CC BY
81
Литература
1. Дружинин В.В. Магнитные свойства электротехнической стали. М.: Энергия, 1974. 240 с.
2. Рейнбот Г. Технология и применение магнитных материалов: пер. с нем. М.; Л.: Гос-энергоиздат, 1963. 340 с.
3. Пермяков В. Магнитные потери в электрических машинах: влияние формы магнитного потока и механических усилий // Вестник УГТУ - УПИ. 2003. № 5(25). С. 93-l03.
4. Пирогов А.И., Шамаев Ю.М. Магнитные сердечники для устройств автоматики и вычислительной техники. М.: Энергия, 1973. 264 с.
АФАНАСЬЕВ АЛЕКСАНДР АЛЕКСАНДРОВИЧ - доктор технических наук, профессор, заведующий кафедрой управления и информатики в технических системах, Чувашский государственный университет, Россия, Чебоксары (afan39@mail.ru).
AFANASYEV ALEXANDER ALEKSANDROVICH - doctor of technical sciences, professor, head of Management and Information Science in Engineering Systems Chair, Chuvash State University, Russia, Cheboksary.
УЛЬЯНОВ АРТЕМ АНАТОЛЬЕВИЧ - магистрант кафедры управления и информатики в технических системах, Чувашский государственный университет, Россия, Чебоксары (aa-ulyanov@yandex.ru).
ULYANOV ARTEM ANAtOlYEVICH - master’s program student of Management and Information Science in Engineering Systems Chair, Chuvash State University, Russia, Cheboksary.
УДК 621.318.3 ББК 31.264
В.В. АФАНАСЬЕВ, В.К. КАДЫКОВ,
А.В. ПРИКАЗЩИКОВ, Н.В. РУССОВА, Г.П. СВИНЦОВ
МЕТОДИКА РАСЧЕТА ЭНЕРГОСБЕРЕГАЮЩИХ КЛАПАННЫХ ЭЛЕКТРОМАГНИТОВ ПОСТОЯННОГО НАПРЯЖЕНИЯ
Ключевые слова: электромагнит, моделирование, теория подобия и планирования эксперимента, оптимизация,
Рассмотрена методика синтеза оптимальных клапанных электромагнитов, работающих в длительном режиме. Методика основана на экспериментальных зависимостях электромагнитной силы (момента), магнитодвижущей силы, полученных методами теории подобия и планирования эксперимента, а также на математических моделях тепловых параметров магнитной системы, учитывающих неравномерности распределения температурного поля в толще обмотки и отдельно составляющие конвективного теплообмена и отдачи тепла лучеиспусканием.
V.V. AFANASYEV, V.K. KADYKOV,
A.V. PRIKAZCSHIKOV, N.V. RUSSOVA, G.P. SVINZOV METHODS OF CALCULATION OF ENERGY-SAVING VALVED ELECTROMAGNETS OF CONSTANT VOLTAGE Key words: an electromagnet, modeling, the theory of similarity and experiment planning, optimization.
The technique of synthesis optimum of the valved electromagnets working in a long mode is considered. The technique is based on experimental dependences of electromagnetic force (moment), magnet moving force, received by the methods of the similarity and experiment planning theory, and also at the mathematical models of magnetic system thermal parameters, considering non-uniformity of the temperature field distribution inside the winding and separately convective heat exchange and return of heat by emission.
Контакторы, магнитные пускатели, реле автоматики и управления являются изделиями массового применения и производства. Снижение потребляемой ими мощности позволит в объеме производства существенно увеличить экономию расхода электрической энергии, особенно в длительном режиме работы названных аппаратов. Синтез оптимального приводного электромагнита, на который приходится [12]
60-80% рассеиваемой коммутационным аппаратом мощности, позволяет минимизировать и общие потери электрической энергии.
В известной методике проектного расчета клапанной магнитной системы (МС) постоянного напряжения (рис. 1), служащей основой многих приводных электромагнитов (ЭМ) коммутационных аппаратов, получены зависимости соразмерностей МС, обеспечивающих минимизацию потребляемой ими мощности [8, 9]. Однако в этой методике выражения электромагнитной (Рэм), магнитодвижущей (Е) сил получены без учета магнитных сопротивлений ферромагнитных элементов МС. Без должного обоснования приходится задаваться коэффициентом теплоотдачи (Кт), который, как известно, зависит от превышения температуры (т = 0доп - 90), площади эквивалентной теплоотдающей поверхности, атмосферного давления [10] и может меняться в широких пределах [1]. В известных методиках, базирующихся на теоретическом анализе потоко-распределения в МС на основе ее схемы замещения [2, 6, 8-10, 12, 15 и др.], не учитывается, что в рабочий воздушный зазор попадает лишь часть магнитного потока (Фр), пронизывающего поперечное сечение сердечника, примыкающее к полюсному наконечнику. Доля потока (Ф5) в рабочем воздушном зазоре может составлять лишь 70-80% от Фр [5]. Пренебрежение этим фактом приводит к завышению расчетного значения Рэм и, как следствие, заниженным значениям размеров МС. Структура поля рассеяния в реальных МС может быть далека от плоскопараллельной [14], каковой она закладывается в расчеты по схемам замещения [15 и др.]. Все отмеченное снижает достоверность проектного расчета клапанных МС.
