Тепловой расчет электрических машин закрытого исполнения с естественным охлаждением и оребренным корпусом Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

можно отметить высокую способность рассмотренных пропиточных лаков сохранять свои механические свойства при продолжительном тепловом воздействии.

3. Величина стВН в слое покровного лака УР-231 мала и сравнима с внутренними напряжениями, возникающими в пропиточных лаках. Увеличение толщины лакового покрытия не при-

водит к заметным изменениям величины стВН вплоть до четырёх слоёв лака. Полученные отклонения величин внутренних напряжений для слоёв различной толщины лежат в пределах погрешности эксперимента. Наблюдается общая тенденция к увеличению стВН с ростом скорости охлаждения отверждённого лакового покрытия.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Бернштейн Л.М. Изоляция электрических машин общего назначения. - М.: Энергоиздат, 1981. - 376 с.

2. Санжеровский А.Т. Методы определения механических и адгезионных свойств полимерных покрытий. - М.: Наука, 1974. -154 с.

3. Галушко А.И., Максимова И.С., Оснач Р.Г. Надежность изоляции электрических машин. - М.: Энергия, 1979. - 176 с.

4. Дудкин А.Н., Леонов А.П., Марьин С.С. О механизме образования сквозного дефекта в межвитковой изоляции низковольтных обмоток электрических машин // Электронные и электромеханические системы и устройства: Сб. тезисов докл. XVI научно-техн. конф. - Томск: нПц «Полюс», 2000. - С. 232-233.

УДК 621.313.017.7

ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ МАШИН ЗАКРЫТОГО ИСПОЛНЕНИЯ С ЕСТЕСТВЕННЫМ ОХЛАЖДЕНИЕМ И ОРЕБРЕННЫМ КОРПУСОМ

В.А. Жадан, С.В. Говязова

Томский политехнический университет E-mail: [email protected]

Представлена методика теплового расчета асинхронных двигателей закрытого исполнения с естественным охлаждением и оре-бренным корпусом, базирующаяся на результатах испытаний двигателей серии АРМ. Доказана возможность применения методики теплового расчета на стадии проектирования рольганговых двигателей новой серии 2АР. Приведено сравнение результатов тепловых испытаний опытных образцов двигателей серии 2АР и расчетов по предлагаемой методике.

Введение

Электрические машины общепромышленного назначения мощностью до 100 кВт обычно выполняют в закрытом обдуваемом или в брызгозащищенном исполнении, в которых применена искусственная циркуляция охлаждающего воздуха с помощью вентиляторов. Такие электрические машины имеют высокие технико-экономические показатели, благодаря чему они получили широкое распространение. Для теплового расчета таких электрических машин широко применяется метод эквивалентных тепловых схем [1, 2].

Однако, существует большое количество типов электрических машин закрытого исполнения, в которых по ряду причин невозможно создать искусственную циркуляцию охлаждающей среды. Это, прежде всего, некоторые типы электрических микромашин, а также электрические машины специального назначения, в частности, рольганговые асинхронные электродвигатели.

Рольганговые электродвигатели имеют станину с кольцевыми ребрами и оребренные подшипниковые щиты с вертикальными ребрами [3], охлаждаемые путем естественной конвекции и теплового излучения. Одним из главных факторов, влияющих

на величину коэффициентов теплоотдачи естественной конвекцией и тепловым излучением, является температура корпуса, которая на стадии проектирования не известна.

С учетом изложенного применение известных методик теплового расчета [1, 2] без адаптации их к особенностям конструкции и к условиям эксплуатации рольганговых электродвигателей не допустимо.

Тепловое состояние асинхронных электродвигателей оценивается по величине среднего превышения температуры обмотки статора над температурой окружающей среды 9м. В промышленности для расчета 9м применяется упрощенная формула Ър

°C,

(1)

где: Ър - суммарные потери электродвигателя, Вт; За - условная поверхность охлаждения активной части электродвигателя, м:

лВ2

Яа =пВа11 +-^;

Ба - наружный диаметр сердечника статора, м; /1 - длина сердечника статора, м; аа - условный коэффициент теплоотдачи с условной поверхности охлаждения активной части двигателя, Вт/(м2.К).

Недостаток этой методики состоит в том, что условный коэффициент теплоотдачи определяется экспериментально для каждого типоразмера двигателя на основе тепловых испытаний опытных образцов, поэтому формулу (1) нельзя использовать для оценки теплового состояния на стадии проектирования двигателя.

