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

щадь этой поверхности дается формулой

К этой площади следует добавить площадь наружной поверхности катушек в области радиальных отверстий, образованных при выходе секций из пазов. Эта площадь для прямоугольного (открытого) паза равна:

ST.o = 2e(bII + h—da)Zi>

где h = dlInnp и ппр— число проводников вдоль боковой стороны паза (в случае двухслойной обмотки учитывают­ ся оба слоя). Толщина изоляционной прокладки между проводниками при этом вычитается, т. е. bi = bn—2 6 П- Общая гладкая поверхность равна 5 г= 5 г.л + 5 г.о, а дей­ ствительная охлаждаемая поверхность может быть опре­ делена как 5 д = л : 5 г/2 .

зго

Учитывая, что обычно е/7л~ 0,2, окончательно получа­ ем формулу

Если предположить, что наружная поверхность ка­ тушки в лобовой части на всем протяжении не затенена соседними катушками, то теоретическую охлаждаемую поверхность можно определить через среднюю длину про­ водника Ія следующим соотношением:

Для полузакрытого паза длина боковой поверхности катушки, уложенной в пазу, оказывается иной из-за не­ упорядоченной укладки проводников. Сечение такого па­ за (рис. 8-6,г) можно приближенно представить в виде равнобокой трапеции с основаниями Ьи и d\ и высотой h1= h—di/2. Тогда действительная охлаждаемая поверх­ ность будет определяться выражением

: F |( Д _ D _ 24) (А + D) + 0,8 [(А + А + 2h) X

X V Y :H d 7~~d F F k)s+ (О + А ) X

по приближенным соотношениям, составляет 1—3%-

Для машин серий Д и 4А (высоты осей вращения

определяющее 5 через конструктивные параметры ма­ шин.

Относительная погрешность при определении S по этой зависимости для большинства машин лежит в пре­ делах 5—6%.

Анализ показал, что параметр S зависит от полюсности машин. Для ориентировочного расчета машин с по­ лузакрытыми пазами можно пользоваться следующими данными:

Следует отметить, что в случае применения открытых пазов и полужестких секций обмотки, намотанных и опрессованных вне сердечника статора, а затем вмонти­ рованных в открытые пазы, лобовые части обмоток об­ разуют сравнительно хорошо продуваемую структуру. Тепловое сопротивление таких лобовых частей резко уменьшается по сравнению с лобовыми частями при по­ лузакрытых пазах, и і?Вн.л можно определять (при не­ изменности геометрии поперечного сечения лобовой ча­ сти по сравнению с пазовой катушкой) соотношением

где 2/л — двусторонняя осевая длина лобовых частей обмотки.

Тепловое сопротивление проводников в аксиальном направлении между лобовой и пазовой частями обмоток рассчитывается по формуле (7-38), которая для рассма­ триваемой ЭТС (рис. 8-4) имеет вид:

где 5м — общее сечение меди в пазу; А,м — коэффициент

теплопроводности меди и k — полудлина лобовой части обмотки с одной стороны.

322

Тепловое сопротивление Rz состоит из последователь­ но соединенных сопротивлений зубцов Rz, спинки сердеч­ ника R c и контакта между спинкой сердечника статора и корпусом Rül. Первые два сопротивления определяются формулами:

где :kCT— коэффициент заполнения пакета сердечника. Сопротивление Rol зависит от величины и качества

обработки поверхности, размера и плотности запрессов­ ки пакета в статор, материала корпуса, уровня нагрева, величины удельных тепловых нагрузок и т. д. Многие из этих факторов не поддаются учету и аналитически рас­ считать Rb{ практически невозможно. Кроме того, вели­

