Особенности теплового режима индукционно-динамического двигателя циклического действия

УДК 621.313:536.2.24:539.2 В.Ф. Болюх, И.С. Щукин

ОСОБЕННОСТИ ТЕПЛОВОГО РЕЖИМА ИНДУКЦИОННО-ДИНАМИЧЕСКОГО ДВИГАТЕЛЯ ЦИКЛИЧЕСКОГО ДЕЙСТВИЯ

Розроблена математична модель, яка описує тепловий стан індукційно-динамічного двигуна циклічної дії. Для визначення нагріву активних елементів, що змінюються на протязі робочого процесу, використовуються схемна та польова моделі. Встановлено вплив на тепловий стан двигуна режимів неробочого ходу, руху та гальмування якоря. В режимі руху якоря досліджені залежності від частоти слідування імпульсів, висоти якоря, площі охолодження активних елементів та інтенсивності охолодження індуктора. Проведені експериментальні дослідження підтвердили достовірність математичноїмоделі тарезультатів розрахунків.

Разработана математическая модель, описывающая тепловое состояние индукционно-динамического двигателя циклического действия. Для определения нагрева активных элементов, изменяемых в течение рабочего процесса, используются схемная и полевая модели. Установлено влияние на тепловое состояние двигателя режимов холостого хода, движения иторможения якоря В режиме движения якоря исследованызависимости превышений температур активных элементов от частоты следования импульсов, высоты якоря, площади охлаждения активных элементов и интенсивности охлаждения индуктора. Проведенные экспериментальные исследования подтвердили достоверность математической модели и результатов расчетов.

ВВЕДЕНИЕ

Индукционно-динамические двигатели (ИДД) находят широкое применение во многих отраслях науки, техники и технологии. Они используются для горнодобывающей промышленности, очистки технологического оборудования и танкеров от остатков хранимых грузов, испытаний изделий и устройств на ударные воздействия, для обработки и формовки металлических конструкций, в геологоразведке, в магнитно-импульсной сварке, штамповке и иных операциях, используемых в машиностроении [1, 2].

В ИДД неподвижный многовитковый индуктор, возбуждаемый от емкостного накопителя энергии (ЕНЭ), посредством импульсного магнитного поля индуцирует токи в массивном электропроводящем якоре, который под действием электродинамических сил обеспечивает линейное перемещение якоря с ударным элементом, оказывающим силовое воздействие ударного типа на объект деформирования.

В рассматриваемых линейных двигателях возвратно-поступательного движения протекают сложные пространственно-временные, зависимые друг от друга импульсные электрические, магнитные, механические и тепловые процессы [3, 4].

Во многих технологических системах ИДД должны работать в циклическом режиме, обеспечивая непрерывную последовательность силовых импульсов. В таком двигателе на каждом рабочем цикле реализуется кратковременная фаза нагрузки, при которой в активных элементах (индуктор и якорь) создаются интенсивные токовые импульсы, и продолжительная пауза. Хотя такой режим напоминает повторно-кратковременный с малой ПВ, он обладает существенными особенностями [5]. Импульсная нагрузка столь непродолжительна, что нарастание температуры в активных частях за рабочий период происходит практически в адиабатических условиях. Кроме того, в отличие от повторно-кратковременного режима, в данном случае чаще всего подлежат исследованию:

• нагрев активных элементов, выдерживающих последовательно ряд циклов с известными временными

и нагрузочными характеристиками;

• пауза, в течение которой активные части охладятся до наперед заданного состояния;

• допустимое число циклов при заданных длительностях импульса и паузы.

В ИДД циклического действия на первый план выступают тепловые процессы, которые существенно зависят от остальных параметров и процессов, в том числе, от параметров ЕНЭ, индуктора и якоря, от конструктивного выполнения, от частоты следования импульсов, от характера движения якоря и времени его взаимодействия с индуктором, от режима работы и др. Однако до настоящего времени они не исследованы, что можно объяснить сложным и взаимосвязанным характером процессов различной физической природы, которые зависят от конкретного конструктивного выполнения и назначения ИДД.