Особенности методики теплового расчета двигателей с естественным охлаждением

Методика теплового расчета рольганговых двигателей должна учитывать особенности конструкции корпуса двигателя и условия теплообмена между корпусом и окружающей средой.

При создании методики теплового расчета рольганговых двигателей за основу были взяты методики теплового расчета [2]:

• закрытых обдуваемых асинхронных двигателей при расчете внутренних тепловых сопротивлений и внутренних перепадов температуры, так как процессы внутреннего теплообмена в закрытых обдуваемых и не обдуваемых двигателях одинаковы;

• гладкого цилиндрического корпуса при естественном охлаждении, в которой применяется метод последовательных приближений, так как на стадии проектирования температура корпуса не известна, поэтому коэффициенты теплоотдачи при естественной конвекции и тепловом излучении не могут быть определены;

Расчет мощности источников теплоты

Потери в обмотке статора Рэ1 распределены между телами 1 и 2 пропорционально длине пазовой (/1) и лобовой (4) частей обмотки статора. Мощность Р3, представляет собой сумму основных потерь в стали Рт и половины добавочных потерь Рм. Коэффициент добавочных потерь кд учитывает влияние технологических факторов. Мощность Р5, представляет собой сумму электрических потерь в обмотке ротора Рэ2 и половины добавочных потеть. Мощность Р4, представляет собой часть механических потерь Рмх, затраченных на внутреннюю вентиляцию. Мощность Р6, представляет собой часть механических потерь Рмгх, затраченных на трение в подшипниках. Предполагается, что остальная часть механических потерь затрачивается в наружном вентиляторе и не участвует в повышении температуры внутренних частей двигателя.

Мощности источников теплоты:

Р = Р ■

^ 31 I + I ’

1л

Р = Рз1 - Р{;

Р3 = Рст + 0,5кдР6ов ■

Р4 = Ре = Рме*/4;

Р5 = Р32 + 0,5кдРдоб •

(2)

Рис. 1. Упрощенная тепловая схема закрытого асинхронного двигателя с короткозамкнутым ротором: 1) лобовая часть обмотки статора; 2) пазовая часть обмотки статора; 3) сердечник статора; 4) внутренний воздух; 5) ротор; 6) корпус двигателя

• расчета эффективности оребрения, адаптированная к особенностям оребрения рольганговых двигателей.

Предлагаемая методика теплового расчета базируется на упрощенной тепловой схеме замещения. Согласно этой методике двигатель подразделяется на 6 тел, рис. 1.

Внутренние тепловые сопротивления

Расчет внутренних тепловых сопротивлений Л12, Яи, Л23, Я35, Л6, ^45, ^м, производится в соответствии с методикой расчета закрытых обдуваемых двигателей [2] и в данной статье не приводится. Отличие предлагаемой методики от базовой состоит в определении превышения температуры корпуса двигателя 66 на тепловом сопротивлении Д;0 между корпусом и наружным воздухом.

Расчет теплоотдачи корпуса

и его превышения температуры в6

Суммарный коэффициент теплоотдачи корпуса в спокойной воздух за счет естественной конвекции и теплового излучения зависит от превышения температуры корпуса 96, которая пока не известна, над температурой окружающей среды $0, состояния поверхности корпуса и геометрии оребрения станины и подшипниковых щитов. Для определения перепада температуры 66 воспользуемся методом последовательных приближений.

Задаемся ориентировочно значением суммарного коэффициента теплоотдачи аЪ и рассчитаем общую тепловую проводимость корпуса

Лео =«Ъ (^ + ^), ВТ/К;

(3)

где аЪ - суммарный коэффициент теплоотдачи, ориентировочно аЪ=10...15 Вт/(м2.К); £ш - площадь поверхности охлаждения станины, м2;

5ст 5ст .гл + кэф 5ст р ;

где 8стгя - площадь гладкой поверхности охлаждения станины, м2;

5 — пГ I ,

ст.гл ст ст ’

5стр - площадь гладкой поверхности охлаждения ребер станины, м2;

Яст.р — 2^п(Гст + крс )крс,

N - количество ребер на станине; Бст - наружный диаметр станины по основаниям ребер, м; к1Х - высота ребер станины, м.

Коэффициент теплоотдачи с поверхности ребер зависит от густоты ребер и коэффициента теплопроводности материала Аст, из которого они выполнены. Для оценки ухудшения теплоотвода по сравнению с идеальным случаем, когда влияние густоты ребер не учитывается и теплопроводность ребра была идеальной (А=<»), воспользуемся коэффициентом эффективности оребрения [2]:

1 (, 2

к-эф

шк

1 -

е2шк +1

60 Л : ^60

Ог • Рг = ^ I 33-и;

считанного в нулевом приближении превышения температуры корпуса в60 по формуле (4) находим среднюю температуру поверхности корпуса, °С:

3 = 3 +3 ^0 Т1760-

Определяющая температура, по которой выбираются теплофизические константы воздуха в формуле (5), равна средней температуре поверхности корпуса и окружающей среды, °С:

3СР = (3п +3)/2.

