книги из ГПНТБ / Борисенко А.И. Аэродинамика и теплопередача в электрических машинах
.pdfЭти расчеты хорошо согласуемся с результатами провеДениы.Ч нами опытов на двигателе Да-1СЮЬВ4, который аналогичен по своему исполнению двигателю 4A-100L4 (рис. 5-15) ;[Л. 98]. Соответствую щие экспериментальные значения вычисленных выше параметров ока зались равными:
Тср .подр “ 132 С; Гер.норм — 113 С.
Проведенные экспериментальные исследования влия ния подреза оребрения в нижней части корпуса на эффективность вентиляции позволили рекомендовать оптимальные подрезы, практически являющиеся одним из главных критериев при определении оптимальных наружных диаметров пакетов статоров двигателей.
Опыты показывают, что отношение DJ2H = 0,75 (Da — наружный диаметр сердечника статора и Н — вы сота оси вращения) обеспечивает круговую симметрию охлаждения двигателя.
Выбор Da возможно осуществить, пользуясь соотно шением
Da = 2(H- 6к-Л і), |
(5-113) |
где hi — минимально допустимый из условий |
вентиля |
ции зазор по вертикальной оси между лапами или вы
сота ребра в |
этом |
месте, а 6к — толщина стенки ста |
нины. |
|
|
Зависимость среднего нагрева обмоток статора и |
||
температурное |
поле |
в двигателе от высоты ребер hi |
в нижней части корпуса определялась эксперименталь но [Л. 98] на специально изготовленных образцах элек тродвигателей типов Да-100ЬВ4, Д-100Ь4, Д-112М4 с алюминиевыми и чугунными корпусами с полным оребрением последних. В обмотки, сердечники и корпуса электродвигателей были заложены термопары, позво ляющие определять радиальное изменение температуры. В процессе исследования ребра в нижней части корпуса подрезали от полной высоты (йімакс) через каждые 3,5 мм до hi=0. При каждом значении hx и установив шемся тепловом режиме определялись характер темпе ратурного поля и среднее значение температуры обмот ки статора по изменению сопротивления. Результаты экспериментов представлены на рис. 5-15 и 5-16.
Уменьшение высоты ребра (по вертикальной оси) от его полной величины до полного среза, т. е. при hi = О, приводит к увеличению нагрева обмотки статора для машин с облитым корпусом из легкого сплава на 10 — 12°С и для машин с чугунным корпусом и впрессован-
190
Рис. 5-16. Зависимость |
перекосов температуры |
между |
верхней |
и нижней частями двигателей от высоты ребер в нижней части. |
|||
ным пакетом статора — на 12—18°С (рис. |
5-15). Кроме |
||
того, наблюдается |
искажение температурного |
поля |
|
с существенным различием между температурами на грева верхней и нижней частей двигателя. Наибольшая неравномерность температуры (рис. 5-16) в зависимости от зазора наблюдается в корпусе и в центре обмотки (верх — низ). В двигателях с чугунным корпусом не равномерность температур выше, чем в машинах с об литым легким сплавом корпусом. Для испытанных дви гателей неравномерность достигает значений 5—7°С для обмоток статора и 6—12°С по корпусу.
Неравномерность температурного поля и возраста ние средней температуры обмоток статора являются следствиями уменьшения общего расхода воздуха в свя зи с вырождением нижней части системы охлаждения и выпаданием из круговой зоны обдува примерно четвер той части корпуса по периметру.
Аналогичные результаты получены Е. Б. Ковалевым и А. Н. Лактюшиным при исследовании машин ВА02 [Л. 99]. Рекомендации о переходе на развитые в нижней части корпуса горизонтальные ребра лишь частично помогают ликвидировать этот дефект системы охла
ждения.
191
Да-tOOLßtf
Рис. 5-17. Зависимость среднего превышения температуры меди ста торной обмотки двигателя от полезной мощности при различной вы соте «салазок» и полностью срезанных нижних ребрах корпуса.
I —6С“ 0, |
<2=0,0232 м?/сек (ш=0); |
2 — бс,=20 |
мм, |
<3 = 0,0235 |
мЧсек (ш,= |
|||
= 1,98 м/сек); 3 — 6с2=40 |
м м , <2= |
0,0238 м3/сек |
(ш2=1,77 |
м/сек); |
4 — бс=60 |
|||
<2=0,0243 |
м3/сек (ш3=1,69 |
м/сек); |
5 — |
бс1=50 |
мм, |
<2= 0,0354 м?/сек; 6 — бс=0, |
||
|
|
Q=0,0354 м3/сек. |
|
|
|
|||
Распространенным случаем эксплуатации двигателя с максимальным диаметром сердечника, чему соответ ствуют полностью срезанные внизу ребра, является установка его на «салазках». При этом между нижней частью корпуса и основанием салазок имеется зазор 6С, от величины которого зависит температурное поле дви гателя. Как показывают опыты [Л. 98], температура обмоток может изменяться на 5—13°С при изменении бс от 0 до 50 мм (рис. 5-17).
