Проектирование элементов электротехнических комплексов для систем отопления транспортного назначения

1. Повышение надежности экипажной части тепловозов / А. И. Беляев, Б. Б. Бунин, С. М. Голубятников и др.; под ред. Л. К. Добрынина. - М. : Транспорт, 1984. -248 с.

2. Прочность и безотказность подвижного состава железных дорог / А. Н. Савоськин, Г. П. Бурчак, А. Л. Матвеевичев, Е. В. Сердобинцев и др.; под общ. ред. А. Н. Савоськина. - М. : Машиностроение, 1990. - 288 с. : ил.

3. Тепловоз 2ТЭ116 / С. П. Филонов, А. И. Гибалов. - М., 1985. - 328 с.

4. Нормы для расчета и оценки прочности несущих элементов, динамических качеств и воздействия на путь экипажной части локомотивов железных дорог РФ колеи 1520 мм. - М. : МПС, 1998. - 145 с.

Статья поступила в редакцию 27.04.2010;

представлена к публикации членом редколлегии А. В. Грищенко

УДК 62.13.13 С. Н. Иванов

ПРОЕКТИРОВАНИЕ ЭЛЕМЕНТОВ ЭЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКИХ КОМПЛЕКСОВ ДЛЯ СИСТЕМ ОТОПЛЕНИЯ ТРАНСПОРТНОГО НАЗНАЧЕНИЯ

На основе анализа результатов теоретического и экспериментального исследования процессов в исполнительных элементах электротехнических комплексов транспортного назначения получены выражения для инженерного расчета размерных соотношений, позволяющие проектировать электроотопительное оборудование для железнодорожного транспорта с заданными эксплуатационными показателями.

тепловая мощность, механическая мощность, неподвижный нагревательный элемент, вращающийся элемент, внутренний ферромагнитный элемент.

Введение

Одним из возможных вариантов экономичного обеспечения требуемых температурных условий на пассажирском железнодорожном транспорте является разработка электротехнических комплексов (ЭТК) на основе элементов, совмещающих функции производства тепловой энергии и перемещения теплоносителя при эффективном использовании первичных энергетических ресурсов и снижении потерь при их преобразовании и передаче. В первую очередь целесообразность использования таких элементов, реализованных в виде теплогенерирующих электромеханических преобразователей с короткозамкнутыми вторичными обмотками, связана с возможностью отказа от использования специальных вспомогательных перекачивающих устройств (осевые, центробежные, оседиагональные насосы) с весьма

низкими энергетическими показателями. Кроме этого, ЭТК транспортного назначения, объединяющие эти исполнительные элементы и систему управления генерацией тепловой энергии и транспортированием теплоносителя, обеспечивают возможность экономичного и точного поддержания заданных эксплуатационных показателей (температуры, производительности, давления) и одновременно отвечают жестким требованиям электробезопасности и экологичности.

Наибольшая сложность при разработке ЭТК возникает при выборе устройства преобразования первичной энергии, поскольку оно должно обладать не только хорошими эксплуатационными и массогабаритными показателями, высоким КПД и обеспечивать экономичное поддержание заданных параметров, но и иметь простую и технологичную конструкцию, быть рассчитанным на большой срок службы и т. д.

Анализ способов получения тепловой энергии однозначно показывает, что для автономных объектов транспортного назначения наиболее целесообразно применение электронагревательных устройств. При этом традиционные преобразователи имеют низкий класс электробезопасности, а нагревательные элементы трансформаторного типа - второй класс вследствие отсутствия электрической связи между первичной и вторичной обмотками и характеризуются напряженным тепловым режимом работы. Теоретически увеличить коэффициент теплоотдачи можно за счет обеспечения принудительного теплообмена, что и привело к разработке электронагревательных устройств с вращающимися нагревательными элементами в виде короткозамкнутых обмоток, характеризующихся повышенными коэффициентом теплоотдачи, теплопроизводительностью и обладающих хорошими регулировочными свойствами [1]. Принцип действия данных устройств аналогичен принципу действия асинхронного короткозамкнутого электрического двигателя, но для повышения теплопроизводительности и снижения влияния тепловыделяющего элемента (ВЭ) на параметры теплогенерирующего устройства скорости вращения в конструкции предусмотрены добавочные источники тепла (НЭ), показатели которых в меньшей степени связаны со скоростью вращения ВЭ. Вращающаяся вторичная обмотка и магнитопровод разделены подшипником скольжения, образованным капсулой из антифрикционного самосмазывающегося материала, обеспечивающей свободное вращение подвижной обмотки в тангенциальном направлении, но ограничивающим ее осевое и радиальное перемещение относительно магнитопровода. Вращающаяся обмотка выполнена в виде двух коаксиальных цилиндров, неподвижных друг относительно друга, причем наружный цилиндр состоит из

