Стартовая >> Оборудование >> Эл. машины >> Нагрев и охлаждение электродвигателей взрывонепроницаемого исполнения

Исследование работы датчиков теплоотдачи - Нагрев и охлаждение электродвигателей взрывонепроницаемого исполнения

Оглавление
Нагрев и охлаждение электродвигателей взрывонепроницаемого исполнения
Исследование, сопоставление и выбор систем охлаждения
Исследования и экспериментальные сопоставления теплового состояния
Исследования теплового состояния с воздушно-воздушным трубчатым холодильником
Исследования теплового состояния с водяным косвенным охлаждением
Рекомендации по определению основных размеров вновь проектируемых электродвигателей
Вентиляционные исследования и расчеты
Результаы исследования и расчеты вентиляторов
Исследования и расчет центробежных реверсивных вентиляторов наружного обдува оребренных электродвигателей
Исследование осевых вентиляторов
Исследование вентиляторов с меридионально-ускоренным потоком
Рекомендации по выбору и расчету вентиляторов различных типов
Сравнение теплоотдающих способностей оребренных охладителей
Исследование турбулентности охлаждающего потока в межреберных каналах статора
Исследование и расчет вентиляторов электродвигателей трубчатой конструкции
Методы тепловых расчетов
Применение метода схем замещения для теплового расчета
Моделирование тепловых полей электрических машин
Исследование теплопередачи и выбор оптимальных параметров оребрения корпусов
Исследование и расчет температурных полей на поверхности обдуваемых корпусов
Исследование и расчет теплового сопротивления воздушного зазора между корпусом и пакетом статора
Косвенный метод исследования тепловых сопротивлений электрической машины
Тепловые исследования и расчеты электрических машин
Датчики для измерения коэффициентов теплоотдачи с теплообменных поверхностей
Схемы включения датчиков теплоотдачи
Исследование работы датчиков теплоотдачи
Измерение давлений охлаждающих воздушных потоков в электродвигателях
Измерение скоростей теплоносителей
Испытания вентиляторов электрических машин

Для проверки теоретических положений и величин погрешностей были проведены исследования датчиков теплоотдачи. На боковой стенке гладкой стальной трубы, внутренний диаметр которой d—53 мм, заподлицо с ее внутренней поверхностью устанавливался выемной сектор с наклеенным датчиком теплоотдачи. Труба продувалась от камеры с наддувом. Вход в трубу коллекторный. Скорость воздуха в ней измерялась по падению давления на коллекторном входе микроманометром. Гидродинамическая стабилизация обеспечивалась тем, что выемной ректор с датчиком расположен на расстоянии 50 d от входа. Для проведения исследований при нагретых стенках с различными длинами тепловой стабилизации на трубу была навита нихромовая спираль. К источнику тока можно было подключать как всю спираль (длина обогреваемого участка 12d), так и отдельный участок ее (длина l,2d).

Рис. 4-5. Сравнение КТО, измеренных датчиками теплоотдачи, с результатами расчетов по формулам ряда авторов.
О, □, ▼ — по показаниям датчиков заделанных заподлицо с внутренней поверхностью нагретой трубы и удаленных от входа воздуха в нее на 50d; Δ, 5 — то же, но труба не нагрета; 1 — по формуле М. А. Михеева Nu-0,021Re0,8Pr0,43;            2 — по формуле С. С. Кутателадзе Nu~O.O23ReO>8Pr0,4;
3 — по формуле Диттуса Nu*=0,0243Re0,8Pr0,4;       4 — по формуле Хаузена

Это дало возможность проводить исследования при трех значениях длины тепловой стабилизации. Третья длина равна половине длины датчика теплоотдачи при исследованиях на холодной трубе. Степень нагрева исследуемых стенок регулировалась лабораторным автотрансформатором и контролировалась термопарой, установленной на выемном секторе трубы. Температура воздуха над датчиком измерялась экранированной термопарой. Исследования велись при скоростях воздуха от 1,5 до 30 м/сек, что соответствует критерию Рейнольдса Re=6 000-100 000. Прежде всего были проведены исследования датчиков теплоотдачи обоих типов в режиме нагретой стенки при максимальной длине участка тепловой стабилизации. При этом датчики с тепловыми экранами были установлены заподлицо с внутренней поверхностью трубы.

