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

иых режимов течения среды без учета влияния началь­ ной крупномасштабной турбулентности, порождаемой центробежным вентилятором. Кроме того, обтекание труб происходит под некоторым углом атаки, который зависит как от крутки потока центробежньш вентилято­ ром, так и от геометрии пучка труб и, очевидно, изме­ няется по длине пучка. Неопределенными также явля­ ются скорости на отдельных участках пучка. Надежные данные может дать только эксперимент в условиях на­ турной машины.

Опытная зависимость для определения аг была по­ лучена при исследовании машин серии «Украина» (рис. 5-18) калориметрическим методом. В результате тщательного измерения греющих потерь, температуры и количества воздуха во внутреннем и наружном конту­ рах был определен баланс тепла, что позволило полу­ чить зависимость для расчета теплоотдачи в межтрубном пространстве распределенных теплообменников в виде

(5-130)

Эта зависимость справедлива как при шахматном, так и при коридорном расположении труб, но пригодна для расчета аг только при центробежных вентиляторах во внутреннем контуре.

Для оценки точности расчета аг по формуле (5-130) рассмотрим теплообменник электродвигателя «Украи­ на»-12-3/2, для которого расход и температуры воздуха известны. Из уравнений системы теплопередачи и тепло­ вого баланса на каждом из участков, в которые войдут четыре неизвестные величины: Т22і Т12, Т \2, аг, найдем то значение аг, при котором Т22, найденные по уравнению теплопередачи прямоточного и противоточного участков, совпадают. Решение проще искать, задаваясь рядом зна­ чений аг и определяя для каждого из них температуру охлаждающего воздуха на середине трубок (Т22) отдель­ но по уравнению теплопередачи для прямоточного и иротивоточного участков.

Для прямоточного участка

I

сДедОватеЛьйб,

201

Следовательно, при а = 95 вт/{м2-°С) для обоих уча­ стков получаем 722=36 °С, что и является решением рас­ сматриваемой системы уравнений. Расчет но формуле (5-130) дает «2 = 95,5 вт/(м2-°С), что совпадает с най­ денной выше величиной.

Количество тепла, отводимое на прямоточном и про-

(5-133), то расчет можно считать законченным. Если не будет такого совпадения, то необходимо повторить рас­ чет с новым количеством труб.

Расчет тепла, отводимого корпусом снаружи при сво­ бодной конвекции с коэффициентом теплоотдачи ак= = 16ч-20 вт/(м2-°С), проводится по известной теплоот­ дающей поверхности корпуса SK= nDul и известному превышению температуры корпуса над окружающей тем­ пературой. Превышение температуры корпуса электро­ двигателей серии «Украина» находится в пределах А7к;«25-ь330С. Тепло, снимаемое с корпуса, равно Рк= = акД7Ѵ>к- К этому теплу необходимо добавить тепло, снимаемое со щитов электродвигателя, которые нахо­ дятся в различных условиях теплообмена: щит со сто­

вынужденной конвекции.

Без большой погрешности можно принять на обоих щитах одинаковые тепловые напоры АТ'Щ=АТЩ. Тогда тепло, отводимое щитами, определится по формулам:

Рщ—:«щ.нА7щ,ц5щ; Р щ =и щ.нДГ щ.н5 щ.

Таким образом, тепло, отводимое от корпуса, щитов и теплообменника, равно:

2 Ргр= Рі + Рг+ Рк+ Рщ+ РТц.

Удельные тепловые нагрузки в трубах теплообменни­ ка построенных двигателей, имеющих нормальный теп­ ловой режим (изоляция обмоток класса В), лежат в диа­ пазоне 1,05—1,16 квт/м2. Опыты показывают, что при

202

увеличении тепловой нагрузки и, следовательно, умень­ шении габаритов теплообменника резко возрастают вен­ тиляционные потери, уменьшается расход воздуха и как следствие увеличивается нагрев обмоток. Таким обра­ зом, расчет средней теплоотдающей поверхности S nxn, исходя из рекомендованной тепловой нагрузки, следует производить при (0,95—0,87) 2Ргр.