Целью статьи является установление особенностей тепловых процессов в ИДД циклического действия и основных факторов, оказывающих на них влияние.

КОНСТРУКТИВНАЯ И ЭЛЕКТРИЧЕСКАЯ СХЕМЫ

В качестве объекта исследования выбран ИДД дисковой конфигурации с естественным охлаждением (температура воздуха 70 = 20 °С), и схема возбу>вдения индуктора серией однополярных апериодических импульсов, позволяющая использовать ЕНЭ на базе высо-коэнергетичных электролитических конденсаторов [6].

ИДД содержит неподвижный индуктор 1 с двухслойной обмоткой, которая намотана прямоугольной медной шиной и уложена в стеклотекстолитовый каркас 2 (рис. 1). Индуктор прикреплен к корпусу 3. Напротив индуктора 1 установлен дисковый якорь 4, который прикреплен к силовой пластине 5. Внутри обмотки индуктора установлена направляющая втулка 6 для обеспечения хода бойка 7, имеющего заостренную часть, упорный выступ 8 и концевую часть 9.

Заостренная часть бойка установлена напротив объекта деформирования 10, фиксированного относительно каркаса 3, концевая часть 9 - установлена в зазоре оптического датчика положения 11, а упорный

выступ 8 взаимодействует с силовой пластиной 5. Возвратная пружина 12, прикрепленная к каркасу 3 и силовой пластине 5, обеспечивает плотное прижатие якоря 3 к индуктору 1 до и после силового импульса. Сверху установлен защитный кожух 13.

1

11

13

2

12

-10

Параметр Обозначе- ние Вели- чина

Внешний диаметр индуктора, мм Dex1 100

Внутренний диаметр индуктора, мм Din1 10

Высота индуктора, мм Hi 10

Внешний диаметр якоря, мм Dex2 100

Внутренний диаметр якоря, мм Din2 6

Высота якоря, мм H2 2

Толщина изоляции между индуктором и якорем, мм AZ0 1

Число витков индуктора, шт n1 42

Сечение витка медной шины, мм2 a*b 1,8x4,8

Коэффициент упругости возвратной пружины, кН/м Kp 7,5

Масса ударного элемента, кг m2 0,35

Емкость ЕНЭ, мкФ C 1980

Зарядное напряжение ЕНЭ, В Uo 310

Частота импульсов, Гц f* 1

Мощность источника, Вт P1 95,14

Мощность в импульсе, кВт P2 7,92

cn

et

fd2Tn

dr 2

+1 ^Tn. + â2Tn Л

r dr

dz

2

+ Jn(t)  kz -Pn (T);

âT

Cm (T ) -ym-f-dt

= K

i d2T

1 ¿T„

- + — r

dr

¿%, dz 2

где п = 1, 2 - индексы индуктора и якоря соответственно; т = 3, 4 - индексы изоляционного каркаса с направляющей втулкой и ударной стальной пластины соответственно; с(Т) - усредненная удельная теплоемкость; у -усредненная плотность материала; _/(/) - плотность тока активного элемента; Х(Т) - коэффициент теплопроводности; к2 - коэффициент заполнения индуктора; р(7) -удельное сопротивление активного элемента.

1 2 3 4 5 6 7

Параметры исследуемого ИДД, принятого в качестве базового варианта, представлены в табл.

Таблица

На рис. 2 представлен экспериментальный образец и индуктор базового ИДД, обмотка которого за-моноличена эпоксидной смолой и размещена в стеклотекстолитовом каркасе.

МАТЕМАТИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ Расчет электромеханических характеристик ИДД производится по известной методике [7].

