Основы теории электрических аппаратов

ВВЕДЕНИЕ

Развитие современной техники невозможно без широкого использования электрических и электронных аппаратов – устройств управления потоками энергии и информации. В учебном курсе выделены две части, объединенные одним названием «Электрические и электронные аппараты». Часть первая охватывает электрические аппараты, а вторая часть – силовые электронные аппараты и аппараты с микропроцессорным управлением.

Совершенствование многих видов электромеханических аппаратов неразрывно связано с развитием теории электромагнитного поля и методов расчета магнитных цепей. Наличие подвижных механических частей, явление искрообразования при коммутации и ограниченное быстродействие в электромеханических аппаратах было устранено в бесконтактных силовых электрических аппаратах. К таким аппаратам относятся магнитные усилители, полупроводниковые реле и регуляторы, различные электронные ключи, пускатели и преобразователи. Элементная база современной силовой электроники существенно расширила диапазон коммутируемых мощностей до единиц мегаватт, позволила поднять верхний уровень частоты коммутации электронных ключей, что сделало возможным создавать аппараты управления, регулирования и защиты постоянного и переменного токов с высокими технико-экономическими показателями. Достижения современной микропроцессорной техники также используются как в электромеханических, так и в силовых электронных аппаратах.

Методические указания по выполнению самостоятельной работы по дисциплине «Электрические и электронные аппараты» предназначены для студентов, обучающихся по направлению 140400.62, Энергетика и Электротехника» с квалификацией «бакалавр». Студенты дневного обучения в самостоятельной работе и студенты заочного обучения выполняют одну контрольную работу, состоящую из шести заданий. Перед каждым заданием указаны указания по выбору варианта.

ПРОГРАММА ДИСЦИПЛИНЫ

Основы теории электрических аппаратов

 

Назначение и классификация электрических аппаратов и требования, предъявляемые к ним. Основные физические явления и процессы в электри­ческих аппаратах.

Электрические силы в электрических аппаратах. Силы, действующие на различные элементы токоведущей цепи. Динамическая стойкость аппара­тов и ее расчет.

Нагрев электрических аппаратов в номинальном режиме и при корот­ком замыкании; термическая стойкость.

Электрические контакты: переходное сопротивление контактов, зави­симость этого сопротивления от различных факторов, работа коммутирую­щих контактов при их включении в замкнутое состояние и отключении. Рас­чет и выбор контактного нажатия; материалы контактов. Конструкция кон­тактов.

Электрическая дуга. Условия гашения дуги постоянного и переменного токов.

Электрические механизмы. Магнитные цепи электрических аппаратов постоянного и переменного токов. Сила тяги электромагнитов постоянного и переменного токов. Устранение вибрации якоря электромагнита переменного тока. Согласование тяговой характеристики электромагнита с механической нагрузкой. Время срабатывания и отпускания электромагнитов. Ускорение и замедление работы электромагнитов.

 

Бесконтактные электрические аппараты

 

Магнитные усилители: принцип действия дроссельного усилителя и усилителя с самонасыщением, основные характеристики.

Полупроводниковые электрические аппараты. Гибридные выключатели переменного и постоянного токов.

Тиристорные приставки к контакторам переменного тока и их характе­ристики. Принцип действия и параметры полупроводникового коммутатора (тиристорные пускатели). Коммутаторы постоянного тока на полупроводниках (тиристорах). Силовые коммутаторы на транзисторах. Области применения транзисторных коммутаторов. Полупроводниковые реле. Бесконтактные аппараты с оптоэлектронными и магнитополупроводниковыми приборами.

Согласование коммутационных аппаратов с системами микропроцессорного управления.

 

Исходные данные

Произвести расчет магнитной цепи реле постоянного тока и катушки электромагнита.

Студенты, у которых предпоследние цифры номера зачетной книжки от 0 до 5, используют исходные данные табл. 1.1, oт 5 до 9 - данные табл. 1.2. Номер варианта выбирается в соответствующей таблице по последней цифре номера зачетной книжки.

