CUPRINS

INTRODUCERE pag. 1

1. ÎNCĂLZIREA ŞI TRANSFERUL DE CĂLDURĂ ÎN

ECHIPAMENTELE ELECTROTEHNICE pag. 3

1.1. încălzirea echipamentelor electrotehnice pag. 3

1.1.1. Regimuri de încălzire. Stabilitate termică pag. 5

1.1.2. Producerea căldurii în echipamentele electrice pag. 7

1.1.2.1 .Căldura produsă în căile de curent pag. 8

1.1.2.2. Căldura produsă în miezurile feromagnetice pag.

11

1.2. Transferul de căldură în echipamente electrice pag. 13

1.2.1. Transmiterea căldurii prin conducţie termică pag.

14

1.2.2. Transmiterea căldurii prin radiaţie termică pag.

18

1.2.3. Transmiterea căldurii prin convecţie termică pag.21

1.2.4. Transmiterea combinată a căldurii pag.

23

1.3. încălzirea echipamentelor electrice pag.

23

1.3.1 încălzirea echipamentelor electrice în regim termic

permanent sau stabilizat pag. 24

1.3.2. încălzirea echipamentelor electrice în regim tranzitoriu

de încălzire :/ pag.24

1.3.3. Curentul maxim admisibil pag.2

7

1.4. Răcirea echipamentelor electrice pag.29

1.5. încălzirea şi răcirea în regim de scurtcircuit pag.

31

2. TRANSFERUL DE CĂLDURĂ ÎN ECHIPAMENTELE

ELECTROTERMICE pag.34

2.1. Electrotermia - Aplicaţii ale căldurii obţinute cu ajutorul

energiei electrice pag.34

2.2. Clasificarea instalaţiilor electrotermice pag.37

2.2.1 Instalaţii electrotermice cu încălzire cu rezistoare pag.37

2.2.2 Instalaţii electrotermice cu încălzire cu arc electric pag.37

2.2.3 Instalaţii electrotermice cu încălzire dieléctrica pag.38

2.2A Instalaţii electrotermice cu încălzire în câmpul unui dipol pag.38

2.2.5 Instalaţii electrotermice cu încălzire cu fascicul de electroni pag. 39

2.2.6. Instalaţii electrotermice cu încălzire prin inducţie pag.39

2.2.6.1 Instalaţiile cu miez de fier pag.39

2.2.6.2. Instalaţiile fără miez de fier pag.41

2.3. Materiale folosite în construcţia instalaţiilor electrotermice pag. 44

2.3.1 Materiale refractare pag.

45

2.3.2 Materiale termoizolante pag.46

233. Materiale pentru electrozii cuptoarelor cu arc pag.

48

2.3.4 Materiale pentru elemente de încălzire pag.

48

2.3.4.1. Materiale rezistive metalice pag.48

2.3.4.2. Materiale rezistive nemetalice pag.

49

2.4. Materiale pentru măsurarea temperaturii pag. 50

2.4.1 Materiale pentru termocuple pag.50

2.4.2 Materiale pentru termistoare pag.51

2.5. Răcirea cuptoarelor de inducţie pag.

52

3. TRANSFERUL DE CĂLDURĂ ÎN MAŞINILE ELECTRICE pag.56

3.1. Evacuarea căldurii din maşinile electrice pag.56

3.2. Maşini electrice cu răcire naturală pag.57

3.3. Maşini electrice cu autoventilaţie pag.

58

3.3.1. Maşini electrice cu autoventilaţie internă pag. 58

3.3.1.1. Maşini electrice cu autoventilaţie internă axială pag.59

3.3.1.2. Maşini electrice cu autoventilaţie internă radială pag.61

3.3.2. Maşini electrice cu autoventilaţie externă pag.64

3.4. Maşini electrice cu ventilaţie exterioară sau independentă pag.67

3.5. Limitele de încălzire şi influenţe asupra răcirii maşinilor pag.

71

3.5.1. Răcirea maşinilor cu turaţie reglabilă pag. 71

3.5.2. Influenţa temperaturii mediului ambiant pag. 72

3.5.3. Limitele de încălzire admisibile ale maşinilor electrice pag. 73

3.5.1. Influenţa altitudinii asupra răcirii maşinilor pag. 76

3.6. Noi soluţii constructive şi tehnologii pentru creşterea

transferului de căldură în maşinile electrice pag. 79

3.6.1. Răcirea cu hidrogen a turbogeneratoarelor pag. 80

3.6.2. Răcirea hidrogeneratoarelor cu aer şi apă pag.83

3.6.3. Răcirea cu antigel pag. 84

3.6.4. Utilizarea tubului termic pentru transferul de căldură pag.85

4. TRANSFERUL DE CĂLDURĂ ÎN TRANSFORMATOARELE

ELECTRICE DE MARE PUTERE pag.87

4.1. Răcirea transformatoarelor electrice pag.87

4.2. Repartiţia temperaturilor în interiorul transformatorului pag.89

4.2.1. Repartiţia temperaturilor în fier pag. 90

4.2.2. Repartiţia temperaturilor în bobinaj pag.94

4.3. Transmisia căldurii din transformator pag.100

4.3.1. Coeficientul de transmisie a căldurii pentru ulei

pag.100

4.3.2. Transmisia căldurii la agentul de răcire pag.

102

4.3.3. Transmisia căldurii la agentul de răcire la răcirea

artificială pag. 106

4.4. Răcirea transformatoarelor pag. 108

4.4.1. Răcirea transformatoarelor uscate pag.

108

4.4.2. Răcire

a transformatoarelor în ulei pag.

108 4.4.2.1. Răcirea naturală la transformatoarele în ulei pag.

108 4A.2.2. Răcirea artificială pag.lll

4.5. Limitele de încălzire admisibile ale transformatoarelor pag. 114

4.6. Noi soluţii constructive şi tehnologii pentru pentru creşterea

transferului de căldură la transformatoare pag.116

CONCLUZII pag.121BIBLIOGRAFIE

INTRODUCERE

Acest referat, intitulat "SITUAŢIA ACTUALĂ ŞI DE PERSPECTIVĂ PRIVIND

UTILIZAREA DE NOI TEHNOLOGII PENTRU TRANSFERUL DE CĂLDURĂ ÎN

ECHIPAMENTELE ELECTROTEHNICE" este primul din cele trei care se derulează în

cadrul tezei de doctorat "CONTRIBUŢII LA MODERNIZAREA INSTALAŢIILOR ŞI

TEHNOLOGIILOR DE TRANSFER DE CĂLDURĂ ÎN ECHIPAMENTELE

ELECTROTEHNICE".

El va fi urmat de alte două intitulate : " SOLUŢII DE MODERNIZARE A

ECHIPAMENTELOR ELECTROTEHNICE PRIN REALIZAREA DE INSTALAŢII NOI

DE RĂCIRE" şi "MODELĂRI, SIMULĂRI ŞI EXPERIMENTĂRI PE INSTALAŢII DE

TRANSFER DE CĂLDURĂ MODERNIZATE"

Scopul acestui referat este de a face o prezentare a echipamentelor electrotehnice şi

a transferului de căldură care are loc în timpul funcţionării acestora, deci implicit

prezentarea unor tehnologii de răcire a echipamentelor electrotehnice.

Referatul este structurat pe 4 capitole.

- Primul capitol prezintă pe scurt încălzirea şi transferul de căldură în echipamentele

electrice.

- Al doilea capitol face o prezentare a echipamentelor electrotermice şi a materialelor

utilizate la construcţia acestora. Sunt prezentate în continuare cele mai utilizate cuptoare de

topire şi anume cele prin inducţie, punându-se un accent deosebit pe funcţionarea şi răcirea

cuptorului electric prin inducţie cu creuzet.

- în al treilea capitol se face o clasificare a maşinilor electrice rotative după sistemul de

răcire folosit pentru transferul de căldură în exteriorul maşinii, în continuare sunt prezentate

unele soluţii de răcire a motoarelor electrice, precum şi câteva soluţii noi de răcire a

maşinilor electrice.

- Al patrulea capitol face o analiză a transferului de căldură din transformator , prezintă

sistemele de răcire, unele realizări ale câtorva firme specializate în construcţia de

transformatoare şi punctează câteva soluţii noi de transfer de căldură.

In ultima parte sunt prezentate câteva concluzii care se desprind ca urmare a realizării

acestui referat şi problemele care urmează a fi abordate in referatul următor.

CAPITOLUL 1. ÎNCĂLZIREA ŞI TRANSFERUL DE

CĂLDURĂ ÎN ECHIPAMENTELE ELECTROTEHNICE

1.1 încălzirea echipamentelor electrotehnice

In echipamentele electrice în funcţiune se dezvoltă continuu căldură, în virtutea legii

transformării unei părţi din energia electromagnetică în energie termică. Ca urmare a

căldurii degajate în orice echipament electric în funcţionare, temperaturile diferitelor părţi

ale acestuia cresc până la valorile limită, corespunzătoare regimului staţionar, când întreaga

căldură dezvoltată este cedată mediului ambiant [9J. Echipamentul electric în regim

staţionar posedă o anumită "încărcătură calorică", care se păstrează în stare potenţială tot

timpul, până în momentul deconectării, când echipamentul nemaiprimind energie de la

surse, toată căldura acumulată este disipată integral, în mod progresiv, mediului ambiant,

mai rece.

Pentru a garanta o funcţionare satisfăcătoare şi de lungă durată a echipamentelor

electrice, sub aspectul solicitărilor termice, standardele impun, în funcţie de materialele

utilizate şi de condiţiile de exploatare, anumite limite (valori) maxime admisibile pentru

temperaturile în regimul staţionar.

Temperatura unui echipament electric este determinată de temperatura mediului

ambiant 0a la care se adaugă creşterea de temperatură Ts, datorată încălzirii aparatului prin

efect electrocaloric. Temperatura mediului ambiant în procesul încălzirii şi răcirii aparatului

joacă un rol important, valoarea acesteia fiind determinată, prin norme, de latitudine şi

altitudine, cât şi de anumite particularităţi specifice locului concret de amplasare şi

funcţionare a echipamentului.

Diferenţa dintre temperatura suprafeţei corpului cald 8S şi temperatura mediului ambiant 0a

se numeşte supratemperatura corpului faţă de temperatura mediului ambiant şi este

independentă de alegerea originii pe scara temperaturilor. Majoritatea normelor indică două

valori pentru regimul staţionar, şi anume:

1) supratemperatura maximă (limită) admisă şi

2) temperatura maximă admisă (9S; T s), legătura dintre ele fiind dată de relaţia:

r s = e s -6 a =T s -T a (1.1)

unde:

- 6 este temperatura în grade Celsius [°C];

- T temperatura în grade Kelvin [K].

Pentru temperatura mediului ambiant de referinţă (în regiunea temperată), ca limită normală

se admite valoarea : 6a = 40°C.

Prin construcţia sa, orice echipament electric are o structură neomogenă, elementele lui

componente putând să fie: căi de curent, contacte electrice, bobine, miezuri feromagnetice,

camere de stingere etc. In unele părţi componente ale echipamentului se dezvoltă căldură

datorită diferitelor procese fizice. De regulă, principalele surse de căldură în echipamentele

electrice sunt părţile lor active, şi anume: conductoarele parcurse de curenţi electrici (în care

se dezvoltă căldură prin efect Joule) şi miezurile feromagnetice (din fier) străbătute de

fluxuri magnetice variabile în timp (încălzirea fiind cauzată de pierderi prin histerezis

magnetic şi prin curenţi turbionari). De asemenea, în echipamentele cu comutaţie mecanică

(cu contacte) şi în siguranţele fuzibile se produce o mare degajare de căldură în arcul

electric ce însoţeşte funcţionarea acestora. In plus, în materialele izolante pot lua naştere

încălziri suplimentare, datorate pierderilor dielectrice produse sub acţiunea câmpurilor

electrice variabile în timp. Restul elementelor echipamentului, care nu sunt surse de căldură,

se pot încălzi puternic pe calea propagării termice (a transmiterii căldurii de la un corp la

altul). Ceea ce interesează, din punct de vedere practic, sunt nivelul şi distribuţia

temperaturilor în diferitele elementele componente ale echipamentului electric. Acestea

depind, în cea mai mare măsură, atât de puterea surselor de căldură, cât şi de localizarea lor

în construcţia echipamentului electric în discuţie.

In general, cu cât "încărcarea echipamentului" (adică mărimea curentului de sarcină) este

mai mare, cu atât mai mari vor fi şi pierderile de energie electrică. Aceasta înseamnă că, în

condiţii de răcire identice, supratemperaturile elementelor componente ale echipamentului

vor fi mai ridicate.

1.1.1. Regimuri de încălzire. Stabilitate termică

Capacitatea oricărui echipament electric de a rezista (adică, de a nu se degrada) sub

acţiunea solicitărilor termice, în condiţii predeterminate de standarde, se numeşte

stabilitate termică.

Valoarea efectivă a celui mai mare curent It pe care îl poate suporta echipamentul

electric un timp limitat t, fără ca încălzirea diferitelor părţi componente să depăşească

valorile specificate pentru un anumit regim de funcţionare se numeşte "curent limită

termic" (notat cu It). Fabricile constructoare indică fie curentul limită termic It, fie

coeficientul de stabilitate termică Kt (la scurtcircuitarea echipamentelor de comutaţie).A.

In cazul în care se cunoaşte curentul limită termic It la un anumit timp t, atunci

curentul de stabilitate termică Vt pentru timpul t' (sec) se calculează cu formula:

(1.2)

Pentru verificarea echipamentelor la stabilitate termică în cazul scurtcircuitelor este

necesar a se compara cantitatea de căldură reală Q (care se degajă în echipament în

timpului t cât durează scurtcircuitul) cu cantitatea de căldură admisibilă Qadm9

suportată de echipament.

Cantitatea de căldură admisibilă Qa(jm se calculează cu relaţia: Qadm = R-ft% iar

cantitatea de căldură reală Q (disipată în timpul fictiv se stabileşte cu formula:

</

Q = JR-i2dt = R I 2ao' t f (1.3)

o

Din cele de mai sus rezultă relaţiile pentru verificarea la stabilitate termică (după

metoda timpului fictiv):

Q^Qaám => l l ' t f < I ^ t (1.4)

Dacă se defineşte coeficientul de stabilitate termică Kt prin relaţia:

*,=f (1.5)

n

unde este curentul nominal, atunci condiţia (1.4) se poate rescrie sub formele

echivalente:

/,>4-J^ respectiv K r I„>I„ -^ j - (1.6)

(1.7)

In afara metodei timpului fictiv mai există şi alte metode de verificare la stabilitate

termică a echipamentelor electrice.

Dacă se admit supratemperaturi mai ridicate în echipament se pot obţine de la acesta

puteri mai mari, când toate celelalte condiţii se menţin neschimbate. Prin urmare,

puterea echipamentului este restricţionată de valorile supratemperaturilor maxim

admise în diferitele lui părţi, iar aceste supratemperaturi depind de natura materialelor

utilizate. Verificarea supratemperaturii limită admisă se va efectua, practic, asupra

următoarelor părţi componente: (a) căi de curent; (b) izolaţia electrică; (c) elemente

elastice; (d) contacte electrice etc.

Pe de altă parte, pentru a nu se face risipă de material conductor (la căile de curent) şi

de material feromagnetic (la miezurile magnetice), cât şi pentru a executa echipamente

cu dimensiuni reduse, este necesar ca densitatea de curent "/" în conductoare şi

inducţia magnetică "B" în miezurile de fier să fie cât mai mari. Dar, unor densităţi / şi

inducţii B mari le corespund importante pierderi de energie, care determină o încălzire

generală mai mare a echipamentului. Pentru ca această încălzire să nu depăşească

limitele admise de standarde este necesar ca transmiterea căldurii către mediul

înconjurător (adică răcirea echipamentului) să fie cât mai eficientă. Existenţa unui

mijloc eficient de răcire, care poate menţine temperatura echipamentului în limitele

prescrise, nu trebuie să însemne creşterea încărcării echipamentului, deoarece, în acest

caz, căldura disipată mai mare (echivalentă pierderilor majorate) se poate considera o

cheltuială inutilă de energie şi, din această cauză, ea trebuie menţinută în limite

10

admisibile. Principial, trebuie făcută distincţie între cele două regimuri de încălzire ale

echipamentelor electrice.

1. Primul îl constituie încălzirea de durată. Acesta este regimul normal de

funcţionare al majorităţii echipamentelor şi este caracterizat prin echilibrul termic

dintre căldura dezvoltată şi căldura cedată mediului de răcire, caz în care, în final, se

ajunge la o temperatură staţionară bine determinată.

2. Al doilea regim, încălzirea de scurtă durată, este determinată de supracurenţi,

ca, de exemplu, încălzirea echipamentelor în cazurile de scurtcircuit. In acest regim,

temperatura creşte în tot timpul cât durează scurtcircuitul.

Scopul tuturor calculelor termice constă în a verifica dacă încălzirile diverselor

elemente componente ale echipamentelor nu depăşesc limitele admisibile care, în

principiu, diferă pentru cele două regimuri de încălzire sus menţionate. In concluzie,

se poate spune că gradul de solicitare termică are o influenţă directă asupra aspectului

tehnico-economic al construcţiei şi exploatării echipamentelor electrice (în general) şi

asupra siguranţei în funcţionare a acestora (în special). O încălzire excesivă

(hipertermie) periclitează buna funcţionare a echipamentului şi-i scurtează viaţa de

exploatare, pe când o încălzire prea scăzută (hipotermie) este rezultatul unei

construcţii supradimensionate, total neraţională din punct de vedere economic.

1.1.2. Producerea căldurii în echipamentele electrice

Temperaturile maxime atinse de echipamentele electrice sau de componentele

acestora depind, pe de o parte, de cantitatea de căldură dezvoltată, iar pe de altă parte,

de cantitatea de căldură transferată. In echipamentele electrice căldura se dezvoltă, mai

ales, în masa materialelor active (în conductoare electrice şi în miezuri feromagnetice).

Pentru calculul solicitărilor termice ale părţilor componente ale echipamentelor

electrice trebuie să se determine căldura dezvoltată în căile de curent (prin efect Joule-

Lenz) şi căldura dezvoltată în miezurile feromagnetice (prin curenţi turbionari şi prin

histerezis magnetic).

1.1.2.1. Căldura produsă în căile de curent

Savantul englez Joule şi academicianul rus Lenz, în perioada anilor 1841-1842,

au descoperit (simultan şi independent) fenomenul dezvoltării căldurii datorită trecerii

curentului electric de conducţie printr-un material conductor, pe baza transformării

energiei câmpului electromagnetic în energie termică deci în căldură.

în cazul conductoarelor omogene, izotrope şi liniare, în forma locală, legea

transformării energiei în masa conductoarelor dă expresia energiei disipate de câmpul

electromagnetic în unitatea de timp şi pe unitatea de volum. Conform acestei legi [9],

densitatea de volum "p / f a puterii cedate (ireversibil) conductoarelor de câmpul

electromagnetic în procesul de conducţie electrică (şi transformată în căldură) este

egală (în fiecare punct) cu produsul scalar dintre intensitatea câmpului electric E şi

densitatea curentului electric de conducţie «7:

p j = E - J [W/m3] (1.8)

în interpretarea microscopică a legii, pj derivă din efectul macroscopic al lucrului

mecanic cheltuit de câmp în unitatea de timp (şi pe unitatea de volum) pentai

deplasarea prin conductor a particulelor libere încărcate electric. Mărimea scalară pj

este întotdeauna pozitivă şi caracterizează dezvoltarea de căldură (o caracteristică a

stării electrocinetice a conductoarelor electrice), determinând efectul electrocaloric sau

efectul Joule-Lenz, care este un fenomen ireversibil.

Cu ajutorul formei locale a legii lui Ohm E = p - J (unde p este reziştivitatea electrică

a conductorului) înlocuită în (1.8) rezultă expresia:

P j = E - J = E - J = p - J 2 (1.9)

care descrie matematic forma locală a legii Joule-Lenz de transformare a energiei

electromagnetice (pe durata conducţiei) în masa conductoarelor, în conductoarele

electrice (tară câmp electric imprimat) puterea disipată în masa conductorului sub

formă de căldură se calculează cu formula:

Pj = \ p - J 2 - d V = R - i 2 >0 (1.10)v

aceasta fiind denumită şi "Legea Joule-Lenz în i'orma integrală ".8

12

Căldura O dezvoltată în timpul At = t2 - t } > 0 se obţine prin integrarea puterii

pierdute Pf .

h h

Q = \P j ' d t= ' \R- i 2 -d t [J] (1.11)h h

în curent continuu (când R= const. şi i = I = const) avem Pj = R-12, iar 0 =Pj

At=R -I2 -At.

