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

для расчета теплообмена в условиях сложного течения с крупно­ масштабными вихрями имеет вид:

где Nuo определяется уравнением (3-18).

ра турбогенератора с характерной шероховатостью получены Панненом '[Л. 79] m модели ротора длиной 915 мм и диаметром 635 мм:

Здесь в ReE в качестве характерного размера принят внешний диаметр ротора, а скорость определяется по (3-64). Расчеты по фор­ мулам (3-73) и (3-74) дают согласующиеся результаты.

Отметим, что исследование реальных асинхронных и синхрон­ ных двигателей позволяет установить степень влияния тепловых на­ грузок, шероховатости поверхностей статора и ротора, пазов и ще­ лей на роторе и статоре на характеристики теплопередачи и гидрав­ лическое сопротивление. Результаты опытов Газлея и Кея ]Л. 68, 70] для различных сочетаний конфигураций ротора и статора, имеющих гладкие поверхности и осевые прорези-пазы (рис. 3-38), показывают, что щели и пазы на роторе и статоре могут оказывать противопо­ ложное воздействие на коэффициент теплоотдачи. Следовательно, при расчете теплообмена в зазоре следует учитывать влияние шеро­ ховатости на сопротивление трения и теплоотдачу. Гак [Л. 80] пред­ лагает учитывать это влияние так же, как это делают при расчете теплообмена в шероховатых каналах, используя результаты иссле­ дований о влиянии шероховатости на коэффициент поверхностного трения, полученные на трубах. При этих условиях формула для рас­ чета теплообмена в зазоре имеет вид:

ReC/j

где Re — обобщенное число Рейнольдса, определяемое по формуле

а Cf1 и С/г — коэффициенты сопротивления трения поверхностей вну­ треннего и наружного цилиндров. При одинаковой шероховатости поверхностей ротора и статора расчет коэффициента сопротивления трения можно производить по формуле

(3 - 7 6 )

4

Здесь 6 — длина зазора и h — высота бугорков на поверхности ротора, а число Re в (3-75а) образовано по w^/2.

130

Пример. Рассчитать теплоотдачу п зазоре асинхронного электро­ двигателя AM-112/4 при исходных данных; 6=0,15 см; Dp=3l,3 см;

1— 0,953/—^— -0,0215

икоэффициент теплоотдачи в зазоре

Для сравнения определим Nu по формуле (3-71):

Результаты расчетов по (3-71) и (3-75) удовлетворительно совпадают.

Теплообмен в зазоре между полюсами и якорем машин посто­ янного тока и явнополюсных синхронных машин. Наши исследова­ ния машин постоянного тока [Л. 83], подтвержденные позже И. Н. Богаенко (Л. 46], показали, что нагрев полюсов заметного влияния на температуру якоря не оказывает. Поэтому тепловое со­ стояние якоря можно -рассматривать изолированно. Обработка ре­ зультатов опытов И. Н. Богаенко в критериальной форме для по­ верхностей стали, клиньев и лобовых частей якоря позволила полу­ чить зависимости:

NuCT = 0,0318 Re0-735

Nuns = 0,0299 Re“-735.

В Re за характерный размер принят диаметр якоря, а за ско­ рость— окружная скорость якоря.

Теплообмен в воздушном зазоре между якорем и неподвижны­ ми сердечниками полюсов электродвигателя торцевого типа при ра­ диальном движении охлаждающего воздуха исследован Н. В. Аста­ ховым и Р. Г. Джамалутдиновым [Л. 84]. Получено критериальное

При этом числа Нуссельта и Рейнольдса рассчитываются по дву­ стороннему воздушному зазору 26, а за определяющую скорость при­ нята окружная скорость якоря.

Расчет теплообмена в зазоре синхронных явнополюсных машин можно выполнять по (3-72).

3-5. Физические свойства жидкостей и газов

Для расчета теплоотдачи по приведенным выше критериальным уравнениям необходимо правильно выбирать физические параметры хладоагентов в зависимости от температуры и давления. Основные физико-механические свойства жидкостей и газов определяются объемной плотностью р, удельным весом у, динамическим ц и кине­ матическим V коэффициентами вязкости, теплоемкостью при посто­

раметры зависят от давления р, температуры Т и относительной

132

В зависимости от принятых основных единиц измерения размер­ ности у, pi, V , X и р и их численные значения могут быть разными.

