WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

загрузка...
   Добро пожаловать!

Pages:     | 1 || 3 |

Относительно низкий КПД электромагнитных импульсных машин является причиной перегрева и затем отказа обмотки. КПД двигателя лучше всего оценивать по величине тепловой энергии, которая выделяется в обмотке за один цикл работы. Эту энергию возможно определить, если известно активное сопротивление (R) обмоток и ток (J), протекающий в ней за время импульса ( tи).

Тепловые потери энергии (ER) в обмотке за время одного импульса определялись после интегрирования уравнения

, (4)

где R – электрическое сопротивление обмотки, Ом.

Уравнение для определения тепловых потерь в обмотке в первом приближении имеет вид

. (5)

Величина этих потерь определяет приращение температуры обмотки и, в конечном итоге, установившуюся избыточную температуру обмотки. Таким образом, с учетом формы импульса тока, протекающего в обмотке, третий критерий эффективности (К3э) электромагнитных импульсных машин (тепловой критерий) можно записать в виде

, (6)

где м - удельное сопротивление обмоточного провода, Ом·м; F - площадь сечения обмоточного провода, м2; - плотность материала провода, кг/м3; C - теплоемкость материала обмоточного провода, Дж/(кг·К); - приращение температуры провода обмотки за один импульс, К.

Более эффективным, при прочих равных условиях, будет двигатель, для которого значение этого критерия минимальное.

В магнитно-индукционном двигателе основными источниками тепла являются обмотка и индукционные кольца якоря. Распределение тепловых потоков в таком двигателе соответствует схеме, приведенной на рис. 2, где. обозначено: >, ---------> тепловые потоки, идущие от обмотки через корпус и через якорь, полюса, корпус в окружающую атмосферу; > тепловой поток, идущий от якоря через полюса, корпус в окружающую атмосферу.

Рис. 2. Схема распространения теплового потока магнитно-индукционного двигателя. 1- якорь; 2- обмотка; 3 – полюса; 4 – корпус: 5- наружная прокладка с воздушным зазором; 6 – внутренняя прокладка с воздушным зазором.

При разработке эквивалентной расчетной схемы распространения теплового потока, соответствующей рис. 2, был использован метод электротепловой аналогии. Эта схема приведена на рис.3.

Рис. 3. Эквивалентная расчетная схема распространения теплового потока в магнитно-индукционном двигателе

Уравнения теплового равновесия для эквивалентной расчетной схемы имеют вид

(7)

tя = Pя (R*я + R5 + R6+ Rпв),

где tо – разность температур между наиболее нагретой частью обмотки и окружающей средой, К; R2- тепловое сопротивление корпуса двигателя, К/Вт; R3 – тепловое сопротивление прокладки между обмоткой и якорем, К/Вт; Rя – тепловое сопротивление якоря, К/Вт; R6 – тепловое сопротивление полюса корпуса, К/Вт; R*я - тепловое сопротивление якоря, имеющего внутренний распределенный источник тепла, при передаче его вдоль продольной оси, К/Вт; n - коэффициент распределения теплового потока.

Избыточная температура обмотки определяется по формуле

. (8)

Нагрев обмоткой якоря (второй тепловой режим) возможен при выполнении условия

, (9)

где Ря, Рк - соответственно, мощность тепловых потерь в якоре и обмотке, Вт; – коэффициент соотношения потерь в якоре и обмотке; - критическое значение коэффициента соотношения потерь в якоре и обмотке.

Критическое значение коэффициента определяется согласно схеме (рис.3) из формулы

(10)

где R*к – тепловое сопротивление обмотки, имеющей внутренний распределенный источник тепла, при передаче его через внешнюю стенку, К/Вт; R1 - тепловое сопротивление электроизоляционной прокладки и воздушного зазора между обмоткой и корпусом двигателя, К/Вт; Rкв- тепловое сопротивление распространению теплового потока от корпуса двигателя в воздух, К/Вт; R**к – тепловое сопротивление обмотки, имеющей внутренний распределенный источник тепла, при передаче его через внутреннюю стенку в якорь, К/Вт; R4 – тепловое сопротивление воздушного зазора между обмоткой и якорем, К/Вт; R5 – тепловое сопротивление воздушно-масляного зазора между якорем и полюсами – корпусом двигателя, К/Вт; Rпв– тепловое сопротивление распространению теплового потока от полюсной части корпуса двигателя в воздух, К/Вт.

Для определения тепловых потерь в обмотке (Pк = ER f) необходимо определить ток и время его протекания, которые зависят от индуктивности, в свою очередь зависящую от положения индукционных колец в обмотке. Для корректировки формулы расчета индуктивности обмотки, предложенной в известных работах, были проведены эксперименты с магнитно-индукционными и электромагнитными двигателями.