чина зазора может изменяться вдоль и по окружности пакета вследствие его расшихтовки. Практически осу­ ществимыми способами определения этого сопротивления являются физическое моделирование или измерение па­ раметров теплового сопротивления непосредственно на электродвигателях. Такие измерения были проведены на­ ми на двигателях с алюминиевым и чугунным корпусом 4A-100L4 и Д -112L4. Для измерения перепада темпера­ туры и теплового потока на спинке сердечника статора и в корпусе двигателей были заложены термопары и против них на корпусе установлены датчики теплового потока конструкции О. А. Геращенко [Л. 126]. Результа­ ты опытов, проведенных при различных условиях охлаж­ дения и уровнях нагрева машин, представлены на рис. 8-7. Там же для сравнения приведены данные, полу­ ченные А. Н. Бурковским и Е. Б. Ковалевым (Л. 127] и Я. Б. Тубисом [Л. 128]. Толщина эквивалентного зазора 6і рассчитывалась по формуле

Рис. 8-7. Экспериментальные зависимости перепада температурь! в контактном слое между сердечником статора и корпусом от удель­

Д-И2/4, АО и ВАО, сердечник запрессован в чугунный корпус нагорячо, кон­

испытанных машин, но в первом приближении отражают существующую технологию обработки и запрессовки сер­ дечников в корпус и могут использоваться для расчета теплового сопротивления контакта «пакет — корпус». Эквивалентный зазор у машин с алюминиевым корпусом оказался больше, чем у машин с чугунным корпусом, что можно объяснить большим температурным коэффи­ циентом линейного расширения алюминия. Толщину эквивалентного зазора, а следовательно,, и перепад тем­ пературы в нем можно существенно снизить различными технологическими приемами, улучшая обработку поверх­ ностей, используя высокотеплопроводные покрытия, на­

Тепловое сопротивление зазора между ротором и ста­ тором толщиной 8 зависит от режима течения воздуха в зазоре. При ламинарном течении (Re = «8/vB<, ReKp =

= 41,3 f/^Dp/S) Nu = 1 и а6 = Яв/3. При турбулентном те-

324

течении и числах Рейнольдса 4- 102< Р е < ІО4 чпслб Нуссельта определяется из соотношения (3-71).

Тепловое сопротивление ротора для машин без вну­ тренней циркуляции воздуха равно:

где 5 Т— площадь торцов ротора и цт — коэффициент те­ плоотдачи, определяемый (3-56).

Для машин с внутренней циркуляцией воздуха необ­ ходимо рассматривать параллельное соединение сопро­ тивлений торцов і?т и каналов ротора Л'кан (рис. 8-4). По­

[Л. 346] и потерь, отводимых с лобовых частей обмоток статора и ротора.

Тепловое сопротивление корпуса должно учитывать несимметричные условия охлаждения по длине и окруж­ ности корпуса, рассеяние (торможение) потока из меж­ реберных каналов, неодинаковые условия охлаждения верхней и нижней частей корпуса (для исполнения «на лапах»), различные условия охлаждения щитов и каче­ ство ребер охлаждения. Превышение температуры кор­ пуса над температурой воздуха на входе в вентилятор для двигателя «на лапах» и двигателя фланцевого ис­ полнения могут быть определены по формулам:

б^кор — АТДор

_______ SPrp_____

Здесь HPrр — суммарные греющие потери; Фц— поло­ винный подогрев воздуха над корпусом; «щ и ак — коэф­ фициенты теплоотдачи щитов и корпуса (эти параметры определяются формулами (3-41) —(3-44); 5Щ, 5ГЛ и 5Р — теплоотдающие поверхности щитов, гладкого цилиндра и ребер корпуса. Индексами 1 и 2 отмечены значения

325

параметров в верхней и нижней частях корпуса. Расход воздуха Qпар определяется по формуле (8-25) или из рис. 8-2. Коэффициент тр учитывает неравномерность на­ грева, а следовательно, различный охлаждающий эффект ребер по высоте. Он равен отношению теплоотдачи дан­ ного ребра к теплоотдаче такого же ребра, выполненного из материала с бесконечно большой теплопроводностью.

