Добавил:

ivanov666 Опубликованный материал нарушает ваши авторские права? Сообщите нам.

Вуз:

Башкирский Государственный Аграрный Университет

Предмет:

[НЕСОРТИРОВАННОЕ]

Файл:

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

.pdf

Скачиваний:

Добавлен:

25.10.2023

Размер:

17.94 Mб

Скачать

☆

<<< < Предыдущая 1 2 3 4 5 6 7 89 / 569 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 > Следующая >>>

При расчете коэффициента теплопроводности пазовой изоляции следует учитывать неизбежный при монтаже жестких секций в па зах зазор между катушками и стенками паза. Например, в турбо

генераторах	зазор	между катушкой	и стенкой паза в статоре
равен 0,2	мм, а	в роторе — 0,1 мм.	Зависимость Хжв пазовой

изоляции обмоток, выполненной из микаленты, от толщины при наличии указанного зазора и заполнении машины воздухом пред ставлена в габл. 2-1 [Л. 20].

Значение АЭкв пазовой изоляции при заполнении машины водо родом в среднем в 1,2 раза выше, чем при заполнении воздухом, так как коэффициент теплопроводности водорода в 7—8 раз выше, чем воздуха.

2-3. Теплопроводность заливочных изоляционных

композиций и материалов магнитных клиньев

В электромашинах специального исполнения обмотки для за щиты их от пыли, влаги, химических агрессивных сред и микро

организмов и повышения взрывобезопасности,	электрической и меха-
' нической прочности помещают в капсулу из	различных компаундов

и магнитодиэлектриков. Для капсулирования широко применяют эпоксидные смолы, кремнийорганические герметики (каучуки) и другие материалы с наполнителями из кварцевого песка и же лезного порошка.

Большой эффект дает применение для капсулирования обмоток и изготовления магнитных клиньев ферромагнитной диэлектриче

ской

массы

(ФМДМ),

которой связующим

веществом

являются

фураново-эпоксидные смолы

6т

типа

ФАЭД

(ВТУ-П-289-62

НИИПМ),^

наполните

м°С

ѵм

0,5

лем — мелкодисперсный

же

лезный

порошок

ПЖ2М2

0Л

(ГОСТ 9849-61) с техноло

■0,3

гическими

добавками

стек

0J-

ловолокна

или

железной

0,1

сетки, способствующими по

вышению

магнитной

прони

цаемости

прочности

0.1 СТщдщ/СТдцлРщщцт/СТфщ

(Л. 21, 24]. В асинхронных

бора

машинах

средней

мощности

Рис.

2-3.

Зависимость

коэффициента

замена текстолитовых клинь

ев клиньями из ФМДМ сни

теплопроводности

ФМДМ

со смолой

жает

греющие

потери

на

типа

ФАЭД-13

от соотношения

15—25%,

что

приводит

масса/наполнитель и ФАЭД-13.

снижению

нагрева

на

8—

1 —

наполнитель — маршалит,

отверди

19 °С и повышению

к. о.

д.

тель — гексаметилендиамин

(спиртовой

раствор);

2 — наполнитель — порошок

нит

машин на 1—2%. Примене

рита

бора,

отвердитель — полиэтилепполи-

ние ФМДМ для

капсулиро

амин; 3 —

наполнитель — железный

поро

вания лобовых частей .по

шок

ПЖ2М2,

отвердитель — гексаметилен

диамин (спиртовой раствор);

4 — наполни

зволяет

уменьшить

потоки

тель—железный порошок,

отвердитель —

рассеяния (Л. 22—24].

гексаметилендиамин

(расплав);

а — отно

Результаты исследования

сится

невакуумированной

массе;

6 —

к вакуумированной.

теплопроводности

ФМДМ,

Приведенные на рис. 2-3, показывают, что X увеличивается при уве личении количества наполнителя (железный порошок, маршалит). Теплопроводность вакуумированной ФМДМ несколько выше, чем не вакуумированной: А=0,7 против А,= 0,6 вт/(м-°С).