Для определения температур индуктора и якоря ИДД, изменяемых в течение рабочего процесса, используется схемно-полевая модель [8]. Полевая модель позволяет на каждом временном шаге учесть пространственное распределение температур в активных (токовых) и пассивных элементах ИДД:

Рис. 2. ИДД (а) и его индуктор (б): 1 - ударная пластина;

2 - якорь; 3 - боек; 4 - каркас индуктора; 5 - возвратные пружины; 6 - опорная платина; 7 - токовводы индуктора;

8 - обмотка индуктора; 9 - втулка направляющая

Эта система уравнений дополняется граничными условиями на поверхностях f На охлаждаемых поверхностях используются граничные условия третьего рода, описывающие процесс теплоотдачи

ÔT f (х

=т (Tf - ^

где а - коэффициент теплоотдачи; n - нормаль к поверхности.

На границе контакта индуктора с каркасом и якоря с ударной пластиной - граничные условия четвертого рода

Tn (rf, zf, t )=Tm (rf, zf, t );

dT,

nf

=

dT,

mf

dn dn

На оси симметрии ИДД - граничное условие второго рода:

= 0.

дг ' /

Коэффициент теплопроводности индуктора вдоль соответствующих осей определяется как

^

Кп\і^к + 2Ки^п^к +Кк^п\і

где Хп, Хи, Хх - коэффициенты теплопроводности проводника, изоляции и эпоксидного компаунда соответственно; Кп, Ни, Кк - толщина проводника, изоляции и компаунда в соответствующем направлении.

Для описания переходных процессов целесообразно использовать так называемую схемную модель [8], построенную на основе эквивалентных схем замещения, в которой основные параметры и характеристики элементов схемы замещения определяются из полевой модели.

В схемной модели усредненные по сечению температуры п-ото активных элементов при наличии теплового контакта между ними через изоляционную прокладку, можно описать рекуррентным соотношением [9]

Ґ „ Л V

\ + -

Tn (tk+l) = Tn (tk ) • exP

-At

+ < 1 - exp

At

cn (Tn )^ nH n

(

PnaTn

cn (Tn )YnHn

PnaTn

Áp2ex - pn )

¿n(tk )Rn (Tn ) + T0PnaTn ) + Tr (tk К

подвижен и находится в зоне максимальной магнитной связи с индуктором, т.е. тормозная сила многократно превышает электродинамические силы.

В зависимости от режима работы существенно меняются токовые характеристики ИДД в фазе нагрузки (рис. 3). Так в режиме РХ однополярный импульс тока в индукторе имеет резкий фронт с относительно медленным затуханием. В режимах РД и РТ за счет возникновения импульса тока в якоре изменяемой полярности фронт тока в индукторе обостряется, возрастает величина импульса и происходит быстрое его затухание.

], А/мм2

aTn (V) Fan + í где С,=жХи (T)(d¿ - Din \da +AZ)_1; ^(T) - коэффициент теплопроводности изоляционной прокладки; Rn - сопротивление индуктора (n = 1) и якоря (n = 2); da - толщина прокладки; Pn - площадь поверхности охлаждения активного элемента; Dex, Din - внешний и внутренний диаметры активных элементов соответственно; AZ - величина перемещения якоря; V - скорость перемещения якоря; r = 2, 1 при n = 1, 2 соответственно.

В схемной модели все параметры считаются сосредоточенными и представляют собой усредненные значения, полученные из полевой модели. Такая схемно-полевая модель позволяет обеспечить высокую скорость расчета переходных процессов с учетом пространственного распределения температур по активным элементам ИДД.

РЕЗУЛЬТАТЫ РАСЧЕТА БАЗОВОГО ИДД

При работе ИДД его электромеханические и тепловые процессы во многом зависят от режима работы. Можно выделить следующие режимы:

• режим холостого хода (РХ), при котором якорь выведен из магнитного взаимодействия с индуктором, возбуждаемым от ЕНЭ;

• режим движения (РД), при котором подвижный якорь магнитно взаимодействует с индуктором и ускоряет боек с ударной пластиной, т.е. электродинамическая сила превышает тормозные силы;

• режим торможения (РТ), при котором якорь не-

Рис. 3. Плотности токов индуктора/ и якоря/2 в фазе нагрузки при работе ИДД в режимах РД, РТ, РХ

В режиме РТ энергия ЕНЭ Ш0 = 0,5СП0 поступает на нагрев активных элементов

Шп =| 12тп (Тп )* , п = 1, 2; в режиме РХ - только на нагрев индуктора; в режиме РД энергия распределяется на нагрев индуктора и якоря, на движение якоря массой т2 с ударным элементом массой тё

Шкт = °,5(т2 + тё )¥2(/), на сжатие возвратной пружины

Шрг = 0,5Кр М ),

и на аэродинамическое сопротивление воздуха.