Ниже приводится методика синтеза оптимальных МС, рассматриваемых электромагнитов, работающих в длительном режиме. Она основывается, в отличие от известной [9], на экспериментальных зависимостях электромагнитной силы (момента Мэм), магнитодвижущей силы, полученных в [4, 5] методами теории подобия [7, 15] и планирования эксперимента [3], а также на математических моделях тепловых параметров МС, полученных нами расчетным моделированием неравномерности распределения температурного поля в толще обмотки [13] и раздельным учетом составляющих конвективного теплообмена и отдачи тепла лучеиспусканием [10].
клапанного электромагнита:
1 - скоба; 2 - сердечник;
3 - полюсный наконечник;
4 - обмотка; 5 - якорь; 6 - каркас
Для горизонтального расположения обмотки в пространстве получено:
К* = Ктэкв^к =(8,57 + 1,02а11 + 0,399а22 + 0,345а55 + 0,459а66 -0,129а626)2 :
К т. баз Яс
©£* = ©1 = (1,37-0,018а22 + 0,130а55 -0,161а66 + 0,039а^6 -0,021а55а66)2 ©0
©У* =©^ = (1,44 + 0,154а55 - 0,184а6 ©0
-0,043а|6 - 0,024а55а66 )2.
(1)
(2)
(3)
где К* - коэффициент, оценивающий теплоотдающую способность МС; ©^*, ©У» - относительные величины среднеповерхностной (©я) температуры катушки и среднеобъемной (©У) температуры в толще обмотки; ап = 1,003#* - 3,01; а22 = 7,044А* - 3,522; а55 = 3,202(0,01©^) - 4,163; а66 = 6,667(0,01©0) - 3,667; 1,245 < Н* < Н0/^ < 4,775;
0,25 < А* < ЛоК < 0,75; 75°С < ©тах < 185°С; 28,6°С < ©0 < 81,4°С; £с = ^/4 - площадь поперечного сечения сердечника; £к - суммарная площадь поверхности обмотки;
®тах - максимальная температура в толще обмотки; ©0 - температура окружающей среды; Кт.баз = 5,67(2,73 + 0,01©0)4/©0 - базисное значение коэффициента теплоотдачи.
Ниже используется нагрузочная характеристика клапанной МС, представленная в параметрической форме [4, 5]:
ГМ. = Мэм/Мбаз = 10-6 • С6, (4)
[Е* = Е/Ебаз = 10—4 • В2, (5)
где М6аз = (лВ02 • dl3)/8|м0; Ебаз = В0 • dc|vo, М0 = 4л>1°~7 Г/м ;
С = с*0 — — ^2х2 — 0,123х1 — 0,237х2 — с^х^ — 0,112х4 — 0,125х^;
с0 = 8,48 — 9,54ф ; с1 = 0,342 — 6,48ф + 63,4ф2 — 239ф3 + 322ф4 ;
с2 = 0,516 — 6,74ф + 54,5ф2 — 221ф3 + 338ф4 ;
с33 = —0,015 + 3,0ф — 25,2ф2 +121 ф3 — 226ф4;
В = Ь0 + й1х1 — Ь2х2 + Ь5х5 + Ь55;
Ь0 = 4,15 + 7,04ф —13,9ф2; Ь1 = 0,15 — 1,55ф + 4,39ф2; Ь2 = 0,096 + 0,783ф — 2,25ф2;
Ь5 = 0,204 — 0,953ф + 2,34ф2; Ь55 = 0,149 — 0,691ф + 1,59ф2;
х1 = 1,007Н* — 2,769; х2 = 3,195d* — 5,591; х3 = 4,405с* — 7,753;
х4 = 6,667А* — 4; х5 = 3,546 В* — 4,61;
1,165 < Н* = Н0/dс < 4,335 ; 1,25 < d* = dп/dс < 2,25 ;
1,398 < с* = с/dс < 2,122; 0,361 < А* = А0/dс < 0,839 ; 0,85Тл < В0 < 1,65Тл ;
1° < ф < 15° (в (4) и (5) подставляется в радианах).