 

Таблица 1.1

 

Номер вари­анта
Клапанный тип (рис. 1.1,б)
Начальный ме­ханический момент Ммех Н·м	0,5	0,15	0,2	0,25	0,3	0,35	0, 4	0,45	0,5	0,55
Угол поворота якоря bрад.   Номиналь ное напряжение Uном, b   Возможное понижение напряжения, в %   Ход якоря   δ10-3 м	0,16	0,15	0,156	0,155	0,16	0,16	0,165	0,165	0,17	0,17
Номинальное напряжение
Возможное понижение напряжения %
Ход якоря δ 10-3м		2,5		3,3	3,6		4,3	4,6		5,3

 

 

Таблица 1.2

 

Номер варианта
Броневой тип (рис. 1.1,а)
Начальное механическое усилие Рмех Н
Номинальное напряжение Uном, b
Возможное понижение напряжения, в %

 

Пример расчета электромагнитов постоянного тока

 

Исходные данные. Произвести предварительный расчет маг­нитной цепи реле постоянного тока клапанного типа (рис. 1.1,6), если начальный механический момент, действующий на якорь, М_н.мех= 0,1962 Н×м; угол поворота якоря b = 0,157 рад; но­минальное напряжение обмотки U_ном,=110 В; возможное пони­жение напряжения на обмотке до 0,85 U_ном; ход якоря δ = δ н - δ к = 4·10 ^-3 м.

Расчет. Электромагнитное усилие, действующее на якорь

P_э = М_э/ R _c = М_эb/ δ, где R_c - средний радиус поворота якоря; М_э - электромаг­нитный момент, действующий на якорь.

В начальный момент времени движения якоря можно принять М_э ≈ М_н.мех. Отсюда

 

Р_эн = 0, 1962·0.157/(4 · 10^-3) = 7, 72 Н.

 

Индукция В_δ в рабочем воздушном зазоре определяется из опыта проектирования реле по конструктивному фактору

П_к = / δ = /(4·10^-3) = 695 н^0.5м.

 

Для полученного значения П_к по рис. 1.2 находятся значение В_δ = 0,19 Тл и конструктивный коэффициент

 

n = l_k / h_k ≈ 7.

 

Подсчитывается площадь поперечного сечения полюсного наконечника из формулы Максвелла

 

 

Из реальных условий намотки катушки принимается диаметр наконечника d_вн = 3 ·10^-2м, для которого S_пн = 70,6·10^-5 м². Поэтому принятое ранее значение В_δ уменьшается до 0,1665 Тл:

В качестве материала магнитопровода выбирается сталь марки 1511. При выборе индукции B_с в сердечнике необходимо учитывать, что при слишком малых индукциях возрастает масса и габариты реле, а при больших - возрастают мощности. Поэтому рабочая точка магнитной цепи выбирается несколько ниже колена кривой намагничивания. Этому соответствует В_с = 1.1 Прини­мается коэффициент рассеяния δ = 2. Тогда из условия постоян­ства магнитного потока определяем сечение сердечника

 

S = В_δ S _пн σ / В_с = 0, 1665 ·7,06 • 10^-4 ·2/1,1 = 2,14·10^-4 м².

 

Падение МДС в стали и нерабочих воздушных зазорах (по­люсный наконечник - сердечник, сердечник - ярмо, ярмо - якорь) предварительно учитывается эмпирическим коэффициентом [8] d₁, = 0,15 + 0,35. Чем больше индукция в стали магнитопровода и чем больше нерабочие воздушные зазоры, тем больше d₁. Примем d₁ = 0,3. Тогда МДС обмотки

 

,

 

где Н_δ = В_δ - напряженность магнитного поля в рабочем зазоре, А/м; k_п= 1 / (1- d ₁) = 1,2 + 1,5 - коэффициент, учиты­вающий падение магнитного потенциала в стали и паразитных за­зорах.