В зависимости от величины произведения ^гРг) по табл. 1 устанавливаем режим течения и расчетные формулы для коэффициента теплоотдачи ак при естественной конвекции. Коэффициенты в расчетных формулах табл. 1 приведены в табл. 2.

Таблица 1. Коэффициенты теплоотдачи естественной конвекции при различных режимах течениях

где шк - коэффициент поля;

шк=кРУ1 2а / ЪрКт;

Ьр - средняя ширина трапециевидного ребра, м; Аст-коэффициент теплопроводности материала, из которого выполнено ребро, Вт/(м.К); 8щ - площадь поверхности охлаждения подшипниковых щитов, м2:

V — — Г2 + к V •

2 ст т ’'-эф^щр ’

где 8Щ - площадь поверхности охлаждения ребер подшипникового щита, м2.

Начальное значение превышения температуры корпуса:

™ °С, (4)

Значения произведения Gr.Рr Режим теплопередачи Расчетная формула

До 10-3 Теплопроводность в неподвижной среде (пленочный режим) аы/у-т

10-3^5102 Теплопроводность при слабом ламинарном течении а=Ав61Г'Гг‘

5.102...2.107 Ламинарный режим агАв/^

2107^1012 Турбулентный режим аk=Alвílrl

Таблица 2. Коэффициенты А0, А, А2, А3 при естественной конвекции [2]

3р °с А0 А А2 А3

0 1,1 0,29 1,39 1,66

40 1,32 0,30 1,33 1,50

80 1,46 0,31 1,28 1,39

120 1,60 0,32 1,24 1,29

160 1,72 0,37 1,20 1,21

где: ЕР=Р1+Р2+Р3+Р4+Р5 - суммарные греющие потери в двигателе, Вт, по (2); Л60 - ориентировочное значение тепловой проводимости корпуса, по (3).

Коэффициент теплоотдачи при естественной конвекции

Расчетные формулы для определения коэффициента теплоотдачи при естественной конвекции ак зависят от режима течения, определяемого произведением критериев Грасгофа Gг и Прандтля Рг

(5)

Коэффициент теплоотдачи излучением

Коэффициент теплоотдачи излучением а„ зависит от степени черноты излучающего тела (поверхности корпуса) е1 и определяется по закону Стефана-Больцмана

5,67-10-8е1[Т4п - Т04 Тп - Т 0

Вт/(м2 - К),

где в - объемной коэффициент температурного расширения воздуха, К-1; и - коэффициент кинематической вязкости воздуха, м2/с; I - определяющей размер, м; 3 - определяющая температура, °С; а - коэффициент температуропроводности, м2/с.

В качестве определяющего размера в (5) принимаем габаритную высоту двигателя. Исходя из рас-

где Tn=3n+273 и Т0=30+273 - абсолютная температура поверхности корпуса и окружающей среды, К.

Уточненная тепловая проводимость корпуса после первого приближения:

Л61 —ак (5ст + 5щ ) + ОА .

где 8Я - площадь «обтягивающей» поверхности корпуса, м.

Расчетное превышение температуры для первого приближения:

в«1 —

1Р

Л6, :

и его невязка:

л

Расчет заканчивается, когда невязка Д;+1 станет меньше заданной погрешности расчета с

Д,+1 = в6,- -в6(,+ц

Д1 = в60 -в61 •

Ориентируясь на 061 и невязку Д1, принимаем превышение температуры в62 для второго приближения и повторяем расчет.

Блок-схема теплового расчета закрытых асинхронных двигателей с оребренной станиной и подшипниковыми щитами при естественной конвекции и тепловом излучении представлена на рис. 2. иболее удобен метод преобразований при оперирова-

Расчет тепловой схемы

Ввиду малого числа контуров в тепловой схеме на-

Таблица 3. Сравнение результатов расчётов и тепловых испытаний рольганговых двигателей серии 2АР