In regim alternativ se păstrează aceleaşi relaţii (în principiu), cu menţiunea că,

de această dată, /=/ va reprezenta valoarea efectivă (sau eficace), calculată cu relaţia

generală:

i = Ă)i2(tya (1.12)

In plus, rezistenţa R a oricărui conductor electric străbătut de un curent alternativ este

mai mare decât rezistenţa aceluiaşi conductor străbătut de curent continuu,

determinând, în consecinţă, majorarea pierderilor prin efect Joule-Leriz. Creşterea

rezistenţei în ca. R C M . se datorează efectului pelicular" şi "efectului de proximitate".

Aceste două "efecte" vor fi explicate fizic, pe scurt, în continuare.

1. Efectul pelicular.

De la electrotehnică se ştie că un câmp

magnetic (variabil în timp) creat de un

conductor parcurs de curent alternativ

induce în acesta o t.e.m. (opusă tensiunii

aplicate). Pentru un conductor rotund,

straturile conductorului mai

14

apropiate de centru vor fi înlănţuite de Fig.l.l Explicaţia efectului pelicular

mai multe linii de câmp magnetic (Fig. 1.1. a) şi, prin urmare, densitatea totală de

curent / (de conducţie şi de curent indus) va fi mai mică. Densitatea de curent "J" va

creşte odată cu raza "r" a conductorului (Fig.l.l.b), devenind maximă în straturile din

apropierea suprafeţei exterioare a conductorului. Această distribuţie neuniformă a

densităţii de curent pe suprafaţa secţiunii transversale a conductorului este denumită

"efect pelicular". Ea determină o utilizare neuniformă a secţiunii transversale A, ceea

ce echivalează fízic cu o creştere a rezistenţei conductorului, R = p • 11A (în care P

este rezistivitatea electrică, iar / este lungimea conductorului).

2. Efectul de proximitate. Este prezent doar în cazul a două (sau mai multe)

conductoare paralele, aflate în vecinătate şi parcurse de curenţi alternativi. Atunci când

curenţii alternativi ce străbat cele două conductoare au sensuri opuse (Fig.l.2.a),

straturile mai apropiate a şi «; vor fi înlănţuite de un flux 0i mai mic decât fluxul 02

care înlănţuie straturile mai îndepărtate b şi bi (&i < 02). în consecinţă, distribuţia

densităţilor de curent va fi cea din figura 1.2.c. Atunci când curenţii alternativi din cele

două conductoare au acelaşi sens (Fig.l.2.b) , straturile mai îndepărtate vor fi înlănţuite

de un flux mai mic 02 < 0i densităţile de curent fiind repartizate pe secţiunea

transversală a conductoarelor ca în Fig. 1.2.d

Practic, creşterea rezistenţei electrice a unui conductor în curent alternativ RCM

faţă de rezistenţa lui în curent continuu Rcc. se ia în considerare (în calcule) prin

introducerea unui factor suplimentar "kCM." (supraunitar) de creştere a rezistentei.

Deoarece efectul termic al curentului este de natură scalară, fiind cumulativ (puterea

pierdută totală obţinându-se prin adunări) rezultă că şi factorul de majorare a

15

Fig. 1.2 Explicaţia efectului

de proximitate

rezistenţei în ca., k C M _ 1 va fi egal cu suma dintre factorul de efect pelicular "k p e [ " şi

factorul de efect de proximitate "kprax"-Analitic, rezultă:

cu k C M , = kpei + kprox > / (1.13)

16

Observaţie. Toate relaţiile de mai sus consideră doar regimul termic staţionar. La

scrierea ecuaţiilor regimurilor termice tranzitorii (ale conductoarelor), ecuaţia (1.3)

trebuie utilizată sub forma diferenţială:

dO = R- i 2 ( t ) -d t

(1.14)

Dacă pe durata procesului termic se modifică şi rezistenţa R = R(t), atunci:

dQ = R( t ) - i 2 ( t ) .d t (L15)

1.1.2.2. Căldura produsă în miezurile feromagnetice

într-un material feromagnetic (miez), străbătut de linii de câmp magnetic

variabil în timp, B = B(t) se dezvoltă pierderi, cauzate fizic atât de fenomenul de

histerezis magnetic cât şi de prezenţa curenţilor turbionari. Aceste pierderi se disipa

(sub formă de căldură) în toată masa materialului feromagnetic, determinând încălzirea

miezului.

1. Pierderile prin histerezis sunt proporţionale cu aria ciclului de histerezis (Fig. 1.3)

şi se determină cu relaţia:

P H = V H ' / -B M 'M F E = pH -M F E (1.16)

unde:

- <JH este un factor de pierderi prin histerezis (un coeficient de material); -/este

frecvenţa;

- B\f reprezintă valoarea maximă a inducţiei magnetice ;

17

- MFE [kg] este masa materialului feromagnetic.

Produsul primilor trei factori reprezintă pierderile specifice PH [W/kg] prin histerezis

magnetic.

n

2. Curenţii turbionari (curenţi Foucault) sunt curenţii induşi într-un conductor

masiv de un câmp magnetic variabil în timp. In acest fel, curenţii turbionari care apar

în miezurile feromagnetice (în circuitele magnetice) ale echipamentelor electrice de

curent alternativ determină pierderi suplimentare de putere prin efect Joule-Lenz şi

înrăutăţesc funcţionarea echipamentelor în discuţie.

Pentru evidenţierea curenţilor turbionari, se consideră o coloană de miez5 5 '

feromagnetic (Fig. 1.4.a) străbătută de un flux magnetic variabil sinusoidal în timp 0=

<[>M-simi (pentru că şi B ( t ) = B M - sin m t ) . In baza "Legii inducţiei

electromagnetice" [9], în orice contur r (perpendicular pe liniile de câmp magnetic) se

induc t.e.m. e r - e F - - d Q / d t . întrucât miezul are şi proprietăţi conductoare, aceste

t.e.m. eF determină apariţia curenţilor induşi (Fig. 1.4.a) IF, cu liniile de curent

conţinute în planuri transversale faţă de liniile câmpului magnetic. Pentru a reduce

pierderile de putere P p (determinate de curenţii turbionari) se divizează miezul în tole

izolate între ele (Fig.lAb), ceea ce măreşte rezistenţa căilor de închidere ale curenţilor

induşi ip şi, implicit, reduce intensitatea lor.

Analitic, pierderile în fier cauzate de apariţia curenţilor turbionari Pp se determină cu

relaţia:

PF = aF - f - B i -M F e = pF -M F e (1.17)

unde CJF este factorul de pierderi prin curenţi turbionari (un coeficient de

material). B ( t )

19

Figura 1.4 Evidenţierea curenţilor

turbionari

A B(t)

Deoarece atât pierderile prin histerezis cât şi pierderile prin curenţi turbionari (din

miezurile feromagnetice) se produc simultan, în practică, pentru determinarea

pierderilor în fier se utilizează formula empirică:

P Fe= P H + P F = v f a ' B pM ' M F e (1.18)

în care exponenţii au valorile numerice: a = 1,3 + 1,5 şi f i = 1,8 2.

1.2. Transferul de căldură în echipamentele electrice

Căldura dezvoltată în masa materialelor active ale echipamentelor electrice va fi

evacuată pe calea transmiterii termice, care are loc întotdeauna (conform principiului

al II-lea al termodinamicii) de la corpurile (sau părţile lor) mai calde, la corpurile (sau

părţile lor) mai puţin calde. Acest proces termocinetic este cu atât mai intens cu cât

temperatura corpurilor calde este mai mare faţă de temperatura corpurilor învecinate

(de obicei, mediul ambiant) şi durează până când temperaturile acestora devin egale.

Oricât de mare este încălzirea unui material activ, în final se ajunge la situaţia în care

cantitatea de căldură dezvoltată în material devine egală cu cantitatea de căldură cedată

în exterior pe calea transmiterii termice. Se stabileşte, astfel, regimul termic staţionar

(sau permanent), când temperatura părţilor active rămâne la o valoare constantă. Atât

durata de timp necesară atingerii acestui regim, cât şi temperatura de regim staţionar

depind, în mare măsură, de intensitatea răcirii părţilor active, adică de modul în care se

realizează transmiterea căldurii. Prin urmare, pentru a putea "solicita" cât mai mult un

echipament electric, fără ca temperaturile staţionare să depăşească valorile admise de

standarde este necesar să se asigure o răcire cât mai eficientă a părţilor active ale sale.

în procesele de încălzire şi de răcire a echipamentelor electrice se disting trei moduri

de transmitere a căldurii, şi anume: 1) prin conducţie (sau conductibilitate) termică, 2)

prin convecţie termică şi 3) prin radiaţie termică. Aceste moduri de transmitere a

căldurii pot avea loc şi simultan, atât în regim staţionar (caracterizat prin flux termic

21

constant, când şi temperatura este constantă), cât şi în procese nestaţionare

(caracterizate prin fluxuri de căldură variabile, când şi temperatura variază în timp).

în abordarea fenomenelor de transmitere a căldurii se utilizează, în mod frecvent,

următoarele noţiuni:

1. Fluxul termic mediu <Pmed definit ca raport dintre cantitatea de căldură AO

transmisă de o sursă termică în intervalul de timp At, adică:

[W] (1.19)

At

2. Fluxul termic instantaneu 0 este obţinut din (1.19) prin trecerea la limită

când At ->0. Rezultă:

0 = [W] (1.20)

at

3. Densitatea de flux termic mediu qmed sau instantaneu q este definită ca raport

între fluxul termic (mediu <Pmed, respectiv instantaneu 0 şi aria suprafeţei A

[m ] pe care o traversează. In consecinţă, se pot sene relaţiile:

[W/m2]A

* [w/m2] (1.21)A

Un regim termic se consideră staţionar dacă întreaga căldură dezvoltată este cedată

mediului ambiant (mai rece), nefiind posibilă acumularea căldurii în corpuri.

Temperatura oricărui corp aflat în regim termic staţionar este constantă (invariabilă în

timp). Invers, un regim termic este nestaţionar dacă nu există egalitate între căldura

dezvoltată şi cea disipată în exterior. Un regim termic cu caracter periodic, care se

repetă după o anumită lege, constituie un regim termic cvasistationar.9

1.2.1. Transmiterea căldurii prin conducţie termică

Conducţia termică este fenomenul de transmitere a căldurii prin masa corpurilor

solide. Conducţia termică se întâlneşte şi în cazul fluidelor (lichide şi gaze) imobile.

Transferul căldurii se face întotdeauna de la punctele (sau zonele) cu temperatura mai

ridicată către punctele (sau zonele) cu temperatura mai scăzută. Prin conducţie termică

se nivelează temperatura, deci şi diferenţele între energiile cinetice ale moleculelor.

Când în toate punctele unui corp temperatura este aceeaşi, transmisia căldurii prin

conducţie termică încetează. Cea mai mare conducţie termică (viteza de transmisie a

căldurii) o au metalele, pe când cea mai redusă conducţie termică se întâlneşte la

gazele rarefiate. Din termodinamică se ştie că temperatura este o mărime de stare,

proporţională cu intensitatea mişcării termice a particulelor de substanţă. Procesele

termice care au loc în mediile izotrope sunt determinate de câmpul lor de temperaturi.

Acesta reprezintă totalitatea valorilor momentane ale temperaturii (din toate punctele

mediului considerat). întrucât temperatura este o mărime scalară (caracterizată, în orice

sistem de unităţi, printr-un singur număr, nefiind legată de noţiunea de direcţie),

câmpul de temperaturi este un câmp scalar. Orice câmp termic scalar poate fi exprimat

matematic, în cazul general nestaţionar (variabil sau tranzitoriu) printr-o funcţie de

spaţiu şi timp, de forma:

23

eM(t) = 0(x,y,z,t) (1.22)

24

în care:

- (pM este temperatura în punctul M (supus observaţiei) ;

- x, y, z sunt coordonatele spaţiale ale punctului M ; -1 este

coordonata de timp.

Dacă temperaturile în diferitele puncte ale mediului rămân constante, atunci câmpul de

temperaturi este staţionar (invariabil în timp).

Totalitatea punctelor unui câmp termic staţionar cu aceeaşi temperatură 0 =ct

determină o suprafaţă izotermă (Fig. 1.5).

suprafeţe izoterme

25

Fig. 1.5 Densitatea fluxului termic

26

gradi? n

Viteza maximă de variaţie a temperaturii de la o suprafaţă izotermă (cu temperatura <P)

la o altă suprafaţă izotermă (cu temperatura 0+A0) se obţine numai prin deplasarea pe

o dreaptă n (perpendiculară pe izotermă), ca în figura 1.5. Limita raportului AQ/An

defineşte gradientul de temperatură (grad 9). Sensul pozitiv al gradientului de

temperatură coincide cu sensul în care temperatura creşte, de la o izotermă la alta.

Conducţia termică este guvernată de Legea lui Fourier. Legea lui Fourier arată că,

în orice mediu izotrop, fluxul termic 0 (prin conducţie, într-o direcţie dată) este

proporţional cu aria A (normală pe direcţia fluxului termic) şi cu gradientul de

temperatură corespunzător acelei direcţii. De exemplu, fluxul termic pe direcţia pozitivă

Ox, în conformitate cu Legea lui Fourier este dat de relaţia:

0X A (1.23)

de unde densitatea de flux termic qx (1.21) rezultă de forma:

Coeficientul de proporţionalitate X este numit coeficient de conductivitate termică,

depinde de mediul în care se transmite căldura (prin natură, structură, temperatură,

presiune, densitate etc), se măsoară în W/(m-grd) şi este totdeauna pozitiv.

In ecuaţiile (1.23) şi (1.24) este absolut necesară introducerea semnului minus ("-")

deoarece mărimile &x şi qx sunt mărimi fizice strict pozitive pe când derivata dO/dx<0,

pentru că temperatura 6 descreşte în sensul pozitiv al axei Ox. Prin generalizare (în

spaţiu tridimensional) Legea lui Fourier va fi dată de:

0 - - X - gradO - A = q - 1 (1.25)

în care A - n - A este vectorul suprafaţă orientată, iar vectorul densitate flux termic q

(Fig. 1.5) rezultă de forma:

q - - X - g r a d 6 (1.26)

Conductivitatea termică X variază cu temperatura 0. Totuşi, la temperaturi joase,

această variaţie poate fi neglijată.

Ecuaţia conductiei termice

27

Din punct de vedere fizic, transmiterea căldurii prin conducţie termică este echivalentă

cu aflarea distribuţiei în spaţiu şi la orice moment de timp a câmpului de temperaturi

6 =f(x, y, z, t) din mediul considerat. Din punct de vedere matematic, câmpul de

temperaturi 6 trebuie să verifice ecuaţia diferenţială a conductiei termice nestaţionare

(ecuaţia lui Fourier). In medii izotrope (când X = const.) şi în coordonate carteziene,

ecuaţia conductiei termice este următoarea:

28

(D2e d2e d2e] PM 0~

dt {dx J dy z dz" J în

care:

- c p este căldura specifică la presiune constantă a mediului conductor,

exprimată în J/(kg grd);

- p este densitatea mediului conductor, în kg/m ;

- p este densitatea de volum a fluxului termic, în W/m , produs de

sursele interioare de căldură; X

se numeşte difuzivitate termică şi caracterizează inerţiaCP 'P

termică a mediului, - X este conductivitatea termică a mediului, în

W/(m*grd). Rezolvarea ecuaţiei (1.27) este dificilă, se face cu metode specifice (ca, de

exemplu, "metoda volumelor finite").

deIn regim termic staţionar (când 8 = const. şi — = 0) şi medii fără surse

dt

interioare de căldură (p=0), ecuaţia diferenţială a câmpului de temperaturi

n m\ A i d20 d2e d2e n(1.27) se reduce la: —- + —- + -—T = 0dx dy~ dz~

De aici, prin analogie cu regimul electrocinetic staţionar, în regim termic staţionar,

fluxul termic O (dintre două suprafeţe izoterme) se calculează cu formula:

d6a

a =

® = ?L-A (1.28)

în care 6 j şi 6 2 sunt temperaturile celor două suprafeţe, iar R. este rezistenţa de

conducţie termică, exprimată în gr d/W.

Pentru suprafeţe izoterme plane paralele, rezistenţa termică RĂ are expresia:

R x =— (1-29)Â X - A

în care "d" este grosimea de calcul dintre suprafeţele în discuţie (în m), X este

conductivitatea termică, în W/(mgrd), iar A este mărimea ariei relative, în m (a celor

două suprafeţe izoterme).

în cazul suprafeţelor izoterme de forma a doi cilindri coaxiali, rezistenţa de conducţie

termică R, se calculează cu formula:

R =-----------In — (1-30)2n- X- h d2

în care h este înălţimea comună a suprafeţelor cilindrice, în m, iar d j şi d2 sunt

diametrele exterior şi interior, d\ > d2, în m.

Alte relaţii pentru calculul termic prin conducţie (în regim staţionar), pentru cazurile

frecvent întâlnite în practică pot fi găsite în lucrările de specialitate dedicate doar

acestui subiect.

1.2.2. Transmiterea căldurii prin radiaţie termică

Orice corp cu temperatura diferită de zero absolut emite energie. Energia emisă

se numeşte radiaţie termică. Radiaţia termică este cu atât mai importantă cu cât

temperatura corpului radiant este mai mare.

După teoria lui Maxwell, energia radiată este emisă în spaţiu ca "raze de căldură", sub

formă de unde electromagnetice cu lungimi de undă în intervalul (0,4...340)juni. Aceste

"raze de căldură" (unde electromagnetice) transportă energie de la sursă (emiţător) spre

mediul înconjurător. Printre exemplele de radiaţie termică se menţionează: radiaţia

solară, radiaţia unui radiator electric, radiaţia filamentului unui bec cu incandescenţă,

radiaţia arcului electric etc. Ca undă electromagnetică, căldura radiată se propagă în

30

linie dreaptă de la suprafaţa corpului radiant (emiţător) spre mediul ambiant. în drumul

lor, razele de căldură pot fi absorbite sau reflectate de obstacolele (corpurile) pe care le

întâlnesc. Corpul care absoarbe integral radiaţia incidenţă este numit "corp negru". In

realitate, corpurile nu absorb decât o fracţiune din radiaţia incidenţă, restul radiaţiei

fiind reflectată.

Schimbul de căldură între corpuri cu temperaturi diferite; pe calea energiei

radiate/absorbite se numeşte transmitere prin radiaţie (sau absorbţie) termică. Emisia

prin radiaţie termică este guvernată de Legea Stefan-Boltzmann. Densitatea de flux

termic qr emis de radiatorul ideal (corpul negru), aflat la temperatura absolută T (K) este

dată de Legea Stefan-Boltzmann:

g =<x.(—Y [W/m2] (1.31)

unde a = 5 ,6697 » 5 ,77W/ (m 2 • K 4) este coeficientul de radiaţie al corpului negru.

Densitatea de flux termic q emis de un radiator real (la aceeaşi temperatură absolută T)

este mai mică decât qr dat de (1.31) şi se calculează cu formula:

[W/m2] (1.32)

100 J.

unde e (0< 8 < 1) este emisivitatea corpului la temperatura T,

Absorbţia prin radiaţie. Pentru corpul negru ideal, densitatea de flux termic

absorbit qabs este numeric egală cu densitatea de flux termic incident qinc.

In realitate, qabs este întotdeauna mai mic decât qinc fiind adevărată relaţia:

qabs = a-qinc; 0 < a < 1 (1.33)

în care a este numit coeficient de absorbţie.5

Pentru cazurile concrete din practică se aproximează a = e. Transmisia prin radiaţie.

Dacă două corpuri cu temperaturi diferite, T j > T2, se află faţă în faţă, între ele se face

un schimb de căldură prin radiaţie. Energia radiată este emisă de corpul mai cald şi este

absorbită de corpul mai rece. Fluxul termic 0j e emis prin suprafaţa A / (de corpul cald,

având temperatura T } )

( T Veste dat de relaţia: <h = a - A - s a - —— - A (1.34)V" ' [ 1 0 0 j '

Simultan, corpul 1 va absorbi (prin aceeaşi suprafaţă A } ) fluxul termic 0 I a (emis de

corpul 2, având temperatura T2), de mărime:

32

q = 8 -q r = £ - aV -

f Ţ \

la 1 labsA,=a-q , ■ A . = a - aI 1 line I

( t, Y

JOO j

A, (1.35)

în concluzie, fluxul termic transmis prin radiaţie 0lr va fi diferenţa dintre fluxul emis

&i e şi fluxul absorbit 0 I a , adică:

34

0 , =0 , -0 , =s-<jIr le la

r ţ v

\ioo.•A , -a -<7

( T V{ ioo j A , (1.36)

în aproximaţia a = £, din relaţia (1.36) se obţine formula de calcul a fluxului termic transmis

prin radiaţie:

36

( T > 4 f 7* >

4

[W] (1.37)v40= € - < T

Ernisivitatea termică s ^ a (o<s < l ) depinde de aspectul şi de culoarea suprafeţei

corpului care cedează/absoarbe căldura. Vopselele mate şi închise la culoare au s » a

mărit şi, deci, favorizează radiaţia, pe când vopselele lucioase şi deschise o împiedică.

