книги из ГПНТБ / Борисенко А.И. Аэродинамика и теплопередача в электрических машинах

Рис. 3-12. Коэффициент сопротивления шероховатых труб.

В области слева от штриховой линии шероховатость не проявляется, в области между штриховой и штрихпунктирной линиями происхо­ дит частичное проявление шероховатости и в области справа от штрихпунктирной линии имеет место полное проявление шероховато­ сти. При расчете осевых каналов в сердечниках электромашин при­

нималось /і=0,0034.

нистой шероховатостью не отличается от течения в гладких тру­ бах. В случае зернистой шероховатости при достижении некоторого значения Re сопротивление перестает изменяться (рис. 3-4), так как высота бугорков шероховатости становится больше толщины вязкого подслоя и обтекание их происходит «со срывом». Такое течение называют автомодельным, и для него Никурадзе получил

о коэффициенте сопротивления трения в большом диапазоне чисел Рейнольдса (рис. 3-12).

Шероховатость существенно влияет на теплоотдачу только при значениях Re, больших Renp, когда бугорки выступают над лами­

100

нарным подслоем 6а. При этом значение Renp определяется выра­ жением

d

а для расчета среднего значения критерия Нуссельта рекомендуется соотношение [Л. 33]

Теплообмен в шероховатых трубах, так же как и сопротивле­ ние трения, с ростом высоты бугорков шероховатости повышается,

При более высоких Re усиление теплообмена вследствие шерохо­ ватости ослабевает {Л. 33].

На теплообмен оказывает влияние не только высота бугорков шероховатости, но и их количество на единице площади поверх­ ности. Наилучшим для теплообмена сочетанием относительной шероховатости и концентрации является ft/d=0,0214 и nd—15,3, где nd — число выступов (или впадин) на длине трубы, равной диа­ метру d.

3-2. Теплоотдача статора

в электрических машинах использовать имеющиеся в литературе данные, полученные для установившегося «плавного» движения в трубах и на поверхности хорошо обтекаемых тел, можно только при введении соответствующих поправок. В данном разделе при­ ведены результаты экспериментальных исследований теплообмена в различных элементах статора, полученные непосредственными измерениями на машинах различных типов и моделях. Эта информа­ ция используется для оценки указанных поправок.

Теплообмен в подпазовом канале статора (рис. 3-13) опреде­ лялся калориметрическим способом. Температура стенок четырех­ угольного канала, образованного зубцами сердечника статора, кли­ ном и подвижной поверхностью ротора, определялась усреднением показаний термопар, установленных по длине стенок (по пять тер­ мопар). Тепло, уносимое воздухом, вычислялось по расходу воз­ духа и подогреву его в каналах. Результаты измерений показали, что при ljd.jкв>35ч-40 теплоотдача в подпазовом канале статора может быть представлена зависимостью [Л. 36]

N u = 0 ,0 3 8 R e ° ’8e i. (

Числа Nu и Re вычисляются по гидравлическому диаметру канала daKB и средней скорости воздуха, коэффициент ві опреде­ ляется по рис. 3-7, причем е/= 1 при //d8K»= 35-н40.

Существенное увеличение теплообмена по сравнению с обыч­ ными каналами объясняется тем, что одной из стенок канала является вращающаяся поверхность ротора, а неподвижные стенки характеризуются повышенной шероховатостью.

101

Исследование теплообмена в подпазовых каналах крупных закрытых асинхронных двигателей с масляной системой охлажде­ ния выполнено Ю. В. Петровским, В. Г. Фастовским и Р. П. Тара­ совым [Л. 37, 38]. При скорости прокачки трансформаторного масла 0,5—0,8 м/сек число Рейнольдса в таких каналах составляет 200—1 500 и теплообмен описывается формулой

Опыты {Л. 37] показали также, что при течении масла в шеро­ ховатых каналах электрических машин турбулентный режим тече­ ния устанавливается при значениях Re, меньших ReKp для гладкого канала. При этом число Нуссельта Nu зависит от числа Рейнольд­ са Re в степени 1,37. В формуле (3-19) за характерный размер канала принят его диаметр.