Полученные опытные данные позволяют учесть в теп ловом расчете электродвигателей с максимально воз можными внешними диаметрами влияние нарушения круговой симметрии охлаждения.
192
5-7. Расчет воздухо-воздушного теплообменника
В системах охлаждения электрических машин при меняются теплообменники различных типов: воздухо воздушные, водо-водяные, водо-воздушные (газоохлади тели) и др. Описание их дано в специальной литера туре, например в монографиях С. С. Кутателадзе [Л. 95] и И. Ф. Филиппова [Л. 100].
Для охлаждения закрытых взрывозащищенных элек тродвигателей (серии ВАО, «Украина» и др.) большое распространение получили распределенные по окруж ности статора воздухо-воздушные трубчатые теплооб менники с прямоточным и противоточным движением воздуха в наружном и внутреннем контурах (рис. 5-18).
Рис. 5-18. Схема охлаждения электродвигателя закрытого испол нения.
а — изменение температуры воздуха |
при прямотоке и противотоке в распреде |
|
ленном трубчатом теплообменнике; |
б — направление |
движения воздуха и теп |
ла (/ — внутренний вентилятор, подающий воздух |
между трубами; 2 — на- |
|
ружный вентилятор, подающий воздух в трубы).
13-233 |
193 |
Величина поверхности теплообмена определяется по уравнению
|
5 0ХЛ= | ^ , |
(5-114) |
|
где |
2 Р гр— переданное |
в теплообменнике тепло |
(грею |
щие |
потери двигателя); |
К — средний коэффициент теп |
|
лопередачи; АТср— средний тепловой напор теплообмен ника; Sox.n — расчетная поверхность теплообменника.
В трубах движется охлаждающий воздух, нагнетае мый наружным вентилятором (наружный контур). Охла ждаемый воздух (внутренний контур) подается в меж трубные полости от двух симметрично расположенных вентиляторов. Образуются два участка с одинаковой геометрией, но с различным направлением охлаждае мого воздуха (прямоток и противоток).
Выбор габаритов теплообменника и его теплового сопротивления по известным греющим потерям 2 Р Гр и расходам воздуха в наружном Qi, и внутреннем QBв контурах определяется на основании конечных темпера тур воздуха. При этом температура воздуха на входе во внутренний контур выбирается в зависимости от класса изоляции; проверка правильности выбора тем пературы определяется соответствием тепла, снимаемо го в теплообменнике, и греющих потерь, выделяющихся в электродвигателе. По опытным данным, полученным при исследовании машин серий «Украина» и ВАО, количество тепла, снимаемого с корпуса и щитов элек тродвигателя, составляет примерно 8—10% от ЕРГР. Это дает расход воздуха в наружном контуре теплооб менника
0 ,9 S P rP |
(5-115) |
|
1,М»„ ’ |
||
|
где ДФн — подогрев воздуха в наружном контуре (для машин с изоляцией класса нагревостойкости В А®а—
= 12-И5°С).
Скорость движения воздуха в наружном контуре теплообменника w2 задается в пределах 20—25 м/сек. Отсюда площадь суммарного проходного сечения труб
F= Q h/w2. |
(5-116) |
Диаметры трубы выбираются из конструктивных соображений; длина их обусловлена осевым размером
1 9 4
двигателя. Если для увеличения наружной поверхности труб предполагается навивка проволоки по наружному диаметру или накатка ребер, то выбор шага навивки или накатки b и диаметра проволоки или высоты ребер d
можно производить |
из соотношений |
b= (0,08-^0,15)dH |
|||
и d= (0,02 + 0,04) dH. |
|
|
|
|
|
Количество труб теплообменника определяется вы |
|||||
ражением |
|
|
|
|
|
|
|
л ,р = % . |
|
(5-117) |
|
Расчетная |
теплообменная |
поверхность |
дается фор |
||
мулой |
|
|
|
|
|
|
|
S охл |
|
|
(5-118) |
где SB = ndJnTp— суммарная |
площадь |
теплоотдающей |
|||
поверхности |
внутри |
труб; SH— суммарная |
площадь по |
||
верхности труб по наружному диаметру: при гладких трубах Sn=ndBlriip и при оребренных
Если в теплообменнике применяются цилиндрические неоребренные трубки с отношением наружного и внут реннего диаметров dH/dB= 1,1 -г- 1,25, то кривизной стенки можно пренебречь. При этом в расчет вносится погреш ность, не превышающая 1%, и перенос тепла на прямо точном или противоточном участке можно рассчитывать как через плоские стенки с поверхностью
S 0xn = ^ ( d a + dB) - L n TP. |
(5-119) |
Задавшись подогревом воздуха во внутреннем кон туре (для машин с изоляцией класса В Д'&в=12н-16°С), найдем расход внутреннего воздуха для половины теп лообменника:
« » = - т е т г - |
<5-120> |
Скорость движения воздуха в межтрубном простран стве w1 при заданных размерах теплообменника и вен-
13* |
195 |
тилятора определяется из вентиляционного расчета; Обычно принимают гсц = 7-е 9 м/сек. Теперь можно найти суммарное проходное межтрубное сечение для внутрен^ него воздуха
Fв —Qb/^ i-
Наружный диаметр теплообменника Da может быть найден из соотношения
|
ndH |
— z b |
D * ~~ D ° |
НЩ19П |
|
- Пч \ |
'ZnVn |
л |
|
где 2p — количество |
ребер жесткости в теплообменнике; |
|||
bp — ширина ребра |
и DB— внутренний |
диаметр |
тепло |
|
обменника, принимаемый обычно равным наружному диаметру сердечника статора плюс 15—30 мм.