электропроводящего немагнитного материала (сплавы алюминия), а внутренний - из ферромагнитного (электротехническая сталь).

Для определения точных технико-экономических показателей таких ЭТК требуется их практическая реализация, которая невозможна без

разработки методики проектирования основных исполнительных элементов комплекса и анализа результатов теоретических и экспериментальных исследований с целью проверки адекватности полученных выражений.

1 Энергетические соотношения в исполнительном элементе

1.1 Постановка задачи

Процессы преобразования энергии в исполнительном элементе ЭТК, имеющем признаки как статического преобразователя трансформаторного типа, так и вращающихся электрических машин переменного тока, связаны с наличием неподвижного нагревательного элемента и вращающейся короткозамкнутой обмотки. Поэтому формально его можно рассматривать как трехобмоточный трансформатор с двумя вторичными обмотками -неподвижной и вращающейся, так и в качестве вращающегося преобразователя с двумя вторичными короткозамкнутыми полыми цилиндрическими обмотками. Для описания электромагнитных процессов в обоих случаях все величины вторичных обмоток приводятся к параметрам первичной, тогда как во вращающемся преобразователе учитывается не только число витков обмоток, но и количество фаз, и обмоточные коэффициенты. Замена реального преобразователя требует неизменности распределения магнитного поля и потоков мощности. Для сохранения магнитного потока должны обеспечиваться равенство намагничивающих сил и пропорциональность ЭДС числу витков при замене обмотки, для инвариантности активной и реактивной составляющих мощности изменяются полные сопротивления вторичных обмоток, поэтому каждая из них приводится к первичной. Особенностью исполнительного устройства является то, что толщина стенок полых цилиндрических элементов, образующих вторичные обмотки, во много раз меньше глубины проникновения электромагнитного поля, поэтому вихревые токи при любых скольжениях распределяются по толщине стенок ротора практически равномерно и его приведенное активное сопротивление ВЭ зависит от скольжения незначительно, а индуктивные сопротивления рассеяния неподвижного элемента (НЭ) и ВЭ исключительно малы.

Преобразование и распределение мощностей с учетом всех составляющих потерь, определяющих выходные характеристики устройства, рассматриваются в предположении, что все потери, за исключением электрических в первичной обмотке и магнитных в стали статора, определяют полезную мощность исполнительного элемента, идущую на нагрев и перемещение рабочей среды. Механическая мощность определяется радиальной составляющей вектора Умова или плотностью механической мощности, воспринимаемой поверхностью ВЭ как произведение тангенциального механического напряжения на тангенциальную окружную скорость. Электрические потери в НЭ

находятся на основе допущений о том, что магнитное поле, связанное с НЭ, ограничено расчетной длиной воздушного зазора, равномерно по длине зазора и имеет только нормальную составляющую, неизменную по всей толщине НЭ и гармонически изменяющуюся по окружности воздушного зазора; индукция магнитного поля в лобовых частях НЭ равна нулю; магнитные проницаемости НЭ и воздушного зазора равны; учитывается только основная гармоническая составляющая; индуктивное сопротивление НЭ мало.

Основным допущением при разработке инженерной методики проектирования исполнительного элемента ЭТК является предположение о том, что главным источником тепловой мощности является НЭ, в нем отсутствует теплопроводность, соответственно его размеры и физические характеристики определяют заданную температуру, а механическая мощность зависит от исполнения ВЭ, обеспечивающего требуемую производительность или давление комплекса.

1.2 Определение тепловой мощности

Величина электрических потерь Рэлнэ, выделяемых в НЭ, находится по выражению [1]:

Р,„нэ = 4РВд^/^нэРнУ,

-1

нэ

*нэ

где р - число полюсов; f - частота питания, Г ц;

В а - индукция в зазоре; т - полюсное деление;

ДНЭ, /НЭ, рНЭ - соответственно толщина, активная длина и удельное сопротивление НЭ.