Тепловое сопротивление изоляционного слоя. Опреде­ лив все величины, входящие в уравнение теплопередачи (5-127), можно оценить влияние изоляционного слоя, нанесенного на трубки. После нанесения изоляционного слоя греющие потери (тепло, переданное в теплообмен­ ник) практически не изменяются и можно записать:

К АТср+ К'АГ ер= /С„з АГИЗ + К'ш АГиз. (5-134)

В результате увеличения теплового сопротивления стенки за счет изоляционного слоя (при неизменном ко­ личестве выделенного и, следовательно, переданного воз­ духу тепла и неизменной температуре окружающего воз­ духа) повысится температура воздуха на всех участках во внутреннем контуре на величину 67VПринимая сред­ ние температурные напоры пропорциональными средне­ арифметическим температурным напорам, имеем:

Тепловое сопротивление изоляционного слоя Ra3 пред­ ставляет собой сумму тепловых сопротивлений собствен­ но пленки изоляционного материала толщиной бИз и кон­ тактного между пленкой и поверхностью трубы /V так

ЧТО

803

110—100°С), позволили определить зависимость &ійОт толщины покрытия. На рис. 5-20 приведены первичные экспериментальные данные: зависимость между тепло­ вым сопротивлением образца jR06p и толщиной пленки биз при толщине металлической пластинки h = 3 мм.

Измерения проводились при температурах образца 30—70°С, при этом влияние температуры на тепловое сопротивление практически не проявлялось. Вычитая из Яобр тепловое сопротивление самой металлической пла­ стины и предполагая одинаковым лаковое покрытие на обеих поверхностях образца, получаем:

Величина Я0бр определена измерением для стальной пластины и равна 48,5 вт/(м-°С).

Если изменяется температура наружного воздуха Т22, то изменяются параметры воздуха Я, ѵ, ср, изменяются коэффициенты теплоотдачи сц и а 2, изменяется темпера­ тура воздуха во внутреннем контуре и для каждого слу­ чая будет свое значение 6ГИ3. В диапазоне изменения температур Т21 от —30 до + 4 0 °С коэффициенты тепло­ отдачи си = const • Я/ѵ0’8 уменьшаются на 8—9%, что при­ водит к увеличению на 6—7% температурных напоров

же, как следует из формулы (5-136), увеличению бГиз. Применительно к машинам серии «Украина» были

проведены расчеты для оценки влияния покрытия наруж­ ной поверхности труб теплообменника изоляцией на теп­ ловое состояние машины. Определено, что при нанесе-

204

'иии изоляции па наружную поверхность труб толщиной 10—20 мкм температура воздуха во внутреннем контуре, а следовательно, и температура во всех тепловыделяю­ щих элементах повысится на 1—1,5 °С.

Г л а в а ш е с т а я

ВЕНТИЛЯЦИОННЫЙ И ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ СИСТЕМ ОХЛАЖДЕНИЯ

6-1. Цель расчета

Системы охлаждения и вентиляции электрических машин состоят из охлаждающих трактов и теплообмен­ ников, по которым движется охладитель, и напорных элементов — роторных лопаток, вентиляторов, насосов, компрессоров и подобных им устройств, обеспечиваю­ щих движение охладителя. Охлаждающие тракты быва­ ют разомкнутые и замкнутые, разветвленные (сложные) и неразветвленные (простые).

Вентиляционный (гидравлический) расчет машины сводится к определению гидравлического сопротивления системы охлаждения г, потерь давления Ар по тракту от входа охладителя в машину при давлении рі до выхода из нее при давлении /?2 и скоростей охладителя в ка­ налах w. Заканчивается расчет выбором напорного эле­ мента, способного компенсировать потери в сети Ар и обеспечить необходимый расход охладителя Q, и расче­ том затрат мощности на вентиляцию.

Расход охладителя определяется из предварительно­ го теплового расчета или ориентировочно по формуле

охладителя в машине; Твх и Твых — температуры охлади­ теля на входе и выходе.

При воздушном охлаждении ориентировочное значе­ ние подогрева для машин с изоляцией классов А, Е и В принимается 20 °С, а с Изоляцией классов F и Н -—до 25—30°С, т. е. ДГж составляет 7з—‘Д допустимого пре­ вышения температуры обмоток.

Найденное по (6-1) значение Q уточняется тепловым расчетом^

205

Рис. G-l. Простой (неразветвленный) охлаждающий тракт с источ­ ником напора Н.

