Особенности теплового состояния ЛТЭД

Особенности теплового состояния ЛТЭД определяются спецификой их электромагнитных процессов и условиями и нагрузками работы в заданном режиме, характером конструктивной разобщенности их первичной и вторичной частей, а также эффективностью охлаждения. Анализ показывает, что высокоэффективные ЛТЭД с малой удельной массой должны иметь предельные электромагнитные нагрузки с плотностями тока порядка /= (15ч-25) 10б АУм2 и, следовательно, работать с максимальным тепловыделением, поскольку удельная мощность источников теплоты [32, 24, 45]

где С}ч = Рг1 — количество теплоты, выделяемой за время 1 в объеме V при прохождении тока 1 через сопротивление г; р„ — удельное сопротивление материала проводника.

Объективное представление о тепловом состоянии ЛТЭД должно базироваться на теоретических и экспериментальных их исследованиях, дающих достаточно надежные данные о физических особенностях распределения магнитного потока в зубцах и ярме магнитопровода, магнитном поле в зазоре и за сбегающим краем в широком диапазоне скоростей движения и электропроводности реактивной шины [28, 32]. Сложный характер распределения магнитных потока и индукции свойственен всем ЛТЭД, дто видно на рис. 3.16, в. /

Степень достоверности величины и распределения магш^гных потока Ф и индукции В в ЛТЭД позволяет с определенной точностью определять магнитные потери в ярме и зубцах сердечников магнитопровода, являющиеся существенной составляющей общих потерь мощности. Наряду с потоком Ф и индукцией В важно также знать значение и структуру распределения в ЛТЭД электрического тока.

Согласно (3.17) при 1 == 5• 105 А/м2 и температуре проводников т=293 К удельная мощность 0,442 МВт/м3, а при /==

= 25 — Ю6 А/м2 и т=473 К — №Уд-19 МВт/м3. Более чем сорокакратное увеличение исключает возможность применения косвенного воздушного охлаждения в малогабаритных ЛТЭД большой мощности. При интенсивности отвода теплоты от поверхностей нагрева с а=160 Вт/(м2-К) превышениё температуры на отдельных элементах индуктора также может оказаться неприемлемым по своей величине. Возможности непосредственного охлаждения проводника ограничиваются (по условиям термоэлектрической прочности изоляции) максимальной допустимой температурой стенки канала.

Температуру полого проводника, по крайней мере в области максимальных температур и при условии <7ст=сопз1 на стенке канала, можно определить по формуле

где тст — температура стенки канала проводника на расстоянии I от его начала; то — температура хладагента на входе в канал; 4ст=/2Рп — — удельный тепловой поток на поверхности о„ И

контакта с хладагентом; 5П — площадь активного сечения полого проводника; П — периметр поперечного сечения канала; б -¦ массовый расход хладагента; Ср — теплоемкость охлаждающей среды; а- среднее по длине 1 значение коэффициента теплообмена.

При охлаждении канала проводника однофазной средой наиболее эффективным в термическом отношении среди других теплоносителей является вода, которая при одних и тех же затратах энергии на ее перемещение в системе охлаждения и разностях температур обеспечивает отвод наибольших удельных

ТЄПЛОПОТОКОВ <7ст.

Оценка массогабаритных характеристик ОЛАД-2000, оборудованного системой непосредственного охлаждения дистиллированной водой проводников индуктора с плотностью тока в них 1 = 19,4-106 А/м2, показал, что общая его масса (совместно с системой охлаждения) снижается на 31%, при этом масса меди уменьшается в 3,98 раза, а стали — на 20% при одновременном падении КПД на 7,6% и увеличении cos ф на 4%. При непосредственном охлаждении индуктора ЛТЭД можно считать, что вся теплота проводников передается хладагенту. На этом основании удельный тепловой поток, равномерно распределенный по стенке кайала проводника,

Для реальных проводников ЛАТЭД при их непосредственном охлаждении можно ожидать, что диаметр (2-^-3,2) 10_3 м;

Поскольку при

,/- (20^-25) • 10б А/м2 в интервале температур медных проводников 293-473 К Гуд=10-19 МВт/м3, то ^ст=12-47 кВт/м2, что значительно ниже критического теплового потока для воды на погруженной поверхности (а>о=0), который при давлениях, близких к атмосферному, составляет ^Кр1 ~ 12,7-Ю2 кВт/м2.