Основным видом теплообмена между поверхностью НЭ и нагреваемым теплоносителем является конвективный теплообмен, учитываемый в формуле Ньютона - Рихмана коэффициентом теплоотдачи кто.

Следует отметить, что наличие коэффициента теплоотдачи кто, зависящего от физико-химических и геометрических факторов, таких как температура, скорость перемещения среды, состояние поверхности и форма канала, критерий Рейнольдса и целого ряда других, затрудняет использование этой формулы при точных расчетах. Анализ показал, что для расчета коэффициента теплоотдачи в газообразной среде для канала с нормальной турбулентностью (104 < Re < 106) можно воспользоваться эмпирической формулой Рихтера, учитывающей параметры, достаточно полно характеризующие объект исследования. При известной мощности, выделяемой в НЭ, согласно первому закону термодинамики, превышение

температуры нагреваемого теплоносителя над температурой окружающей среды ©НЭ определяется выражением:

2рВ1т/\эА

0Л78А,

0,178

р-с

0,832

а

нэ

0,088 т0 744 0,832 f\ г тл

Азэ 'нэ v 71 °’5DH3

*вэ

где X, р, c, v - теплопроводность, плотность, удельная теплоемкость и скорость теплоносителя соответственно.

При использовании в качестве теплоносителя жидкой рабочей среды точное нахождение коэффициента теплоотдачи приводит к необходимости решения краевой задачи конвективного теплообмена, сводящейся к системе дифференциальных уравнений энергии, теплоотдачи, движения и сплошности с учетом геометрических размеров элементов ЭТК, их физических свойств, начальных и граничных условий (температур, скоростей на входе и выходе и т. д.) [2]. Приближенное значение коэффициента теплоотдачи определяется из критериальных уравнений и на основе теплофизического эксперимента, в частности с использованием калориметрических методов.

Анализ выражения (1) показывает, что изменение температуры в основном является функцией конструктивных параметров (количества полюсов, полюсного деления, длины частей статора, толщины НЭ, внешнего радиуса НЭ); электромагнитных параметров (магнитной индукции, частоты питающего напряжения); удельной электрической проводимости материалов НЭ; параметров нагреваемого теплоносителя (коэффициента теплопроводности, плотности, удельной теплоемкости); гидравлических и гидродинамических параметров (гидравлического радиуса сечения, скорости нагреваемой среды); скорости вращения ВЭ.

Выражение (1) позволяет на стадии проектирования решать как прямую задачу нахождения размерных соотношений и физических параметров НЭ при заданной температуре, так и обратную - определить температуру НЭ при известном виде теплоносителя для конкретной конструкции исполнительного элемента.

1.3 Определение механической мощности

Величина механической мощности Рмехвэ определяется как разность потребляемой исполнительным элементом мощности и суммы основных, магнитных и добавочных потерь в нем, причем последние состоят из гидравлических, включающих ударные, геометрические и дифференциальные, и механических, состоящих из дисковых потерь и потерь гидравлического торможения, и при инженерных расчетах определяются на основе коэффициентов кн, кд, поб, Пгвдр, Пмех,

соответственно учитывающих конечное количество напорных лопастей, объемное сжатие теплоносителя, объемный, гидравлический и механический коэффициенты полезного действия. В то же время механическая мощность обеспечивает действительные значения давления Нд и производительности Q с учетом конечного числа лопастей ВЭ и степени объемного сжатия теплоносителя:

72мех = А / ^яМобЛгидрЛмех •

Следует отметить, что выражение (2) одновременно включает давление и производительность ЭТК, поэтому при проектировании комплекса один из параметров задается, например, исходя из величины гидравлического сопротивления системы, а другой рассчитывается.