Acesta este şi motivul pentru care majoritatea suprafeţelor radiante ale echipamentelor

electrice sunt acoperite cu vopsele şi/sau cu lacuri de nuanţe închise la culoare.

Coeficientul de transmisie termică prin radiaţie. în anumite condiţii, se poate

introduce un coeficient de transmisie prin radiaţie ar (similar coeficientului de

transmisie termică prin convecţie ac\ astfel încât fluxul termic radiat (1.37) să

poată fi exprimat prin relaţia simplificată:

0 r *a r - (T l -T 2 ) -A (1.38)

în scopul definirii coeficientului ar relaţia (1.37) se rescrie ca mai jos:

38

]0 ; 1 2 1 101 +

T. V T/ + —V T i J

( T } -T 2 ) - A

Dacă T2/Ti < 1, expresia fluxului termic 0r se poate aproxima:

0r * s ~ - r ; - ( i ] - t , ) - a (1.39)

40

De aici, prin identificarea factorii or, rezultă formula de evaluare a coeficientului de

transmisie termică prin radiaţie ar

°' (1.40)a = £

1 0

T ;5 1

1.2.3. Transmiterea căldurii prin convecţie termică

Fenomenul de convecţie termică se bazează pe

schimbul de căldură între suprafaţa unui corp şi

mediul fluid cu care se află în contact. Această

formă de transmisie a căldurii nu poate avea loc în vid. în

schimb, în orice mediu fluid (lichid sau gazos)

uniformizarea temperaturii între punctele cuFig.1.6 Circulaţia fluidului de răcire

solicitări termice diferite se face simultan, atât prin

conducţie termică, cât şi prin convecţie termică [9]. Atunci când un corp cald este

înconjurat de un fluid (un lichid sau un gaz) mai puţin cald, căldura corpului cald se

transmite mai întâi din corp prin conducţie la particulele de fluid care sunt în contact

cald direct cu suprafaţa corpului. Particulele se încălzesc, iar masa de fluid care conţine

aceste particule îşi va micşora densitatea.

In câmpul gravitaţional ea va deveni mai uşoară, pe când masa mai rece din vecinătate

va fi mai grea şi va provoca mişcarea particulelor calde în sus. In locul lor vor veni

particule mai reci, care, de asemenea se vor încălzi şi se vor deplasa în sus sub acţiunea

forţelor ascensionale. Aceste particule fiind în permanentă mişcare, pe trasee paralele cu

suprafaţa caldă (Fig.1.6) dau naştere unor curenţi de fluid (fenomenul convecţiei), care

vor "transporta" o parte din căldura dezvoltată în corpul încălzit. în cazul când corpul

solid este mai rece decât fluidul cu care vine în contact, sensul curentului de convecţie

este invers, mişcarea particulelor facându-se de sus in jos (fenomenul fiind reversibil),

întrucât conductivitatea termică la fluide este foarte redusă, căldura transmisă prin

conducţie este neglijabilă faţă de căldura transmisă prin convecţie. în procesul

transmisiei termice prin convecţie, atunci când mişcarea fluidului se datorează numai

diferenţei de greutate dintre straturile mai calde şi cele mai puţin calde ale fluidului,

convecţia este naturală (sau liberă), iar atunci când mişcarea fluidului este accelerată

prin mijloace exterioare - cu ajutorul pompelor (la lichide) sau al ventilatoarelor (la

gaze), convecţia este numită artificială (sau forţată).

corp cald fluid

V

Considerând un perete plan vertical, mai cald decât mediul fluid înconjurător, prin

suprafaţa peretelui va exista un schimb de căldură între solid şi fluid, bazat pe

fenomenul convecţiei termice.

Densitatea de flux termic qc (prin convecţie) este dată de Legea lui Newton:

«.=«.-(r,-2>)= a.-(*,-*,) 0-41)

în care:

- ac este coeficientul de transmisie termică prin convecţie, în W(m -grd);

- Tp(0 p ) este temperatura peretelui, măsurată în grade ( K, respectiv, °C);

- Tf { 6 f ) este temperatura fluidului (la o distanţă unde temperatura pere-

telui nu mai are nici o influenţă), măsurată în grade ( K, respectiv, °C).

Coeficientul CCc depinde de viteza de mişcare a fluidului, de temperatura

suprafeţei corpului şi a mediului, de căldura specifică a fluidului şi de dimensiunile

geometrice ale suprafeţei. Pentru calcule orientative se pot utiliza următoarele relaţii

empirice:

- pentru convecţia liberă: ac = 2,6 ■ ţ j 6 p - 9 f ;

- pentru convecţia forţată: a c =6 + 4,6• v cu v în m/s.

Fluxul termic <PC (transmis prin convecţie) printr-o suprafaţă de arie A [ni ] "spălată"

de un fluid, se calculează cu formula:

0 c = q e r A = a i - ( 0 f - 0 f ) - A [W] (1.42)

Expresia (1.42) se poate rescrie şi sub forma echivalentă:

0c = 0 p ~ ° f [W] (1.43)R

unde R = —-— este rezistenţa termică de convecţie corespunzătoarea • A

c

transmiterii căldurii de la un solid (perete) la fluidul de răcire.

1.2.4. Transmiterea combinată a căldurii

Până aici s-a considerat că cele trei modalităţi de transmitere a căldurii (prin conducţie,

radiaţie şi convecţie) se manifestă în mod separat sau independent. Numai că, în

practică, în majoritatea cazurilor, transferul căldurii prin orice suprafaţă A către mediul

înconjurător (fluidul de răcire) are loc simultan, atât prin radiaţie termică, cât şi prin

convecţie termică. In astfel de cazuri, în baza principiului super poziţiei, fluxul termic

rezultant 0 va fi compus din suma fluxurilor componente:

0 = 0r + 0=(q r + q c ) -A (1.44)

unde 0r este fluxul radiat, precizat de (1.38), iar 0C este fluxul transmis prin convecţie

termică, dat de (1.41). Considerând că Tj = Tp şi că T2 = Tft formula de calcul (1.44) a

fluxului termic rezultant 0 devine:

0 = a r - {T 1 -T 2 ) -A^a c \T l -T 2 \A = a \T l -T 3 ) -A (1.45)

în care: a = ar + ac (L46)

reprezintă coeficientul de transfer termic complex (prin radiaţie şi convecţie).

Trebuie avut in vedere că formula de calcul a fluxului termic complex

(1.45) este valabilă numai când atât radiaţia cât şi convecţia termică se referă la

aceeaşi suprafaţă de arie A. In general, suprafaţa radiantă este suprafaţa liberă a

corpului, pe când suprafaţa de transmisie prin convecţie termică este doar porţiunea de

suprafaţă care vine în contact direct cu fluidul de răcire.

1.3. încălzirea echipamentelor electrice

In cele ce urmează se va analiza încălzirea de lungă durată a echipamentelor electrice

în ipotezele teoriei clasice, şi anume: echipamentul este considerat ca un corp omogen,

pierderile de energie disipate sub formă de căldură simt constante, căldura masică V şi

coeficientul de transfer termic complex a din (1.46) sunt invariabile la modificarea

temperaturii, iar temperatura mediului ambiant 0„ este constantă în timp. Sunt

abordate atât regimul termic stabilizat (staţionar), cât şi regimul termic tranzitoriu [9j.

1.3.1. încălzirea echipamentelor electrice în regim termic permanent sau

stabilizat

în regimul termic permanent sau stabilizat, temperatura echipamentului a atins

mărimea de echilibru şi nu mai creşte. Acest regim corespunde cazului când toată

energia pierdută în părţile active ale echipamentului (corespunzătoare pierderilor

electrice şi magnetice totale P) este cedată mediului ambiant prin fluxul termic 0 = a •

($s - 0a) • A = a • rs • A. Prin urmare, în regim termic permanent se poate scrie ecuaţia:

P=0 sau P = a - t s - A (1.47)

De aici rezultă supratemperatura echipamentului rs (din regimul termic

stabilizat): T - Q - Q = p (1.48)

a - A

A fiind aria suprafeţei de cedare a căldurii produse în echipament (către fluidul de

răcire).

1.3.2. încălzirea echipamentelor electrice în regim tranzitoriu de încălzire

Pe durata regimului tranzitoriu de încălzire, spre deosebire de regimul termic

stabilizat, creşte şi temperatura 6 (şi, respectiv, supratemperatura T -6-6a a

echipamentului considerat, astfel încât, pentru stabilirea ecuaţiei încălzirii se poate

aplica principiul conservării energiei (al bilanţului energetic), sub forma diferenţială:

dO=d01+dQ2 (1.49)

în care:

- dO = Pdt reprezintă energia disipată sub formă de căldură în părţile

active înfăşurări şi miez) ale echipamentului. Ea corespunde puterii

totale pierdute P [W] în intervalul elementar de timp dt ;

- dO, = m - c - d r reprezintă energia (sau cantitatea de căldură) elementară

înmagazinată în masa M a echipamentului la creşterea temperaturii

acestuia cu dO grade. (Deoarece temperatura mediului ambiant este

considerată constantă, creşterea temperaturii dO este numeric egală cu

creşterea supratemperaturii d v );24

- dQ2 = 0-d t = a ' (&-6 a ) -A-d t = a - T -A-d t reprezintă energia (sau căldura)

elementară cedată (prin radiaţie şi/sau convecţie) mediului înconjurător. Cu

substituţiile de mai sus, ecuaţia de bilanţ termic (1.49) devine:

P-dt=M -c -dr + a - r - A - d t (1.50)

După împărţirea cu a - A - d t ^ O şi după ordonarea termenilor din (1.50) se obţine

ecuaţia clasică a încălzirii:

M - c d r P n r i \

a - A dt a - A

In contextul teoriei clasice a încălzirii, ecuaţia diferenţială de ordinul / (1.51) are toţi

coeficienţii constanţi. In plus, factorul ce înmulţeşte pe dr /d t are dimenshme de timp,

se notează cu T şi se numeşte constantă de timp a încălzirii.

Prin urmare: T = —— (152)a - A

Pe de altă parte, termenul liber P/(a-A) al ecuaţiei încălzirii (1.51) este identic

cu supratemperatura rs din regimul termic stabilizat (1.48).

Cu aceste observaţii, ecuaţia diferenţială (1.51) se rescrie sub forma:

T ~ + T = T (1.53)dt v J

La momentul iniţial (t = 0), supratemperatura echipamentului se consideră de

mărime r(0)-60-0a -r numită şi supratemperatura iniţială.

In aceste condiţii, metoda de rezolvare a ecuaţiei diferenţiale (1.53) este cea clasică: se

află, pe rând, soluţia de regim permanent şi soluţia generală a ecuaţiei diferenţiale

omogenizate după care, prin impunerea condiţiei iniţiale se stabileşte, cu exactitate,

soluţia căutată.

Soluţia de regim permanent T p este chiar supratemperatura din regimul stabilizat z s

dată de (1.48), adică:

r e = t , = -^- (1.54)a - A

Soluţia generală a ecuaţiei diferenţiale omogenizate reprezintă soluţia de regim liber rr

Forma acesteia depinde de rădăcina ecuaţiei caracteristice ataşate ecuaţiei diferenţiale:

T - r + l = 0=>r = - -Ti—i T

şi deci: T t = K - e r î = K > e

unde K este constanta de integrare ce va fi determinată ulterior. Deci,

soluţia generală a ecuaţiei diferenţiale (1.53) este de forma:

-L

T (t ) = T P + T L = T s + K - e 7

Din condiţia: r(0) = ri => ts + K = r. => K = r. - r Cu

această valoare pentru K, soluţia (1.57) devine:

(1.55)

(1.56)

(1.57)

47

) (1.59)

48

fr ) - e T = ( l\t • l - e T

sV )t(1.58)tA BA .

n/ i / i1 1

T 2T 3T

Fig. 1.7 Curba încălzirii în regim de lungă durată

în cazul particular când temperatura 0o de la începutul procesului de încălzire este egală cu

temperatura mediului ambiant (9o = 0a), rezultă r. = 0, iar expresia (1.58) se simplifică :

Din analiza relaţiilor (1.58) şi (1.59) se constată că supratemperatura echipamentului r

tinde asimptotic către valoarea de regim stabilizat (rs), la care se ajunge după un timp

teoretic infinit (t —»oo). în plus, se observă că r = P/(a • A) nu depinde nici de

supratemperatura iniţială r. şi nici de temperatura iniţială 00 echipamentului în discuţie.

Ecuaţiile (1.58) şi (1.59) sunt reprezentate grafic prin curbele 1, respectiv 2, în figura

1.7. Supratemperatura de regim stabilizat T s este atinsă, în mod obişnuit, într-un timp

de ordinul a 4T. Figura 1.7. arată, de asemenea, cum se poate determina grafic valoarea

constantei de timp T a încălzirii. Aceasta este numeric egală cu lungimea segmentului

AB, tăiat de linia temperaturii stabilizate rs de

tangenta în origine (la t=0) la curba încălzirii.

Observaţie. Dacă în ecuaţiile (1.58) şi (1.59) se fac substituţiile:

T(t)=e(t)-eaiT=e-ea si ri=e0-ea

după câteva prelucrări matematice simple rezultă expresiile legilor de variaţie a

temperaturii 6(t), cu 00*0 şi, respectiv, cu 00=0.

49

e(t)=eAo0-o)-e^=es{i-e^\e0-e t T; e(t)=e5

\ )

( ~\l- e T \

)

50

In consecinţă, se constată că temperatura Oft) variază după aceeaşi lege matematică ca

şi supratemperatura r (t) a echipamentului în discuţie [9].

1.3.3. Curentul maxim admisibil

în prezent, în standarde şi norme este prescrisă temperatura maxim admisibilă 0MAX la

încălzirea în regim de lungă durată a căilor de curent, în acest context, curentul maxim

admisibil IMAX (în regim de lungă durată) reprezintă acel curent care, prin efect termic,

produce o temperatură stabilizată 0S exprimată din (1.48), numeric egală cu

temperatura maxim admisibilă 0MAX.

Prin urmare, supratemperatura maxim admisibilă Tmax va fi:

r = 0 - 6 =—— (1.60)max max a 4 \ f

a • A

unde : 0A reprezintă temperatura mediului ambiant.

Pe de altă parte, deoarece P semnifică mărimea pierderilor electrice dezvoltate în calea

de curent (de rezistenţă R) de curentul maxim admisibil IMAX se poate scrie:

R-I 2 = r - a - A = (0 - O X a - A (1.61)max max \ max a f V /

de unde, prin explicitare, rezultă curentul maxim admisibil Imax:

/ m L .<LÄ = h - 0 ).SLA (1.62)max Tj mut ^ y \ max R

unde:

- A reprezintă aria suprafeţei de răcire ;

- a este coeficientul complex de transmitere a căldurii;

- R este rezistenţa electrică a conductorului (fără a se lua în considerare

variaţia ei cu temperatura). Din (1.62) se observă că Imax depinde de

temperatura mediului ambiant 6a. Astfel, în condiţii identice de încălzire (6max fiind

unic), dacă se schimbă temperatura mediului ambiant de la Qai la 0a2 (cu 0al * 0a2) se

modifică corespunzător şi mărimea curentului maxim admisibil (de \almaxi la Imaxi)-

Pentru a stabili relaţia de recurenţă dintre Imaxi şi Imax2 se scriu relaţii de tipul (1.61)

pentru cele două cazuri:

51

R . I 2 =(0 - 0 ) . a > A (1.63)maxi V max al / V /

R - I 2 =(0 - O X a - Amax \ max al /

De aici, prin împărţire (membru cu membru) şi după extragerea rădăcinii pătrate

rezultă:

/ _ / . âfeZ^t (1.64)max J max

e - o .max a 1

Observaţie. Trebuie avut în vedere că odată cu variaţia temperaturii 6 se modifică şi

rezistenţa electrică a conductorului căii de curent, conform relaţiei:

R = ^ - p t - [ i +r P - { o - â a ) ]=R 0 - [ i +r P - T ] (1-65)

La considerarea acestei dependenţe, relaţia de calcul (1.62) a curentului maxim

admisibil Imax devine: j = [ W zM____________{LA (1.66)

Totuşi, în calculele din practică complicaţia de mai sus nu se justifică, influenţa fiind

nesemnificativă.

52

1.4. Răcirea echipamentelor electrice

Răcirea de lungă durată a echipamentelor electrice trebuie analizată ca şi încălzirea, în

cadrul ipotezelor teoriei clasice a proceselor termice. Echipamentul considerat este

asimilat cu un corp omogen care, încălzit la temperatura de regim stabilizat 6S are

înmagazinată, faţă de mediul ambiant (cu temperatura 0a < 6S) cantitatea de căldură Qs

= M • c • (# - 0 g )=M • c • rs nenulă.

Din momentul deconectării echipamentului considerat de la sursa de energie electrică,

procesul dezvoltării căldurii în toate părţile active (fier şi cupru) încetează {P-dt = 0)

şi începe procesul invers, de răcire, al echipamentului. Ca principiu fizic, răcirea

constă în cedarea progresivă (în mediul ambiant) a căldurii acumulate în masa

echipamentului, supratemperatura acestuia T

scăzând până la zero. (în stare rece: 6 = 0O si T = 0) .

Din punct de vedere matematic, ecuaţia răcirii se obţine din principiul conservării

energiei (1.49), în care se înlocuieşte dO - P-dt = 0 . Rezultă: 0 = dQi+ dQ2

0 = M ' C - d r + a - z - A - d t (1.67)

Ecuaţia (1.67), rescrisă sub forma:

- M ' C ' d r = ( X ' T - A-dt (1.68)

ne dă posibiltatea să observăm că micşorarea cantităţii de căldură înmagazinată -dOl =

-M - c - d r este numeric egală cu căldura cedată (prin convecţie şi

radiaţie) dQ7 = a - r - A - d t mediului de răcire, în acelaşi interval elementar de

timp dt.

Prin evidenţierea constantei termice de timp T=M*c/(a-Â) de răcire (identică cu

constanta de timp T (1.52) la încălzirea aceluiaşi echipament), ecuaţia (1.68) se rescrie

sub fonii a:

ÉL = -^L (1.69)r T

sau după integrare :

lnŢ = -L +

inK T

53

respectiv:

t

r(t) = K ' i f (1.70)

Constanta de integrare K rezultă din impunerea condiţiei iniţiale:

T( 0 ) = T ,=>T , = K

şi deci:

At)=rre~T (1.71)

Curba răcirii, adică dependenţa grafică de timp a supratemperaturii r = r(t) este

ilustrată în fig.1.8.

în mod concret, răcirea echipamentului este considerată practic încheiată după 4 - ^ 5

constante de timp T.3T 4T t [s]

Fig.1.8. Curba răcirii

în regim de lungă durată

Uzual, T are valori cuprinse de la câteva minute şi până la zeci de minute (sau chiar

ore).

Cu substituţiile clasice r(t) = 9(t)—9a şi r = 9 s-6a în (1.71), rezultă ecuaţia

temperaturii Oft) pe durata răcirii echipamentului. Aceasta are forma:

(1.72)

1.5. încălzirea şi răcirea în regim de scurtcircuit

Regimul de scurtcircuit este un regim de avarie. El trebuie întrerupt imediat, pentru

evitarea extinderii avariei. Oprirea procesului de scurtcircuit se face prin separarea

galvanică a circuitului defect cu ajutorul unui întreruptor de putere. In acest caz,

2T

momentul deconectării corespunde momentului de stingere al arcului electric dintre

contactele întreruptorului.

Prin urmare, orice regim de scurtcircuit are următoarele caracteristici generale:

- are o durată de timp foarte scurtă, de maximum 0,5 + 2 secunde, ca urmare a

funcţionării sistemului de protecţie (care sesizează creşterea curentului şi comandă

întreruperea scurtcircuitului);

- densitatea de curent capătă valori exagerat de mari, depăşind de (5 * 20) ori valorile

din regimul de sarcină;

- curenţii de scurtcircuit au o variaţie complexă în timp şi au valori efective de (10

30) ori mai mari decât curenţii din regimul nominal de funcţionare;

- pe durata scurtcircuitului supratemperatura căilor de curent (a înfăşurărilor) creşte

brusc, într-un timp relativ scurt, ajungându-se la valori "tolerabile" de (2 -3) ori mai

mari decât supratemperatura din regimul normal.

Datorită acestor caracteristici, regimul de scurtcircuit poate fi considerat, din punct de

vedere termic, ca fiind, practic, un regim adiabatic (adică, fără schimb de căldură cu

mediul înconjurător). Prin urmare, întreaga cantitate de căldură dezvoltată în

echipament (prin disiparea pierderilor la scurtcircuit Psc) va servi doar pentru încălzirea

lui, neavând loc nici un fel de cedare a căldurii în mediul ambiant.

