Приближенные методы тепловых расчетов электрических машин с естественным охлаждением Текст научной статьи по специальности «Электротехника, электронная техника, информационные технологии»

ИЗВЕСТИЯ

ТОМСКОГО ОРДЕНА ТРУДОВОГО КРАСНОГО ЗНАМЕНИ ПОЛИТЕХНИЧЕСКОГО

ИНСТИТУТА имени С. М. КИРОВА

1965

Том 139.

ПРИБЛИЖЕННЫЕ МЕТОДЫ ТЕПЛОВЫХ РАСЧЕТОВ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ МАШИН С ЕСТЕСТВЕННЫМ ОХЛАЖДЕНИЕМ

М. Н. УЛЯНИЦКИИ (Представлена научным семинаром электромеханического факультета)

В крупносерийном электромашиностроении задача определения перегревов обмоток обычно решается путем разработки методик теплового расчета применительно к одному определенному типу машин [1, 2]. Это позволяет полнее учитывать особенности и закономерности машин различных серий, что способствует получению необходимой точности теп^ ловых расчетов.

В индивидуальном и мелкосерийном микромашиностроении в связи с многообразием типов машин определение перегревов обмоток требует методов более общего характера.

Следует отметить, что большая сложность общей физической картины распределения тепловых потоков в машине затрудняет учет всех условий, от которых зависит тепловой процесс. Поэтому выполнение совершенно точного теплового расчета не представляется возможным. Однако даже приближенный расчет позволяет оценить тепловую напряженность изоляции и значительно облегчает и сокращает по времени разработку новой машины. В связи с этим в инженерной практике вполне себя оправдывают упрощенные методики тепловых расчетов, учитывающие наиболее существенные особенности процесса нагрева, результаты аналитических исследований и экспериментально статистические данные.

Физической стороне процесса нагрева закрытых электрических машин наиболее точно соответствует теория двухступенчатого нагрева [3], согласно которой перегрев каждой обмотки определяется как сумма перегревов обмотки над корпусом и корпуса над окружающей средой.

Для маломощных машин с естественным охлаждением значение перегрева корпуса (9К) можно получить, используя характеристики 0к = /(<7), предварительно построенные для определенной температуры окружающего воздуха toc по следующим формулам:

д = = (1)

т. = ал + ак;

(2) 183

Формулы (1) и (3) являются известными зависимостями. Выражение (4) получено автором при исследовании теплоотдачи свободной конвекции горизонтально и вертикально ориентированных гладких корпусов электрических машин в диапазоне значений

GrPr = 10' — 10!1, li<idK = 1,1 — 2,0.

На рис. 1 представлены характеристики 0к=/(^), построенные при t0c — + 35 'С для широкой области значений 0К и dK, встречаю-

Рис. 1. Зависимость QK=f(q) при ¿0с= +35°С. 7-й?к=(30—40) мм;

2—dK={40—50) мм; 3~dK=(50—70) мм; 4—dK^=(70—100) мм; 5—dK--( 100 —150) мм; 6—dK={ 150—220) мм; 7--rfK = (210—330) мм; S — «Гк = (330 — 500) мм;

щихся в практике. В каждом из указанных на рис. 1 диапазонов с1к характеристика 0К = /(<7) строилась при среднем значении диаметра. В принятых диапазонах значений пренебрежение зависимостью ак от величины диаметра корпуса не оказывает существенного влияния на точность определения вк.

Аналитические и экспериментальные исследования, проведенные автором, а также анализ расчетных и опытных данных [1, 4, 5] позволяет сделать вывод, что в асинхронных двигателях, синхронных индукторных генераторах, синхронных реактивных и гистерезисных двигателях с неявнополюсным статором, а также в других аналогичных по конструкции машинах с естественным охлаждением значения

0К составляют примерно 70 — 90% от средних перегревов обмотки статора.

Незначительное отличие величины перегрева статорных обмоток от 0 к объясняется тем, что радиальные тепловые потоки в статоре не встречают существенных тепловых сопротивлений на своем пути к корпусу. Так, в пропитанных обмотках суммарный перепад температуры по витковой и пазовой изоляции составляет около 5—8%, в зубцах, спинке и корпусе — 5—7% и между статором и корпусом — 5—7% от величины перегрева обмотки статора.

Таким образом, для оценки тепловой напряженности статорных обмоток указанных типов машин в практических расчетах можно использовать следующее выражение:

0с = 1,25 0К. (5)

При хорошей пропитке обмоток соотношение (5) будет справедливо и в условиях пониженных давлений. В этом случае значение коэффициента конвективной теплоотдачи корпуса определяется по формуле

ак ^М^Т) '

которая получается с помощью элементарных преобразований из выражения (4).

Значение 0К при пониженном давлении можно найти либо методом последовательных приближений по формулам (1) — (4) и (6), либо из характеристик 0К = /(<7)> предварительно построенных для Н'. Как .видно из рис. 2, расчетные и опытные значения 0С и 0К хорошо согласуются.

г

130 120

НО

100

60

юо 200 зоо чоо 500 6оо -/а пм рт ст

Рис 2. Зависимость средних перегревов корпуса и статорной обмотки синхронно-гистерезисного двигателя от атмосферного

давления при £РСоп^ . / — перегрев корпуса по (1) — (4), (6); 2 — перегрев статорной обмотки по (5); 0 — опытные значения перегревов.