Средний температурный напор определяется выра жением
АТалЦ50
(S)
Д 7 ' ср
где АГЭЛ— местные значения температурного напора. Нахождение A rcp аналитическим способом обычно
представляет сложную задачу, разрешимую только для простейших случаев. Например, при строго параллель ном течении теплоносителей можно получить следующие
формулы: |
' |
Т’л) |
(Г12- Т 22) |
||||
|
( Г и |
||||||
|
дг,с р - |
|
1п |
|
Т и - Т г |
||
|
|
|
|
T'is- T 2 |
|||
для |
прямотока и |
|
|
|
|
|
|
|
Д Т ср |
|
1 ^11 |
^21 |
|||
|
|
|
|
tv |
т |
||
|
|
|
|
1 |
12 |
1 |
22 |
для |
противотока |
|
|
|
|
|
|
Для диапазона возможных температур воздуха в рас сматриваемом теплообменнике можно, как показали расчеты, с точностью до 1—2% принимать для прямо точного и противоточного участков
(У ..-7Д ) + (7Д2- Г 22) .
Д Г ср = 0 , 9 6 |
2 |
|
д р |
_ _ Q g g { T ’ 1 1 T '22) -f- ( T ' i2 —Т 22) |
( 5 - 1 2 2 ) |
|
|
196
Температура воздуха В наружном контуре На вы ходе из теплообменника (рис. 5-18) находится из соот ношения
Г и = = _ 1 Т ^ Г |
+ |
7’» ’ |
{5' 123) |
где Т ц — температура воздуха |
в |
помещении, |
а темпе |
ратура воздуха в месте стыка прямоточного и противо-
точного участков (рис. |
5-18) приближенно равна: |
|
7’и = |
7 '» = — ІГ151-. |
(5-124) |
Температурой воздуха Тц на выходе из теплообмен ника в прямоточном участке внутреннего контура необ ходимо задаться, исходя из класса нагревостойкости
изоляции машины. Для |
класса изоляции |
В |
имеем |
|
Г12 = 65°С. |
|
|
|
|
Температура воздуха на входе во внутреннем кон |
||||
туре теплообменника равна: |
|
|
|
|
|
Ти = 2 Л Ж + 7'»- |
|
(5‘125) |
|
Правильность |
расчета |
температур по |
формулам |
|
(5-124) — (5-125) |
проверялась в экспериментах на |
элек |
||
тродвигателях серии «Украина». Измерялись темпера туры Т2и Т22, Тц, Ті2, Т'ц и Тц, греющие потери и рас ход воздуха через трубки. Расчетные и опытные данные хорошо согласуются. Выявлено также, что Т ц ^ Т ц . Этот факт объясняется тем, что в районе измерения ве личин Ті2 и Т і2 происходит смешение потоков охлаждае мого воздуха, выходящих из прямоточного и противоточного участков.
Расчеты и опыты показывают, что для машин, у ко торых отношение наружного диаметра теплообменника к длине машины находится в пределах 0,6—1, можно пренебрегать асимметрией теплообмена на прямоточ ном и противоточном участках. Тогда расчет упрощает ся вследствие равенства сходственных температур
Т'ц = Тц и Т ц —Тц.
Разница в нагреве воздуха на участках прямотока и противотока составляет 2—4°С; это учитывается при расчете температуры обмоток.