Измерения X каучуков КЛ16СЕ-305, КЛСЕ-305, самовулкани зирующихся герметиков КЛТ и КЛ и пасты К марки А (разработки

Института синтетического каучука им.	Лебедева, г. Ленинград)
с наполнителями показывают (табл.	П-5), что каучук марки

КЛ16СЕ-305 при использовании кварца и железа в качестве на полнителей более теплопроводен, чем КЛСЕ-305 е теми же напол нителями, а герметики КЛ и КЛТ имеют еще большую теплопро водность.

В табл. П-5 приведены значения X, плотности и теплоемкости некоторых органических диэлектриков с наполнителями, применяе мых в качестве заливочных компаундов и изоляционных материа лов. Эти данные необходимы для тепловых расчетов.

2-4. Эквивалентная теплопроводность пазовой и лобовой частей обмотки

Обмотка из эмаль-проводов. Одним из основных перепадов температуры у обмоток из эмаль-проводов является перепад в пазу, возникающий при отводе тепла из паза в поперечном направлении к зубцам и спинке сердечника. На пути теплового потока располо жены слои воздуха, пропиточного лака, неравномерно распреде ленных эмаль-проводов и корпусной изоляции.

При	намотке	катушек круглым эмаль-проводом различают
рядовую,	шахматную и шахматную со смещением		укладку провода
в пазы	(рис. 2-4).	Плотность проводов в пазу	характеризуется

коэффициентом заполнения kw, который в общем случае равен от

ношению	площади сечения всех	изолированных	проводов в	пазу
я^2и«пр/4	к площади сечения	изолированного	паза S,,. п.	Этот

коэффициент можно определить так же, как отношение сечения одного провода к приходящейся на него части площади паза (на крест заштрихованные прямоугольники на рис. 2-4,в и г). Например, для случая шахматной со смещением укладки имеем:

ndl

кф -		4h (dM+ z)	’	(2-7)

:	dШ l / „ 22		2s	(2-8)
	2	V	d\
и 2 — расстояние между	проводниками		в одном слое,	измеряемое

по линии центров. Для случая шахматной свободной укладки (про вода расположены в пазу не плотно друг к другу, а с зазором е, который зависит от технологии укладки обмотки) соответственно получаем:

		2
kV )		netи		(2-9)
kV )	2^3	(dn	+ в)*	(2-9)
	2^3	(dn	+ в)*

6— 233

\с©

Рис. 2-4. Виды укладки проводов круглого сечения.

и —рядовая; б — плотная шахматная; в — шахматная свободная с одинако вым расстоянием между проводниками; г — шахматная со смещением на вели чину z вследствие натяжения проводов.

При е=0 и 2= 0 формулы (2-7) и (2-8) определяют предельное максимально возможное значение kw, равное 0,91 для шахматной укладки и 0,786 для рядовой.

На практике чаще всего оперируют не с ягі3и/4,			а с	(рас
чет по квадратам); выражение для	кю приобретает		вид:
«ПР^и		*
кw—с		*		( 2- 10)
°и .п

апредельное максимальное значение /гш=1,15.

Внастоящее время при ручной и машинной намотке достигнут максимальный коэффициент заполнения £»=0,72-т-0,76, а для элек тромашин с открытыми прямоугольными пазами и полужесткими секциями kw = 0,9-н0,95 {Л. 23, 24, 29].

Пазы с проводами пропитываются различными лаками. Ка

чество пропитки характеризуется коэффициентом пропитки {Л. 280]

,	k0k
	100’
где k — содержание твердых	частиц основы	пропиточного лака
и ко — частное от деления объема жидкого		лака, проникающего

в обмотку, на полный объем воздуха между эмаль-проводами перед пропиткой.

Величина к колеблется от 0,1 до 1 в зависимости от качества лаков и технологии пропитки (капельная, окунание или вакуумная).