При работе в циклическом режиме РД характер токов практически сохраняется при условии, что последующий импульс возникает после полного затуха-ния предыдущего (рис. 4,а). Отличие в характере импульсов возникает из-за изменения сопротивления активных элементов, обусловленное их нагревом, однако это проявляется в последующем.

Под действием электродинамических сил якорь с ударным элементом перемещается на расстояние Ы со скоростью V в прямом направлении, а под действием возвратной пружины - в обратном направлении до соприкосновения с индуктором (рис. 4,6). Механические процессы на начальных циклах работы ИДД практически повторяются, но с течением времени приобретают меньшую амплитуду из-за возрастающего сопротивления активных элементов.

200

-200

-400

-600

]у А/мм2

К

Н

15 мс

4 (,С 5

Є, К

2.5 2

1.5 1

0.5

О

15 мс

4 г, С 5

При работе ИДД достаточно продолжительное время (до 5 мин) с частотой следования импульсов 1 Гц тепловая энергия в активных элементах возрастает практически линейно, но существенно зависят от режима работы. На рис. 5 представлены зависимости выделенной тепловой энергии Ш в индукторе и якоре Ш2. В режиме РХ вся энергия ЕНЭ поступает на нагрев индуктора. В режиме РТ - эта энергия перераспределяется между индуктором и якорем, причем в последнем выделяется меньшая часть. А в режиме РД, где присутствуют другие связанные с движением энерговыделения, в якоре и индукторе выделяется наименьшее количество тепловой энергии. кДж

30

20

15

10

о

т

т

Ші

.

Рис. 4. Электрические (а), механические (б) и тепловые (в) временные зависимости при работе ИДД с частотой 1 Гц в режиме РД

На рис. 4,в показаны превышения температур активных элементов 9 = Т0 - Тп за первые рабочие циклы. Превышение температуры якоря на начальных рабочих циклах возрастает примерно в 2 раза быстрее, чем у индуктора. При этом в течение фазы нагрузки рабочего цикла (продолжительностью 15 мс) температура индуктора возрастает плавно, а в якоре -практически мгновенно. В течение фазы нагрузки между активными элементами отсутствует тепловое взаимодействие за счет перемещения якоря на расстояние Д2, а за счет скорости V возникает перемещение находящегося между ними воздуха, что влияет на величину коэффициента теплоотдачи а(V) [10].

В течение паузы рабочего цикла (от 15 мс до 1 с) якорь находится в контакте с индуктором, что влияет на их тепловое состояние: нагрев индуктора повышается, а якоря уменьшается. Причем интенсивность этого процесса возрастает с числом рабочих циклов ИДД, что объясняется возрастающими перепадами температур между активными элементами.

0 1 2 3 4 Г, мин

Рис. 5. Зависимости тепловойэнергиив индукторе Ш и якоре от времени работы ИДД с частотой 1 Гц

Указанное распределение энергии приводит к тому, что рост превышения температуры индуктора существенно зависит от режима нагрузки (рис. 6). Наиболее напряженным в тепловом отношении для индуктора является режим РХ, а наиболее благоприятным -режим РД. Температурные зависимости имеют тенденцию замедления роста, но превышения температур за 5-7 мин достигают предельной величины 110-120 °С, при котором начинает размягчаться эпоксидная смола, компаундирующая обмотку индуктора.