Таким образом, условия исследования были идентичны с граничными условиями ряда теоретических и экспериментальных формул различных авторов. Сравнение (рис. 4-5) показывает хорошее совпадение указанных выше измерений датчиками теплоотдачи с результатами расчетов КТО по формулам М. А. Михеева, С. С. Кутателадзе и Диттуса. Это говорит о том, что датчики теплоотдачи при заделке их заподлицо с исследуемой нагретой поверхностью в результате измерений дают действительные значения КТО. Однако в практических условиях не всегда возможно устанавливать их заподлицо с исследуемой поверхностью. Наиболее вероятен случай, что датчик будет просто наклеен на стенку. В этом положении торцы датчика представляют собой вполне ощутимую преграду для набегающего потока, искажая тем самым аэродинамическую картину распределения скоростей воздуха в пристеночном участке трубы. Возникающие завихрения воздуха изменяют процесс теплообмена в зоне расположения датчика, измеренный датчиком КТО увеличен по сравнению с действительным. Погрешность будет тем больше, чем короче датчик в направлении обдува. На эту погрешность также влияет и толщина датчика. Как видно из рис. 4-6, погрешность определения КТО датчиками с дифференциальной термопарой, наклеенными на поверхность, может достигать 20% и выше.

Рис. 4-6. Относительная погрешность при измерении КТО датчиком с дифференциальной термопарой, наклеенным на теплоотдающую поверхность, без обтекателей.
1— на нагретой трубе; 2 — на холодной трубе.

Расчет величины относительной погрешности произведен по формуле

(4-24)

Рис. 4-7. Относительная погрешность при измерении КТО датчиком с дифференциальной термопарой и плоскими термометрами сопротивления без теплового экрана.
1 — на нагретой трубе; 2 —на холодной трубе.
Для ликвидации погрешности в замерах КТО при наклейке датчика нами были применены обтекатели, выполненные из электрокартона.

Клиновидные профили устанавливались по направлению движения воздуха на обоих узких торцах датчика. Длина клиновой поверхности обтекателя не превышала 10—15 мм. На основании опыта было установлено, что показания датчика с обтекателями
практически не отличаются от показаний этого же датчика, установленного заподлицо с поверхностью (рис. 4-10).
Для проверки необходимости теплового экрана были проведены исследования датчика с дифференциальной термопарой без теплового экрана. Датчик был при этом заделай заподлицо с поверхностью. Как видно из рис. 4-7, погрешность КТО, измеренного датчиком без теплового экрана, изменяется в пределах 35—11%. Погрешность весьма большая, поэтому необходимо применять тепловой экран.

Рис. 4-8. Зависимость Nu=f(Re) по результатам измерения датчиками теплоотдачи в двух каналах модели оребренного обдуваемого статора асинхронного электродвигателя взрывонепроницаемого исполнения.
1, 2, 3 — а каналах с гидравлическим диаметром 4=0,0436 м; 4, 5, 6 — в каналах с 4—0,0471 м. Измерения проведены в тепловом режиме модели (на горячей модели), графики обозначены буквой г, в режиме аэродинамической модели в холодном состоянии, графики обозначены буквой х.

Расчет погрешности производился по формуле (4-24). За действительное значение а бралось значение КТО, измеренное датчиком с тепловым экраном, а за αи— значение КТО, измеренное датчиком без теплового экрана.
При широком применении датчиком для измерения КТО на натурных образцах электродвигателей в тепловых режимах возникает трудность, связанная с измерением температуры воздуха. По этому было проведено сопоставление КТО, измеренных на модели оребренного статора электродвигателя, в тепловом режиме и при обдуве в холодном состоянии в режиме работы аэродинамической моделью.