При понижении питающего напряжения до U = 0,85U_ном

 

F_у = F/0,85 = 760/0,85 = 895 А

 

Размеры обмотки определяются в следующем порядке. При­нимается провод с эмалевой изоляцией марки ПЭB-1. Для такого класса изоляции принято максимальное превышение температуры ∆ Т = 60°С при температуре окружающей среды Т_окр = 35° С.

По табл. 1.3 определяется коэффициент теплоотдачи k_т = 11,8 Вт/(м^2.С). Коэффициент заполнения обмотки в зависимости от ее конструкции и способа изготовления находится в пределах k_зм = 0,57 - 0,285. При заданном диаметре провода он может быть определен по табл. 1.4. В примере расчета предварительно принимается. k_зн = 0,45.

 

Тогда по [8]

 

,

 

где = 1,7 ·10^-8 - удельное сопротивление меди.

Длина обмотки

l_к = n h_k = 7·3,52·10^-3 = 24,64·10^-3 м. Средний радиус поворота якоря

 

R_c = δ/b = 4·10^-3 / 0,157 = 2,56·10^-2м

 

Диаметр провода обмотки с учетом возможного понижения напряжения до 0,85 U_ном

Внутренний диаметр d₀ обмотки

 

d₀ = d_вн = 3 ·10² м

 

Внешний диаметр обмотки

 

D_o = d₀+2h_k= 3,0·10^-2 ·2352 ·10³ ·3,7 ·10^-2 м

 

В результате расчета получился стандартный диаметр про­вода d _пр = 0,15 мм (сечение q = 0,0176 мм²) с толщиной эмалевой изоляции на две стороны 0,022 мм (табл. 1.2). Таким образом, диаметр изолированного провода d₁ = 0,172 мм.

Допускаем, что обмотка выполняется рядовой без прокладок на автоматическом станке. Для этих условий коэффициент уклад­ки k_укл = 0,9 - 0,95. Для расчета принято k_укл =0,9.

Число витков обмотки

 

W = l_k h_k k_укл / d₁² = 24,64·10^-3·3,52·10^-3·0,9 / (0,172·10^-3)² = 2650.

 

Сопротивление обмотки

R = 4 p l_ср W/ (π d₁²) = 4·1,7·64·10^-2·10,5·10^-2·2650/ (0,172·10^-3) ² = 273 Ом.

 

Ток в обмотке

 

I = U/R = 110/273 = 0,403 А.

 

Мощность, потребляемая обмоткой,

N = U²_ном/R = 110²/273 = 44,3 Вт.

 

Плотность тока

∆= I/q = 0,403/0,0176·10^-6 А/м².

 

Для кратковременного режима работы допустимая плотность тока ∆ _доп = (13 - 30)·10^-6 А/м². Поэтому данное реле может быть использовано для работы в кратковременном режиме.

Магнитная проводимость воздушного промежутка

 

λ_δ = М_оS_пн/δ = 4 π·10^-7·7,06·10^-4 / (4·10^-3) = 2, 217·10^-7 Гн ^-1

 

Индуктивность обмотки

 

L_нач ≈ W²·λ_δ = 2650²·2.217·10^-7 = 1,557 Гн

 

Постоянная времени обмотки

 

= 1, 557/273 = 0,006 с.

 

Установившееся значение тока

I_уст = U/R = 110/273 = 0,4 А.

 

 

Ток трогания якоря

 

 

Противодействующее усилие

 

Р_мех = М_мех /R_с = 0,1962 /(2,56·10^-2) = 7,764 Н.

 

Время трогания

 

t_rp= r ln (I_уст / (I_уст - I_тр)) = 0,006 ln [0,4 / (0,4 – 0,04)] ·0,0063 с.

 

Время срабатывания

t_сраб = (1,1 - 1,3) t_rp = 1,2·0,00063 =0,00076 с

 

Контрольное задание № 2. Расчет электромагнита переменного тока

Исходные данные

Студенты, у которых предпоследние цифры номера зачетной книжки от 0 до 3, выбирают тип магнитопровода согласно рис.2.1, от 3 до 7 - согласно рис.2.2, а от 7 до 9 - по рис.2.3. Номер варианта выбирается по последней цифре номера зачетной книж­ки в табл.2.1.