В соответствии с тепловой схемой рис. 8-4 превыше­

ние температуры пазовой и лобовой частей обмотки ста­ тора над температурой входящего воздуха можно опре­ делить как сумму отдельных перепадов температуры на

Система уравнений для расчета превышения темпе­ ратуры пазовой и лобовой частей обмоток статора и ро­ тора имеет вид:

вом слагаемом суммарные потери в обмотке статора, во втором ■— потери, отводимые из пазовой части обмотки в сердечник статора, в третьем —■потери в роторе.

Выражения для теплопотоков получаются аналогич­

326

Для нахождения максимального нагрева обмотки статора, по которому устанавливается допустимый на­ грев, значение температуры, рассчитанное по (8-21), не­ обходимо умножить на коэффициент неравномерности нагрева обмоток, определяемый экспериментально. По данным опытов, проведенных на закрытых маши­ нах, величина этого коэффициента лежит в пределах

1,07—1,12.

Описанный метод теплового расчета применим для машин, все электромагнитные и конструктивные параме­ тры которых известны, и позволяет проверить допусти­ мость тепловых параметров.

= 131,7 вт; ГКОрп=50,56 °С; 7„.„ = 81,6°С; '£„.„ = 82,4 °С; 7 мі = 82сС.

Эксперименты показали, что 7’мі= 82,6°С. Постановка в пазы маг­ нитных клиньев из ФМДМ позволила снизить нагрев на 12 °С ![Л. 21, 22, 384].

Капсулированные обмотки статора (рис. 8-8) облада­ ют повышенной надежностью. Целесообразно в качестве капсулирующих материалов применять высокотеплопро­ водные составы. Если между закапсулированными лобо­ выми частями и внутренними поверхностями щитов цир­ кулирует воздух, нагнетаемый лопатками ротора, то тепловое сопротивление лобовых частей определяется выражением

327

Рис, 8-8. Асинхронный двигатель с капсулированной обмоткой ста­ тора.

Параметр Дкапс для всей машины можно выразить следующим образом:

^___________ (л__________ I___________2________

Коэффициенты теплопроводности Кжп и Хкапо для раз­ личных капсулирующих составов приведены в гл. 2. Ко­ эффициенты теплоотдачи ал, ащ.вн и ат определяются по формулам (3-44). При расчетах следует учитывать, что в сопротивлении теплоотводу в сторону щитов <Rm отсутствует конвективное сопротивление.

8-2. Выбор оптимального оребрения корпуса

При проектировании двигателей целесообразно на стадии теплового расчета определить оптимальные пара­ метры ребер корпуса, обеспечивающих допустимый на­ грев обмотки статора АГилдопИсходными данными при этом служат греющие потери и основные геометрические размеры активных частей, определенные из электромаг­ нитного расчета.

328

Среднее превышение температуры нагрева обмоток статора Д7'мі складывается из внутреннего АТВН и на­ ружного ДГкорп перепадов температуры. Первый обуслов­ лен теплопроводностью в твердых телах и неподвижных воздушных прослойках, второй — конвективной теплоот­ дачей от корпуса к омывающему его воздуху.

Следовательно, выражение (8-21) можно переписать в виде

где О в=2Prp/2cppQi,ap; Qnap — расход воздуха от наруж­ ного вентилятора диаметром DB, определяемый по фор­ муле

найденный аппроксимацией экспериментальных данных, полученных на различных обдуваемых двигателях. Эмпи­ рическая формула для Q имеет вид [Л. 93, 339]:

щина ребра.

Величина АТт зависит от теялофизических характе­ ристик применяемых материалов и качества изготовле­ ния обмоток. Отношение

Величина ДГ'корп зависит от тепловой проводимости

корпуса, рассчитываются по выражениям (3-41) —(3-44); 5щі, 5 щ2, S rji — теплоотдающие поверхности щитов и

329