Файл: Любчик, М. А. Оптимальное проектирование силовых электромагнитных механизмов.pdf

определяющим размером dc или .v и, следовательно, может быть

определена в процессе синтеза. Возможны и другие выражения функции (2-253), не требующие использования табличных данных, для определения /^ (■&„,) и Л2(Фт)- Как показано в (Л. 51], в интер­ вале 30 °С <0п < 100 °С для оболочек диаметром 30 м м <Э и<100мм с достаточной для практики точностью

Таким образом, полученные выражения функции Фе (2-243) и фд

((2-253) пли (2-254)] дают возможность определить с учетом (2-234) по определяющему размеру х и совокупностям кратностей £, входя­

используемую в процессе синтеза СЭММ.

При отсутствии оболочки или при приближенных расчетах до­

В более общем случае, если в СЭММ имеются существенные тепловые контакты между намагничивающей катушкой К и сталыо магнитопровода С (рис. 2-20,в) или между узлами и деталями, являющимися тепловыми радиаторами Р' и Р", связанными соответ­

ственно с катушкой или магннтопроводом (рис. 2-20,г), в значи­ тельном числе случаев их тепловая схема-аналог может быть све­ дена к виду рис. 2-20,+ где обозначено:

Rc- р — термические сопротивления на пути потоков теплоотдачи RTi=

= s(tfIS)t - ( т х ) 4 между соответствующими поверхностями ка­

тушки и радиатора Р', катушки и стали магнитопровода, магнито­ провода и радиатора Р", включающие термические сопротивления

прослоек между соприкасающимися поверхностями (2-235) и терми­ ческие сопротивления материала магнитопровода и радиаторов на пути теплового потока к поверхностям охлаждения; On.а, 0 0.с — усредненные температуры поверхности катушки при наличии арма­ туры и окружающей среды; Ос, О'р, 0"Р — усредненные температуры стали, магнитопровода и радиаторов; N = N K, N ст — источники на­

грева (мощности потерь) в намагничивающей катушке и стали магннтопровода.

В этом случае при наличии арматуры (каркасов, оболочек, раз­ ветвленных участков магнитопровода и других радиаторов) превы­ шение температуры на поверхности катушки (2-234) может быть определено в виде

234

где по ранее принятому обозначено: Qn = N KR 0X— базовая функция,

отражающая качественное (фиктивное) определение температуры поверхности открытой катушки, с приведенным сопротивлением теп­

арматуры на тепловой режим нагрева и охлаждения намагничиваю­ щей катушки и отражающая учет кратности полных потерь в стали магнитопровода. При раздельном учете потерь в стали ядра систе­ мы й„ и влияния арматуры ее значение стремится к значению т|)о (2-255). При постоянном токе k*„=kn=0.

С другой стороны, при использовании схемы-аналога теплового

Л,.о + Я ,.о(1+Ф

где эквивалентные термические сопротивления (рис. 2-20,е) соответ­

Простые преобразования дают возможность выразить корректирую­ щую функцию (2-257а) в общем виде:

(Bi)K. cfi + Ycfa + Ук^з

(2-2576)

[(Bi)K. cfi + Ycfa 0 + А„ )1 YKf3

здесь обозначены фиктивный критерий Био и безразмерные функцио­ нальные зависимости в виде

поверхности катушки и со стали магнитопровода; 7,*в.с, Дк.с, 5„.0 — соответственно приведенная теплопроводность, толщина и поверх­ ность на .пути теплового потока прослойки между катушкой и магнитопроводом; S os, S K, S c — соответственно приведенная поверхность

охлаждения катушки без арматуры и оставшаяся поверхность ка­ тушки и стали магнитопровода при наличии арматуры.

Таким образом, при всех случаях учета влияния арматуры на нагрев намагничивающей катушки корректирующая функция

i|>*o= i|>MBi, у, I, k*n)

235

определяет по аналогии с (2-223) возможность уточнения намагни­ чивающей силы катушки в общем виде

Одним из важных теплофизнческнх параметров, входящих в вы­ ражения корректирующих функции /ге , критерия Bi, а также абсо­

лютных значений максимальных и средних температур, является эквивалентный коэффициент теплопроводности катушки Л *а.

При расчете температурного поля обмотка, состоящая из ме­

из того, что коэффициент теплопроводности меди в несколько сотен раз превосходит коэффициенты теплопроводности изоляционных ма­ териалов. Температурное поле между проводниками практически является плоскопараллельным, так как длина витка в реальных ка­ туш ках во много раз превосходит диаметр проводника с изоляцией. Указанные здесь допущения были положены в основу метода теоре­ тического определения эквивалентных коэффициентов теплопроводно­ сти, подробно изложенных в [Л . 50, 51, 53].

Указанная методика дает возможность использовать принятую общую методику введения базовой и корректирующих функций и тем

236

51, 53] и приближенно определяется по графикам рис. 2-23 по при­ нятому значению коэффициента заполнения Ли — эквивалент­ ный коэффициент теплопроводности изоляции, принятый как базо­ вый и равный:

здесь бпз, 'Л — соответственно толщина изоляции провода н проклад­

коэффициенты теплопроводности.

Величина b определяется как среднеинтегральная толщина про­

питочной массы на вероятном пути телового потока [Л. 51, 53].

Г Л А В А Т Р Е Т Ь Я

РЕАЛИЗАЦИЯ ОПТИМАЛЬНОГО ПРОЕКТИРОВАНИЯ СИЛОВЫХ ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫХ МЕХАНИЗМОВ ПО МЕТОДУ КОРРЕКТИРУЮЩИХ ФУНКЦИЙ

Реализация оптимального проектирования требует знания следующего минимума информации: данных о размерах и форме ядра электромагнитной системы и основного эквивалентного рабочего зазора; обмоточных данных намагничивающих катушек; тяговой характе­ ристики системы; характеристики нагрева; характерис­ тики потокораспределенпя. В специальных случаях по­ является необходимость дополнительной информации о технико-экономических показателях (критериях) меха­ низма, о его надежности, быстродействии, ударостойко­ сти и т. и.

Для конструктивно-технической разработки и конт­ роля широкого класса СЭММ, охватываемых структур­ ной схемой рис. 1-2,с, достаточным оказывается, если выбраны пли определены тип и форма базовой модели механизма и в том числе описанные ранее (гл. 2) мо­ дели электрической, механической, магнитной и тепло­ вой цепи; переменные (параметры) проектирования — основные численные значения, включающие минималь­

237