Всыпная обмотка из проводов круглого сечения представляет

собой в тепловом отношении анизотропное тело со сложным тем
пературным полем. Однако при расчете поперечного перепада тем
пературы такой обмотки обычно ее полагают изотропной в тепло
вом отношении с некоторым эквивалентным коэффициентом тепло
проводности Лэкв в направлении теплового потока. Определение ЯЭкв
по формулам, полученным для катушек с рядовой или шахматной
укладкой	проводов (рис. 2-4,а и б),	с подстановкой в них значений
кю и kn,	соответствующих всыпной	обмотке, приводит к занижен

ным результатам (Л. 25—28, 206, 389]. Это объясняется	тем, что ѵ
в пазах не реализуются условия, при которых построена	расчетная

схема. В частности, расстояния между проводами	е и 2 могут
быть различными по длине проводов вследствие их	перекрещива

ния и многократного касания. В точках касания тепло передается непосредственно через эмаль-изоляцию, а не через воздушные или

лаковые слои. Величина А,Экв зависит	также от диаметра прово
да du, его температуры, коэффициентов	теплопроводности эмали XDM

(табл. П-6) и пропиточного лака Ял (табл. П-5). На АЭкв оказы вают влияние неравномерное тепловыделение в проводниках из-за

неравномерности температуры по сечению паза и вытяжка	про
водов при машинной намотке на челночных станках [Л. 281].	Все

эти факторы трудно учесть в расчете. Однако надежные результаты можно получить экспериментальным путем.

Опытные исследования [Л.			279] были выполнены на пучках
медных и алюминиевых эмаль-проводов (МРТУ-243.12-61)						с	диа
метрами	du=0,62;	0,69; 0,8; 0,93; 1,0; 1,08;		1,19;	1,25; 1,35;		1,48;
1,56 и 1,67 мм с изоляцией ПЭТВ,			ПЭВ-2, ПЭТВА, ПЭЛ и ПЭТВ-ТС.
Провода	плотно	укладывались	в алюминиевые трубки (рис. 2-5)
с коэффициентом		заполнения,	рассчитанным	по	формуле	(2-10).

Выбранная длина трубок (500 мм) обеспечивает одномерный ра диальный тепловой поток. Концы (торцы) цилиндров теплоизоли рованы. Нагревание проводов осуществлялось постоянным током. Измерение температуры производилось термопарами, установлен-

Рис. 2-5. Образец для экспериментального


измерения		АЭКв пуч
ка	эмаль-проводов
с	указанием		мест
установки		термопар.
1—5,	9—12 —на		поверх-
ности вдоль		образующей
алюминиевой			трубки;
5—8 — на поверхности

трубки в сечении А-А;

13—15 — в	центре	пучка
проводов;	16—19— на
внешнем	диаметре	под

прессшпаном.

А-А

Провод

ными в центре и на периферии

пучков

(между

проводами

прессшпаном)

и на поверхности

трубки по образующей и рав

номерно

по

окружности

в пло

скости, делящей

трубку

попо

лам.

Температура

в центре пуч

ка проводов

при

стационарном

нагреве

определялась

как сред

нее значение -показаний двух

или трех термопар, а темпера

тура

на

периферии — как

сред

нее

значение

показаний

четы

рех термопар. Термопары, уста

ф ФО)® ®Q) @ @ >@

новленные

по

образующей

трубки,

использовались

для

контроля равномерности

нагре

ва по длине

(рис.

2-6). Пропит

ка

образцов

осуществлялась

Рис. 2-6. Распределение темпера

лаками ГФ-95, КП-103, МГМ-8,

КП-47,

фЛ-98 и

МГМ-8М

по

туры но длине трубки при различ

заводской технологии.

Коэффи

ном

тепловыделении.

циент заполнения kw -варьиро

вался от 0,6 до 0,95,

коэф

фициент

ka — от

до

0,73.

По экспериментальным значениям температуры в центре и на

поверхности пучка эмаль-проводов и суммарным греющим

потерям

из решения задачи теплопроводности в сплошном круговом ци

линдре (Л. 279] определялось 7,ЭКп. Варьируя величину тепловой

нагрузки, легко определить зависимость

от

температуры.