Уравнение, связывающее давление и производительность с учетом геометрических параметров и частоты вращения ВЭ, имеет вид [1]:

_0 с . 2 -0 5- 2

Н= nD2nB3g ’ smy2 - nDxnB3g ’ sinyj +

+ QnB3gb2l sin2 y2 • ctg(32 -QnB3gb;x sin2 Yl • ctgPj,

где Yi - угол скоса лопасти на внутреннем диаметре ВЭ D\, у2 - угол скоса лопасти на внешнем диаметре ВЭ D2; в1 - угол установки лопасти на входе; в2 - угол установки лопасти на выходе; b2 - ширина лопасти на выходе; пВЭ - число оборотов ВЭ.

2 Определение соотношения между тепловой и механической мощностями

2.1 Численное моделирование температурного поля неподвижного нагревательного элемента

Для проверки формулы (1) было смоделировано температурное поле с использованием уравнения теплопроводности в следующем виде:

где Хх, Ху - компоненты тензора теплопроводности; q - удельная мощность тепловыделения.

Основные результаты критериального анализа максимальной температуры в виде функции двух переменных, приведенных на рис. 1, позволяют оценить влияние толщины неподвижного элемента Диэ при изменении частоты питающего напряжения f на его температуру.

Рис. 1. Зависимость температуры от толщины НЭ и частоты

Результаты моделирования показывают, что при частоте ниже 40 Гц изменение толщины нагревательного элемента от 0,05 до 0,40 мм практически приводит к росту температуры до 80 °С, что требует существенной корректировки выражения (1) в этом частотном диапазоне. Повышение частоты до 50...65 Гц и аналогичное изменение конструктивного параметра приводит к значениям температуры порядка 200.280 °С, которые отличаются от расчетных не более чем на 3.5 %. Моделирование работы комплекса при частоте 75.100 Гц и толщине НЭ 0,40 мм дает температуры порядка 300.380 °С, что примерно на 30 % выше, чем результаты расчета по формуле (1). Анализ полученных результатов в номинальном частотном диапазоне 40.70 Гц подтверждает возможность использования выражения (1) при проектировании ЭТК для нахождения температуры при известных параметрах НЭ.

2.2 Определение параметров внутреннего ферромагнитного элемента

Раздельное рассмотрение тепловых и механических характеристик в ЭТК существенно упрощает задачу проектирования элементов комплекса, но требует проверки допустимости такого подхода, поскольку в реальных устройствах эти процессы протекают одновременно, оказывая

значительное взаимное влияние. В связи с этим при проектировании комплекса необходимо задавать соотношение между тепловой и механической мощностями выбором параметров внутренних ферромагнитных элементов (ФЭ), а затем обеспечивать требуемые выходные показатели по температуре и производительности (давлению). Основной задачей при определении размерных соотношений таких ФЭ является обеспечение минимального гидравлического сопротивления проточной части при требуемом сечении ФЭ. Поскольку величина основного магнитного потока ограничена магнитной индукцией в зубцах статора и, как следствие, при допустимом значении индукции (обычно не более 1,9...2,1 Тл) определяет минимальную ширину зубца, то и толщина ФЭ d может быть предварительно выбрана равной этой величине.

Сравнение механических характеристик базового асинхронного двигателя с расчетной и экспериментальной характеристиками ЭТК с ВЭ без внутреннего ФЭ позволяет определить диапазон изменения соотношения между тепловой и механической составляющими ЭТК. Поскольку механическая мощность, передаваемая электромагнитным путем на ВЭ, и производительность комплекса зависят от размерных соотношений ФЭ, для оценки этого влияния было проведено численное моделирование электромагнитных, тепловых и гидравлических процессов при различной толщине ферромагнитного элемента.

Интегральные тепловые характеристики ЭТК для ФЭ различной толщины, показывающие зависимости температуры теплоносителя (дистиллированная вода) от скольжения, приведены на рис. 2.

Сравнительный анализ результатов численного моделирования с проектными параметрами экспериментального варианта ЭТК подтвердил возможность определения толщины ФЭ на основе электромагнитного расчета. В частности, для исследованного варианта ЭТК с исполнительным элементом мощностью 2,2 кВт для электротехнической стали 2013 ГОСТ 21427.2-83 с толщиной листа 0,5 мм и коэффициентом заполнения 0,95 расчетная ширина зубца статора составляет приближенно 4 мм, по результатам численного моделирования для существенного снижения магнитного сопротивления достаточно установки ФЭ толщиной 2 мм. Кроме того, из рис. 2 видно, что совместное использование ВЭ и НЭ обеспечивает практическое постоянство результирующей температуры нагреваемой среды при номинальных напряжениях и частоте питающей сети и заданном коэффициенте теплоотдачи в диапазоне скольжений 0,4.0,9, т. е. изменении механической составляющей и производительности. При заданной производительности комплекса (скольжении) аппроксимация зависимости температуры от толщины ФЭ позволяет выбирать размерные отношения ФЭ, определяющие соотношение между тепловой и механической мощностями.