197
Средний коэффициент теплопередачи К для цилин дрических труб
К = |
1________ |
(5-126) |
|
1 d-л • dB |
|||
|
ctj ctg |
|
|
где а, и а2 — средние |
коэффициенты теплоотдачи в |
на |
|
ружном и внутреннем контурах; —Н2А-- ° |
— тепловое |
со |
|
противление стенки (если стенка не покрыта изоляцион ным слоем, то сопротивлением ее обычно пренебрегают)
иХс — коэффициент теплопроводности стенки трубы.
Вобщем случае, когда трубы имеют оребрение, по лученное путем навивки проволоки или накатки ребер на наружной поверхности, а также имеют односторон нее покрытие пропиточной смолой *, для расчета вели чины К может быть рекомендована формула:
К |
_______________ 1______ |
(5-127) |
|||||
_J__|__J____^охл . |
dn |
d, |
|||||
|
|
||||||
|
<*1 |
0-2 *S2 |
TjpSp |
2ke |
|
||
где бизДиз — тепловое |
сопротивление изоляционного слоя |
||||||
толщиной би3; |
Як — тепловое |
сопротивление контакта |
|||||
между стенкой и изоляционным |
слоем; Хс и Хиз— коэф |
||||||
фициенты теплопроводности материала стенки и изоля ционного материала; S2 и 5Р — наружная поверхность между ребрами и поверхность ребер и т]р= 0,98ч-0,96.
Коэффициент теплоотдачи сц в трубах наружного контура теплообменника для ламинарного и турбулент
ного течения можно рассчитывать по формулам |
(3-8) — |
(3-15), принимая теплофизические константы |
воздуха |
(коэффициенты теплопроводности X и кинематической |
|
вязкости ѵ) при средней температуре воздуха |
в трубе |
на рассматриваемом участке Гср= 0,5(72і + К22) . |
|
* В машинах рассматриваемого типа применяется монолитная изоляция обмоток. Пропиточный состав для обмоток основан на эпоксидной смоле и метилгидротетрафталевом ангидриде в качестве отвердителя. По существующей технологии пропитка производится в автоклаве в условиях вакуума, куда помещают полностью обмо танный и собранный статор с теплообменником. В результате смола оседает тонким слоем (толщиной 6—12 мкм) на всех поверхностях статора, в том числе на наружных поверхностях труб теплообменни ка. В тепловом расчете необходимо учитывать увеличение теплового сопротивления, обусловленного этим покрытием.
198
Величина коэффициента а2 для машин с осевыми вентиля торами может быть определена на основании известных зави симостей [Л. 101] для пакетов из круглых труб при попереч ном обтекании их в диапазоне значений чисел Re от 1,5-ІО3 до ІО5.
При коридорном располо жении труб (рис. 5-19), если относительный продольный шаг (по радиусу двигателя) S 2/dH>
> 2,
Nu = 0,20Re°-65Pr°'33. (5-128)
du
Ц>2
Ѳ-
ф ф -Ф- Ф
~шГ Ф ф ф Ф Ф ^ ф ф ф ф ф
Ряды 1 |
2 |
3 д |
д |
ш2 |
\Д |
а) |
ан |
|
т |
||
|
|
|
|
^ J-Ф |
ф |
Ф І |
ф |
|
Х Ф |
|
|
а», Ф X |
Ф л. Ф |
||
~ ^ ф ^ |
ф ^ |
ф |
|
Ряды 1 |
2 |
3 # |
5 |
При S2/dnC 2 и Si/dH^ \ , 5
(относительный шаг по окруж ности теплообменника, практи
чески Si — расстояние между центрами двух труб в пер вом ряду круглого теплообменника) в (5-128) вводится коэффициент Cs, определяемый выражением
|
c s = 1+(t-3)(l |
2 |
|
|
||||
|
|
|
|
|||||
При плотной укладке труб в рядах по окружности |
||||||||
Cs = l, |
когда Si/d„<l,5. |
|
|
|
|
|
||
При шахматном расположении труб имеем: |
|
|
||||||
|
|
Nu = 0,34Re°’6Pr0’33cp0’1, |
(5-129) |
|||||
|
S /d |
1 |
S ',— шаг по |
диагонали между |
цен- |
|||
где <р — о,'--,/ ~ . ; |
||||||||
трами |
двух |
труб, |
находящихся |
в |
двух соседних |
рядах |
||
(рис. |
5-19). |
В числах Re и Nu |
в |
|
формулах |
(5-128) и |
||
(5-129) в качестве характерного размера взят наружный диаметр трубы dn, а скорость считается по самому узко му поперечному сечению между трубами; физические параметры рассчитываются при средней температуре потока в каждом контуре.
Для машин с центробежными вентиляторами во внутреннем контуре для схемы теплообменника, изобра женной на рис. 5-18, GC2 таким путем определять нельзя: приведенные зависимости дают заниженные результаты, так как они получены для установившихся турбулент-
199