Задача теплопроводности в круговом цилиндре решена для трех

случаев {Л. 279].

Цѵ

Если 7.ЭКВ и

тепловыделение

зависят

от распределения

температуры по сечению образца, то

^экв —M l + YТ'ер) = ^~Т~

+ Y

Т г + Т ,

(2- 11)

где

Ч01

гР

тх М

В + Ѵ в г+ЬАС.

’ т' —

2А

nR2l

1 + Р Л (

II	1ГСОСО
	^

	ß = l - t i + 7’i(P -Y )];	с =	Т ,- Т г
2) :			Тг

Ргр	суммарные потери		в пучке;	R	и I — радиус		и	длина	пучка
проводов;		Tu Т2 — температуры на поверхности				и	в центре		пучка;
V 11	ß — величины, характеризующие				зависимость	Хжв		от темпера
туры и неравномерности тепловыделения по сечению (определяются
экспериментально).								qv
	2.	Если Хэкв не	зависит	от	температуры,		но	qv	зависит от
температуры, то			гР Ѵ7і
			гР Ѵ7і						12-12)
			2кІтг V ß	RJt (V m^R)					12-12)
			2кІтг V ß	RJt (V m^R)

где Ji — функция Бесселя пер вого рода первого порядка; т2 находится из уравнения:

7\ + —

Jo (K/^ß/?) = _!—

Тг + ~Г

Если Яэкв

не

за

висят от

температуры,

то

-эк» —ы

(т-2_

т^у (2-13)

Рис. 2-7. Экспериментальная зави

Экспериментальная

зави

симость

Яэкв пучков эмаль-прово

дов

от

температуры и kn при

симость Хжп от средней

темпе

kw = 0,73.

ратуры

образцов

при

различ

ных kn приведена на рис. 2-7.

с/0, М М

Видно,

что

коэффициент

Образец

k II

можно

принимать

равным

0,0007 °С-1.

1,07

0,302

Используя результаты экс

периментов,

определяем

ХЭКв

1,02

0,763

1,46

для трех рассмотренных случа

1,36

ев

при

следующих

исход

0,69

0,502

ных данных:

РГр = 30

вт; Ті —

1,19

102,4 °С;

Т2 = 121,4 °С;

kn=

0; &w = 0,73; ß =

0,00426 °C -f;

по формуле

(2-13)

дает

Хэкв = 0,242,

/ = 0,52 м и Д=1,34

см. Расчет

по

формуле

(2-12)

Хэкв = 0,239

вт/(м-0С)

и по

формуле (2-11)

Аэкв = 0,249

вт/(м-°С).

Следовательно,

для

небольших

по диаметру

и достаточно длинных образцов с относительно малыми радиаль ными перепадами температуры в пучках обработку эксперименталь ных данных с достаточной для практики точностью можно произ

водить по упрощенной формуле (2-13), считая, что ХЭВв и	qv	не
зависят от неравномерности распределения температуры	по	ра
диусу пучка.	образ
Результаты обработки экспериментальных данных для	образ
цов из провода ПЭТВ-ТС, пропитанных лаком МГМ-8, при йц, = 0,73

представлены на рис. 2-8. Эти экспериментальные данные аппрокси мируются следующим уравнением:

Х9КВ ^ 0,165 (1 + 0,0007 Taр) [1 - 0,32:7И(1 -	9,2fen + 5,2 k9n) +
+ 0,81rf2].	(2-14)

Для расчета обмоток с другими значениями km и другими ти пами эмаль-изоляции проводов и пропиточных лаков в формулу (2-14) необходимо вводить поправки на коэффициенты заполне ния /еш и теплопроводности лаков и эмалей. Сравнительные иссле дования пучков эмалированных проводов с различными kw и коэф фициентами теплопроводности пропиточных лаков Хл и эмалей Хэм

Рис. 2-8. Зависимость коэффициента теплопроводности от kn и da

при +„=0,73.

Кривые построены при средней температуре образца 100 °С по формуле (2-14); значками отмечены опытные данные.