’ ’ 01. к ’ ’

Рис. 6. Зависимости превышения температуры индуктора от времени работы ИДД с частотой 1 Гц

Рассмотрим пространственные распределения температур в поперечном сечении ИДД в зависимости от режима работы за одно и то же время - 10 с. На рис. 7 показаны: проводники обмотки индуктора 1, между-витковая изоляция 2, стеклотекстолитовый каркас 3, внутренняя текстолитовая направляющая втулка 4, центральное отверстие 5, якорь 6, ударная пластина 7, зазор между якорем и индуктором 8, линии равных

температур 9. Здесь же представлены шкала температур и их распределения по участкам ИДД.

Наиболее нагретым элементом конструкции является медный якорь со стальной ударной пластиной, на участках которых практически одинаковая температура. Градиент температур на обмотке индуктора незначительный, и в основном он возникает в каркасе и втулке, выполненных из непроводящих материалов.

В режиме РТ температура как якоря, так и индуктора выше, чем в режиме РД, а в режиме РХ температура индуктора наибольшая.

Представленные зависимости обосновывают использование усредненных температур для индуктора и якоря при расчете переходного процесса в схемной модели и позволяют определить реальные тепловые потоки через различные поверхности ИДД с уточненными коэффициентами теплоотдачи.

ВЛИЯНИЕ ПАРАМЕТРОВ ИДД В РЕЖИМЕ РД НА ЕГО ТЕМПЕРАТУРНЫЕ ПОКАЗАТЕЛИ Рассмотрим влияние частоты / следования импульсов на нагрев индуктора и якоря. На рис. 8 показано, как с увеличением периода следования импульсов Ти = У/и происходит уменьшение нагрева индуктора 01 и якоря 02 за 300 рабочих циклов. С уменьшением частоты / от 5 до 1 Гц (Тш увеличивается от 0,2 до 1,0 с) нагрев индуктора уменьшается на 15 %, в то время как нагрев якоря уменьшается на 33 %. При этом нагрев якоря превышает нагрев индуктора, но с увеличением периода Ти эта разность уменьшается. Это объясняется более продолжительным временем теплового контакта индуктора и якоря, а значит и более эффективным теплообменом между ними.

На рис. 9 показан рост нагрева индуктора 01 и якоря 02 при работе ИДД с частотами 1 и 5 Гц от количества рабочих импульсов N.

При работе с частотой 1 Гц нагрев якоря не значительно превышает нагрев индуктора, причем разность между ними с ростом количества импульсов уменьшается. При работе с частотой 5 Гц нагрев якоря значительно больше, чем у индуктора, причем разность между ними с ростом количества импульсов практически неизменна. Поскольку при работе ИДД с частотой 1 Гц 300 импульсов реализуется за 5 мин, а при работе с частотой 5 Гц - за 1 мин, то очевидно последний режим работы значительно более напряжен в тепловом отношении. Фактически представленные зависимости показывают допустимое число рабочих импульсов, при которых не происходит повреждение элементов ИДД.

Одним из путей уменьшения тепловой нагрузки якоря представляется увеличение его высоты (рис. 10). При увеличении высоты якоря от 2 до 3 мм эффективность ИДД, оцениваемая соотношением

/7 = (Ш2 + шг) • V 2 С _1 • и о2,

возрастает на 22 %. При этом происходит перераспределение тепловой энергии: в якоре тепловая энергия уменьшается, а в индукторе W\ - возрастает. В результате этого разность между нагревом якоря и индуктора уменьшается, и, что важно, уменьшаются, хотя и незначительно, и сами нагревы.