Необходимо произвести расчет основных размеров и пара­метров однофазных электромагнитов с экранирующими витками. Построить график изменения электромагнитного усилия во време­ни и от величины зазора.

 

Таблица 2.1

 

Номер варианта
Напряжение
Ud
Противодействующая сила при притянутом якоре Рпр,Н
Начальное противодействующее усилие Рпр н.,Н
Начальный зазор d н.з
Конечный зазор d 10-3м	3,03	0,04	0,05	0,06	0,07	0,08	0,09	0,1	0,11	0,12
Производ­ная индук­тивности по ходу якоря dl /dd м/м. Гн/м			б

 

Исходные данные

 

Студенты, у которых предпоследние цифры номера зачетной книжки от 0 до 3, применяют герконы типа КЭМ-1, от 3 до 7 - типа КЭМ-2, а от 7 до 9 - типа КЭМ-6. Номер варианта выбира­ется но последней цифре номера зачетной книжки в табл.3.1.

Требуется выбрать параметры обмотки управления для реле напряжения с внутренним расположением герконов.

 

Таблица 3.1

Номер варианта
Напряжение управле­ния Uу В
Количество гарконов n, шт

 

 

КОНТРОЛЬНОЕ ЗАДАНИЕ № 4

 

Исходные данные

 

Упрощенная схема питания основных видов потребителей с использованием рубильников Q и предохранителей FU приведена на рис. 4.1, а, с использованием автоматических выключателей QF – на рис. 4.1, б.

 

Рис. 4.1. Электрическая схема питания потребителей с защитой на предохранителях (а) и автоматических выключателях (б)

Таблица 4.1

 

Продолжение таблицы 4.1

 

 

Напряжение сети 380 В. Нагрузка представляет собой омическую EK и индуктивную: двигатель постоянного тока М1, асинхронный двигатель с фазным ротором М2, асинхронный двигатель с короткозамкнутым ротором М3. Коэффициент перегрузки по току λ = I _{пусковой} / I _{номинальный} составляет для ДПТ λ = 2,5, для АДФ λ = 1,8, для АДК λ = 6. Номинальные токи нагрузки I _ном для различных вариантов контрольного задания приведены в табл. 4.1. Для данного контрольного задания номер варианта выбирается по двум последним цифрам шифра, если число превосходит максимальное количество вариантов, равное тридцати, то из этого числа вычитается число кратное тридцати.

 

Содержание работы

4.2.1. Рассчитать максимально-токовую защиту, выполненную на предохранителях (рис. 4.1, а) и произвести [1, 2, 8] выбор предохранителей.

4.2.2. Рассчитать тепловую и максимально-токовую защиты, выполненные на автоматических выключателях (рис. 4.1, б), произвести [1, 2, 8] выбор автоматических выключателей.

4.3. Указания к выполнению задания

4.3.1. Предварительный расчет

 

Определяем параметры нагрузки, в данном случае номинальные токи, а также пусковые токи двигателей (действующие значения):

 

для ДПТ (4.1)

 

(4.2)

 

для АД (4.3)

 

(4.4)

 

где – кратность пускового тока к номинальному (справочные данные для электродвигателя).

Максимально возможный пусковой ток двигателей

 

для ДПТ

 

(4.5)

 

для АД

 

(4.6)

 

где 1,2–1,4 – коэффициент запаса, учитывающий увеличение пускового тока при повышении напряжения сети и других факторах.