При наличии вынужденного движения (щ0>0) критические тепловые потоки возрастают пропорционально ю0 2 и становятся (?кР1> 12,7-102 кВт/м2.

Появление режима «ухудшенной теплоотдачи» в проводниках длиной /=0,5ч-2,0 м следует ожидать лишь при очень малых скоростях циркуляции, а именно при ге>и^5,4-10-3 м/с, если в канал проводника поступает вода с температурой, близкой к температуре насыщения тн

Оценка влияния недогрева хладагента АтНед до температуры насыщения характеризуется данными, приведенными на рис. 3.20, на котором 6нс — расход хладагента с параметрами т=т» и А=1; С?„еД — расход хладагента при наличии недогрева Ат- = Атнед и при Хф 1. Анализ этих данных показывает, что охлаждать воду в холодильнике с целью получения больших значений Атнед не имеет смысла, так как при большом паросодержании X увеличение Ат„ед несущественно снижает значение отношения Опе„/?нс. С другой стороны, уменьшение паросодержания X приводит к резкому увеличению этого отношения.

С практической точки зрения ис-

/

/

пользование воздуха в качестве хладагента является наиболее заманчивым, поскольку позволяет организовать систему охлаждения без вторичного теплообменника (разомкнутая система охлаждения). Оценка возможностей использования такой системы охлаждения ЛТЭД с конкретными геометрическими параметрами проводников приводит к выводу, что она имеет свои пределы, которые определяются плотностью тока 1 в проводниках. Для заданных габаритов индуктора (геометрических размерах электрических проводников) предельная плотность тока, по-видимому, соответствует значениям /~20-106 А/м2 при максимально допустимой температуре проводника т = 453К; тепловыделения в проводниках с 1 = 20 -10е А/м2 могут быть отведены воздухом в системе непосредственного охлаждения, если обеспечить давление воздуха в распределительном коллекторе порядка 0,35 МПа и, следовательно, иметь число Рейнольдса Де» (1,5-^-3,5) 104.

В то же время затраты энергии на перемещение хладагента при отводе одного и того же количества теплоты в системе воздушного охлаждения на несколько порядков больше, чем в системе непосредственного водяного охлаждения.

Материалы пластин, из которых состоит комбинированная реактивная шина (РШ), имеют неодинаковые коэффициенты теплопроводности и линейного расширения, а источники тепловыделений сосредоточены в основном внутри электропроводной пластины. В ряде случаев указанные факторы приводят к большим температурным градиентам, к высоким термонапряжениям и, как следствие, к деформации реактивных шин. Кроме того, увеличение электрического сопротивления активной пластины при значительном возрастании ее температуры вызывает изменение тягового усилия ЛАТЭД.

Анализ процесса нагревания реактивной шины целесообразно начинать с решения уравнения теплопроводности д9/дРо= — д2в/дх2 [63, 88] для условий однозначности 0=1 при Ро=0:

• Ш=аДД-критерий Био; Ро=ат/А2-критерий Фурье.

Согласно условию (3.18) температура достигает своего максимального значения на поверхности реактивной шины, оценить которую можно по выражению

полученному после ряда преобразований [63], оригинал изображения которого имеет вид

Выражение (3.19) можно использовать для вычисления безразмерной температуры реактивной шины для малых значений критерия Ро.

Чтобы рассчитать температуру по поверхности реактивной шины, необходимо знать коэффициенты теплообмена а при различных скоростях движения экипажа. Для определения коэффициентов теплообмена в условиях ламинарного (ал) и турбулентного (ат) движения среды в зазоре б, одна из стенок которого движется со скоростью V относительно другой, рекомендуются соотношения следующего вида:

где Рг —критерий Прандтля; %, а — соответственно ко лі

эффициенты теплопроводности, кинематической вязкости и температуропроводности среды в зазоре. Турбулентный режим движения среды в зазоре имеет место при Йе>3000.