В связи с необходимостью при расчетах пользоваться опытными данными, полученными до введения системы СИ, возникает потреб­ ность перевода численных значений из одной системы в другую. Соотношения единиц и коэффициентов перевода даны в табл. 3-2—

3-4.

Атмосферное (барометрическое) давление ра (или В) окружаю­ щего воздуха измеряется в паскалях или в миллиметрах водяного или ртутного столба. Относительная влажность воздуха ф вводится как отношение парциального давления водяного пара, содержащего­ ся в воздухе, к давлению насыщенного пара при той же температуре

(р = Р п ір п -

Нормальными условиями называют условия, соответствующие следующим значениям температуры, давления и относительной влаж­ ности воздуха: Т= 20 °С, Во = 760 мм рт. ст. (10 336 кгс/м2), фо = 0,5 (50% ). При этих условиях: плотность воздуха р о = 0 ,1 2 9 3 кг/м3. Для

133

ности.

134

держание водорода в смеси (по объему), то ее удельный вес опре­ деляется выражением

Yh=(Yb/14,36) • [1 +13,36(1—Л„)], кг/м3,

где у® — удельный вес воздуха при той же температуре и том же давлении. Другие параметры смеси также зависят от количества воздуха. Небольшие добавки воздуха в водород практически не из­ меняют его теплоемкость ср, которая выбирается по табл. П-2.

Коэффициенты вязкости масла иногда оцениваются отношением времени истечения 200 мл масла из вискозиметра ко времени истече­ ния дистиллированной воды при температуре 20°С. Такая величина называется условной и измеряется в градусах ВУ.

В табл. П-2 и на рис. 3-40—3-44 приведены основные зависимо­ сти физических свойств жидкостей и газов от температуры и давле­ ния, из которых видно, что с ростом давления р величины у. ср, Р растут почти пропорционально р, а %, ц, Рг практически не меня­ ются; кинематическая вязкость ѵ пропорциональна \/р.

Изменение плотности воды при разных температурах от величи­ ны р = 1000 кг/м3 при 15°С невелико и обычно не учитывается. Удельная теплоемкость с также берется везде с=4,186-106 дж/(м3Х

Х°С).

Для теплового расчета необходимо знать состав масла, его за­ грязненность, старение, от которых зависят его свойства. Представ­ ленные в табл. П-2 величины можно принять за средние с возмож­ ными отклонениями до ±10% .

Из табл. П-2 видны преимущества водородной системы охлаж­ дения по сравнению с воздушной. Плотность водорода составляет около 0,1 плотностц воздуха (с учетом некоторого загрязнения водо­ рода воздухом), вследствие чего вентиляционные потери уменьша­ ются примерно в 10 раз. Объемные теплоемкости воздуха и водорода примерно одинаковы. Теплопроводность водорода больше теплопро­ водности воздуха в 7 раз, что весьма положительно сказывается па температурном перепаде в активных частях турбогенератора. Коэф­ фициент теплоотдачи для водорода выше, чем для воздуха, пример­ но в 1,5 раза. ., - л » .

Рис. 3-42. График для определения плотности воздуха.

135

Считается, что при применении водородного охлаждения вместо воздушного мощность турбогенератора при прочих равных условиях повышается на 25—35%. Таким образом, некоторое удорожание кон­ струкции генератора и поставка дополнительной аппаратуры, свя­ занная с водородным охлаждением, вполне оправдываются увеличе­ нием мощности и повышением к. іл. д. генератора.

В мощных генераторах проводники обмоток имеют непосредст­ венное охлаждение либо водородом при повышенном давлении (2-г- 4 ат), либо дистиллированной водой. Как охлаждающий агент вода имеет наилучшие характеристики. Применение водяного охлаждения позволяет значительно снижать температуры активных частей турбо­ генератора при одновременном значительном увеличении тепловых нагрузок. Однако конструктивно генераторы с водяным охлаждением сложнее, а большая форсировка активных материалов вызывает не­ которое снижение к. п. д. генератора.