Для выбора аппаратов защиты необходимо также предварительно рассчитать токи короткого замыкания в цепи при максимальном режиме ра-боты питающей энергосистемы. Определяющим в расчетах токов короткого замыкания (КЗ) при выборе защитной аппаратуры, проверке селективности ее работы и оценке отключающей способности аппаратов защиты является трехфазный ток КЗ. При выборе защиты, установленной в начале линии, необходимо знать двухфазный ток КЗ на зажимах двигателя в сети с изолированной нейтралью и однофазный ток КЗ на зажимах двигателя в сети с заземленной нейтралью, кроме того, однофазные и двухфазные токи КЗ используются для проверки чувствительности аппаратов защиты [9].

Токи КЗ могут быть рассчитаны для заданной схемы электроснабжения или определены по расчетным кривым для широко распространенных типов трансформаторов, по известной мощности энерго-системы, по параметрам соединительных кабелей с учетом и без учета токо-ограничивающего действия дуги в месте повреждения [9]. При этом обычно не учитывается активное сопротивление энергосистемы и сопротивления шин, а переходное сопротивление в месте контакта принято равным 15 мОм.

Таким образом, ток КЗ может быть рассчитан, если известны пара-метры соединительных кабелей и энергосистемы. Согласно [9] по номинальному току нагрузки выбирается тип соединительного кабеля, его сечение и удельное сопротивление кабеля, что дает возможность определить [11] активное и индуктивное сопротивления кабелей

(4.7)

 

(4.8)

 

где , – активное и индуктивное удельные электрические сопротивления кабелей;

– длина соединительного кабеля.

Параметры энергосистемы и питающего трансформатора находим, используя данные [10, 11]. Расчетное значение мощности вторичной обмотки трансформатора

 

(4.9)

 

где – число фаз трансформатора;

– фазные полные ток и ЭДС вторичной обмотки трансформатора.

Активное и полное сопротивление фазы вторичной обмотки трансформатора

 

(4.10)

 

(4.11)

 

где – потери короткого замыкания;

– напряжение короткого замыкания трансформатора (в процентах от номинального).

Получим индуктивное сопротивление фазы вторичной обмотки трансформатора

 

(4.12)

 

На практике индуктивное сопротивление энергосистемы (первичной цепи трансформатора) задается в соотношении с индуктивным сопротивлением вторичной обмотки трансформатора, а активным сопротивлением энергосистемы пренебрегают. Принято считать / равным 2; 1; 0,1 по мере роста мощности энергосистемы [10].

При расчете тока КЗ необходимо также учесть переходное сопротивление контактов в местах соединения кабелей и аппаратов. Часто в цепях низкого напряжения переходное сопротивление контактов соизмеримо или превосходит сопротивление кабелей, энергосистемы и трансформатора. Учитывать переходное сопротивление контактов крайне сложно [1]. Поэтому оно принимается равным 15 мОм, если его значение не известно или трудно определимо [10].

Суммарные активное и индуктивное сопротивления от трансформатора до места КЗ (в данном случае до двигателя):

 

(4.13)

 

(4.14)

 

 

Модуль полного сопротивления одной цепи до места короткого замыкания составит:

 

(4.15)

 

Ток трехфазного КЗ равен:

 

(4.16)

 

Ток двухфазного КЗ в сетях с изолированной нейтралью:

 

(4.17)

 

Ударный ток КЗ определим как

 

(4.18)

 

где – ударный коэффициент, определяемый по соотношению согласно [10].

 

4.3.2. Расчет и выбор предохранителей

 

Предохранитель не должен сработать при номинальном токе нагрузки , поэтому выполняется условие

 

< , (4.19)

 

где – пограничный ток плавкой вставки предохранителя, определяемый по эмпирическим формулам или времятоковыми характеристиками [7, 8].

Для лучшей защиты величина пограничного тока предохранителя должна выбираться возможно ближе к . Предохранитель не обеспечивает надежной защиты двигателя от токов перегрузки из-за нестабильности время-токовой характеристики и необходимости учета пусковых токов. Учитывая эти особенности, выбирают для медной вставки / а для легкоплавкой вставки 1,2–1,4.

Расчет максимально-токовой защиты на предохранителях можно выполнить приближенно.