Рис. 2. Зависимость температуры теплоносителя от скольжения при различной толщине внутренних ферромагнитных элементов

Более сложно определить осевую длину ФЭ, так как она не только изменяет распределение магнитного поля во внутренней области исполнительного элемента, но и влияет на процесс теплоотдачи с поверхности НЭ вследствие изменения гидравлического сопротивления.

Для исследования влияния длины ФЭ на характеристики ЭТК был проведен ряд экспериментов с использованием тороидальных ферромагнитных шихтованных элементов из стали 2013 длиной 20 и 60 мм при длины вращающегося элемента 100 мм. Анализ зависимости тока от входного напряжения и длины показал, что длина ФЭ оказывает значительное влияние на потребляемый ток. Так, при номинальном напряжении потребляемый ток уменьшается в 1,5 раза при использовании ФЭ длиной 20 мм и более чем в 2,8 раза при длине 60 мм. Сплайнинтерполяция зависимости потребляемого исполнительным элементом тока I, А, от длины ферромагнитного элемента ЬФЭ, мм, имеет вид:

I = 25 - 0,65417£фэ - 0,011354 Ь2ФЭ + 10-4 • 0,521 £3ФЭ - 10-6 • 0,2604 ЬФЭ.

Потребляемая мощность уменьшается соответственно в 1,6 раза при использовании ФЭ длиной 20 мм и в 2 раза при длине 60 мм. Полученные данные позволяют определить относительный диапазон длин ФЭ, составляющий приближенно 0,25...0,70 длины ВЭ, в котором достигается снижение потребляемой мощности без существенного изменения условий теплоотдачи с НЭ. Таким образом, анализ экспериментальных данных

показывает, что использование ФЭ снижает потребляемые ток и мощность и обеспечивает практическую возможность регулирования соотношения между тепловой и механической составляющими мощности ЭТК.

Заключение

В статье приведены аналитические и расчетно-графические модели, позволяющие проектировать исполнительные элементы ЭТК транспортного назначения с требуемыми эксплуатационными показателями температуры, производительности или давления. Погрешность аналитического определения температуры неподвижного нагревательного элемента при номинальной частоте питающего напряжения не превышает 3 %. Численно показано и экспериментально подтверждено, что соотношение между тепловой и механической составляющими мощности может обеспечиваться при проектировании за счет выбора размеров внутреннего ФЭ.

Библиографический список

1. Теплогенерирующие электромеханические устройства и комплексы / С. Н. Иванов, К. К. Ким, В. М. Кузьмин. - СПб. : ОМ-пресс, 2009. - 347 с.

2. Теплотехника на подвижном составе железных дорог : учеб. пособие для вузов ж.-д. транспорта / И. Г. Киселев. - М. : Учебно-методический центр по образованию на железнодорожном транспорте, 2008. - 278 с.

Статья поступила в редакцию 25.06.2010;

представлена к публикации членом редколлегии А. Н. Марикиным

УДК 629.423.32:621.38

М. В. Калинин

ВЛИЯНИЕ ПАРАМЕТРОВ ПОЛУПРОВОДНИКОВЫХ ПРИБОРОВ НА ХАРАКТЕРИСТИКИ ЭЛЕКТРОВОЗОВ ПЕРЕМЕННОГО ТОКА В РЕЖИМЕ ОСЛАБЛЕННОГО ВОЗБУЖДЕНИЯ

Рассмотрены схемные решения регулирования возбуждения тяговых двигателей электровозов переменного тока. Приведены алгоритм работы систем в штатных и аварийных режимах и результаты расчета характеристик электровоза при ослабленном возбуждении.

тяговый двигатель постоянного (пульсирующего) тока, полупроводниковый элемент, тиристор, индуктивный шунт, IGBT-модуль, MOSFET-транзистор.