Наряду с водяным охлаждением возможно также охлаждение трансформаторным маслом. По своим теплофизическим свойствам оно хуже воды, но зато является хорошим диэлектриком. В тех случаях, когда необходим или целесообразен переход на высокое напряжение, трансформаторное масло является лучшим охлаждаю­ щим агентом.

Рис. 3-43. Зависимость р и X от температуры и давле­ ния для воздуха и водорода.

136

Рис. 3-44. Средние значения параметров водорода в зависимости от чистоты по отношению к параметрам воздуха.

Л — относительная теплопроводность; у — относительный удельный вес; ср — относительная удельная теплоемкость при постоянном давлении; ак — относи­

тельный коэффициент теплоотдачи с поверхности; г — относительное падение напора; *; **; *** — абсолютные давления водорода 1,035; 2; 3 кгс,'см2.

Возможности по теплоотдаче различных хладоагентов, которые применяются при охлаждении машин в системах различных принци­

137

Г л а в а ч е т в е р т а я СЛОЖНЫЙ ТЕПЛООБМЕН В ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ МАШ ИНАХ

4-1. Суммарный коэффициент теплоотдачи

Отвод тепла в электрических машинах почти всегда осущест­ вляется одновременно всеми видами теплообмена (теплопроводно­ стью, конвекцией и излучением). Впрочем, обычно основное значе­ ние имеет один или два механизма. Например, при скоростях дви­ жения воздуха свыше 6—8 м/сек и небольшой температуре корпуса теплообмен происходит в основном вынужденной конвекцией и излу­ чением можно пренебречь. Если корпус машины не обдувается л имеет температуру выше 80—100 °С, то основную роль играют сво­ бодная конвекция и излучение.

В большинстве случаев трудно оценить роль того или иного вида теплообмена, тем более что на этот процесс оказывают влия­ ние такие факторы, как шероховатость поверхности, цвет окраски, вибрация машины и т. п. Поэтому при расчетах охлаждения элек­ тромашин широко используются суммарные коэффициенты теплоот­ дачи, которые определяются экспериментально.

4-2. Теплообмен через жидкостные прослойки

вограниченном пространстве

Вэлектрических машинах приходится рассматривать теплопере­ дачу через замкнутые кольцевые или плоские пространства, запол­ ненные жидкостью или газом, в которых жидкость (газ) может циркулировать (например, под действием архимедовых сил). В этом

случае говорят о конвективном теплообмене при движении жидкости в замкнутом пространстве. Это движение в значительной мере зави­ сит от формы замкнутого пространства и от взаимного расположе­ ния теплоотдающей и тепловоепринимающей Поверхностей. Напри­ мер, характер свободного движения в горизонтальной щели зависит от того, где расположена теплоотдающая поверхность: если внизу, то движение среды имеет ячеистую структуру с чередующимися вос­ ходящими и нисходящими токами, а если вверху, то конвективные токи отсутствуют. Исследованиями А. В. Лыкова и др. [Л. 7, 32] до­ казано также существование конвективных движений в горизонталь­ ных щелях с подогреваемой верхней пластиной.

Принято считать, что теплопередача в таких прослойках проис­ ходит теплопроводностью при некотором эквивалентном коэффициен­ те теплопроводности ЯЭкв. Так как в прослойке имеет место конвек­

стенок.

138

В приближенных расчетах при GrPr>103 можно считать

Количество тепла Р, передаваемое через прослойку при свобод­ ном движении жидкости или газа, определяется формулой Р= = kS(Ti—Tz), где 5 — площадь области теплообмена. При G rPr< <1010 и Рг>0,5 коэффициент k принимают равным

для плоской прослойки (б — ее толщина) и

для кольцевой прослойки (rfi и dz — диаметры внутренней и внешней стенок).

Тепловой поток через прослойку между вертикальными рядами труб при свободном движении жидкости или газа (Рг>0,6) для 1 м трубы можно вычислить по соотношению (Л. 391]

За характерный линейный размер принято 8= L%—d, а за определяю­ щую температуру — средняя температура труб и жидкости.

В случае воздушных прослоек при значительных перепадах тем­ пературы стенок следует учитывать теплопередачу излучением, кото­ рая может быть соизмеримой с теплопередачей конвекцией. При

139