în aceste condiţii, cu înlocuirea dQ2 = 0 (proces adiabatic) în (1.49), ecuaţia de bilanţ

termic la scurtcircuit devine:

Psc-dt = M - c - d r (1.73)

de unde:

dr = -^ - - di (1.74)M - c

55

Pierderile la scurtcircuit Psc sunt disipate sub formă de căldură în părţile active (cupru

şi fier) ale echipamentului. Dintre acestea, importante sunt pierderile în cupai (din

înfăşurări Psc = R • /*) care, la valorile mari ale curenţilor de scurtcircuit, sunt de

câteva sute de ori mai mari decât cele din regimurile normale de funcţionare.

Dacă presupunem că scurtcircuitul se produce după o funcţionare în sarcină, arunci

supratemperatura iniţială, T(o) din ecuaţia (1.74) va corespunde regimului termic

stabilizat, adică, T(o) = T S .

în aceste condiţii, supratemperatura echipamentului pe durata scurtcircuitului va creşte

liniar, conform ecuaţiei:

56

(1.75)

Legea (1.75) se menţine până la deconectarea scurtcircuitului.

Dacă tsc reprezintă timpul scurs din momentul apariţiei şi până în momentul

întreruperii scurtcircuitului, supratemperatura maximă rsc atinsă de echipament

(de căile de curent) se calculează cu formula:

58

T

M - c(1.76)

După cum se observă şi în figura 1.9, curentul de scurtcircuit determină o creştere (în

timp) liniară a supratemperaturii T (t) , şi asta până când protecţia intervine şi sursa de

încălzire dispare (lsc = 0) .

După deconectarea sciirtcircuitnlui începe procesul de răcire. Din acest moment (la V

= 0) când z(0) = rsc supratemperatura scade progresiv (exponenţial), conform legii:

t'

r(t)=rx-e~T (1.77)

unde rsc este supratemperatura din momentul eliminării scurtcircuitului, iar t'

este egal cu zero în momentul O ' (adică, în momentul în care începe procesul de

răcire).

Curbele încălzirii în regim de lungă durată, a încălzirii în regim de scurtcircuit şi a

răcirii echipamentului sunt reprezentate grafic în figura 1.9. Astfel porţiunea AB a

curbei ilustrează creşterea supratemperaturii în condiţii de scurtcircuit, iar porţiunea

CD corespunde răcirii echipamentului după eliminarea scurtcircuitului.

60

t

incaizire 1 Ţ\\ răcire

Fig. 1.9 Curbele încălzirii şi răcirii la scurtcircuit

T

,

Ts

Af

CAPITOLUL 2.TRANSFERUL DE CĂLDURĂ ÎN

ECHIPAMENTELE ELECTROTERMICE

61

2.1 Electrotermia - aplicaţii ale căldurii obţinute cu ajutorul energiei

electrice

Electrotermia cuprinde totalitatea procedeelor care folosesc energia electrică

pentru obţinerea temperaturii necesare unei anumite operaţii tehnologice sau

metalurgice [4].

Folosirea căldurii obţinute prin transformarea energiei electrice prezintă o serie de

avantaje în comparaţie cu alte surse de căldură, printre care:

- căldura se obţine chiar la locul de consum, iar pierderile de căldură sunt mici;

- materialele care se încălzesc nu au contact cu gazele care apar în cazul folosirii

combustibililor;

- încălzirea se face într-un spaţiu redus, deci ea se realizează intens şi rapid;

- condiţiile de muncă sunt ideale: mediu curat, radiaţii termice limitate, etc.;

- procesul de încălzire, respectiv regimul de funcţionare al instalaţiilor se poate dirija

precis, se poate controla permanent şi se poate automatiza complet;

- spaţiul de încălzire poate fi închis ermetic pentru cazul când este necesar să se facă

vid, sau să se introducă gaze nobile sau reducătoare, etc.;

Aceste avantaje au dus la extinderea domeniilor de utilizare a electrotermici în special

la procesele metalurgice de elaborare a metalelor şi aliajelor acestora, de tratamente

termice şi termochimice, de prelucrare prin deformare la cald, etc., precum şi la

procese din chimia industrială sau alte domenii ale tehnicii. Dacă ne referim la

utilizarea cuptoarelor electrice pentru elaborarea de metale şi aliaje feroase sau

neferoase, se pot scoate în evidenţă o serie de avantaje atât de exploatare a acestor

instalaţii, cât şi de calitatea metalului elaborat. • Avantaje de exploatare:

- pot da un debit continuu de metal şi se pot pune în funcţiune foarte rapid;

- se poate şti anticipat care este energia necesară obţinerii unei anumite temperaturi,

pentru o anumită cantitate de metal.

• Avantaje de calitate:

- se pot obţine aliaje într-o gamă foarte largă de compoziţii;

- o compoziţie stabilită iniţial se poate realiza în cuptor cu precizie;

62

- se pot realiza procese de rafinare a metalelor (de exemplu defosforarea şi

desulfurarea aliajelor feroase) la un grad înalt de calitate;

- aliajele topite în cuptoarele cu inducţie au o compoziţie omogenă datorită

amestecării continue, indicată pentru fonte, oţeluri, etc.;

-se pot realiza supraîncălzirile cerute de diferitele procedee de turnare a

aliajelor.

Oţelurile elaborate în cuptoarele electrice sunt superioare celor din cuptoarele Martin

pentru că:

- dau cantităţi mici de zgură cu puţin FeO;

- pierderile elementelor de aliere sunt mici;

- se pot folosi pentru aliere şi elemente mai greu fuzibile (W,Mo,Ta, etc.). Când

se elaborează în cuptoarele electrice, aliajele neferoase prezintă:

-un consum mic de energie şi un randament termic şi electric mare;

-pierderile de metal prin ardere sunt mici,iar metalul topit nu conţine gaze.

Unele produse, cu utilizări multilaterale în tehnică, se obţin astăzi numai prin încălzire

în cuptoare electrice, ca de exemplu: electrocorundul, carbura de siliciu, carbura de

calciu, electrocimentul etc.

Rezultă că importanţa tehnică şi economică a obţinerii metalelor şi aliajelor

acestora ca şi a diverselor produse chimice cu ajutorul electrotermiei este foarte mare.

Acestea sunt şi motivele pentru care electrotermia s-a dezvoltat şi perfecţionat continuu

atingând azi un stadiu superior odată cu extinderea automatizării şi informatizării.

Acţionarea şi automatizarea instalaţiilor electrotermice în scopul realizării unor procese

corecte s-a putut face pe baza studierii principiilor fizice complexe ale instalaţiilor

industriale de cuptoare precum şi teoriei generale a încălzirii materialelor metalice şi

nemetalice. Ca o concluzie, electrotermia trebuie să se ocupe şi cu procesele în care

energia termică obţinută din energia electrică se poate utiliza în scopuri industriale.

Pentru aceasta sunt necesare instalaţii electrotermice adecvate proceselor tehnologice,

instalaţii care cuprind sursele de alimentare, aparatajul de punere în funcţiune, de

comandă, control şi reglare a diverşilor parametrii care intervin în timpul funcţionării.

O parte importantă a instalaţiilor electrotermice o constituie cuptorul electric unde au

63

loc fenomene de transmitere a căldurii utile, de pierderi de căldură, etc. în funcţie de

modul cum energia electrică se transformă în căldură, cuptoarele au construcţii

adecvate.

Sunt multe ramuri industriale unde folosirea proceselor electrotermice a

determinat un progres substanţial. Astfel, în industria chimică s-au obţinut produse

superioare ca: abrazive, carbura de calciu, alcoolul sintetic, acidul acetic, materiale

ceramice refractare, sticla de cuarţ, acidul fosforic, etc. în metalurgie s-au obţinut

oţeluri şi aliaje speciale cu mare rezistenţă mecanică, termică, anticorozivă, care stau la

baza construcţiilor moderne de turbine cu abur, cu gaze, de reactoare, instalaţii

atomice, elemente de automatizare, etc. în afara instalaţiilor electrotermice de încălzire

şi topire cu cuptoare, se mai întâlnesc instalaţiile folosite în sudura electrică, unde s-au

obţinut progrese însemnate prin diversificarea procedeelor şi calitatea lucrărilor

obţinute. în prezent sunt construcţii metalice care se realizează numai prin sudare

electrică, prin topire sau prin presiune. Gama de materiale care se pot suda electric a

crescut de la oţelurile carbon obişnuite la oţelurile aliate, metale şi aliaje neferoase tot

mai variate, materiale metaloceramice, materiale plastice, piese din pulberi presate şi

sinterizate.

Eficienţa economică a instaţiilor electrotermice a crescut odată cu marile construcţii

termoenergetice şi hidroenergetice. In ţările cu importante surse de alimentare cu

energie electrică, electrotermia ocupa un rol important, ea consumând peste 30% din

producţia de energie electrică. Pe fenomenele electrotermice se bazează şi unele

metode neconvenţionale de prelucrare a materialelor, precum: prelevarea de material,

sudarea sau tratarea termică. Din aceste metode o extindere industrială o au

electroeroziunea, prelucrarea eletrochimică, prelucrarea ultrasónica sau cea cu

fascicule dirijate.

64

2.2. Clasificarea instalaţiilor electrotermice

Sunt mai multe criterii de clasificare a instalaţiilor electrotermice folosite în industrie.

Un criteriu mult întâlnit este după modul cum se transformă energia electrică în

căldură. Din acest punct de vedere avem [4]: 2.2.1 Instalaţii electrotermice cu

încălzire cu rezistoare

încălzirea cu rezistoare poate fi cu acţiune directă sau cu acţiune indirectă.

65

La încălzirea cu acţiune directă, corpul de încălzit se

conectează direct la reţea, prin intermediul unui transformator

coborâtor de tensiune (Fig.2.1).

66

~j Piesa de încălzit serveşte deci ca rezistor, fiind încălzită de

curentul ce o străbate.

La încălzirea cu acţiune indirectă, piesa se încălzeşte prin radiaţie, convecţie şi

conducţie de la elementele de încălzire confecţionate din materiale rezistente la căldură

şi cu rezistenţă electrică mare.

Aceste cuptoare au mai multe variante constructive fiind destinate atât pentru încălzire

cât şi pentru topire.

2.2.2. Instalaţii electrotermice cu încălzire cu arc electric

Instalaţiile de încălzire cu arc electric se prezintă sub formă de cuptoare şi pot fi cu

încălzire directă sau cu încălzire indirectă.

Cuptoarele cu arc cu încălzire directă transformă energia electrică în energie termică

cu ajutorul arcului ce se formează între electrozi şi masa de metal ce se găseşte într-o

cuvă. Vatra cuvei poate fi conducătoare sau nu de curent electric.

67

Cuptorul cu arc direct şi vatră conducătoare va realiza

circuitul curentului prin: electrod - arc - metal - vatră -

electrod (Fig. 2.2).

Sunt folosite numai la elaborarea oţelurilor aliate cu W,

deoarece acesta fiind mai greu ca Fe, se lasă pe vatră.

Dacă vatra nu ar fi încălzită, W s-ar topi foarte

greu.

68

69

Cuptorul cu arc direct si vatră neconducătoare nu mai are placa de Cu şi deci nici

conductorul de legătură. Aceste cuptoare se mai numesc de tip Heroult şi sunt cele mai

frecvent întâlnite în industrie. Curentul va străbate circuitul electrod - arc - zgură - metal

- zgură - arc electrodul vecin. Cuptoarele de acest tip se folosesc la topirea oţelurilor, în

aer sau vid.

Cuptorul cu arc cu încălzire indirectă poate avea doi electrozi (Fig. 2.3) (la

alimentare în monofazat) sau trei electrozi (la alimentare în trifazat) aşezaţi la 120° (Fig.

2.4) şi montaţi înclinaţi faţă de baia metalică. Arcul se formează între electrozi, iar

încălzirea metalului şi topirea lui se face prin radiaţie. Acest tip de cuptor se foloseşte

pentru topirea metalelor şi aliajelor neferoase şi a fontelor speciale. Se amestecă prin

basculare

2.2.3. Instalaţii electrotermice cu încălzire dieléctrica/y

încălzirea dieléctrica se produce datorită curenţilor ce apar în corpul de încălzit prin

introducerea acestuia într-un câmp electric rapid variabil.

|— ......i Corpul de încălzit trebuie să fie semiconductor sau

6-10kV i Şatena! dielectric, întroducându-se între armăturile unui

10^tQ6Hz| 1 | condensator, formând astfel dielectricul acestuia

Fl§-2-5- (Fig. 2.5). încălzirea de acest tip se foloseşte pentru:lipirea sticlei superioare, uscarea lemnului, tratamente termice pentru materiale

dielectrice, etc.

2.2.4. Instalaţii electrotermice cu încălzire în câmpul unui dipol

*9S, In această situaţie încălzirea se face cu ajutorul

^esa microundelor (Fig. 2.6), metoda fiind folosită şi în scopul

sudării.Fig. 2.6.

2.2,5. Instalaţii electrotermice cu încălzire cu fascicul de electroni

încălzirea cu fascicul de electroni are ioc în vid (Fig. 2.7). Electronii

din catod sunt acceleraţi, capătă o mare energie cinetică şi bombardând

cu ei piesa, cedează energia care se transformă, în cea mai mare parte, în căldură;

vidul din cameră

este înaintat, iar temperatura catodului este de 2300°C. Se sudează oţelurile

inoxidabile, Al, Zr, MO, Ta care sunt ferite de O2 şi gaze. Se pot şi topi sau tăia.

2.2.6. Instalaţii electrotermice cu încălzire prin inducţie

In general instalaţiile de încălzire prin curent de inducţie sunt destinate topirii metalelor

şi aliajelor neferoase, a oţelurilor şi aliajelor speciale ca şi pentru încălzire în vederea

tratamentelor termice (călire superficială) sau pentru deformări plastice la cald.

Principial, instalaţia de încălzire prin curent de inducţie este un transformator cu

secundarul chiar masa metalului. Aceste instalaţii sunt de două categorii:

- cu miez de fier şi joasă frecvenţă ;

- tară miez de fier şi înaltă frecvenţă

70

|00kV

Fig. 2.7.

Fig. 2.8

2.2.6.1 Instalaţiile cu miez de fier au frecvenţa 50 Hz cu bobina primară plasată pe un

miez de fier. In jurul ei se montează secundarul care este un jgheab inelar în care se

pune încărcătura, formând un conductor în scurtcircuit (Fig. 2.8). Fluxul variabil creat

de primar în miez induce în masa metalică a secundarului

curenţi mari ce vor dezvolta prin efect Joule căldură mare

şi temperaturi în junii a 1700°C. Construcţiile practice se

realizează cu coloană sau în manta, deoarece se caută să se

utilizeze şi fluxul de scăpări. Variantele constructive diferă

prin numărul de

canale dispuse pe aceeaşi coloană sau pe coloane diferite ale transformatorului care

poate fi monofazat sau trifazat. Ele lucrează în general la frecventa industrială şi pot fi

cu canal orizontal descoperit sau acoperit, vertical sau înclinat. La terminarea fiecărei

şarje se lasă în inel puţin metal topit care va forma circuitul secundar neîntrerupt pentru

şarja următoare, până la începerea topirii noii încărcături.

în general, cuptoarele cu miez de fier constau din două părţi: cuva sau creuzetul

şi unităţile de topire (canal, circuit feromagnetic, inductor) [8]. El mai are în

componenţă o instalaţie de răcire, un mecanism de golire şi o instalaţie de alimentare

cu energie electrică.

Cuva are o căptuşeală refractară la interior şi termoizolantă (diatomită, vată de

zgură, azbest), la exterior, spre mantaua de tablă de oţel rigidizată cu profile. Este

prevăzută cu uşi sau capace de încărcare, jgheaburi pentru golirea metalului topit,

orificii pentru curăţirea canalelor şi ferestre pentru scoaterea zgurii.

Canalele sunt fixate de cuvă, fiind în general cuprinse în aceeaşi carcasă. Ele pot

avea secţiuni diverse şi sunt realizate din materiale refractare de cea mai bună calitate,

fiind cele mai solicitate din punct de vedere termic şi mecanic. Căptuşeala refractară de

canal se execută din cărămizi special realizate, având goluri în forma dorită, pentru

canal (stampate din şamotă, cuarţită, magnezită sau corund având liant acidul boric sau

leşia bisulfitică).

71

Inductorul se confecţionează din cupru, bobinat într-un singur strat. Conductorul

poate avea secţiune plină sau poate să fie ţeava prin care circulă un fluid de răcire (de

obicei apa). Dacă conductorul are secţiune plină, răcirea se face cu aer sub presiune.

Inductorul este plasat izolat cu mică sau azbest pe o carcasă din lemn impregnat,

textolit sau azbociment.

Miezul feromagnetic este similar celor de la transformatoarele de putere fiind

realizat din tole laminate la cald sau la rece de 0,35 4-0,5 mm grosime.

Punerea în funcţiune a unui astfel de cuptor este precedată de o curăţire a

canalelor şi de o suflare cu aer comprimat, încălzit la 900° + 1000° C. Apoi se toarnă

printr-un capăt al canalului metal topit până ce înălţimea metalului în cuvă sau creuzet

atinge minimum 100 mm. în acest moment se poate conecta sursa de alimentare fără ca

metalul topit să mai fíe expulzat din canal. Se umple în continuare cu bucăţi solide de

metal. După golirea parţială, metalul din canal este menţinut în stare topită prin

alimentarea cuptorului cu o putere redusă.

2.2.6.2. Instalaţiile fără miez de fier au frecventa de lucru între 500...2000 Hz. Sunt

formate dintr-un creuzet refractar în jurul căruia se montează bobina inductoare (Fig.

2.9). Secundarul va fi format de încărcătura din creuzet care

este destinată topirii. In cazul când se urmăreşte numai

încălzirea în scopul tratamentelor termice sau deformărilor

plastice la cald, inductorul are o construcţie astfel realizată

încât să înconjoare piesa sau să intre în ea. Curentul inductor de

înaltă frecvenţă va induce în piesă curenţi turbionari care

încălzesc materialul la temperaturi în junii a 1800°C.

Cuptoarele de inducţie cu creuzet, numite şi cuptoare de inducţie tară miez de fier,

funcţionează pe principiul absorbţiei energiei electromagnetice de către un material

conductor aflat într-un câmp magnetic alternativ. Câmpul magnetic este produs cu

ajutonil unui inductor, în interionil căniia se află creuzetul cu încărcătura metalică.

Liniile de câmp magnetic se închid prin metalul din creuzet şi prin jugurile magnetice

amplasate în exterionil acestuia [7]. Când metalul este topit, câmpul magnetic străbate

72

numai o porţiune de la suprafaţa acestuia, cu o grosime egală cu adâncimea de

pătrundere 8 :

73

(5 = 503

PU r ' f

(2.1)

74

unde : 8 - adâncimea de pătnmdere, în mm;

p - rezişti vitatea mediului conductor, în O m ;

jjr - permeabilitatea magnetică relativă a mediului conductor ;

/ - frecvenţa curentului, în Hz.

Variaţia în timp a câmpului magnetic determină apariţia unor tensiuni

electromotoare de inducţie, care produc curenţi turbionari în metalul încălzit. Deoarece

aceşti curenţi de inducţie parcurg numai straturile superficiale ale metalului, cu grosimi

egale cu adâncimea de pătrundere, întreaga cantitate de căldură obţinută prin efectul

termic al curenţilor se degajă în aceste straturi de la suprafaţa metalului. Această

cantitate de căldură depinde de frecvenţa curentului, de dimensiunile geometrice ale

inductorului şi creuzetului, şi de proprietăţile electrice şi magnetice ale materialului

încărcăturii. Dacă în creuzet se află materiale feromagnetice, până la atingerea

temperaturii de transformare magnetică (punctul Curie, 740 ... 770°C) la care acestea

îşi mai păstrează proprietăţile magnetice, o mare parte din căldura degajată se datoreşte

pierderilor prin histerezis.

Randamentul cuptorului de inducţie cu creuzet atinge o valoare maximă la o

anumită frecvenţă a tensiunii de alimentare a inductorului, care depinde de diametrul

creuzetului şi de rezistivitatea materialului încărcăturii. Frecvenţa trebuie să fie cu atât

mai mare, cu cât este mai mică capacitatea cuptorului. De alegerea corectă a frecvenţei

depinde în mare măsură economicitatea cuptorului (randamentul şi factorul de putere).

La frecvenţe mai mici decât frecvenţa optimă, randamentul cuptorului scade

considerabil, pe când la frecvenţe mai mari randamentul aproape că nu se modifică, în

schimb scade factorul de putere.