позволили определить указанные поправки. Эмпирическая формула для Яэкв в общем случае имеет вид:

Хэкв = 0,165 (1 + 0,00077еР) [1 — 0,32+, (1 — 9,2£п + 5,2/$ +

+ 0 ,8 1 $ (2 ,1 1 $ 5- 0	,3 2 ) ( 0^	)	і/3 ( о^	з ) 0'25 , вт/(м.°С),
где аи — в миллиметрах.				(2-15)
где аи — в миллиметрах.
Учет зависимости 73KB от вытяжки			проводов при машинной
намотке непосредственно	в пазы	производился		следующим обра

зом: рассчитывалось изменение диаметра в процессе вытяжки по методу, предложенному в работе {Л. 281], и по формуле (2-15) определялось ЯЭКв при новом значении диаметра. Соответствующее изменение -XDKB при встречающихся на -практике вытяжках прово дов может достигать 5—8%.

Следует отметить, что для всыпных обмоток особенно важно обеспечить монолитную пропитку проводов, так как характер про питки решающим образом влияет на перепад температуры в пазе. В этой связи следует упомянуть о преимуществах вакуумной пропитки. Если капельная пропитка позволяет снизить нагрев дви гателей на 6—8°С, то вакуумная — на 9—12 °С. Однако и в этом случае из-за уменьшения объема в результате усадки пропиточных лаков, содержащих растворители, усадка при запечке достигает 40—50%, полное заполнение пустот не происходит. В этом случае требуются повторные пропитки.

Ьолее	высокое		заполнение
обеспечивают новые высокотеп.
лопроводные		лаки	и	смолы
(например,	лаки КП-34, КП-101
и КП-103), практически					не
имеющие усадки.
Обычно машины с полуза
крытыми	пазами		ів	статоре
изготавливаются с коэффициен
том пропитки		ka= 0,1-=-0,4			и
коэффициентом		заполнения			па
за £и=0,72. Переход				на kn=
=0,9-ь0,95 позволяет повысить						циента	теплопроводности	образ
Яэкв в 4—5 раз. При таком по						цов из медных проводов, залитых
вышении	теплопроводности				у	массой ФМДМ, от диаметра про
четырехполюсной машины мощ						водов при различной укладке.
ностью 3	кет	нагрев		обмотки		/ — шахматная; 2 — рядовая;		3 —
снижается на 15— 18 °С или же							крест-накрест.
возможно	увеличение			мощно
сти на 15—20% (Л. 29].						изоляции	и жестей. Результаты
Композиции из			проводов,

исследования і[Л. 19] плоских образцов из медных круглых эмали рованных проводов ПЭТВ, различно ориентированных относительно

друг друга, залитых	массой ФМДМ и герметиком группы К мар
ки А, представлены	на рис. 2-9—2-11. Видно, что Яэкв растет

с увеличением диаметра провода и количества наполнителя, добав ленного в герметик, причем образцы с железным порошком более теплопроводны, чем образцы с маршалнтом.

Зависимость эквивалентного коэффициента теплопроводности композиции, имитирующей секцию обмотки в пазовой части маши ны, от диаметра провода при kw~0,9 представлена на рис. 2-12. Композиция образована пучком медных проводов ПЭТВ, слоем изоляции и пакетом электротехнической стали марки Э11 иля Э13. В качестве корпусной изоляции применялись прессшпан и лавсан.

Образцы с	проводами da= 0,8 и 1,04 мм пропитывались лаками
К-47 и К-18,	образцы с проводом ds =0,96 мм — только лаком К-18.

Рис. 2-10. Экспериментальная зависимость ЯЗКв от соотношения между наполнителем и герметиком К марки А.

№ кривой	dK, мм	Наполнитель	№ кривой	Пи, мм	Наполнитель
1	1,25	пж	4	0,8	Маршалит
2	1,25	Маршалит	5	0,54	пж
3	0,8	пж	6	0,54	Маршалит

Рис. 2-11. Экспериментальная зави симость Хэкв от диаметра провода du при различном соотношении между герметиком К марки А и наполните лем.