Тип двигателя 2АР112 2АР160 2АР132 2АР180

МА4 МВ4 МА8 МВ8 МА10 МА12 1_А8 LB8 LB10 МА6 МВ6 МА8 МВ8 МА10 МА12 МВ12 1_А10 1_А12

Опыт Рмех, Вт 28 34 33 58 42 15 21 40 24 40 24 41 44 14 34 20 55 62

Рт, Вт 54 85 48 71 63 65 166 238 246 128 228 118 213 131 103 229 349 355

Вт сС 78 108 102 188 139 195 269 270 404 192 154 173 287 211 288 479 923 1040

Рэ2, Вт 193 352 108 217 86 65 642 469 455 426 415 286 365 179 184 363 594 557

0м опыт, С 61 93,5 59 89 65,5 68,5 80,7 72 82 91,5 79 74 92,5 64 78,6 104 101,3 104

Расчет 0м рас, °С 63,3 93,4 57,2 93,2 63,1 70,4 82,1 69,9 77,4 88 ,8 <о 8 71,2 93 63,9 74,6 111,1 105,7 110,3

врас, °С 91,9 138,6 74,4 118,5 74,7 75,3 140,4 105,7 112 140,5 117,2 108 131,1 86 96,5 145,8 142 143,9

06рас, С 48,5 72,3 41 67,8 43 45,5 59,5 52,7 57 66,6 63,7 53,1 69,6 45,7 52,7 80,6 74,9 76,7

Д % -3,7 0,1 3,0 -4,7 3,7 -2,8 -1,7 2,9 5,6 3,8 -2,3 3,9 -0,5 0,16 5,09 -6,83 -4,34 -6,06

нии тепловыми сопротивлениями и определении превышений температуры в каждом теле, изложенный в [2]. Поскольку при проведении тепловых испытаний определяется среднее превышение температуры обмотки статора 0м тыт над температурой окружающей среды, то среднее расчетное превышение температуры обмотки статора 0мрас определяется по формуле:

0 = (0,/ + 02/,)/(/ + /,).

м рас VI л 2 I / V л 1 '

Оценка погрешности методики

При разработке методики теплового расчета были использованы результаты приемо-сдаточных испытаний рольганговых двигателей серии АРМ, проведенных ОАО «СКБ Сибэлектромотор»: механические потери Ржх, основные потери в стали Рш, электрические потери в обмотках статора Рэ1 и ротора Рэ2 и среднее превышение температуры обмотки статора вм опыт. Сравнение результатов тепловых испытаний и расчетов по предлагаемой методике 42 типоразмеров двигателей серии АРМ показало, что погрешность расчета среднего превышения температуры обмотки статора не превышает ±5 %.

Методика теплового расчета прошла опытную проверку при проектировании новой серии рольганговых двигателей серии 2АР, имеющих иные геометрические размеры и параметры оребрения [4]. В табл. 3 приведены результаты испытаний опытных образцов двигателей серии 2АР и расчетов по предлагаемой методике.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Борисенко А.И., Костиков О.Н., Яковлев А.И. Охлаждение промышленных электрических машин. - М.: Энергоатомиз-дат, 1983. - 206 с.: ил.

2. Сипайлов Г.А., Санников Д.И., Жадан В.А. Тепловые, гидравлические и аэродинамические расчеты в электрических машинах. - М.: Высшая школа, 1989. - 239 с.: ил.

Проверка погрешности методики проводилась следующим образом. Мощность источников тепла по выражению (3) определялась на основе действительных потерь мощности, имеющих место при испытании двигателей. Рассчитывались средние превышения температуры обмотки статора вмсредние превышения температуры ротора 0ротора=05 ра(,, корпуса 0кор=06рс и погрешность методики Д0м при расчете среднего превышения температуры обмотки статора (табл. 3). Погрешность методики теплового расчета рольганговых двигателей новой серии 2АР не превышает 7 %.

Выводы

1. Упрощенная тепловая схема адекватно отражает физические процессы, происходящие в электродвигателе закрытого исполнения с естественным охлаждением.

2. Методика расчета эффективности оребрения корпусов обдуваемых асинхронных двигателей вполне пригодна для расчета эффективности оребрения корпусов двигателей с естественным охлаждением.

3. Предлагаемая методика теплового расчета электрических машин с естественной системой охлаждения и оребренным корпусом с достаточной точностью учитывает изменение геометрических размеров и параметров оребрения корпуса.

3. Шелехов С.А., Шелехова ТС. Рольганговые электродвигатели серии АР. - М.: Энергия, 1977. - 184 с.: ил.

4. Жадан В.А, Баранов П.Р. Асинхронные рольганговые электродвигатели серии 2АР. Перспективы применения в оборудовании металлургической промышленности // Национальная металлургия. Технический альманах. Оборудование. - 2004. -№1. - С. 9-12.