, carcasa, etc.

Costul partilor active reprezinta principala componenta a costului transformatorului și acestea se considera în primul rand la stabilirea ideii constructive.

Costul partilor active este dat de relatia :

C = Ccu mcu + CFe mFe

C – costul transformatorului

Ccu – costul specific al cuprului

mcu – masa totala a cuprului

CFE – costul specific al fierului electrotehnic

mFe – masa totala a fierului

Costul specific se da în lei/kg și se refera la partile active, cupru respectiv tabla silicioasa inclunzand costul materilelor și 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

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 și apoi se vor recoace la 800C pentru refacerea proprietatilor magnetice.

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 și se introduc pene în miez și infasurare, după aceea se reface jugul prin introducerea tola cu tola.

După impachetare, miezul se acopera cu lac și 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 și 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 și 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 și 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 și pierderi.

Pentru realizarea bobinajului sectiunea optima a coloanei este sectiunea circulara. Prin diametrul coloanei se intelege diametrul cercului circumscris sectiunii coloanei.

3.2. Tehnologia realizarii infasurarilor

Infasurarile pot fi executate separat pe sabloane și 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 și 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 și 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 și miez și între infasurari și juguri se monteaza distantieri din sticlotextolit pentru fixarea infasurarilor.

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 și bobina de balast, deoarece permite realizarea caracteristicii externe, cazatoare și datorita defazajului pe care il realizeaza între tensiune și curent, acest lucru asigurand reaprinderea arcului electric.

Calculul bobinei de reactanta se poate face cunoscand urmatoarele trei scheme și 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 și de pierderile suplimentare, unde avem relatia:

PK – pierderile de scurtcircuit totale PSC = 247,3 W

ISn – curentul în secundarul ransformatorului ISn=71,4A

Astfel rezistenta de scurtcircuit va fi egala cu:

Reactanta de scurtcircuit se calculeaza cu relatia:

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 = 25V

RK – 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

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 mH

Xb – 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

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 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 = 61spire

Is – curentul in secundarul transformatorului Is=71,4A

Lb – inductivitatea bobinei de balast Lb=1,6 mH

Sb – 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··f

Xbmax – reactanta maxima a bobinei Xbmax = 0,66 .

Tinand cont ca bobina are doua intrefieruri.

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:

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

L f = 41,8mm

aob – distanta dintre miez si infasurare aob=10 mm

ab – grosimea infafsurarii ab=5,9 mm

abb’ – 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 =107,1mm

l0b – 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=62spire

S – 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 spire

S – sectiunea conductorului S =17.9 mm2

– greutatea specifica a cuprului =8,99 Kg/dm3

· 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 =0,93

Lb – 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 și itensitatea curentului de sudare.

US=f(IS)

Se calculeaza US și 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.

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:

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 conductoare

b' – 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 strat

a' – 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 mm

ab – grosimea infasurarii ab=2,48 mm

abb’ – 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

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:

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 =0,93

Lb – latura patratului sectiunii Lb = 58mm

H – 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 = 68m

I1n* – curentul de calcul in secundarul transformatorului I2n* = 71,4A

Lbm – lungimea laturii medii a infasurarii bobinei de reactanta Lbm =80,48 mm

HB – inaltimea infasurarii bobinei de reactanta HB =116,8 mm

Kup – factor de acoperire (Kup =0,75)

Pbob = 34,6 W

qc = 576,6 W/m2

qc corespunde conditiei impuse (qc < 900W/m2).

BIBLIOGRAFIE

Contstantin Bala – Indrumar de proiectare pentru transformatorul electric. "IPB -1987"

I.Cioc, I. Vlad, G. Calota – Transformatorul electric "Scrisul romanesc Craiova 1989"

Constantin Ghita – Proiectarea transformatorului electric trifazat "IPB 1981"

Galan Nicolae – Masini electrice – Probleme si elemente de priectare vol II "IPB – 1987"

Vasile I. – Utilajul si tehnologia sudarii "EDPB – 1986"

Toma Dordea – Masini electrice "EDPB – 1986"

E. Pietrareanu – Agenda electricianului " Editura Tehnica Bucuresti 1979 "

Notite de curs – S. l. Bestea Ion