3.3. Нагрев реактивной шины ОЛАТЭД в процессе ускорения поезда

Толщина реактивной шины d,

и

Параметры

0,005

0,01

8, м/с2

1,0

0,5

1,0

0,5

Время /, с

10,86

15,36

10,86

15,36

Коэффициент тепло-

10,61

8,2

10,61

8,2

отдачи а, Вт/(м2-К) Критерий Био ВЫ О4

2,606

2,014

5,212

4,028

Критерий ?о

39,5

55,9

9,88

14,00

Плотность теплового

3

14

3

14

3

14

3

14

потока (/о-10~4, Вт/м5 Превышение температуры 0, к

28,99

135,3

40,98

191,2

14,53

1

20,55

95,89

В табл. 3.3 приведены значения превышений температуры 0=т- то верхней плоскости реактивной шины для случаев, когда поезд разгоняется с постоянными ускорениями а1 = 0,5 м/с2 и а2=1 м/с2; ЕАа=5,9-10 м; 00=3-104 и 14-104 Вт/м2; 6=0,03 м; Х,в=0,0263 Вт/(м-К); л>=1,6-10-5 м2/с; т0=293 К; Хш= = 203,5 Вт/(м-К); ссш=0,9Ы0-4 м2/с.

В рассмотренных примерах удельные теплопотоки соответствуют интервалу изменения мощности реальных ОЛАТЭД для бесконтактного высокоскоростного движения. Например, по техническим данным для ОЛАД-800, ОЛАД-1250 и ОЛАД-2000 удельные тепловые потоки их вторичных элементов в номинальном режиме составляют

Таким образом, в условиях разгона (или торможения) поезда перегрев реактивной шины может достигать существенных значений, причем он заметно уменьшается с увеличением ее толщины.

Дискретное рассмотрение процесса нагревания реактивной шины, связанное с дискретным расположением индукторов на экипажах, не изменяет принципиальной картины нарастания ее температуры. Удовлетворительное совпадение расчетных кривых и экспериментальных зависимостей в пределах до ?«60-у-90 с свидетельствует, что внешние условия при движении поезда не оказывают решающего влияния на нагрев. Нагрев при относительно малых длительностях можно оценить по выражению которое получено в предположении, что источники тепловыделений сосредоточены на поверхности реактивной шины. Как показывают расчеты, для разгона экипажа массой 40 т с ускорением а=0,5 м/с2 ОЛАТЭД-800 должен развивать усилие Рх-23,6 кН, т. е. в 3,8 раза превышающее номинальное усилие ‘Ч,- При линейном участке его тяговой характеристики и скольжение в процессе запуска, а следовательно, и потери в реактивной шине также возрастут в 3,8 раза по сравнению с номинальными. В связи с этим, например, для ОЛАД-800 в течении ?=10 с превышение температуры составляет 6«400 К (рис. 3.21).

Улучшение тягово-энергетических показателей ЛАТЭД с применением вторичного элемента с фазной обмоткой возможно при повышении плотности тока в ней до /=(15=25) 10б А/м2, что сопровождается высокими тепловыделениями.

Секционирование фазного вторичного элемента (ФВЭ) приводит к изменению зависимости /(?) в обмотке в процессе перемещения индуктора относительно ФВЭ. Это обстоятельство дол

жно учитываться вместе с эффективностью системы охлаждения на стадии проектирования, поскольку при некотором соотношении длин их.секций возможен высокий нагрев обмотки. Аналитическое исследование нестационарного процесса нагревания обмотки ФВЭ, способное дать оценку ее теплового состояния для реальных плотностей тока, целесообразно выполнять на основе представлений о теплообмене тела с бесконечно большой теплопроводностью, температура которого изменяется только во времени, но не в пространстве. Такое приближение позволяет уравнение теплового баланса элемента проводника с объемом Уи— = 3„с1х записать в виде

границе поверхности ФВЭ с окружающей средой; 6эАэ- эффективное тепловое сопротивление потоку теплоты между проводником и окружающей средой.