Остальные соразмерности поддерживались на неизменном, характерном для клапанных МС уровне [6, 9 и др.]: апШс = 0,2; ДкЛз?с = 0,1; aск/dс = aяк/dс = 0,25;
ЬсJdс = ЬяJdс = 3,15, при этом аск • Ьск = л • dс2/4 .
Электромагнитная сила Рэм, приведенная к оси сердечника, определяется выражением
Рэм = Мэм/(«яр + с).
В соответствии с основным своим функциональным назначением электромагнитный привод должен обеспечить срабатывание (переместить рабочий орган механизма из начального в его конечное положение) при неблагоприятных сочетаниях факторов в процессе эксплуатации: напряжение источника равно минимально допустимому своему значению (итш), сопротивление (Лгор) обмоток соответствует значению, когда максимальная температура (©тах) в толще обмотки равна допустимой (©доп), определяемой при максимально возможном (итах) напряжении сети [6, 15 и др.]. Таким образом, в качестве исходных данных при выполнении проектного расчета, как минимум, необходимо задаваться: значением силы (Рмх.кр) и рабочего воздушного зазора (5^) или всей противодействующей характеристикой механизма; относительными пределами изменения напряжения питания (Ки , Ки ^); допустимой температурой нагрева, соответствующей определенной марке обмоточного провода; температурой окружающей среды (©0) [2, 6, 15 и др], атмосферным давлением (Ратм) среды [1].
Следовательно, имеется возможность выразить две переменные проектирования (в нашем случае А* и 5* = 5кр^с) через исходные данные и уравнения проектирования (1)-(5) [8, 9 и др.]. При этом уравнение нагрева в виде формулы Ньютона-Рихмана [12] сводится к выражению
5 тл'М2-5кр
5 * — 0 ,
е*2 • В2
а уравнение силы в критической точке - к виду
Г а*1 = —0,157^7+0,60;
[ а,2 = 0,1^ЛД7+0,60,
где
2а = 1 |—10•[Р* •(0,25+с*) + с0 — с,х — с2х2 — 0,123х12 — 0,237х^ — с33х^ — 0,125х21
должно быть больше 0;
32•10—7 • Р -5^ (© — 1).©0К б К* • к• А* • Я* • к
мх.кР ' 5* / 0 т.баз * * * а1
В02 ^52 d 4р •( + 2Д_+ А)
0 кр > гор ' к* *'
Кз
к =----------2-------; К, = и и. = к„ к
- - - - " ’ и тах / тт ^ /
и
( )2 ~ « ............ -- тах / тт
^ и и'
ср
где Ки - коэффициент запаса по напряжению срабатывания относительно ит1П (вве-
ср
дено для компенсации влияния возможных технологических разбросов при изготовлении); Кз - коэффициент заполнения обмоточного окна.
Поиск наилучшего решения осуществлен методом сканирования [8, 9]. Во внутреннем цикле проверяется условие геометрической реализуемости магнитной системы (с > А0 + 0^с + аск + 2Дк), а также после перебора всех узловых точек факторного пространства «очерчивается» область глобального минимума расширением на шаг «влево» и шаг «вправо» от точки предварительного минимума. Осуществляется повторное сканирование выделенной области с уменьшенным шагом и организуется вывод результатов оптимизации: относительных геометрических размеров МС, безразмерной индукции в основании сердечника в долях соответствующего комплекса проектирования (Вкп = 7^0Рмхк^/5кр), пропорционального конструктивному фактору.
Рассмотрим некоторые результаты оптимизационных расчетов по критерию «потребляемая мощность» (Рэл) МС:
Рэл = и^шх/Ргор . (6)
Выражение (6) приведено к удобному для использования в алгоритме синтеза виду:
(К Е )2 = Рэл А0Н 0 К з
Ф) РгорЛ(dс + 2Дк + А)’
где Кмакс = Китах Киср/Кит. ; Ргор = 1,62 •10—8 (1 + 0,004©г), Омм.
Для математического описания оптимальных параметров МС как функций от исходных данных проектирования был спланирован и реализован вычислительный эксперимент на основе разработанной методики синтеза [3]. После обработки его результатов получено:
5*р =5^^ = (0,720 + 0,055г1 — 0,017 г2 + 0,009 г5 — 0,017 г12)4;
Я *р = Я 0^с = (1,561 — 0,045+ 0,017 ^ г2)2;
d*р = dп/dс = 1,848 + 0,0272Х; с*р = с/dс = 1,836; А*р = А0^с = 0,655;
В*р = В0/Вкп = (1,095 + 0,083г1 — 0,022г2 — 0,028г2 + 0,01225)6,
где г1 = 0,3195кр - 2,236; 12 = 0,159Рмх.кр - 2,392; = 8К3 - 4; 2 мм < 5кр < 12 мм;
5 Н < Рмх.кр < 25 Н; 0,3 < К3 < 0,7; 1,35 < Ктах < 1,75; 90°С < ©тах < 130°С; ©0 = 40°С; Ратм = 760 мм рт. ст.