Frecvenţa optimă corespunde la un raport între diametrul încărcăturii d şi

adâncimea de pătrundere a câmpului electromagnetic în metalul topit 8 cuprins între 3

şi 10. Frecvenţa minimă pentru topirea unui metal cu rezistivitatea p şi permeabilitatea

magnetică relativă //,. =7, într-un creuzet cu diametrul d , rezultă din relaţia adâncimii

de pătrundere (2.1) în care se înlocuieşte d = 10 8,

= 25- IOV ( 2 2 )

J mm ii V /

75

în care: fmin - frecvenţa minimă a tensiunii de alimentare a inductorului, în Hz; d -

diametrul şarjei, în m; p - rezistivitatea metalului topit, în Qm.

La alegerea frecvenţei trebuie să se ţină seama şi de sursele de alimentare* *

industriale existente. In prezent se utilizează următoarele frecvenţe:

- 50 Hz (frecvenţa reţelei industriale);

- 150 şi 250 Hz (de la multiplicatoare de frecvenţă statice feromagnetice);

- 1000 şi 2500 Hz (de la generatoare rotative de medie frecvenţă sau de la

invertoare statice cu tiristoare);

- 8000 Hz (de la generatoare rotative);

- 50 ... 400 kHz (de la oscilatoare cu tuburi electonice).

Pentru exemplificare, se indică mai jos frecvenţele utilizate la alimentarea

cuptoarelor de inducţie cu creuzet pentru topit oţel şi fontă:

Capacitate Frecvenţă

76

- sub 50 kg -50 ...

400 kg -400 ...

1000 kg -peste

1000 kg

50 ... 400 kHz

8000 Hz, 2500 Hz

1000 Hz, 250 Hz, 150 Hz

50 Hz

77

Randamentul depinde şi de distanţa dintre inductor şi încărcătură. Dacă

creuzetul are pereţi de grosime mică, randamentul electric rje creşte, dar scade

randametul termic rjh deoarece cresc pierderile de căldură prin căptuşeală. Cuptoarele

de inducţie cu creuzet au un factor de putere foarte scăzut, deoarece sunt receptoare cu

caracter puternic inductiv. Pentru îmbunătăţirea factorului de putere, cuprins între 0,05

şi 0,25, se utilizează condensatoare statice. La frecvenţe ridicate, pentru o aceeaşi

putere reactivă şi la aceleaşi tensiuni, sunt necesare capacităţi mai mici, dar

condensatoarele de frecvenţă ridicată sunt mai scumpe, necesitând răcire forţată cu ulei.

La stabilirea capacităţii cuptoarelor de inducţie cu creuzet trebuie să se ţină

seama de faptul că la alimentarea de la reţea este ridicat costul bateriei de

condensatoare pentru compensarea puterii reactive, pe când la frecvenţe ridicate costă

mult sursele de alimentare (generatoare, invertoare, oscilatoare) şi aparatajul de

comandă aferent. Capacitatea minimă a cuptorului este determinată de greutatea

maximă a piesei turnate.

Construcţia cuptorului de inducţie cu creuzet cu circuit magnetic exterior,

utilizată în special la cuptoarele de capacitate mare alimentate la frecvenţa reţelei şi la

unele cuptoare de medie frecvenţă, nu este obligatorie. Fluxul magnetic din exteriorul

cuptorului se poate închide şi prin aer. în această situaţie, trebuie ca în calea acestui

flux magnetic să nu existe piese metalice, în special feromagnetice, elementele de

susţinere ale cuptorului fiind realizate din lemn de esenţă tare sau din alte materiale de

construcţie izolante. Piesele de otel5 5 5

pot fi utilizate numai la distanţe de inductor egale cu cel puţin diametrul bobinei. La

unele cuptoare se utilizează ecrane realizate din foi de cupru în care curenţii turbionari

creează un flux de sens contrar fluxului produs de inductor, aşa încât carcasa exterioară

a cuptorului poate fi executată din oţel. Grosimea foilor de cupru nu trebuie să fie mai

mică decât adâncimea de pătrundere la frecvenţa respectivă. Din cauza consumului

mare de cupru şi a pierderilor suplimentare care încălzesc ecranul, această construcţie

este rar întâlnită, preferându-se construirea carcasei din oţel nemagnetic aliat cu nichel

sau din fontă nemagnetică, care însă prezintă dezavantajul că se prelucrează foarte

greu.

78

La cuptoarele cu circuit magnetic exterior, acesta constă din pachete de tole de

transformator, dispuse radial în jurul inductorului, care conduc 70% până la 90% din

fluxul total al inductorului, şi deci carcasa şi scheletul de rezistenţă al acestor cuptoare

pot fi confecţionate din oţel obişnuit. Circuitul magnetic al cuptorului face ca factorul

de putere al cuptorului să crească, fiind necesară o capacitate mai mică a bateriei ele

condensatoare pentru compensarea puterii reactive, totuşi apar pierderi suplimentare în

fierul circuitului magnetic exterior.

2.3 Materiale folosite în construcţia instalaţiilor electrotermice

In construcţia instalaţiilor electrotennice se întâlnesc materiale obişnuite dar si unele

materiale specifice ca [4]:

- Materiale refractare;

- Materiale termoizolante;

- Materiale pentru elemente de încălzire.

79

2.3.1 Materiale refractare

Materialele refractare sunt folosite pentru căptuşirea interioară a pereţilor, vetrei

sau bolţii cuptoarelor. Ele trebuie să îndeplinească următoarele proprietăţi:

• refractaritate mare (>1700°C); unele rezistă ia temperaturi de peste 2000°C, şi se

numesc suprarefractare;

• rezistenţă la şocuri mecanice; să aibă cmax=2 daN/cm2;

• rezistenţă la şocuri termice; să nu crape la treceri bruşte de la o temperatură la alta;

• să aibă coeficient de dilatare mic, pentru ca variaţiile de volum să fie mici;

• rezistenţa la acţiunile chimice din partea unor produse să fie mare;

• conductibilitatea termică să fie mică, pentru a avea pierderi de căldură mici.

Consumul de materiale refractare este în general mare; aceste materiale sunt folosite

atât la construcţia propriu-zisă cât şi în repararea instalaţiilor termice (de exemplu, în

cuptorul electric cu arc pentru oţel se consumă 50 kg/tonă oţel). Clasificarea

materialelor refractare se poate face:

- după forma acestora (praf, cărămizi, profile);

- după compoziţia chimică (acide, semiacide, bazice, neutre);

Câteva materiale refractare se dau în tabelul 2.1.

DenumireaGreutateaRezistenţaConductibilitateaGradul deTemp. max.materialuluispecificămaximă latermicărefractaritatede utilizare[daN/cm3]compres.

[daN/cm2][kcal/m grad h ][°C][°C]Şamotă1,91000,65+0,5* 10-3<Dmed17301400Dinas1,91000,9+0,6* 10-3$med17001650Magnezit2,64006,5-37* IO"3

<Dmed19001700Cromornagnezit2,84001,84-0,32* IO"3 ®med19001600Carbomnd232501519001400Corund2,69002,2..2,519001550

Tabelul 2.1

Materialele acide sau silicioase conţin peste 93% Si02, iar în rest A1203, Fe203, MgO,

CaO, în procente mai mici, au refractaritatea de 1750°C şi sunt scumpe. Este frecvent

folosită cărămida de silită (dynasul).

Materialele semiacide sau argiloase conţin 60..80% Si02 şi 25..35% A1203 în rest

Fe203 MgO, CaO, au refractaritatea de 1670°C ce şi sunt mai ieftine. In funcţie de

procentul de AI203 cărămizile semiacide au mai multe varietăţi: silico-argiloase,

şamota, aluminoase, superaluminoase.

Cea mai utilizată este şamota, cu 60% Si02 şi 40% A1203 aceasta având trei

clase de temperatură: A -1730°C; B -1670°C; C -1580 °C.

Materialele bazice conţin procente mari de MgO şi Ca şi se prezintă în trei

varietăţi de cărămizi: magnezitice, cromomagnezitice, dolomitice.

Magnezitice - au în compoziţie 90% MgO, în rest Si02, A1203, Fe203, CaO.

Refractaritatea lor este de 2000 °C. Nu au rezistenţă la şocuri termice, de aceea

se amestecă cu crom.

Cromomagnezitice - conţin 68% MgO, 30% Cr203 restul Fe203, şi au refractaritatea de

2000°C.

Dolomitice - conţin 60% CaO, 30% MgO, restul A1203, Si02 Fe203, având refractaritatea

de 1950°C.

Materiale neutre. Au două varietăţi: cromitice si cu carbon.

Cromitice - conţin 85% cromit (Cr203FeO) şi 9% MgO; restul Fe203, A1203

CaO şi au refractaritatea de 2000°C.

Cele cu conţinut de C - nu sunt atacate de acizi şi baze conţinând 90%C au o

refractaritate de 2000°C. Din ele se fac electrozii cuptoarelor electrice cu arc, precum şi

creuzetele.

2.3.2 Materiale termoizolante

Trebuie să aibă următoarele proprietăţi: refractaritate mare şi conductibilitate termică

redusă. In general se prezintă ca produse uşoare sau piese spongioase. Cele mai folosite

sunt: vata de zgură, vata de sticlă (minerală), sticla spongioasă, vermiculita, zonolitul,

azbestul, cu diverse combinaţii.

81

Caracteristicile unor materiale termoizolante se dau în tabelul 2.2.

Tabelul 2.2

Denumirea Greutatea Rezistenţa Conductibilitatea Gradul de Temperaturamaterialului specifică maximă îa termică refractaritate maxima de

compresiune utilizare[daN/cm3] [daN/cm2] [kcal/m grad h ] [°C] [°C]

Vată minerală 0,2..0,3 - 0,06+0,135*10'3«Dmed - 700Diatomită 0,7 10 0,14+0,27* 10-3a>med - 900Vermiculită 0,15 - 0,62+0,22* 10-3Omed - 1100Azbest 0,9..0,10 2,3 0,2+0,22* 10-3<Dmed - 500

Diatomită - este o rocă sedimentară provenită din alge mici monocelulare (diatomee) cu

cochilii de siliciu, chimic este un SiCb pur. Se prezintă ca praf cu y = 0,5 daN/dm . Are

refractaritate de ~ 1000°C, este ieftină şi izolează termic bine pereţii cuptoarelor electrice,

iar cu lianţi, din praf se face cărămizi. Are şi o varietate, tripolul, mai slabă ca izolant

termic decât diatomită. Vata de zgură se obţine de la furnal ca produs primar care se

retopeşte şi se trimite prin împroşcare într-o cameră specială cu aer comprimat sau cu

abur. Are y = 0,3 daN/dm3 şi refractaritatea de 800°C. Amestecată cu argilă refractară şi

azbest, dă plăcile termoizolante cu o refractaritate de 500°C. Sticla spongioasă este o

sticlă topită din care se elimină gazele, prezintă o structură poroasă şi o rezistenţă

mecanică mare, având refractaritatea de 700°C. Vermiculită se obţine din unele sorturi

de mică. Este uşoară, spongioasă şi are refractaritatea de 700°C.

Zonolitul este un amestec de argilă refractară cu azbest. Refractaritatea sa este de

1100°C, folosindu-se sub formă de cărămizi, blocuri sau plăci care mai conţin şi sticlă

lichidă.

Azbestul este un mineral fioros cu mare puritate. Se foloseşte ca umplutură sau ca

armătură la alte materiale termoizolante, deoarece fibra sa are o mare rezistenţă

mecanică. Apare sub formă de garnituri, plăci, şnururi (care au şi fire de bumbac).

Prezintă multe varietăţi de produse: azbozurită, novoazbozurită, azbomică. azbozonolită.

azbotermită, etc.

47

2.3.3. Materiale pentru electrozii cuptoarelor cu arc

Sunt folosite materiale cu caracter chimic neutru, deci pe bază de cărbune. Trebuie să

îndeplinească următoarele condiţii:

- să aibă o bună conducţie electrică pentru a nu avea pierderi prin efect Joule-Lenz mari;

- conducfia termică trebuie să fie mică pentru a micşora pierderile de căldură;

- să aibă refractaritate mare, peste 2000°C;

- să poată fi prelucrate uşor în diferite forme;

- preţul de cost să fie cât mai redus.

Se folosesc electrozi de cărbune realizaţi prin amestec de praf de antracit, mangal, cocs

împreună cu un liant cum este smoala.

Se obţine o pastă care se presează în forme şi se sinterizează la peste 1000°C. Electrozii

din grafit au aceeaşi compoziţie, dar sinterizarea se face la peste 2500°C când se

realizează grafitarea.

2.3.4 Materiale pentru elemente de încălzire

Sunt folosite în cuptoarele cu rezistoare şi în alte construcţii electrotermice. Trebuie să

îndeplinească următoarele condiţii:

- să fie stabile şi rezistente la temperaturi înalte;

- sa aibă rezistivitate mare pentru ca şi secţiunea să fie mare;ţ

- variaţia rezistenţei cu temperatura să fie mică; Se

clasifică în metalice şi nemetalice.

2.3.4.1. Materiale rezistive metalice

Cele mai frecvent folosite aliaje sunt date în tabelul 2.3:

83

Cr-Ni Foarte mult folosit, având 20%Cr, 78%N, 2%Ti şi refractaritatea 1200°C. Dacă

procentul de Ni creşte, va creşte şi refractaritatea. Alte aliaje utilizate sunt:

Crl5Ni60Fe25; Cr20Ni80; Cr20Ni77Ti3, precum şi oţelurile: Cr25Ni20C2;Crl3Nil8.

Cr-Al La aceste aliaje se mai adaugă uneori maxim 3% Ti pentru a mări rezistenţa

mecanică. Refractaritatea 1200°C. Aliajele folosite: Q2AI5; Q21AI5. Cr-Ni-MnSi

(Nicrothal). Au temperatura de utilizare de maxim 1100°C. Fe-Cr-AI (Fecral). Conţin

13% Cr, 4% Al, restul Fe. Refractaritaîe 800°C. Toate aliajele cu Al sunt inferioare celor

cu Ni, însă sunt mai ieftine.

2.3.4.2. Materiale rezistive nemetalice

Cea mai cunoscută este carbura de siliciu - SiC. Se prezintă sub formă de bare cu

O=6..30mm şi lungimi diferite; au refractaritate mare: 1500°C (se mai numesc silite).

Reziştivitatea acestora variază cu temperatura. Silitele permit încălzirea până la 1400°C,

deci mai mari ca la cele metalice. Scăderea rezistivitatii cu temperatura apare până la

aproape 700°C după care creşte lent. Cu timpul se produce îmbătrânirea silitelor care

duce la scăderea

curentului deci şi a puterii specifice de încălzire. Protecţia silitelor faţă de oxigenul din

aer, pentru evitarea îmbătrânirii rapide (formarea Si02), se face prin glazurare.

MaterialulDensitatea [daN/dm3]Rezistivi-tatea[QmmVm]Coeficientul de variaţie al rezistivitatii cu temperatura

[xlO-3]Temperatura de topire[°C]Temperatura maxima de lucru

[°C]Cromnichel8,30,114001500tripluOţel7,840,920,381480900Fecral7,21,260,151450900Molibden10,20,0525,126252000Tantal16,60,154,030002500Wolfram19,340,054,334002800Carbo

rund2,3800.. 1900variabila-1500Grafit• 1,68..13variabila-2000Carbon1,640..80variabila-2000

Tabelul 2.3

Variante ale silitelor sunt Crusilitele şi Crystolon-ele care prezintă modificări

constructive.

Materialele din Kanthal-Super (MoSi02) au în compoziţie Disilidu de molibden. Cu

adaosuri metalice şi ceramice, Silidura de molibden este produsă de Uzinele Kanthal din

Suedia.

Temperatura maximă de utilizare ajunge la 1700..1800°C, iar domeniul economic este de

la 1200°C în sus.

Rezistenţa electrică a acestor materiale creşte rapid cu temperatura, lucru favorabil pentru

că puterea absorbită este mare la temperaturi scăzute şi scade la temperaturi mari. Permit

ca atmosfera de lucru să fie oxidantă. Pentru că la temperaturi joase fragilitatea este foarte

mare, trebuie lucrat permanent la temperaturi ridicate.

Un produs similar cu Kanthal-Super este Mosilitul, fabricat de firma Cesemid. In

cuptoarele cu temperaturi foarte înalte (2500..2800°C) se folosesc metale pure fuzibile:

Mo, Ta, Ni, \V Zr. Trebuie însă ferite de aer prin vidare sau gaze protectoare.

2.4 Materiale pentru măsurarea temperaturii

Pentru realizarea echipamentelor, de măsurare a temperaturii în instalaţiile

electrotermice, se folosesc materiale specifice aparaturii respective de măsurare,

ca : termometre cu termocupluri, termometre cu rezistenţă electrică, termometre

cu termorezistenţe, termometre cu termistoare precum şi pirometrele.

2.4.1. Materiale pentru termocuple

Pentru termocuple se folosesc perechi de elemente ca:

- Cupru (100%) şi Constantan (54% CU + 46% Ni) utilizabile în gama de temperatura -

250°C +600°C;

- Fe (100%) şi Constantan (55% Cu + 44% Ni + 0,5% Fe, Si, Mn) în gama

200°C..1050°C;

- Cromel (90% Ni + 10% Cr) şi Constantan (55% Cu+ 45% Ni). Domeniul de folosire:

0..1100°C;

- Cromel şi Alumel (0,5% Ni + 2%A1, 2% Mn 1% Si). Domeniul: 0..1100°C;

85

- Platină (100%)-Platină-Rodiu (90% Pt +10% Rh). Domeniul până la 1400°C dând

indicaţii foarte precise.

Termocuple pentru temperaturi mai ridicate se fac pe bază de: W-Mo, W-

Rh(74%W+26% Rh) sau W-C, pentru domeniul de peste 2000°C. Termocuplele cu galiu

în tub de cuarţ se pot folosi până la temperatura de 1200°C având avantajul că indică

direct temperatura.

Tubul de protecţie se realizează din oţel carbon, oţel inox, oţel refractar, ceramică.

Materialele pentru câţiva termoelectrozi fabricaţi la Paşcani se dau în tabelul 2.4.

Tabelul 2.4

Materialul termoelectrod ului (+) Materialul termoelectrod ului (-)PtRhl0% PtPtRh 30% PtRh6%Cromel AlumelFier Constantan

2.4.2. Materiale pentru termistoare

Termistoarele sunt prevăzute cu materiale semiconductoare ca: amestecuri de oxizi,

sulfuri. Se folosesc oxizi de Fe, Mn, Ni, Ca, Ba, Cu, Zn, Cd, W, iar dintre sulfuri în

special cele de Ag şi Si.

Caracteristica principală este coeficientul de temperatură al rezişti vităţii, care este mare

şi negativ, de ordinul 10" /°C.

Termistoarele se pot realiza şi din ceramică în porii cărora se injectează metale sau din

spire de magneziu şi titan. Cele mai obişnuite sunt cele din oxizii menţionaţi, făcuţi

pulbere şi aglomeraţi sub forma unor perle, bastonaşe sau discuri care se sintetizează în

atmosferă oxidantă la 1250..1300°C. Rezisiivitatea lor la rece variază între CI-cm şi IO 6

Ci-cm. Raportată la valoarea reziştivităţii corespunzătoare temperaturii de utilizare se

ajunge între 10..500. Termometrele cu rezistenţă folosesc termistoare care măsoară

temperatura cu precizie.

2.5. Răcirea cuptoarelor de inducţie

Răcirea cuptoarelor de inducţie se face prin intermediul fluidului de răcire (de

obicei apa) care circulă prin inductor [7],

Inductorul reprezintă cea mai importantă parte a cuptorului. Se confecţionează sub

forma unei bobine cilindrice într-un singur strat, de preferinţă din profîle goale sub

diferite forme (Fig.2.10) prin care circulă apa sub presiune.

d e

Mărirea numărului de spire şi confecţionarea inductorului în mai multe straturi ar

permite reducerea curentului, eventual renunţarea la răcirea cu apă, dar chiar la aceleaşi

pierderi în cupru, s-ar înrăutăţi cedarea căldurii şi s-ar mări fluxul de scăpări, s-ar

complica izolaţia conductoarelor şi ar spori considerabil tensiunea la bornele

inductorului. Răcirea cu aer ar necesita un interspaţiu între creuzet şi inductor, ceea ce ar

atrage după sine înrăutăţirea funcţionării cuptorului.

Confecţionarea inductorului sub formă de spirală din ţeava asigură o bună răcire a

inductorului. La o temperatură a apei de răcire de 25°C, temperatura medie a inductorului

nu depăşeşte 50°C. Temperatura apei de răcire nu trebuie să depăşească 35 ... 45°C, dar

nici să fie prea rece, pentru ca temperatura inductorului să nu scadă sub temperatura

mediului ambiant. în caz contrar, umezeala din aer se condensează pe inductor şi

periclitează izolaţia acestuia. Densitatea de curent poate atinge în acest caz 20A/mm ,

viteza apei de răcire fiind de 1... 1,5 m/s.