Расчетные значения индуктивности обмотки магнитно-индукционного двигателя определялись из уравнения

(11)

где 0 - магнитная проницаемость воздуха, Гн/м; W - число витков катушки; S - площадь сечения, через которое проходят магнитно-силовые линии,м2; k - поправочный коэффициент, учитывающий влияние на индуктивность обмотки индукционных колец; V - объём, образованный вращением площади S относительно оси, лежащей в плоскости фигуры и не пересекающей её, м3.

В результате экспериментов было установлено, что в рабочем диапазоне относительных зазоров, величина поправочного коэффициента может быть принята равной 0,75. При этом погрешность расчета по формуле (11) в рабочем диапазоне относительных зазоров не превышает 15 % от индуктивности определенной экспериментально.

Таким образом, можно определить максимальную величину тока в обмотке, время его протекания и эквивалентную намагничивающую силу

, (12)

. (13)

Условие работоспособности обмотки по критерию теплостойкости можно записать в виде

t + tв [ t ], (14)

где tв – температура окружающей среды (воздуха), ; [ t ] - допустимая температура нагрева провода обмотки,.

Основной характеристикой электромолотов, работающих с частотой до 10 Гц в соответствии с функциональным назначением, является энергия единичного удара, которая прямо пропорциональна квадрату движущего импульса силы.Для установления зависимости движущего импульса от эквивалентной намагничивающей силы, которая определяет параметры магнитно-индукционного двигателя, были проведены эксперименты, в которых фиксировались энергия заряда конденсаторов, напряжение их заряда, ток в обмотке, энергия удара. Эксперименты проводились с обмотками, которые имели одинаковые габариты и разное число витков, что достигалось путем намотки провода различного сечения.

Результаты статистической обработки данных эксперимента показаны на рис. 4, где приведено корреляционное поле зависимости движущего импульса магнитно-индукционного двигателя от эквивалентной намагничивающей силы.

Регрессионное уравнение имеет следующий вид:

. (15)

Корреляционное отношение для этой зависимости =0,89, что свидетельствует о статистически значимой связи между соответствующими переменными. Эксперименты показали, что эквивалентная намагничивающая сила, при прочих равных условиях, практически прямо пропорциональна энергии заряда конденсаторной батареи.

Рис. 4. Зависимость движущего импульса от эквивалентной намагничивающей силы

Используя уравнения (11) и (12) получим уравнение, из которого определяется эквивалентная намагничивающая сила и, соответственно, движущий импульс

. (16)

Экспериментальная проверка подтвердила достоверность уравнения (16). Относительная ошибка расчетных и средних экспериментально определенных величин не превышает 6%.

  1. Экспериментальное исследование магнитно-индукционных двигателей на физической модели.

Для проверки достоверности разработанных математических моделей был разработаны и изготовлены два экспериментальных стенда – физическая модель машины, которая может выполнять как функцию транспортирующей машины, так и классифицирующей установки и частотный электромолот. Первая модель по своим технологическим параметрам по существу является промышленным образцом, который применяется при относительно небольших объемах производства и в лабораторных исследованиях. На рис. 5 приведен общий вид экспериментальной установки.

Рис. 5. Общий вид экспериментальной ВТМ: 1 – рама машины; 2 – упругие опоры; 3 – рабочий орган (короб с ситами); 4 -импульсный магнитно-индукционный двигатель; 5 – источник питания, 6- датчик положения рабочего органа.

У второго экспериментального стенда движущая масса равнялась массе якоря, а возврат якоря в исходное положение осуществлялся пружиной.

В момент подачи импульса скорость якоря была равна нулю. Амплитуда колебаний рабочего органа ВТМ и скорость якоря второго стенда изменялись за счет подачи различных по величине движущих импульсов.

В ходе эксперимента фиксировались следующие параметры: величина тока в обмотке, начальное напряжение конденсаторной батареи, отклонение рабочего органа от положения равновесия, частота собственных колебаний, положение якоря в момент начала протекания тока в обмотке, температура отдельных частей двигателя, активное сопротивление катушки во время работы. Для замера этих параметров использовались соответствующие средства измерения прошедшие поверку и тарировку в установленном порядке.

Величину движущего импульса (Ftи) магнитно-индукционного двигателя непосредственно замерить практически невозможно, поэтому был применен косвенный способ измерения, основанный на законах сохранения количества движения и сохранения энергии.

В результате статистической обработки результатов экспериментов, были получены следующие уравнения регрессии

Ftи=17,4exp(-120/Sэ), (17)

, (18)

, (19)

Ftи/Sэ=10-4(489+2,18q–0,058q2), (20)

где Sэ - эквивалентная намагничивающая сила, А·с·виток; Ек – энергия заряда конденсаторов, Дж; q - удельный поток энергии, Вт/см2.