Течение и теплоотдача в кольцевых и асимметрично нагревае­ мых каналах. Если через обе стенки кольцевого канала передается одинаковое количество тепла, то распределение температуры охла­ ждающего агента является симметричным. Средний коэффициент теплоотдачи при турбулентном течении газов и капельных жидко­ стей в этих условиях можно вычислить по данным, представлен­

102

Распределение коэффициентов по длине кольцевого гладкого канала при турбулентном течении с одинаковой интенсивностью тепловыделения внутренней и наружной стенки может быть най­ дено по формуле [Л. 387]

Такой нагрев, например, имеет место при течении газа в роторе турбогенератора с внутренним охлаждением в канале между про­ водником (нагретая стенка) и корпусом ротора (холодная стенка). Другим примером асимметрично нагреваемых каналов является канал между корпусом закрытых или защищенных асинхронных машин (холодная стенка) и спинкой статора (горячая стенка) (рис. 3-13). Нами были проведены экспериментальные исследования теплообмена в таких условиях на асинхронном двигателе АМ-112/4Г

и экспериментальные исследования (Л. 36] теплообмена в асиммет­ рично нагреваемых каналах показали, что зависимость числа Нус­ сельта от числа Рейнольдса для двух характерных областей тепло­ обмена имеет вид:

Nu = 0,57Re°.*el (4-10* < R e < 9 • 10*);

(3-21)

Nu = 0,0289ReV«et (9-10* < Re < 25.10*).

В этих соотношениях учитываются начальная турбулентность потока, которая очень велика вследствие большой шероховатости

юз

Рис. 3-15. Схема экспериментальной установки.

зана на рис. 3-15. В кольцевом канале 9 движется воздух, закрутка которого достигается тангенциальным вводом в канал из сопла 10. Кроме того, в канал мог поступать воздух без закрутки из коль­ цевого ресивера 4. Внутренняя поверхность канала образована медной трубой, в стенку которой заподлицо с наружной поверх­ ностью встроен батарейный датчик теплового потока 7. Внутри трубы 5 прокачивается вода, подогреваемая в баке. Тепловой поток направлен от внутренней поверхности кольцевого зазора к потоку.

Местный коэффициент теплообмена а на расстоянии х от на­ чала канала определялся следующим выражением:

воздуха в сечении х, которая находилась из условия теплового

баланса.

Результаты экспериментов в виде зависимости NuX(xld) пред­ ставлены на рис. 3-16. На расстоянии х ^ (18ч-20)d начальная крутка на теплообмен практически не влияет. В этой зоне резуль­ таты опытов удовлетворительно согласуются с критериальными уравнениями (3-20) и (3-20а) для случая осевого потока в кольце­ вом канале. С уменьшением расстояния до места входа закручен­

104

Теплообмен в радиальных вентиляционных каналах и на по­ верхностях сердечника статора с воздушным охлаждением исследо­ вался при согласной и встречной системах вентиляции на моделях Т. Г. Сергиевской, В. К. Коробовым и А. Токаренко [Л. 44, 49]. Особенностями работы радиальных вентиляционных каналов явля­ ются интенсивная турбулизация воздуха на начальном участке ка­ нала и зависимость теплообмена не только от скорости движения воздуха, но и от частоты вращения ротора. На основании экспе­ риментов для коэффициента теплоотдачи в каналах зубцовой зоны статора синхронной машины со скошенными клиньями предложена

формула а= аао, где ао рассчитывается по (3-14), а а определяется выражениями (Л. 49]:

-410

105

Здесь t=*ljd, где i — длина канала, d — гидравлический диаметр канала в зубцовой зоне или спинке.

Для описания теплоотдачи с поверхности стали спинки статора в радиальных каналах предложена эмпирическая формула (Л. 49J

где Re и Nu определяются через эквивалентный диаметр канала и скорость воздуха в этом канале.

На теплообмен в радиальном канале оказывают влияние также распорки (таврики) между пакетами и вид системы охлаждения. Для двигателей с согласной самовентиляцией теплообмен на боко­ вых поверхностях спинки сердечника при наличии распорок описы­

Теплообмен в радиальном канале при встречной системе цир­ куляции воздуха в машине оказывается менее интенсивным вслед­ ствие упорядоченного движения охлаждающей среды, но так же, как и при согласной системе, зависит от наличия распорок между пакетами. Коэффициент теплоотдачи с боковой поверхности спинки статора при отсутствии распорок, определяемый опытной зависи­ мостью [Л. 44]

оказывается значительно выше, чем коэффициент теплоотдачи при наличии распорок, для которого получена опытная зависимость вида