Номинальный ток плавкой вставки для осветительной нагрузки с активным сопротивлением определяется по номинальному току нагрузки

 

. (4.20)

 

Для асинхронного двигателя с фазным ротором (АДФ) и двигателя постоянного тока (ДПТ), если I _пуск ≤ , плавкую вставку можно выбирать из условия

 

(1–1,25) (4.21)

 

Для двигателей с большими пусковыми токами (I _пуск ≥ ), с небольшим числом включений и легкими условиями пуска (продолжительность пуска не более 5с.) ток плавкой вставки определяется по формуле

 

(4.22)

 

при тяжелых условиях пуска или большой частоте включений

 

(4.23)

Для двигателей, работающих в повторно-кратковременном режиме, за номинальный ток принимается ток в режиме ПВ=25%.

Плавкие вставки предохранителей для группы электрических приемников выбираются из условия одновременной работы наибольшего количества приемников и пуске двигателя с максимальным пусковым током

 

(4.24)

 

Наряду с проверкой плавкой вставки по условию пуска или кратковременной перегрузки необходимо проводить проверку по условиям корот-кого замыкания. Допускается применение предохранителей при кратностях / ≥3, однако желательно, чтобы выполнялось условие / ≥10.

 

4.3.3. Выбор автоматического выключателя

 

Необходимо выбрать автоматический выключатель с максимально-токовым и тепловым расцепителями.

Номинальное напряжение выключателя и число главных контактов должно соответствовать заданным.

Современные автоматические выключатели имеют встроенные расцепители, устанавливаемые заводом-изготовителем и рассчитанные на заданные номинальные токи. Номинальный ток расцепителя может отличаться от номинального тока выключателя , но не превосходит его. Поэтому выбор выключателя производится по номинальному току его расцепителя.

Номинальный ток комбинированного расцепителя выбирается из условия

 

(4.25)

 

Выключатели с максимально токовым расцепителем снабжены отсечкой, кратность уставки которой по отношению к номинальному току расцепителя отстраивается от максимально возможного превышения тока над номинальным значением в процессе нормальной работы потребителя

 

(4.26)

 

где 1,2–1,8 – коэффициент запаса превышения максимального тока.

Для группы двигателей

 

(4.27)

 

для схем управления электроприводами

 

(4.28)

 

где – суммарный номинальный ток катушек максимального количества одновременно включенных в схеме управления.

Для асинхронного двигателя отсечка выключателя может быть отстроена [10] от амплитудного ударного пускового тока (1,2–1,4) на 10–20% превышая его значение

 

 

≥(1,1–1,2) . (4.29)

 

Номинальная отсечка автоматического выключателя должна быть не меньше , но не должна превышать минимального значения тока КЗ в цепи

 

< . (4.30)

 

Таким образом, кратность уставки тока отсечки к номинальному току расцепителя должна находиться в пределах

 

< . (4.31)

 

Предельная коммутационная способность выключателя должна превышать ток короткого замыкания.

Тепловой элемент комбинированного расцепителя проверяется по номинальной уставке на ток срабатывания теплового расцепителя. Номи-нальная уставка на ток срабатывания теплового расцепителя выключателя равна среднему значению между током несрабатывания расцепителя – 1,1 I _{ном р} и нормированным значением тока срабатывания – 1,45 I _{ном р}

 

(4.32)

 

Время срабатывания теплового расцепителя автоматического выключателя находится из его защитной характеристики по току перегрузки, длительно протекающему в цепи и проверяется условие согласования нагрузочной характеристики двигателя и защитной характеристики выключателя. При пуске двигателя время срабатывания должно быть больше времени пуска ненагруженного двигателя, т. е.

 

> . (4.33)

 

Если это условие не выполняется, то необходимо изменить в пределах регулирования тока несрабатывания или заменить тепловой нагревательный элемент.

 

КОНТРОЛЬНОЕ ЗАДАНИЕ № 5.