Dacă instalaţia de pompare asigură o viteză mai mare, inductorul se împarte în n

secţii prin care apa curge în paralel, cu o viteză de n ori mai mică decât la intrare,

micşorându-se astfel pierderea de presiune. Presiunea la care se introduce apa de răcire

este înjur de 7 atm.

Micşorarea pierderilor în cuprul inductorului nu poate fi realizată prin mărirea

secţiunii, din cauza efectului pelicular. Grosimea peretelui ţevii trebuie să fíe de

aproximativ 1,3 ori adâncimea de pătrundere. La frecvenţa industrială sunt necesare

grosimi de 15 ... 20 mm, ori grosimea pereţilor ţevilor este de 2 ... 3 mm, fapt pentru care

în acest caz, de peretele ţevii îndreptat spre creuzet se lipesc bare de cupru de grosimi de

10 ... 20 mm (fîg.3.4f). Existenţa acestor bare de cupru înspre creuzet protejează ţeava de 87

Fig. 2.10 Profile pentru

confecţionarea inductorului

ardere în caz de deteriorare şi împiedică contactul dintre apă şi metalul topit, ceea ce ar

putea provoca explozii.

Izolarea spirelor se face fíe prin interstiţii de aer de 1 ..2 cm, fie cu ajutorul unor

straturi de mi cănită sau benzi de sticlostratitex cu grosimea de minim 1,5 mm.

Unele inductoare au prize pentru modificarea numărului de spire, cu scopul de a utiliza în

mod raţional puterea sursei de alimentare în condiţiile modificării impedanţei cuptorului

în decursul elaborării şarjei, a modificării grosimii căptuşelii ca urmare a uzurii, sau la

trecerea de la o compoziţie la alta.

Căptuşeala creuzetului se confecţionează din material refractar granulat după ce

cuptorul a fost montat. Materialul refractar se îndeasă prin batere în spaţiul dintre carcasa

interioară a inductorului din carton de azbest sau micanită şi o formă din tablă de oţel,

care se topeşte cu prima şarjă. Compoziţia materialului din care se confecţionează

căptuşeala creuzetului trebuie aleasă cu foarte multă grijă, din cauza condiţiilor foarte

grele în care lucrează:

- căderea mare de temperatură dintre metalul topit, care la topirea oţelului atinge

1600°C, şi temperatura inductorului răcit cu apă, trebuie preluată de o grosime de numai

10 ... 13 cm a peretelui creuzetului (cu cât este mai subţire peretele creuzetului, cu atât

performanţele cuptorului sunt mai ridicate);

- solicitarea mecanică dată de greutatea metalului lichid;

- acţiunea chimică a diferitelor componente ale încărcăturii (manganul atacă

căptuşeala acidă, formând silicaţi care impurifica metalul; siliciul atacă căptuşeala

bazică).

în timpul funcţionării cuptorului cu creuzet trebuie supravegheată în permanenţă

presiunea apei de răcire a inductorului. Oprirea apei de răcire, chiar pentru timp scurt,

constituie un caz grav şi produce distrugerea inductorului. Temperatura apei de

asemenea trebuie controlată, pentru că dacă scade temperatura apei la ieşirea din

inductor sub temperatura mediului ambiant, fenomen ce se poate produce în timpul

iernii, are loc condensarea vaporilor de apă din aer pe spirele inductorului şi se pot

produce scurtcircuite între spire. în caz că se observă depuneri de condens pe inductor

(spirele aburesc), acesta trebuie suflat cu aer comprimat şi se micşorează debitul apei

de răcire pentru mărirea temperaturii acesteia. O temperatură prea mare a apei de ieşire

(peste 60°C), de asemenea nu este admisă, deoarece se favorizează depunerile de piatră

pe ţeava inductorului.

Răcirea cuptoarelor de inducţie cu creuzet moderne se face cu apă tratată, în

circuit închis. Utilizarea circuitului închis, intermediar între inductor şi apa industrială,

protejează spirele acestuia de coroziune, de depuneri de piatră şi de impurităţi, iar

temperatura apei la ieşirea din inductor poate fi reglată cu uşurinţă. Dacă apa

industrială nu este disponibilă în cantitate suficientă, aceasta se poate de asemenea

recicla printr-un turn de răcire sau printr-un răcitor ventilat. Căldura conţinută în apa de

răcire a inductorului reprezintă aproximativ 30% din energia electrică totală consumată

de cuptor, astfel încât recuperarea ei este de mai multe ori raţională din punct de vedere

economic, prin încălzirea halelor industriale cu aer cald, cu apă caldă sau prin

preîncălzirea aerului ce intră în aeroterme.

La cuptoarele mari, supravegherea răcirii inductorului este făcută de un releu de

presiune care deconectează cuptorul şi semnalizează întreruperea circulaţiei apei de

răcire. Posibilitatea rămânerii inductorului fară apă rece este aproape exclusă, datorită

pompelor de rezervă care intră în funcţiune automat şi rezervoarelor de siguranţă care

intervin în cazul unui deranjament în reţeaua de apă industrială. Dacă se întâmplă totuşi

ca inductorul să rămână tară apă de răcire, cuptorul trebuie să se deconecteze automat

(dacă acest lucru nu este comandat de către releul de presiune). Dacă şarja este topită,

cuptorul se goleşte, iar dacă nu este topită în întregime dimpotrivă, cuptorul se umple

cu încărcătură rece şi se lasă cu capacul deschis. Inductorul se racordează la reţeaua de

aer comprimat şi se suflă cu aer şi din exterior.

La cuptoarele deschise trebuie urmărită topirea încărcăturii, pentru a se

preîntâmpina formarea de punţi solide la suprafaţă prin sudarea mai multor bucăţi.

Aceste punţi împiedică încărcătura să ajungă în zona de topire şi măresc durata de

elaborare a şarjei. Punţile trebuie sparte cu grijă, cu ajutorul unor prăjini de lemn,

evitându-se împroşcarea metalului topit sau deteriorarea căptuşelii.

încărcătura cuptorului nu trebuie să depăşească nivelul superior al bobinei

inductorului. La pornirea cuptorului cu încărcătură solidă, bucăţile trebuie aranjate pe

cât posibil după inele concentrice cu spirele inductorului. Bucăţile masive plane se

aşează în plan orizontal pentru a se uşura închiderea curenţilor turbionari, care sunt

concentrici cu curentul din spirele inductorului.

Pentru golirea cuptorului acesta se deconectează de la reţea. Dacă cuptorul se

opreşte, apa de răcire a inductorului trebuie să circule cu un debit mai mic până la

răcirea completă a creuzetului. Dacă condensatoarele, generatorul de frecvenţă ridicată

sau transformatorul principal au răcire cu apă, circulaţia acesteia se poate întrerupe

imediat după oprirea cuptorului. După fiecare şarjă, creuzetul trebuie curăţat de

resturile de zgură sau de metal.

90

CAPITOLUL 3. TRANSFERUL DE CĂLDURĂ ÎN

MAŞINILE ELECTRICE

91

3.1. Evacuarea căldurii din maşinile electrice

Evacuarea căldurii din maşina electrică constituie o problemă tot aşa de importantă

ca şi fenomenele legate de însăşi funcţionarea propriu-zisă. De aceea, alegerea unei

ventilaţii satisfăcătoare trebuie avută în vedere încă de la alegerea solicitărilor

electromagnetice. Scopul sistemului de ventilaţie este de a alimenta o maşină cu cantitatea

necesară de aer, având pierderi prin ventilaţie minime şi răcire eficientă a celor mai

încălzite părţi ale maşinii. Realizarea sistemului de ventilaţie propus este însă în strânsă

legătură cu tipul de protecţie contra atingerilor şi a pătrunderii lichidelor, impus în

majoritatea cazurilor de tema de proiect. în concluzie, proiectantul trebuie să găsească

sistemul de ventilaţie cel mai eficace pentru un tip de protecţie impus. Totodată, trebuie

avut în vedere clasa de izolaţie în care se realizează maşina electrică respectivă [1], [3], [5].

După natura agentului de răcire, la maşinile electrice rotative se disting:

a) răcirea cu gaz (aer sau hidrogen);

b) răcirea cu lichid (cel mai frecvent - apa).

La maşinile electrice, în afară de unităţile de puteri foarte mari (ca în cazul

turbogeneratoareîor), cel mai mult este folosită răcirea cu aer (ca agent de răcire interior) şi

cu aer sau apă (ca agent de răcire exterior - în cazul maşinilor închise). Greutatea specifică

a aerului este y - 1,1 kg/m iar căldura sa specifică este c = 1000 W'(s°Ckg). La maşinile

normale, temperatura aerului eliminat creşte peste temperatura aerului de intrare cu raer - 18

+ 27 °C. Conform acestor date, aerul consumat pentru evacuarea a 1 kW pierderi din

maşină, se ridică la :

92

1000

fae f 1,1(18 la 27Jx lOOO= 0033 la0.05 nr /sec (3.1)

93

1000

sau 2 la 3 nrVmin.

94

Conform metodei de răcire, se disting următoarele tipuri de maşini(se au în vedere tipurile

cel mai frecvent întîlnite şi care folosesc drept agenţi de răcire aerul şi apa):

(a) maşini cu răcire naturală, care nu au dispozitive de ventilaţie speciale;

(b) maşini cu autoventilaţie internă, care sunt răcite prin intermediul

ventilatoarelor sau a altor dispozitive speciale împreună cu partea rotativă a

maşinii;

(c) maşini cu autoventilaţie externă, a căror suprafaţă exterioară este răcită prin

autoventilare, în timp ce părţile active ale maşinii sunt inaccesibile pentru aerul

din exterior;

(d) maşini cu ventilaţie exterioară, la care mediul de răcire gazos sau lichid este

alimentat de un dispozitiv special, amplasat în exteriorul maşinii, de ex. un

ventilator sau o pompă.

3.2. Maşini electrice cu răcire naturală

Maşinile electrice cu răcire naturală sunt acelea în care evacuarea căldurii provenită

din pierderi se face numai prin radiaţie, conductivitate si convecţie naturală, în sensul că

nu se folosesc mijloace de activare a evacuării căldurii. Trebuie menţionat faptul că,

totuşi, rotorul fiind o piesă în mişcare, are o oarecare influenţă pozitivă, mai ales asupra

convecţiei. Având în vedere că nu există dispozitive speciale (ventilatoare, aripioare etc.)

de creare a unui curent de aer care să schimbe valorile coeficienţilor de conductivitate,

convecţie, şi radiaţie, acest sistem de ventilaţie se consideră "natural".

In prezent această metodă de răcire este folosită la maşinile de putere mică, de

câteva zeci sau sute de watts, deoarece condiţiile de răcire sunt favorabile, precum şi la

maşini care, avînd o protecţie IPOO, le asigură o răcire convenabilă. Totuşi, dacă suntem

nevoiţi a folosi acest sistem de ventilaţie, solicitările electromagnetice se aleg cu 10 - 20%

mai mici decât în cazul maşinilor protejate şi cu ventilaţie forţată.

3.3. Maşini electrice cu autoventilatie

3.3.1. Maşini electrice cu autoventilatie internă

95

La cele mai multe maşini se adoptă un ventilator montat pe axul rotorului, cu scopul de a

crea o presiune, sau o depresiune, încât aerul din interiorul maşinii să fie schimbat cu un

altul proaspăt din mediul ambiant. în felul acesta, se creează o schimbare permanentă a

aerului ce vine în contact cu părţile calde ale maşinii, iar aerul fiind mereu altul se spune

că avem o "ventilaţie forţată în circuit deschis"; pentru că ventilatorul este antrenat de

însăşi maşina pe care o răceşte, sistemul se numeşte "autoventilat".

In funcţie de direcţia aerului din maşina ventilată, se disting ventilaţia prin aspiraţie sau

evacuare (Fig. 3.1 a) şi ventilaţia refulantă (Fig. 3.1.b). Ventilaţia prin evacuare este

folosită mai frecvent, ventilatorul fiind montat pe partea de acţionare. Avantajul acestei

metode de ventilaţie este faptul că în maşină este introdus aer rece, pe când în cazul

maşinilor cu ventilaţie refulantă aerul este încălzit datorită pierderilor din ventilator. Date

experimentale arată că temperatura aerului creşte datorită pierderilor din ventilator

atingând 3-7°C; prin urmare, volumul de aer introdus în maşină trebuie să fie crescut cu

15-20%, pierderile prin ventilaţie crescând astfel cu 50-70%.

Fig. 3.1 Autoventilatie internăa) prin aspiraţie sau evacuare ; b) refulantă

Tipul acesta de ventilaţie se poate realiza atît la maşinile deschise cît şi la cele protejate

(adică la protecţiile IP22, IP23, IP33).

După modul cum este dirijată circulaţia aerului în maşină, se disting următoarele

posibilităţi: - maşini electrice cu autoventilatie internă axială - maşini electrice cu

autoventilatie internă radială

96

3.3.1.1. Maşini electrice cu autoventilaţie internă axială

In Fig. 3.2 este prezentat sistemul de ventilaţie cu circulaţie axială folosit la

maşinile de inducţie. Dacă tuburile axiale sunt dispuse doar pe partea rotativă, sistemul

este numit sistem cu circulaţie axială simplă (Fig.3.2 a); dacă este dispus pe ambele părţi

ale maşinii, ne vom referi la un sistem cu trecere axială dublă (Fig.3.2 b).

Dezavantajul ventilaţiei cu circulaţie axială îl reprezintă transferul ne uniform de căldură.

Intradevăr, partea din dreapta a maşinii din Fig.3.2.a) este răcită mai puţin deoarece aerul,

în trecere prin conductele axiale, devine cald. De asemenea, mai sunt folosite sistemele de

ventilaţie cu circulaţie combinată radial cu axial.

CM

Fig. 3.2 Autoventilaţie internă axialăa) cu circulaţie axială simplă ; b) cu trecere axială dublă

In Fig. 3.3 este prezentat un motor asincron cu rotorul in scurtcircuit, în care circulaţia

aerului în interiorul maşinii se face axial, adică paralel cu axul maşinii, excluzând coturile

necesare ce se fac la intrare şi la ieşire.

97

Fig. 3.3. Motor asincron cu rotorul in scurtcircuit cu ventilaţie axială.1 • - bobinajul statoric;2 - miezul magnetic din

tale cu permeabilitate mare;3 - carcasă şi scutul palier

din fontă;4 - ventilator integrat;5 - jaluzele contra ploii (ÎP23);6 - lagăr cu demontare independentă a rulmentului7 - rulment cu role.

în Fig. 3.4 este prezentat un motor asincron cu rotorul bobinat, în care circulaţia aerului

în interiorul maşinii se face axial,

Fig, 3.4 Motor asincron cu rotorul bobinat cu sârmă, cu ventilaţie axială.1 - miezul magnetic din tole cu permeabilitate mare;2 - carcasă şi scutul din fontă ;3 - sistem cu minim două port-perii pe inel ;4 - inele colectoare din bronz cu conductibilltate mare;5 - contact amovibil;6 - jaluzele contra ploii:7 - căpăcelul lagărului (cu ungere fără demontare).

Acest tip de ventilaţie este eficace mai ales când canalele de scurgere a aerului de răcire sunt practicate chiar în miezul magnetic, aşa cum se vede în figurile 3.2, 3.3 şi 3.4.

în Fig. 3.5 este prezentată o maşină de curent continuu, cu ventilaţie axială.

La maşinile mai mici, această ventilaţie are în vedere numai părţile mai calde, cum ar fi,

de exemplu, statorul maşinii şi părţile frontale ale rotorului, aşa cum se vede în fig. 3.6.

99

Fig. 3.5. Maşină de curent continuu, cu ventilaţie axială.

Fig. 3.6. Repartiţia curenţilor de aer intr-un motor asincron de mică putere cu rotorul in scurtcircuit.

In toate aceste cazuri aerul pătrunde pe la un capăt al maşinii şi este evacuat pe la capătul opus.

3.3.1.2. Maşini electrice cu auto ventila ţie internă radială In cazul maşinilor electrice

cu autoventilaţie internă radială, aerul de răcire este absorbit pe la un capăt al maşinii si

apoi este refulat către partea activă a miezului magnetic, care este divizat în pachete.

Aerul trece pe sub jugul rotoric, intră în canalele de ventilaţie radiale dintre pachete, trece

apoi în canalele radiale din stator, pătrunde în spaţiul dintre miez şi carcasă şi după ce

face un cot, de aproximativ 90°, iese în mediul ambiant (fig. 3.7).

Fig. 3.7. Motor asincron vertical cu ventilaţia radială.

Pentru ca aerul să nu iasă din maşină Iară a trece prin canalele radiale, partea rotorului

opusă ventilatorului trebuie obturată. Acest sistem se mai numeşte şi "axial- radial".

Figura 3.8 prezintă un sistem de ventilaţie radială simplu, utilizat la o maşină de

inducţie cu conducte de răcire radiale. Miezul constă în pachete de tole de 4-8 cm

grosime fiecare, lăţimea conductei de răcire fiind de 10 mm [6].

în cazul maşinilor lungi şi foarte lungi maşina poate fi prevăzută cu două ventilatoare

radiale dispuse la cele două capete ale rotorului. Aerul este absorbit prin scuturi şi împins

Fig 3.8. Motor asincron cu ventilaţie radială simplă

In figura 3.9 este prezentat un sistem de ventilaţie radială la o maşină sincronă.

Fig 3.9 Motor sincron cu ventilaţie radiaîă simplă

în canalele radiale de ventilaţie ale rotorului; străbate apoi canalele radiale din stator,

pătrunde în spaţiul dintre jug, stator şi carcasă şi, în final, este evacuat în atmosferă prin

mijlocul carcasei, cum este arătat în figura 3.10.

Fig. 3.10. Turbogenerator cu ventilaţie bilaterală

In practică, acest tip de ventilaţie mai poartă numele de "ventilaţie bilaterală". La

maşinile cu diametrul rotorului mare, ventilatoarele constau din palete montate chiar pe

butucul rotorului. In fig. 3.10 se vede un turbogenerator cu ventilaţie bilaterală în care

aerul de răcire, după ce străbate rotorul în sens radial, iese prin nişte orificii, practicate în

dreptul canalelor statorice, în spaţiul dintre jugul stator şi carcasă.

Principalele avantaje ale sistemului de ventilaţie radială sunt: pierderi minime de

energie în cazul ventilaţiei, şi încălzirea uniformă suficientă a maşinii într-o direcţie

axială. Printre dezavantajele acestui sistem de ventilaţie este faptul că face maşina mai

puţin compactă, deoarece conductele de răcire ocupă până la 20% din lungimea

armăturii; respingerea căldurii este mai slabă decât în cazul altor sisteme, iar sistemul

este uneori instabil referitor la cantitatea aerului de răcire care circulă în interiorul

maşinii. Prin urmare, de exemplu, o deplasare a armăturii de 2-3 mm într-o direcţie axială

către oricare parte a poziţiei prezentate în Fig.3.8 implică o modificare cu 20-30% a

cantităţii aerului de răcire.

Calcule detaliate şi experienţa au arătat că în cazul maşinilor de puteri mici şi,

parţial, medii, cele mai bune rezultate sunt obţinute cu un sistem de ventilaţie cu

circulaţie axială, în timp ce la maşinile cu puteri la ieşire medii şi mari, sistemul radial dă

cele mai bune rezultate.

102

3.3.2. Maşini electrice cu autoventilaţie externă

Aceste maşini au suprafaţa exterioară răcită prin autoventilare, în timp ce părţile active

ale maşinii sunt inaccesibile pentru aerul din exterior. O problemă deosebită o prezintă

ventilaţia maşinilor închise, adică cele cu protecţie IP44, IP54 etc. şi cu carcasă netedă

fîg.3.11.

Fig. 3.11 Maşină cu ventilaţie exterioară şi carcasă netedă

Deoarece aceste maşini cedează căldura mediului ambiant prin convecţie şi radiaţie

naturală, prin suprafaţa exterioară a carcasei, la început s-a căutat mărirea acestei

suprafeţe prin nervurare (Fig. 3.12).