Датчики с дифференциальной термопарой были установлены на станине между ребрами в двух каналах: на входе, в середине и на выходе из канала. Материалы были обработаны в критериальном виде в диапазоне Re=9 000-50 000 и представлены на рис. 4-8, на основе которых была построена зависимость (рис. 4-9)

где Nu — значения критерия Нуссельта действительные (рассчитанные по результатам измерения в тепловом режиме модели); Νuф—значения критерия Нуссельта фиктивные (рассчитанные по результатам измерения на холодной обдуваемой модели).
Выражение (4-25) на рис. 4-9 представляет собой экспериментальную зависимость, которая в общем виде аналитически может быть выражена следующим образом:

(4-26)

где
Расхождение в показаниях датчика при тепловом режиме модели и в режиме холодной аэродинамической модели объясняется нарушением одного из условий теплового подобия, а именно, несоответствием длин участков тепловой стабилизации. Процесс образования тепловой стабилизации газа объясняется следующим образом [Л. 18]. По мере движения газа вдоль нагретого канала наблюдается прогрев его пристенных слоев. При этом в начальном участке нагрева канала центральное ядро газа еще не имеет температуру, равную температуре на входе. Это ядро в теплообмене не участвует, все изменения температуры сосредоточиваются в пристенных слоях. Таким образом у поверхности канала, в начальной его части обогрева, образуется тепловой пограничный слой, толщина которого по мере удаления от входа на начальную часть обогрева увеличивается, на определенном расстоянии от начала обогрева, равном lн.т, тепловые слои смыкаются. В дальнейшем весь газ
участвует в теплообмене. Участок канала от начала обогрева до точки, где смыкаются тепловые пограничные слои, называется участком тепловой стабилизации. При измерении КТО на холодной аэродинамической модели теплообменника (электродвигателя) длина участка тепловой стабилизации равна половине длины датчика по направлению обтекания его газом. Чем больше разность в длинах участков тепловой стабилизации при равных прочих условиях, тем больше расхождение в измерениях КТО датчиками в тепловом режиме электродвигателя и в холодном состоянии при работе аэродинамической моделью.

Рисунок 4-9 показывает, как из-за роста несоответствия длин участков тепловой стабилизации, изменяющихся в зависимости от изменения x/d, растет и указанное расхождение в измерениях КТО. 
Эта разность между показаниями датчиков на холодной и горячей моделях достигает максимума при x/d=∞, но и при x/d=50 она практически равна максимуму. Для нахождения зависимостибыли

проведены исследования датчика при указанных выше длинах участков тепловой стабилизации. Результаты исследований приведены на рис. 4-10, из которого следует, что все прямые lgNu=f(lgRe) при различных длинах участков тепловой стабилизации проходят параллельно друг другу, кроме кривой 1, которая при больших Re параллельна остальным прямым, а при меньших отклоняется от прямой. Это отклонение от параллельности при меньших Re связано с тем, что в данных опытах нагретая поверхность датчика теплоотдачи была окружена холодными поверхностями трубы (опыт проводился на холодной трубе), а это влечет за собой естественную конвекцию и излучение, которые увеличивают теплоотдачу с поверхности датчика. Если отбросить влияние естественной конвекции и излучения в графиках 1 и 4, то анализ расположения графиков на рис. 4-10 дает возможность найти формулу которая дает возможность определить действительные значения КТО, измеренные датчиками в аэродинамических моделях в конце длинных (l≥50d) каналов теплообменников при различной длине участков тепловой стабилизации:
Формула действительна только для турбулентного течения газа в каналах (при α≥40 вт/м2-град).
Проведенные исследования показали, что датчики теплоотдачи могут применяться для измерения КТО в электродвигателях и их моделях, работающих как в длительных тепловых режимах, так и в режимах ненагретой аэродинамической модели без предварительной тарировки.



 
« Муфты, шпонки, центровка валов муфты при монтаже электрических машин   Нагревание и охлаждение электрических машин и трансформаторов »
электрические сети