Теплообмен зубцовой зоны (зубцы и поверхности стержней обмоток) может быть описан уравнением [Л. 44J

При согласной самовентиляции на теплоотдачу боковых по­ верхностей стержней обмотки, расположенных между пакетами и образующих вместе с зубцовой частью сердечника радиальные ка­ налы, влияет направление вращения ротора. Теплоотдача с набе­ гающей и затененной сторон боковой поверхности стержня различ­ на и определяется соответственно выражениями [Л. 44]:

Nu=0,51Re°-578. (3-31)

Теплообмен лобовых частей обмоток и полюсных катушек ста­ тора. Исследования теплообмена лобовых частей обмоток малых и средних электромашин на моделях не проводились, так как труд­ но воспроизвести условия их обдува. Поэтому данные по тепло­ обмену лобовых частей обмоток и полюсных катушек были полу­ чены авторами из исследований на натурных машинах типов АН, AM, А02, Д и 4А [Л. 36]. Для расчета теплообмена в лобовых

106

I

Рис. 3-18. Схема замеров скорости воздуха между лопатками рото­ ра и лобовыми соединениями обмотки статора и тепловых парамет­ ров в асинхронном двигателе.

1—12 — термопары; 13 и 14 — датчики теплоотдачи; 15 — насадка термоанемо­ метра ЭТАМ-3.

частях асинхронных электродвигателей средней мощности получена формула

Взакрытых машинах лобовые части обмотки статора работают

вусловиях плохой продувки. С внутренней и внешней сторон они омываются потоками с различными скоростями. В результате обработки экспериментальных данных для коэффициентов тепло­ отдачи с внешней и внутренней поверхностей лобовых частей по­ лучены соотношения:

Исследования аэродинамики и теплообмена в таких условиях проводились на реальной машине (рис. 3-18).

За характерную скорость обдува при определении Re принима­ лась средняя скорость потока на выходе из роторных лопаток, измерявшаяся насадкой термоанемометра (рис. 3-19). Расчет этой

ный диаметр роторных лопаток. В качестве характерного линейного размера в формулах (3-32), (3-33) принимался эквивалентный диаметр стержня обмотки статора на выходе из паза daкв= =4bnhn/2(ba+hn), а в (3-34)— ширина роторной лопатки в на­ правлении обдува йл (Л. 36]. При расчете коэффициентов тепло­ отдачи по (3-32)— (3-34) значения коэффициентов кинематической

107

сплошной бандаж на ряд поясов (рис. 3-20). Проведенные нами исследования [Л. 45] показали, что в результате такого мероприя­ тия местный нагрев лобовой части обмотки можно снизить на 50%.

Теплоотдача катушек и «башмаков» главных и дополнительных полюсов машин постоянного тока исследовалась с помощью датчи­ ков теплоотдачи, которые наклеивались на боковые стороны доба­ вочных и шунтовых катушек в машинах типов П-102 и ПН-400

Рис. 3-20. Лобо­ вая часть обмотки прокатного двига­ теля.

а — исходная непро­ дуваемая конструк­ ция: б — модерни­ зированная.

S)

108

метрия охлаждения катушек имеет место во всех аналогичных машинах с аксиальной системой венти­

ляции и обусловлена закручиванием потока воздуха вентилятором. Среднее значение коэффициента теплообмена боковой поверхности полюсов определяется выражением

и только задняя часть находится в аэродинамической тени, то его можно использовать для оценки коэффициентов теплообмена ка­ тушек машин постоянного тока средней мощности с непакетиро­ ванными якорями и с аксиальной вентиляцией.

Теплообмен поверхностей расточки главных и дополнительных полюсов тяговых машин постоянного тока исследовался И. Н. Богаенко [Л. 46] и обобщен для поверхности расточки полюсов при

(Здесь в качестве характерного линейного размера принят экви­ валентный диаметр канала между катушками полюсов). Теплообмен в малых и крупных машинах серий ГГ и ГТ2 исследован в [Л. 385, 386].

Теплообмен в коротких щелевых каналах полюсов крупного гидрогенератора с форсированным воздушным охлаждением полюс­ ных катушек при радиальной системе вентиляции изучался на мо­ дели Э. И. Гуревичем [Л. 47]. Течение в коротких параллельных щелевых каналах полюсов сходно с течением в радиальных кана-

109