N« кривой	Наполнитель		^нап^Герм
			^нап^Герм
/	Маршалит		0,25
2			0,5
13	пж		0,75
4	пж		1,0
5	пж		1,5
где
	_ ^цг+ 5о -\|- с?пР t
	а “ ^	+ . ^ + !нР ’
	Я-и		Я0 Япр

Наличие в образцах изоля


ционных		прокладок			умень
шает	Яэкв,		наличие		элек
трической		стали		увеличива
ет Яэкв*			из проводов
Обмотка
прямоугольного				сечения.
При	выводе			зависимости

А,экв такой обмотки от гео метрических размеров про водов и теплопроводности изоляции принимаются уп рощения |{Л. 112]: темпера тура по сечению жилы каж дого провода считается оди наковой, тепловое сопротив


ление жил		не	учитывается
и	изменение температуры в
воздушных		прослойках меж
ду	проводами		полагается

линейным. При этих предпо ложениях получаем (рис. 2-13)

( і + і г ) ’ (2-16)

’и + + ^upj

би, Яи — толщина и

коэффициент

теплопроводности

изоляции

проводов

направлении

теплового

потока;

бо, Яо— толщина и

коэффициент

теплопровод

ности воздушной или изо

0Л

ляционной (лаковой) про

корпусная иооляция

слойки

между

проводами;

8т

ГТ ~

бпр, ЯПр — толщина

и коэф

м-’с

“Электротехни

фициент

теплопроводности

>■jL -

изоляционной

прокладки

ческая таль

между

проводниками; т —

Г~1Э

размер

жилы проводника

направлении

теплового

по

0,10,7

1,0

мм

тока.

Экспериментальные вели

Рис. 2-12. Зависимость Яэ„в компози

чины Яэкв обмотки из прямо

угольного

провода

ПНЭТП

ции из

пучка эмаль-проводов, слоя

сечением

1,35x2,63

мм

изоляции и пакета стали от диамет

(1,5X2,79

мм

в полиамид

ра проводов

при Т=70°С.

ной

изоляции)

широкой

1— в образце только провода; 2 — в образ

стороной

перпендикулярно

це провода + слой лавсана; 3 — в

образце

провода-1-слой лавсана+пакет

стали

Э-13;

направлению теплового .по

А — значения А,окв

для пучка

эмаль-про

тока

при

пропитке

компа

водов, вычисленные по формуле

(2-15)

при

ундом

ЭК-1М

лаком

*„,=0,88.

Рис. 2-13. К расчету эквивалентного коэффициента теплопроводности для проводов прямоугольного сечения.

К-66ГІУ равны соответственно 1,75 и 1,56 вт/(м-°С), что в 1,5 раза меньше значений, рассчитанных по (2-16). Следовательно, при рас чете таких обмоток необходимо вводить коэффициент ухудшения теплопроводности за счет некачественной пропитки.

2-5. Теплопроводность, электропроводность

итеплоемкость металлов

иэлектротехнических сталей

Теплопроводность в металлах обусловлена электронным пере носом тепла. Теплопроводность серебра в 20 000 раз больше тепло проводности воздуха и в 800 раз больше теплопроводности воды; теплопроводность эбонита в 3 раза меньше теплопроводности воды

итолько в 8 раз больше теплопроводности воздуха.

Всилу одинакового механизма переноса коэффициент тепло проводности к и электрическая проводимость р в чистых металлах

пропорциональны (закон Видемана- - Франца)

где Т — абсолютная температура и L — коэффициент, величина которого лежит в интервале (2,1—2,6) • ІО-2 и который для чистых металлов в довольно широком интервале температур можно по лагать постоянным.

В табл. П-7 приведены результаты экспериментального опре деления основных теплофизических данных проводниковых и кон-

<<< < Предыдущая 1 2 3 4 5 6 7 89 / 569 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 > Следующая >>>

Соседние файлы в папке книги из ГПНТБ