Maşinile cu autoventilaţie exterioară sunt folosite în situaţia când aerul conţine

gaze explozive sau vapori de acid care pot distruge izolaţia, iar maşinile trebuie să fíe

închise perfect, adică aranjate în aşa fel încât aerul să nu poată pătrunde în interior. Toată

căldura dezvoltată într-o astfel de maşină poate fi disipată în mediul înconjurător doar de

la suprafaţa exterioară a carcasei. In condiţii de răcire naturală, este obţinută o maşină

grea şi scumpă. In dorinţa de a reduce gabaritul motorului s-au conturat diverse soluţii,

Fig. 3.12. Maşină cu ventilaţie exterioară şi carcasă cu nervuri

dintre care cea mai des întîlnită este suflarea cu ajutorul unui ventilator propriu a

suprafeţei exterioare a carcasei cu un curent de aer rece, obţinîndu-se astfel o maşină cu

auto-ventilaţie exterioară (Fig. 3.13). In acest mod, coeficientul de cedare a căldurii de la

suprafaţa carcasei către mediul ambiant creşte foarte mult. Pentru ca eficienţa să fie cît

mai mare se recomandă ca aerul dat de ventilator să fie dirijat cu ajutorul unei capote care

îmbracă carcasa pe circumferinţă.

Fig. 3.13. Maşină închisă, cu ventilator exterior

La acest tip de maşini rotorul este partea cea mai caldă întrucât nu are posibilitatea

de a ceda direct căldură. De aceea, s-a conceput un tip de ventilaţie care să asigure şi o

circulaţie a aerului din interiorul maşinii. Asa cum se arată în figura 3.14 maşina este

prevăzută cu două ventilatoare: unul interior, care face ca aerul sa circule în circuit închis

străbătând rotorul şi spaţiul dintre miez şi carcasă şi, un altul, exterior, care trimite un

curent de aer pe suprafaţa exterioară a carcasei.

104

Fig. 3.14. Maşină închisă cu un ventilator exterior şi unul interior

Evident, construcţia se complică puţin faţă de cazul precedent, dar se obţine o maşină cu

parametri economici superiori.

S-au făcut încercări privind schimbul de căldură între interiorul şi exteriorul maşinii în

funcţie de direcţia celor doi curenţi de aer: sensuri opuse şi acelaşi sens. Rezultatele

experimentale au arătat că nu există o diferenţă substanţială între cele două cazuri.

în scopul realizării unor maşini închise cu parametri economici acceptabili s-au imaginat

şi alte construcţii, cum ar fi :

- carcase nervurate şi cu buzunare (canale) pentru circulaţia aerului din interior;

- statoare prevăzute cu canale axiale de ventilaţie pentru aerul de răcire;

- rotoare prevăzute cu canale axiale de ventilaţie pentru aerul de răcire. Pornind de la

mărirea suprafeţei de cedare a căldurii la maşinile închise (IP44, IP54, IP55) prin folosirea

unor carcase şi scuturi cu nervuri, cantitatea de căldură disipată este limitată, deoarece

pierderile într-o maşină electrică determinate de puterea maşinii cresc mai repede decât

creşterea suprafeţei de cedare a lor. Apoi, nervurile nu pot fi făcute oricât de mari

deoarece eficienţa lor nu creşte proporţional cu înălţimea lor. Se ajunge astfel la o putere

limită a maşinii în construcţie închisă şi cu autoventilaţie exterioară a nervurilor.

105

3.4. Maşini electrice cu ventilaţie exterioară sau independentă

La aceste maşini mediul de răcire, gazos sau lichid, este alimentat de un dispozitiv special,

amplasat în exteriorul maşinii, de exemplu : un ventilator sau o pompă [1]. Având în

vedere că nevoia de maşini mari a crescut odată cu extinderea domeniului de utilizare, s-a

recurs la un sistem de ventilaţie în circuit închis utilizându-se schimbătoare de căldură de

tipul aer-aer sau aer-apă. La maşinile electrice cu schimbătoare de căldură aer-aer avem

de-a face cu două circuite de aer, unul cald şi altul rece, care au o zonă comună de

circulaţie, tară însă a se amesteca deoarece sunt despărţite printr-un perete metalic, cu rolul

de a prelua căldura de la aerul cald ce provine din interiorul maşinii şi a o ceda aerului mai

rece care provine din mediul ambiant.

Cantitatea de căldură transmisă prin această suprafaţă într-o secundă, în regim staţionar,

este dată de relaţia [1] :

[J/s] (3.2)

unde2

a - coeficient de transmisie al căldurii, în W/cm °C:

S - aria suprafeţei de contact (transfer), în cm2; S, -

temperatura aerului cald, în °C ; 33 - temperatura

aerului rece, în °C; 0- supratemperatura sau încălzirea

aerului, în °C.

Coeficientul a depinde de temperatură, de caracteristicile suprafeţei, vâscozitatea mediului

de răcire, viteza mediului şi de gradul de turbulenţă (curgere laminară sau turbulentă).

Construcţia cea mai simplă a unui schimbător de căldură destinat răcirii unei maşini

închise constă în dispunerea unor ţevi rotunde de jur împrejurul carcasei maşinii, încastrate

în doi pereţi frontali, iar peste acestea se prevede o manta metalică uşoară care îmbracă

toată maşina (fig. 3.15).

In carcasa maşinii sunt prevăzute două deschideri. Prin una aerul din interiorul maşinii este

refulat în spaţiul dintre carcasă şi manta, venind astfel în contact cu pereţii exteriori ai

106

ţevilor, apoi se întoarce în maşină prin cealaltă deschidere (de la capătul opus al carcasei).

Această circulaţie a aerului cald din interiorul maşinii este asigurată de un ventilator

interior.

Aerul rece care este luat din mediul ambiant este împins în ţevile răcitorului de un

ventilator montat în exteriorul maşinii.

In figura 3.15 este reprezentat un motor asincron cu rotorul în scurtcircuit prevăzut cu un

schimbător de căldură aer-aer, la care aerul din interiorul maşinii formează un circuit

închis de tipul: axial-radial.

Fig. 3.15. Maşină închisă cu schimbător de căldură aer-aer din ţevi/ - apărătoare deflector; 2 - ventilator exterior; 3 - plasa de protecţie; 4 - scut port-lagăr PT; 5 - ridment PT ; 6 - canal scurgere vaselină ; 7 - cutie borne ; 8 - ventilator interior; 9 - scut port-lagăr; 10 - ridment; 1 1 - cutie scurgere vaselină.

circulaţia aerului exterior ; _circulaţia aerului interior. ___________

Dacă maşina are inele colectoare, acestea se pot aşeza într-o cutie a inelelor închisă

sau deschisă, sau pot face corp comun cu motorul propriu-zis, realizându-se o construcţie

107

ca în fig. 3.16, unde este posibilă şi o ventilaţie corespunzătoare a inelelor folosind

schimbătorul de căldură al motorului propriu-zis.

Fig. 3.16. Maşină închisă cu Fig. 3.17. Maşină deinele colectoare şi cu putere mijlocie cuschimbător de căldură aer- schimbător de căldurăaer din ţevi (vedere aer-aer din ţeviparţială)

Puterea unor astfel de motoare atinge astăzi 1000-2000 kW (fig. 3.17). La maşinile de

puteri superioare schimbătoarele aer-aer nu mai sunt recomandabile şi se înlocuiesc cu

schimbătoare de căldură aer-apă, adică în ţevile circuitului exterior de ventilaţie circulă

apă cu o temperatură maximă de +20°C. De obicei schimbătorul aer-apă formează o

construcţie de sine stătătoare. Fără a intra în detalii, precizăm că un asemenea schimbător

este un ansamblu de ţevi circulare sau profilate, din diverse materiale (cupru, alamă,

aluminiu, oţel cu aluminiu) asamblate la cele 2 capete în 2 pereţi metalici şi prin care poate

circula apa în circuit deschis.

Printre ţevi circulă aerul cald care iese din maşină şi care, după ce a fost răcit, cedând o

parte din căldură apei din schimbător, este reintrodus în maşina electrică. Aceste

schimbătoare se pot deplasa deasupra, dedesubtul sau pe părţile laterale ale maşinii.

Ultimele 2 soluţii constructive sunt de preferat deoarece, în caz de defectare a

schimbătorului, apa nu ajunge în maşină.

Comparând cele 2 tipuri de schimbătoare, mai eficace este cel cu aer-apă deoarece se poate

realiza un schimb de căldură mai bun din următoarele motive:

- diferenţa de temperatură a celor 2 medii este mai mare cu 20°C;

108

- suprafaţa de contact se poate mări prin construcţia deosebită a unor elemente de

schimbător (ţevi cu aripioare) ;

- coeficient de cedare (absorbţie) mai mare. Dezavantajele

unui schimbător aer-apă constau din:

- necesitatea unei surse de apă cu problemele aferente;.

- execuţie mai dificilă şi mai pretenţioasă;

- întreţinere mai pretenţioasă a schimbătorului.

In fig. 3.18 se poate vedea un motor prevăzut cu schimbător de căldură aer-apă.

Fig.3.18 Maşină de putere mare cu schimbător de căldură aer-apă

La maşinile cu ventilaţie exterioară problema constă în a determina debitul de aer necesar

unei bune ventilaţii şi alegerea grupului motoventilator. Atunci când un motor cu reglaj de

turaţie este destinat a funcţiona într-un mediu cu impurităţi s-a adoptat soluţia următoare la

care problema ventilaţiei este rezolvată astfel: la gura de intrare a aerului este montat un

filtru care joacă rolul de purificator, după care aerul este trimis în maşină şi evacuat pe la

partea opusă unde este absorbit de un ventilator acţionat de un motor independent [12].

3.5. Limitele de încălzire şi influenţe asupra răcirii maşinilor Răcirea maşinilor

electrice este în strânsă legătură cu limitele temperaturilor admisibile la maşinile electrice.

109

Aceste limite depind de temperatura mediului de răcire şi altitudinea locului de

funcţionare. Un caz aparte este cel al maşinilor cu turaţie reglabilă, deoarece variaţia

turaţiei influenţează viteza de circulaţie a aerului de răcire.

3.5.1. Răcirea maşinilor cu turaţie reglabilă

O problemă deosebită o ridică, din punct de vedere al ventilaţiei, maşinile cu reglaj de

turaţie. în această situaţie existând mai multe posibilităţi, trebuie analizată varianta cea mai

economică, bineînţeles fără a aduce prejudicii bunei funcţionări a instalaţiei.

Dacă odată cu micşorarea turaţiei se permite şi micşorarea puterii maşinii (cuplul cerut

scade odată cu viteza de rotaţie: M=Kn2), atunci maşina se dimensionează normal,

deoarece pierderile scad şi ele odată cu turaţia, debitul de aer asigurat de ventilator fiind

suficient pentru eliminarea pierderilor din maşină. Se poate întâmpla ca odată cu

micşorarea turaţiei să scadă puterea dar cuplul să rămână acelaşi (M2 — constant). în acest

caz pierderile rămân şi ele constante; trebuie ca maşina şi sistemul de ventilaţie să fie

dimensionate pentru această situaţie. Desigur că va rezulta o maşină cu dimensiuni mai

mari decât una de aceeaşi putere dar având turaţia constantă. Din punct de vedere

electromagnetic părţile active vor fi mai puţin solicitate (pânza de curent şi inducţia mai

mici decît la maşinile normale). Această micşorare a solicitărilor electromagnetice atinge

15-20% la maşini deschise sau protejate şi 25-40% la maşinile închise. Gabaritul propriu-

zis al maşinii poate fi micşorat dacă se adoptă schimbătoare de căldură aer-aer sau aer-apă,

maşina crescând însă în greutate datorită acestor schimbătoare. Soluţia este totuşi rentabilă

mai ales din punct de vedere al fabricii constructoare, care poate păstra dimensiunile

părţilor active ale unei serii normale de maşini schimbând doar construcţia care devine mai

complicată dar care, utilizând o serie de elemente comune de la alte maşini (miez stator şi

rator, bobinaj stator şi rotor), devine totuşi o soluţie mai ieftină. Se precizează că valorile

minime ale micşorării solicitărilor electromagnetice se referă la maşini izolate în clasa F şi

H, cu bobinajele în bare şi viteze nominale peste 1 000 rot/min; diminuările maxime se

referă la maşini izolate în clasa A, E sau B, cu bobinaj în sârmă şi cu viteze nominale sub 1

000 rot/min. La proiectarea unor asemenea maşini un rol esenţial îl joacă experienţa

proiectantului, în scopul rezolvării proiectării maşinilor cu turaţie variabilă s-au imaginat

110

şi realizat construcţii cu ventilator independent integrat ca în figura 3.19 al cărui debit de

aer nu depinde de viteza maşinii principale.

Fig. 3.19. Maşină cu viteză de rotaţie variabilăprevăzută cu ventilator cu turaţie constantă (motor auxiliar): 1 — Motor principal; 2 - motor auxiliar; 3 - ventilator acţionat de motor auxiliar

Dacă reglajul de turaţie are consecinţe negative asupra ventilaţiei maşinii (este vorba de

reglajul sub turaţia nominală), el are însă avantajul că la maşinile cu colector

îmbunătăţeşte întrucâtva condiţiile de comutaţie.

30502o iuftiaeaufa temperaturii medmhd amfciasat

Standardele precizează că temperatura maximă a aerului de răcire este de +40°C şi toate

referirile privind încălzirea maşinii se fac la această valoare. în realitate se pot întâlni

cazuri când temperatura mediului ambiant depăşeşte +40°C. Evident în acest caz trebuie

alese solicitări mai mici. Micşorarea acestor solicitări în funcţie de puterea nominală a

maşinii şi de temperatura mediului ambiant este dată în tabelul 3.1. Este mai comod şi mai

sigur a aplica această micşorare produsului (A-B-8).

Tabelul 3.1Micşorarea relativă a produsului (A'B- 8)în funcţie de temperatură mediului ambiant (%)

Puterea nominală (KW)

Temperatura mediului ambiant (C°)45 50 55

30-500 6 14 2040 5 12 2055 5 12 1875 6 12 20100 5 12 18125 5 12 20160 6 12 19200 5 12 17

111

250

320

400

500 5 12 18630

800

1000

3.5.3. Limitele de încălzire admisibile ale maşinilor electrice rotative

Materialele electroizolante care se folosesc în construcţia maşinilor electrice sunt cele care

stabilesc limitele admisibile ale încălzirii maşinilor electrice rotative [5]. In România se

utilizează un sortiment larg de materiale electroizolante, care admit temperaturi diferite de

funcţionare şi, ca urmare, şi încălzirile ce se admit pentru maşinile electrice vor fi diferite.

Se consideră util să se prezinte modul de clasificare a materialelor elelectroizolante după

STAS 6247-87.

In STAS 6247-87 materialele electroizolante sunt clasificate conform caracteristicii lor de

bază, şi anume temperatura la care pot funcţiona tară a-şi pierde proprietăţile dielectrice.

Această temperatură se numeşte temperatură de stabilitate termică a materialului. In baza

acestora se va face prezentarea lor după cum urmează.

Se încadrează în clasa Y, cu o temperatură care caracterizează stabilitatea termică a

materialului de 90°C, izolaţiile compuse din bumbac, mătase sau hârtie, care nu sunt

impregnate sau introduse în lichide electroizolante.

în clasa A, pentru care temperatura ce caracterizează stabilitatea termică este de până la

105°C, se încadrează izolaţiile compuse din bumbac, mătase sau hârtie, impregnate sau

introduse în lichide electroizolante.

La clasa de izolaţie E stabilitatea termică este asigurată până la temperatura de 120°C, din

această clasă făcând parte unele pelicule organice şi sintetice precum şi diferite materiale

sau combinaţii de materiale; de asemenea, emailurile pe bază de răşini polivinil-

formalidehidice, poliuretanice sau epoxidice, pelicule de triacetat de celuloză, pelicule de

tereftalat de polietilenă, fibre de polietilenă, tereftalat etc. Materialele din clasa de izolaţie

B, cu stabilitate termică până la temperatura de 130°C, sunt materiale pe bază de mică,

fibre de sticlă, azbest cu lianţi organici etc. Clasa F cuprinde materiale pe bază de mică (cu

sau fară suport anorganic), fibre şi ţesătură de sticlă, stratificate pe bază de fibre de sticlă şi

112

azbest, având ca lianţi răşini şi lacuri alchidice, epoxidice, poliesterice sau răşini silico-

organice. Materialele din această clasă prezintă stabilitate termică până la temperatura de

155°C.

Materialele pe bază de mică, ţesătură de sticlă, stratificate pe bază de fibre de sticlă

şi azbest, utilizând ca lianţi lacuri sau răşini siliconice, fac parte din clasa de

izolaţie H, care asigură stabilitatea termică până la temperatura de 180°C.

Clasa de izolaţie C, din care fac parte mica, sticla şi materialele pe bază de fibre de

sticlă, porţelanul, ceramica, cuarţul, (utilizarea lianţilor nu mai este admisă), nu

este încă definită, standardele respective indicând doar că stabilitatea termică este

superioară valorii de 180°C. >A

In funcţie de clasa materialelor electroizolante folosite, s-au stabilit limitele de încălzire

pentru înfăşurările maşinilor electrice şi pentru celelalte elemente ale acestora. Aceste

limite de încălzire s-au fixat în ipoteza că temperatura agentului gazos care asigură răcirea

maşinii nu depăşeşte 40°C, iar altitudinea locului de montaj nu depăşeşte 1000 m.

In tabelul 3.2 sunt cuprinse limitele temperaturilor încălzirilor admisibile ale înfăşurărilor

şi altor părţi ale maşinilor electrice în funcţie de clasa de izolaţie după STAS 6247-87.

113

Tabelul 3.2

114

Simbolul clasei de izolaţieTemperatura care caracterizează stabilitatea termică a materialului din clasa

corespunzătoare [°C]Lista principalelor grupe de materiale electroizoîante care corespund clasei de

izolaţie, în ceea ce priveşte stabilitatea termicăY90Izolaţii compuse din bumbac, mătase sau hârtie fără a

fi impregnate sau introduse în lichide electroizoîante şi alte materiale sau combinaţii de materiale, dacă

experienţa sau încercările au arătat că sunt indicate să funcţioneze la temperatura clasei YA105Izolaţii

compuse din bumbac, mătase sau hârtie, impregnate sau introduse în lichide electroizoîante şi alte

materiale sau combinaţii de materiale, dacă experienţa sau încercările au arătat că sunt indicate să

funcţioneze la temperatura clasei A.E120Unele pelicule organice sintetice precum şi diferite materiale

sau combinaţii de materiale, dacă experienţa sau încercările sunt indicate să funcţioneze la temperatura

clasei EB130Materiale pe bază de mică, fibre de sticlă, azbest cu lianţi organici şi compounduri de

impregnare corespunzătoare precum şi alte materiale sau combinaţii de materiale, dacă experienţa sau

încercările au arătat că sunt indicate să funcţioneze la temperatura clasei BF155Materiale pe bază de

mică, azbest şi fibre de sticlă cu lianţi şi compounduri de impregnare corespunzătoare precum şi alte

materiale anorganice sau chiar organice, dacă experienţa sau încercările au arătat că sunt indicate să

funcţioneze la temperatura clasei FH180Materiale pe bază de mică, azbest şi fibră de sticlă cu lianţi şi

compounduri silico- organice (elastomeri silico-organici) precum şi alte materiale sau combinaţii de

materiale, dacă experienţa sau încercările au arătat că sunt indicate să funcţioneze la temperatura clasei

H.Cpeste 180Materiale pe bază de mică, porţelan, cuart sticlă cu sau iară lianţi anorganici şi alte

materiale sau combinaţii de materiale care în urma experienţei sau încercărilor rezultă că pot fi utilizate

la temperaturi superioare clasei H. Temperatura de utilizare a acestor materiale este limitată de

caracteristicile lor fizice, chimice şi electrice.

Clasele de izolaţie

Temperaturile admise pentru înfăşurările maşinilor electrice sunt mai mici decât cele

corespunzătoare materialelor folosite pentru izolarea acestor înfăşurări. Aceasta se

explică prin faptul că metodele de măsurare a încălzirilor determină valoarea medie a

încălzirii înfăşurărilor. în realitate există însă locuri în care temperatura înfăşurării este

mai ridicată faţă de această valoare medie. Deoarece nici în aceste locuri nu trebuie

depăşite limitele prescrise pentru materiale electroizolante, limitele admise pentru

înfăşurările maşinilor electrice sunt mai scăzute.

Diferenţele între limitele pe care le pot avea temperaturile înfăşurărilor şi

temperaturile la care pot funcţiona materialele sunt următoarele:

Clasa A: 5°C;

Clasa B: 5°C;

Clasa E: 10°C;

Clasa E:10°C;

Clasa H: 15°C.

3.5.4. Influenţa altitudinii asupra răcirii maşinilor

Un alt element care influenţează dimensionarea unei maşini electrice, respectiv

alegerea solicitărilor electromagnetice, este altitudinea la care funcţionează maşina.

Conform standardelor în vigoare (STAS 1893/2-87), toate maşinile au puterea şi

încălzirea garantată dacă funcţionează pînă la o altitudine de 1 000 m. Dacă se depăşesc 1

000 m, atunci datorită rarefierii aerului, ventilaţia maşinii se înrăutăţeşte. Din aceste

motive trebuie ca solicitările electromagnetice să fie micşorate cu 5 % la maşinile

deschise şi cu 10 % la maşinile închise, dacă maşinile sunt destinate a funcţiona la

altitudini de până la 2000 m. Peste această altitudine se întâlnesc cazuri mai rare.