Обобщение результатов экспериментальных исследований машин постоянного тока с естественным охлаждением позволяет рекомендовать для определения перегревов обмоток ряд приближенных зависимостей:

для обмоток параллельного возбуждения без изоляционных про-

кладок между полюсами, станиной и катушками

ев=1,4вк; (7)

для обмоток параллельного возбуждения с изоляционными прокладками между полюсами, станиной и катушками

0в = 1,95 0к. (8)

Как показали опыты, соотношение между средними перегревами корпуса и обмотки якоря во многом зависит от распределения электромагнитных нагрузок. В рационально спроектированных закрытых машинах постоянного тока обмотка якоря нагревается больше, чем обмотка полюсов. При экспериментальном исследовании таких машин в режиме номинальной нагрузки были получены приближенные выражения:

для машин с с1к 'с1я -- 2 — 2,2

0Я= 2,25 0к; для машин с с1к с1я ^ 2—1,8

вя = 1,эек.

Для машин с внутренним вентилятором значения перегревов обмоток, установленные по (7), (8), следует уменьшить на 15—20%, а значения перегревов, установленные по (9), (10), — на 10—15%'.

Формулы (1) — (10) позволяют определить предварительные значения перегревов обмоток еще в начальной стадии проектирования машины. При этом необходимые для получения ц суммарные потерн можно найти по номинальной мощности и к. п. д., который предварительно выбирается по ГОСТ или ТУ, а площадь поверхности корпуса — определить на основании статистических данных о соотношении основных и габаритных размеров существующих машин.

Для машин переменого тока приближенные значения габаритных размеров можно получить из выражений.

/к = (2,2)/сгГ

При рассмотрении соотношений между основными и габаритными размерами большого количества машин постоянного тока были установлены следующие зависимости:

для машин без изоляционных прокладок между полюсными катушками, полюсами и станиной

йк = (1,7 1,9К; (12)

для машин с изоляционными прокладками между полюсными катушками, полюсами и станиной

¿к = (2,0 — 2,2) (13)

Длину корпуса можно определить как

/к-(1,35- 1,75) ¿к. (14)

Нижний предел постоянных коэффициентов в (14) соответствует значениям /я/с?я? близким к 0,7, верхний предел — значениям близким к 1,1 — 1,2.

(9) (10)

Предварительные значения перегревов обмоток уточняются после проведения электрического расчета и окончательного определения габаритных размеров машины.

Выводы

Предлагаемые зависимости позволяют в первом приближении оценить перегрев корпуса еще в первоначальной стадии электрического расчета.

Для повышения точности в определении перегревов обмотки якоря машин постоянного тока желательно получить зависимость между ®к и0„ с учетом величины удельного теплового потока на поверхности якоря.

Принятые обозначения

д __ удельный тепловой поток на поверхности корпуса; 2.Р — сумма потерь в машине, вт; 5 = + 52 — полная поверхность охлаждения машины, м2; 5! — поверхность лап, м2;

52 = ~ ¿к/к — поверхность корпуса, м2;

2

¿к — диаметр корпуса, м;

/к —полная длина корпуса, включая подшипниковые щиты, м; а — суммарный коэффициент теплоотдачи поверхности корпуса, вт 0-м2;

ал, ак — коэффициенты теплоотдачи излучением и свободной конвекции, вт С • м2;

степень черноты поверхности корпуса; С0 = 5,77 — коэффициент излучения абсолютно черного тела, вт Х>м2: 7*ь Т2 — значения абсолютной температуры поверхности корпуса и окружающего воздуха, °К; а — коэффициент теплопроводности воздуха, вт °С-м; g — ускорение силы тяжести, м/сек2;

V.— коэффициент кинематической вязкости воздуха, м2,сек;

? = —---коэффициент объемного расширения воздуха, 1 К;

Т2

Рг=—— критерий Прандля;

V

а — коэффициент температуропроводности воздуха, м2/сек;

^ 9к „ ,

иг = —---критерии I расгофа;

Г

760 мм рт. ст. — нормальное атмосферное давление; Н' — пониженное атмосферное давление, мм рт. ст; ¿ст /ст, — наружный диаметр и длина пакета статора.

ЛИТЕРАТУРА

1. А. И. Борисенко, Е. И. Янтовский. Тепловой расчет закрытых асинхронных двигателей типов МА36 и ПЭД, «Вестник электропромышленности»,. № 5, 1958.

2. И. М. Постников, Г. Г. Счастливый. Тепловой расчет закрытых асинхронных двигателей типа АО, «Вестник электропромышленности», № 3, 1961.

3. А. Б. Ио ф ф е. Тяговые электрические машины. Госэнергоиздат, 1957.

4. Е. М. Лопухина, Е. И. И в о н и н, Н. П. Мушкетов. Сравнение опытных данных нагрева закрытых асинхронных микродвигателей с тепловыми расчетами, Изв. вузов «Электромеханика», № 12, 1959.

5. А. П. Борисов. К тепловому расчету закрытых микродвигателей, ЛПИ, научно-технический информационный бюллетень, № 8, 1960.