2.3858+001 2.365е+001 2.346е+001 2.3278+001 2.308е+001 2.2898+001

2.269е+001

2.2508+001 2.2318+001 2.212е+001 2.1938+001 2.173е+001 2.154е+001 2.135е+001 2.1168+001 2.0978+001 2.0778+001 2.058е+001 2.0398+001 <2.020е+001 : 2.0398+001 ОегеНу РкЛ: ТетрегаЬге

>2.4048+001

2.385е+001

2.3658+001

2.3468+001

2.327е+001

2.3088+001

2.289е+001

2.2698+001

2.2508+001

2.231е+001

2.2128+001

2.1938+001

2.173е+001

2.1548+001

2.1358+001

2.11бе+001

2.0978+001

2.077е+001

2.058е+001

2.460е+001

I 2,414е+001  2.3906+001 П 2.3б7е+001 2.3440+001 I 2.3208+001 2.2970+001 12.2740+001 12.2500+001 1 2.2270+001

_] 2.1800*001  2.1570+001 2.134е+001 2.1100+001 12.0670+001 2.0640+001 12.0400+001 ] <2.0170+001:

О0ГбГСу Р1оГ: Тетрегэоже

Рис. 7. Распределения температур по сечению на 10ой секунде при работе ИДД в режиме: а) РХ; б) РТ; в) РД

в, к

Рис. 8. Зависимость превышения температур индуктора и якоря за 300 циклов от периода следования импульсов

Рис. 9. Зависимость превышения температур индуктора и якоря от количества рабочих циклов при работе ИДД с частотой: 1 - 1 Гц; 2 - 5 Гц

Другим конструктивным элементом ИДД, влияющим на нагрев активных элементов, является площадь поверхности охлаждения индуктора Р\ (не-контактируемая с каркасом и внутренней направляющей втулкой). На рис. 11 показаны превышения температур индуктора 01 и якоря 02 ИДД, работающего с частотой 1 Гц, у которого изменяется площадь поверхности охлаждения индуктора.

—

IVь кДж

кДж -*

-1— \

\ е2/ю, к \ 0!/1О, К

2,0 2,2 2,4 2,6 2,8 Я2, мм

Рис. 10. Зависимостьэнергетических итепловых параметров от высоты якоря за 150 с при работе ИДД с частотой 1 Гц

Очевидно, что с увеличением площади поверхности Р\ нагрев индуктора уменьшается, хотя и незначительно (на 5,5 % при увеличении площади поверхности в 4 раза), но при этом также снижается и нагрев якоря (на 4,3 %) из-за теплового взаимодействия между ними во время паузы рабочего цикла.

Необходимо отметить довольно сильную тепловую связь между индуктором и якорем. На рис. 12 показаны превышения температур индуктора и якоря для базового ИДД, для двигателя, у которого площадь поверхности охлаждения индуктора уменьшена в 2 раза, и для двигателя, у которого площадь поверхности охлаждения якоря уменьшена в 2 раза. Из представленных зависимостей следует, что уменьшение площади поверхности охлаждения индуктора или якоря вызывает увеличение нагрева как данного элемента, так и элемента, у которого площадь поверхности

охлаждения остается неизменной.

е. к

Рис. 11. Зависимость превышения температур индуктора и якоря от площади поверхности охлаждения индуктора Р1 по отношению к базовому варианту Р10 за 150 рабочих циклов

Таким образом, увеличение площади поверхности охлаждения любого из активных элементов радикально не решает проблему нагрева рассматриваемого ИДД, работающего с частотой 1 Гц.

В качестве достижения устойчивой температуры активных элементов при длительной работе ИДД в циклическом режиме предлагается интенсификация охлаждения, например за счет обеспечения вентиляции воздуха или использования водяного охлаждения [10].

Учитывая тепловую связь между активными элементами ИДД, предлагается интенсивное охлаждение

только неподвижного индуктора. На рис. 13 представлены превышения температур индуктора и якоря ИДД при интенсивном охлаждении индуктора с различными коэффициентами теплоотдачи.

С повышением интенсивности охлаждения индуктора уменьшается нагрев обоих активных элементов, но разность температур между ними возрастает. При этом обеспечивается стабилизация температур, что позволяет не ограничивать время работы рассматриваемого ИДД циклического действия.

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ Для проверки основных теоретических положений были проведены измерения температуры на поверхности индуктора 1 базового ИДД со стеклотекстолитовым каркасом и индуктора 2 со стальным каркасом, у которого отвод тепла осуществляется со всей его поверхности при работе с частотой 1 Гц (рис. 14).