а — разомкнутый; б — замкнутый.

мы путей для прохода охладителя, содержащей сосредо­ точенные гидравлические сопротивления, заменяющие истинные путевые и местные сопротивления, которые в действительности распределены на некоторых участках тракта. Такие схемы принято называть схемами заме­ щения; в общем случае они состоят из простых и раз­ ветвленных охлаждающих трактов.

Простой охлаждающий тракт представляет собой по­ следовательное включение (рис. 6-1) ряда путевых и местных сопротивлений. Потери давления на всем трак­ те являются простой суммой потерь на отдельных со­ противлениях:

пт

ных сопротивлений. Так как при последовательном вклю­

где

пт

— суммарное гидравлическое сопротивление тракта, для

чаются сопротивление входа (обычно £вх~0,5) и сопро­ тивление выхода (£БЫХ—1) •

207

Рис. 6-2. Схемы замещения систем охлаждения.

а — простой неразветвленный тракт; б — разветвленный тракт с двумя парад* дельными путями; в — разветвленный параллельно-последовательный тракт; г —то же, но в эквивалентном изображении AP={z[+z2_ g+ z7)Q21; д — парал*

лельное соединение ветвей с раздающими и собирающими участками.

Разветвленный охлаждающий тракт. В электрических машинах средней и большой мощности охладитель обыч­ но пропускается по нескольким параллельным или па­ раллельно-последовательным путям. При расчете таких систем разветвленный тракт разбивается на «ячейки» с параллельным (рис. 6-2,6) или параллельно-последо­ вательным (рис. 6-2,в) соединением простых охлаждаю­ щих трактов. Вначале для простых трактов определяют­ ся в соответствии с (6-8) их суммарные гидравлические сопротивления. Далее определяются эквивалентные со­ противления ячеек из параллельно включенных элемен­ тов. Так как сумма расходов во всех элементах равна расходу через ячейку

а потери давления во всех элементах равны между со­ бой, то с учетом вида характеристик (6-2), (6-3) эквива­ лентное сопротивление ячейки будет:

Таким образом, каждая ячейка с параллельным со­ единением элементов заменяется эквивалентным простым

208

охлаждающим трактом (рис. 6-2,г) с сопротивлением

гэ.я- Затем такая операция повторяется для ячеек боль­ шего масштаба, которые представляют собой параллель­ ное или параллельно-последовательное включение рас­ смотренных ячеек. Переход к ячейкам все большего мас­ штаба в итоге сводит всю систему охлаждения к простому тракту, для которого определяют эквивалентное сопро­ тивление za.с и гидравлическую характеристику

Характеристики системы охлаждения электрических машин, как правило, имеют вид квадратичной парабо­ лы, что следует из вида характеристик элементов сети

(6-2) и (6-3) и соотношений (6-7) и (6-11). Характери­ стика дает возможность определить напор Нн0м, необхо­ димый для обеспечения в системе охлаждения номиналь­ ного расхода охладителя Q H o m - Этот напор для замкну­ той сети равен потерям давления в сети при расходе Qhom- В случае разомкнутой сети необходимо иметь

ввиду возможное противодавление на выходе из сети.

Расчет распределения расходов по ветвям схемы за­

мещения. После определения сопротивлений всех элемен­ тов схемы замещения, суммарных сопротивлений про­ стых трактов и эквивалентных сопротивлений ячеек разного масштаба (уровня сложности) вплоть до сопро­ тивления всей системы можно приступить к расчету рас­ ходов по ветвям схемы замещения.

Известными являются все сопротивления, расход охладителя в системе Qc и потери давления в ней Арс- Вначале определяют распределение расхода Qc= Qa п о ветвям ячейки самого верхнего уровня сложности, экви­ валентное сопротивление которой является сопротивле­ нием системы. Для ячейки, состоящей из і простых трак­ тов, которыми заменены составляющие ее ячейки мень­ шего уровня сложности, расходы по трактам можно определить, используя уравнение

Зная расход в і-й ячейке, определяем по (6-12) рас­ пределение расходов по составляющим ее ячейкам-трак­ там еще меньшего уровня сложности. Такие расчеты проводят вплоть до единичных простых трактов.