Из выражения (3.20) после ряда соответствующих преобразований (45] можно получить для обобщающего анализа результатов уравнение в относительной форме:

критерии Био; ^ = 5/Пп; Бо-Ш/Ц- — критерий Фурье; а — коэффициент температуропроводимости материала проводника.

На рис. 3.22 представлены некоторые результаты расчета по (3.21) нагревания обмотки (ФВЭ) для ?, у, Кэ, значения которых приведены в табл. 3.4.

Анализ графиков (рис. 3.22) показывает, что характер кривых различен и зависит от знака произведения РоВы: при плюсе 0 стремится к некоторому установившемуся пределу, а при минусе превышение температуры неограниченно возрастает. Физически это означает, что нагревание обмотки ФВЭ приводит к увеличению ее сопротивления и к связанному с этим повышению мощности источников тепловыделения. При некоторых значени-

3.4. Расчетные параметры зависимости В(Ро, Ві )

Параметры

1

2

3

Номер

4

а крив

5

ых на р 6

ис. 3.22 7

8

9

10

Линейный

0,002

0,0015

0,002

0,001

0,002

0,001

0,0015

0,0015

0,001

0,001

размер А, м

Плотность

25

15

15

25

5

25

5

25

25

20

тока /’• 106, А/м2

Коэффициент теп-

100

40

60

120

20

40

2

40

20

4

лопередачи Кэ, Вт/(м2Х Хс)

Отношение

101

20,5

15,9

8,7

3,83

-138,5

-52,7

-32,3

-23,1

-14,4

Вй/Вь

ях /, Кэ, L критерий Bia становится отрицательным, что равнозначно преобладанию тепловыделений в обмотке над теплопередачей в окружающую среду и неограниченному росту превышения температуры 0 обмотки.

Анализ позволяет также установить температурный режим работы ОЛАТЭД ФВЭ при определенных 1 и Кэ или предельно допустимое значение j при заданных режимах его работы и системы охлаждения.

В процессе взаимного сбегания или набегания ФВЭ на индуктор или наоборот измененяется взаимоиндуктивная связь между элементами ОЛАТЭД, а следовательно, плотность тока в обмотке вторичного элемента от /= О ДО Д -Дтах При полном перекрытии индуктором ФВЭ согласно соотношению

Кривая 11 на рис. 3.22 характеризует результаты расчета температуры 0 по формуле (3.21) для случая, когда ФВЭ расположен на экипаже и длина секции индуктора путевой структуры значительно больше длины секции ФВЭ или, наоборот, когда ВФЭ расположен в путевой структуре.

Кривой 12 представлены результаты расчета по формуле (3.23) для интервала О^Д^Дтах за время /=/Шах в процессе взаимного набегания и сбегания элементов ОЛАТЭД, когда длина секции ФВЭ соизмерима с длиной индуктора. Из сравнения кривых И и 12 видна возможность в последнем случае в конструкторских разработках ориентироваться на большие плотности тока, а следовательно, и на большие мощности ОЛАТЭД.

Реализация бесконтактного наземного движения с применением сверхпроводящих тягово-левитационных модулей в значительной мере зависит от системы охлаждения. Транспортный сверхпроводящий криомодуль (СКМ), как комплекс СПЭМ и криостата, должен иметь минимальные внутренние тепловыделения и исключать перенос тепла в сверхпроводящей катушке остаточным газом, лучеиспусканием и теплопроводностью.

В ЛСТЭД со сверхпроводящей обмоткой возбуждения увеличение потерь ОТ вихревых токов

где р=2-10~2 Ом-м — сопротивление медной стенки при 4,2 К; йВ!(И-0,1 Тл/с — скорость изменения индукции во времени; ?>; = 2,5-10~4 м — эффективный диаметр элемента замкнутого контура, и потерь от гистерезиса

где /К = 4-105А — критическая сила тока;^/=10~5 м — диаметр проводника. Ток /н и диаметр & непосредственно влияют как на взаимодействие поля пятой гармоники с основной гармоникой путевого тока, так и на медленные вертикальные и продольные колебания экипажа с частотами 1,4-10 Гц.