В экспериментах использовался режим РХ.

е,. к е2. к

а б

Рис. 12. Зависимость превышения температур индуктора (а) и якоря (б): 1 - базовый вариант; 2 - поверхность охлаждения индуктора уменьшена в 2 раза;

3 - поверхность охлаждения якоря уменьшена в 2 раза

Измерение проводилось прибором М 890в, снабженного термопарой. Участок измерения температуры индукторов расположен на расстоянии 20 мм от оси. Показано, что индуктор 2 со стальным каркасом нагревается несколько медленнее, чем индуктор 1 со стеклотекстолитовым каркасом, благодаря улучшенному теплоотводу (рис. 15).

Экспериментальные зависимости с точностью до 6 % совпадают с расчетными результатами, что подтверждает достоверность математических моделей.

9, К

Рис. 13. Зависимость превышения температур индуктора (тонкие линии) и якоря (жирные линии) от времени работы ИДД при охлаждении индуктора с коэффициентом теплоотдачи а, Вт/(м2 К): 1 - 50; 2 - 100; 3 - 150; 4 - 200

а б

Рис. 14. Способ измерение температуры поверхности индуктора со стальным каркасом: а) измерительный прибор и индуктор; б) участок измерения температуры индуктора

ЗАКЛЮЧЕНИЕ Разработана математическая модель, описывающая тепловое состояние индукционно-динамического двигателя циклического действия. Для определения изменяемых в течение рабочего процесса температур индуктора и якоря ИДД, используются схемнополевая модель. Установлено влияние режимов холостого хода, при котором якорь выведен из магнитного взаимодействия с возбуждаемым индуктором, движения и торможения якоря на нагрев активных элементов. В режиме движения якоря исследованы зависимости превышений температур активных элементов от частоты следования импульсов, высоты якоря, площади охлаждения активных элементов и интенсивности охлаждения индуктора.

Проведенные экспериментальные исследования тепловых процессов подтвердили достоверность математической модели и результатов расчетов.

поверхности индуктора ИДД при работе с частотой 1 Гц

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Магнитно-импульсная обработка материалов. Пути совершенствования и развития: Труды межд. науч.-техн. конф. МИОМ-2007. - Самара, 18-19 сентября 2007. - Самара: СГАУ, 2007. - 280 с.

2. Field J.E.. Review of experimental techniques for high rate deformation and shock studies// Int. J. Imp. Eng. - Vol. 30, 2004. - P. 725-775.

3. Болюх В.Ф., Марков A.M., Лучук В.Ф., Щукин И.С. Энергетические процессы и эффективность индукционнодинамического преобразователя ударного действия // Електротехніка і електромеханіка. - 2009. - № 2. - C. 9-14.

4. Болюх В.Ф., Назаренко С.А., Рассоха М.А. Мультиполе-вая модель импульсного электромеханического преобразователя // Інтегровані технології та енергозбереження. -2009. - № 3. - С. 34-40.

5. Гуревич Э.И., Рыбин Ю.Л. Переходные тепловые процессы в электрических машинах. - Л.: Энергоатомиздат, 1983. - 216 с.

6. Болюх В.Ф., Марков А.М., Лучук В.Ф., Щукин И.С. Синтез параметров высокоэффективного электромеханического преобразователя ударного действия // Технічна електродинаміка. Тем. випуск: Проблеми сучасної електротехніки. - 2008. - Ч. 2. - С. 63-68.

7. Болюх В.Ф. Влияние длительности токов обмотки возбуждения и якоря на эффективность индукционнодинамического электродвигателя // Электротехника. - 2001. - № 11. - С. 27-31.

8. Птах Г.К. Методологические аспекты разработки компьютерных моделей электромеханических преобразователей // Известиявузов. Электромеханика. - 2003. - № 1. - С. 7-11.