 

РАСЧЕТ И ВЫБОР ПАРАМЕТРОВ МАГНИТНОГО УСИЛИТЕЛЯ С САМОНАСЫЩЕНИЕМ

 

Исходные данные

 

Тороидальный магнитный усилитель выполнен по двухполупериодной мостовой схеме с нагрузкой на постоянном токе (рис. 5.1). Частота питающего напряжения f=50 Гц, а допустимое превышение температуры обмотки над окружающей средой =50 ^оС. Исходные данные приведены в табл. 5.1.

Содержание работы

 

5.2.1. Объяснить принцип работы магнитного усилителя [1, 2].

5.2.2. Рассчитать магнитопровод и принять ближайший стандартный

размер.

5.2.3. Рассчитать обмотку переменного тока.

5.2.4. Выбрать выпрямители для рабочей цепи.

5.2.5. Рассчитать обмотки управления и смещения.

Рис. 5.1. Схема двухполу-периодного МУС с нагрузкой на постоянном токе

5.2.6. Построить графики зависимости I _H= f (H_Y), I _H= f (I _Y) без учета обмотки смещения и I _H = f (I _Y) – с учетом обмотки смещения.

5.2.7. Проверить возможность размещения обмоток на магнитопроводе.

5.2.8. Проверить обмотки на нагрев.

5.2.9. Определить коэффициент усиления МУ по току , напряжению , мощности , кратности изменения тока нагрузки _{кр. тока}.

5.2.10. Определить постоянную времени МУ.

 

 

Таблица 5.1

 

 

5.3. Указания к выполнению задания

5.3.1.Расчет МУС

 

Расчет МУС (рис. 5.1.) производят исходя из заданных мощностей Р _Н, тока нагрузки I _H, тока управления I _Y, коэффициента усиления мощности , частоты питающего напряжения f, превышения температуры над окружающей средой τ.

 

5.3.2.Выбор магнитопровода

 

Отдаваемая нагрузке усилителя мощность

 

, (5.1)

 

где – коэффициент формы тока, протекающего через рабочую обмотку

( = для схемы рис. 3.1); β – коэффициент, характеризующий часть напряжения, которая приложена к дросселю в режиме максимальной отдачи; δ – плотность тока; B _m – максимальная индукция; S _мр – сечение меди рабочей обмотки; S _c – сечение магнитопровода.

Принимают, что все окно занято рабочей обмоткой, так как обмотка управления занимает малую часть окна, тогда

 

, (5.2)

 

где k _сх. – коэффициент схемы (k _сх.= 1 для рис. 3.1.).

Вначале ориентировочно задаемся величинами η, β, B _m и δ (по табл. 5.2, 5.3). Когда требуется высокий коэффициент усиления по мощности k_p, рекомендуется применять сплавы марок 50НП и 65НП. Необходимые данные для расчета МУС из различных материалов приведены в [7, 8]. Согласно величине S _c S _м выбирают близкий по параметрам сердечник из ряда стандартных тороидальных ленточных сердечников (табл. 5.4). В обозначении типа магнитопровода первая цифра соответствует величине внешнего диаметра МУ в мм, вторая – внутреннего диаметра МУ, третья – высоте сердечника МУ.

 

Таблица 5.2

 

Материал	B m, Т
Сплав марки 65НП	0,9 – 1,1	0,9 – 0,95
Сплав марки 50НП	1,1 – 1,3	0,85 – 0,9
Холоднокатаные стали марок 3310, 3320, 3330, 3370, 3380 и др.	1,3 – 1,7	0,75 – 0,85

 

Геометрические параметры этих сердечников рассчитаны для принятых коэффициентов заполнения по стали k _зс и по меди k _зм:

 

; (5.3)

Таблица 5.3

 

δ, А /мм2	f = 50 Гц
η	Рн
3,75	0,56	0,013
3,75	0,68	0,023
3,54	0,74	0,041
3,36	0,76	0,061
3,36	0,83	0,100
3,18	0,85	0,138
2,96	0,86	0,180
2,84	0,89	0,303
2,66	0,90	0,455
2,50	0,92