Из полученных выражений видно, что оптимальные относительные толщина обмотки (А*р), расстояние от оси сердечника до скобы магнитопровода (с*р) практически не зависят от исходных данных проектирования. В указанных диапазонах не сказывается влияние Кмакс, ©тах на оптимальные параметры МС.
Анализ полученных результатов оптимизационных расчетов показывает, что рациональные значения усредненной магнитной индукции (В0) по сечению сердечника в его основании при длительном режиме работы ЭМ находится в диапазоне от 0,85 до 1,23 Тл, следовательно, в области проведенного вычислительного эксперимента МС может быть как линейной (В0 < 1,11 Тл), так и нелинейной [4].
Для того чтобы воспользоваться полученными результатами синтеза оптимальных МС, достаточно по исходным данным проектирования подсчитать: 1) значения 21, 22, 25. 2) значения 5*р, Н*р, ё*р, с*р, А*р, В*р; 3) размеры МС и В0; 4) кодированные значения факторов х1, х2, х3, х4, х5 (при В0< 1,11 Тл принять х5= - 0,674) и угловое положение якоря Ф = аг^^»^^^ + с*р)); 5) на основании выражения (5) МДС срабатывания
Еср = Е*£0йС/цо; 6) значения а55, а66, ©V 7) удельное электрическое сопротивление обмоточного провода нагретой МС ргор = + 0,0043•©V); 8) напряжение срабатыва-
ния иср = Ки ин1 Ки (Пн - номинальное значение напряжения питания); 9) диаметр
обмоточного провода ём = 2^ргор (ёс + 2Дк + А0 )• Еср/иср и округлить его до ближайшего большего (ём) по сортаменту; 10) уточнить по ём сечение обмоточного провода (дм) и коэффициент заполнения (Кз); 11) если Кз в п. 1 и п. 10 отличаются, то следует повторить расчет п. 1 - п. 10; 12) число витков (Л) обмотки N=А0Я0Кз/^т, где дм =кём /4 .
Выводы. 1. Разработанная методика синтеза клапанных электромагнитов с круглыми полюсными наконечниками минимального потребления мощности, базирующаяся на обобщенной экспериментальной нагрузочной характеристике, минимизирует количество произвольно принимаемых поправочных коэффициентов и кратностей, повышая достоверность результатов проектного расчета.
2. Установленные зависимости оптимальных основных соразмерностей в магнитной системе, обеспечивающих минимум потребляемой мощности, от исходных данных проектирования существенно сокращает затраты на синтез.
3. Показано, что оптимальные соразмерности в магнитной системе изменяются гораздо в более узких пределах, чем ее абсолютные размеры.
4. Относительная толщина обмотки должна выбираться равной 0,655, а относительное расстояние от оси сердечника до скобы магнитопровода - 1,836.
5. Оптимальный относительный диаметр полюсного наконечника рекомендуется выбирать в пределах от 1,805 до 1,891.
6. Оптимальные магнитные системы близки к линейным в рассмотренной области исходных данных проектирования.
Литература
1. Витенберг М.И. Расчет электромагнитных реле для аппаратуры автоматики и связи. М.; Л.: Энергия, 1966. 724 с.
2. ГордонА.В., СливинскаяА.Г. Электромагниты постоянного тока. М.; Л.: ГЭИ, 1960. 147 с.
3. Ивоботенко Б.А., Ильинский Н.Ф., Копылов И.П. Планирование эксперимента в электромеханике. М.: Энергия, 1975. 184 с.
4. Кадыков В.К., Кузьмин А.В., Руссова Н.В., Свинцов Г.П. К выбору диаметра полюсного наконечника клапанной магнитной системы постоянного тока // Известия вузов. Сер. Электромеханика. 2009. № 3. С. 63-68.
5. Кадыков В.К., Руссова Н.В., Свинцов Г.П., Сизов А.В. Обобщенные экспериментальные зависимости потокораспределения и магнитодвижущей силы в клапанных электромагнитных системах постоянного тока с круглыми полюсными наконечниками // Электротехника. 2007. № 4. С. 41-47.