9. Болюх В.Ф. Электродинамические процессы в линейном импульсно-индукционном двигателе с подвижной криоре-зистивной обмоткой возбуждения // Электротехника. -1999. - № 2. - С. 3-10.

10. Филиппов И.Ф. Основы теплообмена в электрических машинах. - Л.: Энергия, 1974. - 384 с.

Bibliography (transliterated): 1. Magnitno-impulcnaja obrabotka mate-rialov. Puti covershenctvovanija i razvitija: Trud'i mejd. nauch.-tehn. konf. MI0M-2007. - Camara, 18-19 centjabrja 2007. - Camara: CGAU, 2007. -280 c. 2. Field J.E.. Review of experimental techniques for high rate deformation and shock studies// Int. J. Imp. Eng. - Vol. 30, 2004. - P. 725775. 3. Boljuh V.F., Markov A.M., Luchuk V.F., SCHukin I.C. Ener-geticheckie protsecc'i i effektivnoct induktsionno-dinamicheckogo preo-brazovatelja udarnogo de'ctvija // Elektrotehnika і elektromehanika. -2009. - № 2. - C. 9-14. 4. Boljuh V.F., Nazarenko C.A., Raccoha M.A. Multipolevaja model impulcnogo elektromehanicheckogo preobra-zovatelja // Integrovani tehnologii ta energozberejennja. - 2009. - № 3. - C. 34-40. 5. Gurevich E.I., R'ibin JU.L. Perehodn'ie teplov'ie protsecc'i v elektricheckih mashinah. - L.: Energoatomizdat, 1983. - 216 c. 6. Boljuh V.F., Markov A.M., Luchuk V.F., SCHukin I.C. Cintez parametrov v'i-cokoeffektivnogo elektromehanicheckogo preobrazovatelja udarnogo de'ctvija // Tehnichna elektrodinamika. Tem. vipuck: Problemi cuchacnoi elektrotehniki. - 2008. - CH. 2. - C. 63-68. 7. Boljuh V.F. Vlijanie dlitel-nocti tokov obmotki vozbujdenija i jakorja na effektivnoct induktsionno-dinamicheckogo elektrodvigatelja // Elektrotehnika. - 2001. - № 11. - C. 27-31. 8. Ptah G.K. Metodologicheckie acpekt'i razrabotki kompjutern'ih modele' elektromehanicheckih preobrazovatele' // Izvectija vuzov. Elek-tromehanika. - 2003. - № 1. - C. 7-11. 9. Boljuh V.F. Elektrodi-namicheckie protsecc'i v line'nom impulcno-induktsionnom dvigatele c podvijno' kriorezictivno' obmotko' vozbujdenija // Elektrotehnika. - 1999. -№ 2. - C. 3-10. 10. Filippov I.F. Ocnov'i teploobmena v elektricheckih mashinah. - L.: Energija, 1974. - 384 c.

Поступила 04.10.2010

Болюх Владимир Федорович, д.т.н., проф.

Щукин Игорь Сергеевич, к.т.н., доц.

Национальный технический университет "Харьковский политехнический институт"

ООО Фирма "ТЭТРА Ltd",

61002, Украина, Харьков, ул. Фрунзе, 21 тел. (057) 7076427

e-mail: bolukh@kpi.kharkov.ua, tech@tetra.kharkiv.com Bolyukh V.F., Schukin I.S.

Features of thermal conditions of an inductive dinamyc cyclic motor.

A mathematical model describing thermal conditions of an inductive dynamic cyclic motor is developed. To determine the inductor and the armature temperatures which vary during the working process, a circuit and a field models are used. The effect of the armature idling, motion, and braking on the motor thermal conditions has been revealed. In the armature motion mode, the active elements temperature increase versus pulse repetition frequency, the armature height, the active elements cooling area, and the inductor cooling rate is studied. Experimental investigations conducted prove validity of the mathematical model and the calculation results.

Key words - inductive dynamic cyclic motor, mathematical model, thermal conditions, experimental investigations, inductor and armature temperatures.