Уравнения справедливы при Eк >2 Дж.

Корреляционные отношения, соответственно, равны - 1=0,78; 2=0,897: 3 = 0,58; 4 = 0,715. С надежностью 95% для уравнений (17, 18) и с надежностью 80% для уравнений (19, 20) по критерию Стьюдента корреляционные отношения значимы. С надежностью 95% по критерию Фишера уравнения 17-20 адекватны, а по критерию Кохрена дисперсии однородны.

На рис. 5 приведены зависимости движущего импульса (Ftи) от эквивалентной намагничивающей силы (Sэ) для различных параметров обмотки и параметров динамической системы ВТМ.

Зависимости движущего импульса от эквивалентной намагничивающей силы для ВТМ имеют такой же характер, как и для электромолотов и подтверждают адекватность математических моделей, приведенных во второй главе.

Рис. 6. Зависимость движущего импульса от эквивалентной намагничивающей силы (W=930). 1,2,3–mро/mя = 8,6, резонансная частота 5,1 Гц.; 4,5,6-mро/mя=17,8, резонансная частота 4 Гц. 1,4–=30мс; 2,5–=50мс; 3,6–=60мс.

Важнейший параметр магнитно-индукционного двигателя – КПД определялся энергетическим методом. Так как потери на трение в опорах (подшипниках скольжения) составляют по данным измерений в пределах 3…6% от кинетической энергии якоря, то с достаточной для инженерных расчетов точностью КПД двигателя можно определить из формулы

(21)

где R1н,R2н - соответственно, начальные сопротивления обмотки с застопоренным ротором (якорем) и в переходном режиме работы, Ом, - разность активных сопротивлений обмотки до и после опыта, Ом;

На рис. 7 приведена зависимость КПД магнитно-индукционного двигателя от энергии потребляемой им в единицу времени.

Уравнение регрессии имеет вид

, (22)

где f – частота движущих импульсов, Гц.

Корреляционное отношение равно 0,75. С надежностью 95% корреляционное отношение статистически значимо, уравнение 22 адекватно, а дисперсии однородны.

Приведенная на рис.7 зависимость, показывает, что для данных габаритов обмотки нецелесообразно увеличивать плотность потока энергии больше 25 Вт/см2. В противном случае КПД двигателя будет меньше 15%, что существенно снизит эффективность его работы.

Экспериментально установлено, что тепловые потери растут с увеличением плотности потока энергии, которая прямо пропорциональна энергии заряда конденсаторов. Это видно из рисунка 8, на котором приведена зависимость тепловых потерь в обмотке от энергии заряда конденсаторов при различном времени протекания тока (12, 20, 30 и 50 мс).

Рис. 8. Зависимость тепловых потерь в обмотке от энергии заряда конденсаторов при различной длительности движущего импульса

4. Выбор основных параметров магнитно-индукционного двигателя для вибротранспортных машин.

В четвертой главе приводится методика расчета основных параметров магнитно-индукционного двигателя ВТМ.

Для проведения теплового расчета частотного магнитно-индукционного двигателя уточняются геометрические размеры обмотки, якоря, полюсов, корпуса (статора) и зазоров между ними. По принятым размерам, материалам основных деталей и их конструкции, составляется эквивалентная расчетная схема распространения теплового потока магнитно-индукционного двигателя. Структурная схема алгоритма расчета параметров магнитно-индукционного двигателя приведена на рис. 9.

Рис. 9. Структурная схема алгоритма расчета параметров магнитно-индукционного двигателя

По данному алгоритму был произведен выбор параметров магнитно-индукционных двигателей виброуплотнителя шихты. Результаты испытаний этих двигателей подтвердили обоснованность принятых режимных и конструктивных параметров. Разгон ведомой массы до максимальной амплитуды происходил за 4-5 с., что вполне приемлемо для таких установок. Установившаяся избыточная температура обмоток не превысила допустимого уровня.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В диссертации, на базе выполненных исследований, решена актуальная задача повышения эффективности работы вибротранспортных машин с импульсным линейным двигателем за счет выбора рациональных параметров и совершенствования конструкции на основе уточненной математической модели рабочего процесса.

Основные научные выводы и практические рекомендации заключаются в следующем:

1. Рациональное время действия движущего импульса должно быть на 5-10% меньше времени достижения рабочим органом ВТМ крайнего положения. При постоянной эквивалентной намагничивающей силе величина движущего импульса зависит от времени его действия и существенно уменьшается при снижении последнего.

2. Величина движущего импульса и его отношение к эквивалентной намагничивающей силе являются наиболее объективными критериями степени совершенства и эффективности работы различных по параметрам конденсаторов и обмотки электромагнитных импульсных двигателей.

Pages:     | 1 || 3 |






© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»