6. Любчик М.А. Силовые электромагниты аппаратов и устройств автоматики постоянного тока (расчет и элементы проектирования). М.: Энергия, 1968. 152 с.
7. Могилевский Г.В. Применение теории подобия к проектированию электромагнитов // Вестник электропромышленности. 1959. № 4. С. 34-38.
8. Никитенко А.Г. Автоматизированное проектирование электрических аппаратов: учеб. пособие для вузов. М.: Высш. шк., 1983. 192 с.
9. Никитенко А.Г. Проектирование оптимальных электромагнитных механизмов. М.: Энергия, 1974. 136 с.
10. Основы теории электрических аппаратов / Б.К. Буль, Г.В. Буткевич, А.Г. Годжелло и др. М.: Высш. шк., 1970. 600 с.
11. Приказщиков А.В. Моделирование клапанных электромагнитов и усовершенствование методик их проектного расчета: дис. ... канд. техн. наук. Чебоксары, 2011. 169 с.
12. Сахаров П.В. Проектирование электрических аппаратов. М.: Энергия, 1971. 560 с.
13. Смирнов Ю.В. Критерии неравномерности температурного поля в катушках электромагнитных устройств // Электротехника. 1975. № 11. С. 41-45.
14. Шоффа В.Н. Анализ полей магнитных систем электрических аппаратов. М.: Изд-во МЭИ, 1994. 112 с.
15. Шоффа В.Н. Методы расчета магнитных систем постоянного тока. М.: Изд-во МЭИ, 1998. 40 с.
АФАНАСЬЕВ ВЛАДИМИР ВАСИЛЬЕВИЧ - доктор технических наук, профессор, проректор по научно-инновационной работе, заведующий кафедрой теплоэнергетических установок, Чувашский государственный университет, Россия, Чебоксары (afanasiyev-chuvsu@rambler. ru).
AFANASYEV VLADIMIR VASILYEVICH - doctor of technical sciences, professor, vice rector for research and innovation work, head of Thermal Power Plants Chair, Chuvash State University, Russia, Cheboksary.
КАДЫКОВ ВИЛОР КОНСТАНТИНОВИЧ - научный сотрудник научно-исследовательской части, Чувашский государственный университет, Россия, Чебоксары.
KADYKOV VILOR KONSTANTINOVICH - scientific employee of a research and development part, Chuvash State University, Russi, Cheboksary.
ПРИКАЗЩИКОВ АЛЕКСАНДР ВИКТОРОВИЧ - генеральный директор, ОАО «ВНИИР-Прогресс», Россия, Чебоксары (06prikav@vniir.ru, alatyr2002@yandex.ru).
PRIKAZSHCHIKOV ALEKSANDR VIKTOROVICH - general director, JSC «VNIIR-Progress», Russia, Cheboksary.
РУССОВА НАТАЛИЯ ВАЛЕРЬЕВНА. См. с. 161.
СВИНЦОВ ГЕННАДИЙ ПЕТРОВИЧ. См. с. 161.__________________________________
УДК 621.365, 534.22 ББК 31.35
В.В. АФАНАСЬЕВ, В.Г. КОВАЛЕВ, В.А. ТАРАСОВ
ФИЗИКО-ХИМИЧЕСКИЕ ПРОЦЕССЫ ПРИ ЭЛЕКТРОТЕРМИЧЕСКОЙ ГАЗИФИКАЦИИ ТВЕРДЫХ ТОПЛИВ
Ключевые слова: электротермическая газификация, твердое топливо, физикохимические процессы.
Рассмотрены физико-химические процессы при электротермической газификации твердых топлив. Показана возможность проведения восстановительных процессов с получением металлических сплавов.
V.V. AFANASYEV, V.G. KOVALEV, V.A. TARASOV PHYSICO-CHEMICAL PROCESSES IN THE ELECTRO-GASIFICATION
OF SOLID FUELS
Key words: electrothermal gasification, solid fuel, physico-chemical processes.
The physicochemical processes in electro-gasification of solid fuels. The possibility of recovery processes to produce metal alloys.
При работе элекгротехнологического газификатора электрическая энергия превращается в тепловую [1, 6]. За счет тепла, выделяемого в шихте, а также за счет тепла экзотермических реакций и физического тепла шихтовых материалов происходят процессы нагрева и сушки перерабатываемых материалов, полукоксования и газификации, плавления минеральной части топлива, восстановления оксидов. С колошника в зону высоких температур постепенно опускаются все новые и новые порции шихты, а снизу вверх направлен поток газов. Таким образом, в ванне электротехнологического газификатора реализуется режим противотока перерабатываемых материалов и отходящих газов. В подовой части происходит расплавление негорючей части отходов. Получаемый шлак и