Указанные потери мощности невелики и на экипаже массой 40 т соответственно достигают 0,03 и 120 Вт, однако с ними необходимо считаться.

Одним из важных параметров сверхпроводящего электромагнита является плотность тбка в сверхпроводнике, которая должна выбираться с учетом многих факторов в соответствии с рис. 3.23 [18, 73, 77]. Плотность тока, выше которой сверхпроводящее состояние не восстанавливается,

где <3™-плотность теплового потока от поверхности провод-

Рис. 3.23. Зависимость накопленной энергии от допустимой плотности тока в сверхпроводящем соленоиде:

1 — теоретический предел; 2 — граница допустимых уровней ника к хладагенту; р- усредненное сопротивление проводника в нор-1 мальном состоянии; К — радиус проводника.

Как видно из (3.24), определяющим параметром является плотность теплового потока (Зт.п, которая зависит от градиента температуры и способа теплопередачи. Для гелиевой ванны она находится в пределах 4,19-41,9 МДж/м2.

Критерий стабильности сверхпроводника второго рода можно определить из зависимости силы пилинга от температуры и изменения силы Лоренса при движении потока:

изменение критической плотности тока в зависимости от температуры (для известных сверхпроводников эта величина является отрицательной); й — толщина сверхпроводника.

Теплоприток в криостат через токоподводы зависит от сечения, длины и материала, из которого они сделаны. При оптимальной геометрии токоввода количество теплоты, вводимой через токовводы в криостат,

Более детальный расчет теплопритоков требует учета изменения удельного сопротивления и коэффициента теплопроводности то-

где 5У. т — удельная объемная теплоемкость сплава;

Тип ввода

Теплоприток,

Вт/А

Испарение гелия на I А, г/см*

Мощность, затрачиваемая в ожижителе, Вт/А

Непосредственный

4,3-10-2

50

35

С промежуточным охлаждением жидким азотом

1,25-Ю-2

15

10

С охлаждением парами гелня

2-Ю-3

2,3

1,6

То же и с промежуточным охлаждением жидким азотом

1,4-103

1,7

1,1

ковводов в зависимости от температуры. Следует иметь в виду, что 1 Вт теплопритока приводит к испарению 0,0478 г/с гелия. 1 г гелия соответствует объему гелия при 101,325 кПа, равному

5,6 л, т. е. 1 Вт теплопритока приводит к образованию 0,268 л/с газообразного гелия.

Отношение теплопритока <3Т при наличии токовводов к теп-лопритоку без токоввода определяется

Рис. 3.24. Схема расположения терморезисторов и результаты теплофизических испытаний сверхпроводящей катушки ХПИ-101:

/-4 — термопары; А — заливка Жидкого азота; Б -удаление жидкого азота; В — продувка газообразным гелием; Г -заливка жидкого гелия; Д -первичная запитка током; Я — переход катушки в нормальное состояние; Д-вторичная запитка током

где Я и р принимаются постоянными; У0 — расход газа без учета теплопритока через ввод, г/с; I — сила тока, протекающего через один ввод, А; р — удельное сопротивление материала. Ом-см; Я — теплопроводность материала ввода, Вт/(см-К); С — теплоемкость газа, Дж/К; 5У. т — удельная теплота испарения газа, Дж/г.

В табл. 3.5 приведены данные, касающиеся теплопритоков через оптимальные токовводы, а на рис. 3.24 — температурные зависимости по времени различных участков СПОВ ХПИ-101, полученные с помощью угольных терморезисторов «Ален — Бредли» [73].

Линейные индукторные тяговые электродвигатели | Транспорт с магнитным подвесом | Сравнительный анализ показателей и путей совершенствования ЛТЭД

Добавить комментарий