Prin STAS 1893/2-87 se precizează următoarele în legătură cu limitele de încălzire în

cazul abaterii de la temperatura mediului de răcire de 40°C şi la altitudinea locului de

montaj de 1000 m :

- Dacă la locul de folosire, valoarea maximă a temperaturii agentului de răcire (aer sau alt

gaz), la intrare, este mai mică decât +40°C, limitele supratemperaturilor rezultate din

115

tabelul 3.2 pot fi mărite cu diferenţa între temperatura de +40 °C şi temperatura agentului

de răcire.

- Dacă la locul de folosire, valoarea maximă a temperaturii agentului gazos la răcire, la

intrare, depăşeşte +40°C cu o anumită valoare, însă este mai mică de +45°C, limitele

supratemperaturilor se vor stabili de producător.

- Temperatura maximă a agentului de răcire (aer sau alt gaz) pentru care este construită

maşina, trebuie marcată pe plăcuţa indicatoare a maşinii, dacă este diferită de +40°C.

- In cazul utilizării apei ca agent de răcire este sub +25°C, limitele supratemperaturilor

(încălzirilor) diferitelor părţi ale maşinii rezultate din tabelul 3.2, pot fi mărite cu până la

10 °C.

- Dacă temperatura apei de răcire în circuitul de răcire este sub +25°C, limitele

supratemperaturilor (încălzirilor) diferitelor părţi ale maşinilor, corectate cum s-a arătat,

pot fi mărite cu diferenţa de temperatură dintre +25°C şi temperatura apei de răcire, iar

dacă este mai mare de +25°C, limitele supratemperaturilor (încălzirilor) diferitelor părţi

ale maşinii corectate cum s-a arătat, trebuie reduse cu diferenţa dintre temperatura apei de

răcire şi +25 °C.

Temperatura apei de răcire trebuie trecută pe plăcuţa indicatoare a maşinii, dacă este

diferită de +25°C.

Beneficiarul trebuie să asigure la locul de montaj regimul de funcţionare precum şi

accesul aerului sau gazului de răcire.

Dacă răcirea maşinii este împiedicată de montarea ei într-un spaţiu prea mic sau de

dispozitivul de protecţie prevăzut în instalaţiile de exploatare (cabină, cuşcă etc.) sarcina

nominală a maşinii poate fi redusă astfel încât limitele de temperatură ale diferitelor părţi

conform tabelului 3.2 să nu fie depăşite.

In aceste condiţii încălzirea diferitelor piese sau subansamble nu trebuie să depăşească

limitele admisibile indicate în tabelul 3.2.

116

Pentru maşinile montate la altitudini de peste lOOOm până la 4000m deasupra nivelului

mării, sunt valabile la încercare aceleaşi temperaturi (încălziri) din tabelul 3.2, cu condiţia

ca această încercare să se efectueze la aceeaşi altitudine la care maşina urinează să

funcţioneze în exploatarea normală. Dacă încercarea are loc la o altitudine mai mică decât

aceea a locului de montaj, temperaturile (încălzirile) limită admise, sunt cele din tabelul

3.2, reduse cu câte 0,5°C pentru fiecare lOOm diferenţă între altitudinea locului de

montaj şi altitudinea locului de încercare.

Dacă încercarea are loc la o altitudine mai mică decât a locului de montaj, temperaturile

limită admise indicate în tabelul 3.2, nu se modifică în următoarele situaţii:

- dacă maşina este prevăzută cu răcire forţată cu aer, sau prin alt agent gazos şi dacă

presiunea acestui agent de răcire se menţine la o valoare constantă, independent de

altitudinea locului de montaj;

- dacă temperatura aerului de răcire nu depăşeşte valorile cuprinse în tabelul 3.3 In

aceste cazuri trebuie menţionată pe plăcuţa indicatoare a maşinii condiţia impusă

mediului de răcire.

Temperatura maximă a aerului de răcire pentru diferite altitudini ale locului de montaj

este prezentată în tabelul 3.3

3.6. Noi soluţii constructive şi tehnologii pentru creşterea transferului de căldură în

maşinile electrice

Altitudinea locului de montajPână la lOOOmPeste lOOOm până la lOOOmFeste lOOOm

până la 3000mPeste 3000m până la 4000mTemperatura maximă a aerului de răcire

°C40353025

Tabelul 3.3

Necesitatea utilizării maşinilor electrice de puteri mari şi în regimuri de lucru

foarte solicitante au impus găsirea de noi soluţii constructive sau de răcire a acestora.

Aceasta, doarece creşterea puterii nominale a motoarelor conduce la creşterea pierderilor,

la încălzirea excesivă a motoarelor, iar noile soluţii de răcire trebuie să asigure un transfer

mai rapid al căldurii în exteriorul maşinilor. în acest sens, este interesant de făcut o scurtă

prezentare a sistemelor de răcire ale turbogeneratoarelor şi hidrogeneratoarelor.

Problema răcirii hidrogeneratoarelor este una din cele mai complexe probleme ale

ingineriei electrice, deoarece dimensiunile turbogeneratoarelor, comparate, de exemplu,

cu cele ale hidrogeneratoarelor, sunt mult mai mici.

în figura 3.20. este prezentat un turbogenerator cu sistem de răcire cu aer şi răcire

în circuit-închis.

118

Aerul este introdus în generator de două ventilatoare duplex / pe ambele părţi ale

rotorului. Partea de aer care vine de la ventilator circuiă peste conexiunile terminale ale

înfăşurărilor statorului, trece prin întrefier/distanţorii de aer, şi este scos prin conductele

radiale în apropierea suprafeţelor terminale ale statorului în

Fig.3.20 Turbogenerator cu sistem de răcire cu aer şi răcire în circuit-închis

4212

camerele laterale cu aer fierbinte 2, care comunică cu camera comună cu aer fierbinte 3.

Cealaltă parte a aerului trece printre camera 2 şi carcasa generatorului în camerele 4, fiind

apoi eliminat prin conductele de răcire, în camera mijlocie cu aer fierbinte 5 şi la final, în

camera comună. Din camera 5, aerul fierbinte intră în răcitorul de aer de sub generator şi,

după ce a fost răcit, se întoarce la generator prin camera comună cu aer rece 6.

Sistemul de răcire descris în figura 3.20 se referă la un sistem cu trei

treceri/circulari de aer, din cauza numărului de căi cu aer fierbinte care apar de la

generator. Un astfel de sistem este de obicei utilizat la turbogeneratoarele cu valoare

medie la ieşire (până la 25 mii kW); la turbogeneratoarele cu valori mici de ieşire (6 la 12

mii kW) este folosit un sistem de răcire cu două treceri; pentru turbogeneratoarele cu

valori mari de ieşire, se folosesc sisteme cu treceri multiple.

In cazul unui sistem de răcire cu circuit-închis, pentru răcirea maşinii se poate

folosi nu doar aer ci şi alte gaze. In prezent, în acest scop este folosit hidrogenul.

3.6.1. Răcirea cu hidrogen a turbogeneratoarelor

Răcirea cu hidrogen are un număr de avantaje apreciabile faţă de răcirea cu aer.

Conductivitatea căldurii hidrogenului este de 6,7 ori mai mare decât cea aerului, iar drept

rezultat, coeficientul de transfer de căldură la suprafaţă este de 1,4 ori mai mare decât

pentru aer. Prin urmare, hidrogenul răceşte o maşină mult mai intens, iar o maşină cu

valoare mare la ieşire poate fi construită cu dimensiuni date. In plus, hidrogenul este de

14 ori mai uşor decât aerul. Deci, pierderile prin ventilaţie, care la maşinile de mare

viteză fac să crească pierderilor totale, scad cu aprox. o zecime faţă de pierderile

survenite atunci când se foloseşte aer. Ca rezultat, eficienţa generatorului creşte

corespunzător. Calculele şi experienţa arată că la turbogeneratoarele de 50 şi 100 MW, la

3000 rpm, randamentul creşte cu aprox. 0,8% în sarcină plină, atingând valori de 98,5 -

98,9%.

Folosirea răcirii cu hidrogen se reflectă si în durata de viată a izolaţiei, întrucât

atunci când are loc fenomenul Corona, nu se produce ozon care să cauzeze oxidarea

intensă a izolaţiei şi nu apare nici un compus dăunător de nitrogen.

120

Răcirea cu hidrogen este folosită pe scară largă la turbogeneratoare şi la

compensatoarele sincrone.

In Fig. 3.21 este prezentată o secţiune longitudinală a unui turbogenerator răcit cu

hidrogen, construit de General Electric în SUA. Răcitoarele cu gaz sunt dispuse în locaşul

generatorului şi au dimensiuni substanţial mai mici faţă de cele ale răcitoarelor cu aer.

Capetele terminale şi lagărele trebuie să fíe prevăzute cu garnituri sau înfăşurări speciale.

Fig.3.21 Secţiune longitudinală a unui turbogenerator răcit cu hidrogen (GE- SUA)1- înfăşurarea statorică; 2- ventilator axial: 3- inele de contact; 4- perii; 5- trecere izolată; 6- transformator de curent; 7- răcitoare de gaz; 8- semicuplă; 9- rezervor pentru lichidul de răcire; 10- furtune izolante de umplere; 11- sistem de ţevi

Una din cele mai dificile părţi de răcire ale turbogeneratorului este rotorul. In

schemele convenţionale, rotorul este răcit de circulaţia gazului peste suprafeţele

tamburilor exteriori ai rotorului şi conexiunile terminale. Pentru o mai bună răcire a

rotorului, suprafeţele tamburilor sunt prevăzute cu caneluri speciale, tăiate elicoidal, într-

o direcţie perpendiculară pe axa maşinii.

Din anumite motive, legate mai ales de posibilităţile metalurgiei moderne, ar

trebui presupus că diametrul de limitare a rotorului este de aprox. 110 - 120 cm, iar

lungimea de limitare a rotorului este de 600 - 650 cm. Astfel de dimensiuni au

fost deja atinse la primele turbogeneratoare cu puteri de 100 şi 150 MW. Din acest motiv,

o creştere pe viitor a puterii este realizată îndeosebi prin creşterea sarcinii, care necesită

folosirea unui sistem direct mai eficient pentru răcirea înfăşurării turbogeneratorului.

Atunci când avem răcire directă, înfăşurarea este proiectată cu un sistem de canale

interioare (fîg.3.22) pentru circularea agentului de răcire.

Fig 3.22 Forme de canale în înfăşurarea rotórica la răcirea internă cu hidrogen

în prezent, pentru răcirea înfăşurării rotorului este folosit îndeosebi hidrogen la o

presiune de 3-4 atmosfere. înfăşurările statorului sunt răcite intern cu un lichid (apă

distilată sau ulei) sau cu hidrogen, agentul de răcire fiind făcut să circule de-a lungul

conductelor interioare (fig.3.23) în barele bobinei. Apa este cel mai bun răcitor, şi de

aceea se preferă sistemul cu apă pentru răcirea interioară a înfăşurărilor statorului la t urb

o generatoarei e moderne.

V#Í~M mM< 9?um M^m JPIÉ ÉMkiFig.3.23 Secţiune transversală a barelor înfăşurării retorice cu răcire internă

Turbogeneratoarele industriale experimentale au fost de asemenea proiectate si

realizate pentru răcire directă cu apă, atât pentru înfăşurările statorului cât şi ale rotorului.

122

Experienţa acumulată în funcţionarea acestor maşini arată că răcirea cu apă asigură o

eficienţă mărită şi că este realizabilă.

3.6.2. Răcirea hidrogeneratoarelor cu aer şi apă

Hidrogeneratoarele sunt în general proiectate cu un sistem de răcire cu aer. La

generatoarele cu puteri mai mari, aerul de răcire circulă într-un circuit închis (fîg.3.24).

La aceste generatoare aerul de răcire este introdus din partea corpului rotorului prin

canalele radiale în zona exterioară a rotorului, pentru a crea căderea de presiune esenţială

pentru circulaţie.

In prezent, răcirea directă a bobinelor mai este întrebuinţată Ia hidrogeneratoare

pentru a îmbunătăţi eficacitatea răcirii. Pentru înfăşurarea statorului este folosită răcirea

interioară cu apă, corespunzătoare tipului sistemelor de răcire folosite la

Fig. 3.24 Secţiune longitudinală printr-un hidrogenerator răcit cu aer, de la o centrală hidroelectrică

turbogeneratoare. Răcirea directă cu aer (fîg.3.25) sau răcirea directă cu apă sunt folosite

pentru răcirea înfăşurările polilor. Figura 3.26 prezintă o secţiune transversală a unui

rotor de hidrogenerator cu valori de 86 MV A, 428,5 rpm, cu răcire directă cu apă a

înfăşurărilor polilor proiectat şi realizat de ABB.

124

In afară de soluţiile care privesc mărirea numărului de nervuri, deci a suprafeţei de

transfer de căldură se experimentează şi se testează altele cu totul noi.

3.6.3. Răcirea cu antigel

Altă soluţie realizată la SC ELECTROPUTERE SA Craiova pentru un beneficiar extern

din SUA, prevede montarea pe carcasa maşinii a unor serpentine de răcire prin care

circulă antigel.

In fîg.3.27 este prezentat motorul realizat, iar în fig.3.28 se văd serpentinele de răcire prin

care circulă antigelul.

125

Fig.3.25 Răcirea directă cu aer a înfăşurării rotorice a unui hidrogenerator

Fig.3.26 Rotor de hidrogenerator cu răcire internă cu apă a înfăşurării

Fig. 3.19 Motor răcit cu antigel

Tipul motorului este VLDY 683 cu 8 poli cu puterea de 605 HP la 451 rpm alimentat

la 460 V.

Fig. 3.20 Serpentine de răcire

3.6.4. Utilizarea tubului termic pentru transferul de căldură

Este de amintit încercarea de a se utiliza tuburile termice pentru un transfer rapid de

căldură din maşina electrică la exterior.

Soluţia propune realizarea axului rotorului din tub termic, care la un capăt este scos în

afara maşinii unde este răcit, astfel încât fluidul de lucru din interiorul tubului termic se

condensează şi face un nou ciclu de răcire.

126

Tubul termic este un dispozitiv care realizează un transfer eficient de căldură

prin îmbinarea într-un ciclu închis a fenomenelor de vaporizare, transport de

vapori, condensare şi returnare condens, ale unui fluid de lucru.

Din punct de vedere constructiv, tubul termic este format dintr-o incintă

etanşă (ţeava), căptuşită la interior cu un strat de material poros (structura

capilară) saturat cu fluidul de lucru. încălzind unul din capetele tubului termic, se

produce vaporizarea fluidului de lucru conţinut de structura capilară, vaporii

formaţi îndreptându-se spre capătul mai rece unde, prin condensare, cedează

căldura mediului exterior. Condensul se reîntoarce în zona de vaporizare prin

structura capilară, ciclul de funcţionare reluându-se atâta timp cât se menţine o

diferenţă de temperatură care să poată activa procesul. întoarcerea condensului în

zona de vaporizare poate fi asigurată de unul sau mai multe efecte ca : gravitaţie,

forţă centrifugă, câmp electrodinamic etc. Capacitatea de a transporta căldură a

tubului termic este extrem de mare, mai ales atunci când se folosesc ca fluide de

lucru, metale lichide. Comparând posibilităţile de transfer de căldură ale tubului

termic cu cele ale unei bare de cupru de aceleaşi dimensiuni, observăm că un tub

termic funcţionând cu litiu la temperatura de 1500°C poate transporta longitudinal

15 kW pe fiecare cm de secţiune transversală, cu un gradient axial de temperatură

de aproximativ 0,1°C/cm, iar o bară de cupru cu aceleaşi dimensiuni ar necesita un

gradient de temperatură de circa 4000°C/cm, pentru a transporta prin conducţie

acelaşi flux de căldură de 15 kW/cm .

O altă proprietate importantă a tubului termic este funcţionarea izotermă.

Datorită faptului că în lungul tubului termic presiunea este constantă, acesta va

funcţiona la o temperatură constantă, temperatura de saturaţie corespunzătoare

presiunii din interiorul tubului. Hidrodinámica tubului termic implică existenţa

unor căderi de presiune şi deci a unor căderi de temperatură. Acestea sunt însă atât

de mici în comparaţie cu temperatura tubului termic încât, în aplicaţiile practice,

putem spune că funcţionarea este izotermă. Cele două proprietăţi arătate mai sus,

capacitatea mare de transfer termic şi funcţionarea izotermă, prezintă un mare

interes practic, fiind la baza a numeroase aplicaţii tehnice.

127

CAPITOLUL 4. TRANSFERUL DE CĂLDURĂ ÎN

TRANSFORMATOARELE ELECTRICE DE MARE PUTERE

4.1. Răcirea transformatoarelor electrice

Căldura dezvoltată în părţile active ale unui transformator electric trebuie cedată mediului

exterior. Mediul prin intermediul căruia are loc cedarea căldurii către exterior poate fi

aerul sau uleiul.

La transformatoarele uscate, căldura dezvoltată este cedată exteriorului prin radiaţie şi

prin convecţie. Dacă aerul de răcire se deplasează în mod natural fără a se interveni din

exterior, se spune că transformatorul e cu răcire naturală, iar dacă e antrenat prin

intermediul ventilatoarelor, transformatorul e cu răcire forţată. La transformatoareie

electrice de puteri mai mari, se utilizează uleiul ca mediu de răcire, care are o serie de

avantaje faţă de aer. Datorită căldurii specifice şi a conductivităţii termice mai mari decât

ale aerului, transmiterea căldurii din părţile în care ea se dezvoltă se face mai uşor decât

la transformatoarele uscate. De asemenea, datorită capacităţii termice mari,

transformatorul poate suporta suprasarcini fară dificultăţi.

Uleiul de transformator este un ulei mineral, rafinat, nu atacă suprafeţele metalice şi are o

rigiditate dieléctrica de circa şase ori mai mare decât aerul. Condiţiile pe care trebuie să

le îndeplinească uleiul de transformator sunt date în STAS 811-83. Rigiditatea uleiului

trebuie să fie mai mare de 80 kV/cm. Apa reduce foarte mult rigiditatea uleiului şi din

acest motiv uleiul trebuie ferit de apă; el trebuie ferit şi de aer, pentru că oxigenul

oxidează uleiul, impuri ficîndu-1. Protecţia uleiului faţă de apă şi aer se face prin

utilizarea unui conservator de ulei, plasat deasupra transformatorului şi care comunică cu

partea cea mai înaltă a cu vei plină cu ulei în care este plasat transformatorul.

Conservatorul, pe de o parte, este umplut cu ulei pe jumătate şi permite dilatarea acestuia,

iar pe de altă parte, face ca uleiul să aibă o suprafaţă mică de contact cu aerul. Umezeala

şi impurităţile provenite din oxidare rămân în cea mai mare parte în conservator şi astfel

alterarea uleiului se face mult mai încet.

128

La puteri mici, cuvele se fac din tablă plană.

La puteri mai mari, în vederea intensificării cedării căldurii dezvoltate, se utilizează

diferite mijloace, ca: ţevi de răcire care leagă partea de sus a cuvei cu partea de jos, cuvă

executată din tablă ondulată, pungi de răcire, radiatoare auxiliare, mărirea vitezei uleiului

în radiatoare, precum şi mărirea vitezei aerului care spală suprafaţa exterioară a cuvei.

Modurile de răcire a transformatoarelor, prevăzute în STAS 1703/2-80, depind de modul

în care circulă uleiul şi de cel în care este răcită suprafaţa exterioară a elementelor

radiante. Circulaţia uleiului poate fi:

- naturală, simbolizată prin N ;

- forţată, simbolizată prin F.

Răcirea suprafeţei exterioare a elementelor radiante poate fi :

- liberă (naturală) cu aer (L);

- forţată, prin suflare cu aer (S) ;

- cu apă (A).

Indicarea modului de răcire se face prin două litere majuscule, prima arătând circulaţia

uleiului, iar a doua modul de răcire a suprafeţei exterioare, spre exemplu în figura 4.1 este

prezentat un transformator de 420 kVA, 6000/400 V, cu

ţevi de răcire fabricat de Electroputere-Craiova care are

răcire NL.

Uleiul de transformator are dezavantajul că este

inflamabil, iar în vederea înlăturării acestui dezavantaj, în

ultimul timp se încearcă să se utilizeze ca medii de răcire

diferite lichide ca Pyranol, Clopen etc. Acestea nu sunt

inflamabile, dar sunt mai scumpe.

4.2. Repartiţia temperaturilor în interiorul

transformatorului

Repartiţia temperaturilor în interiorul transformatorului

poate fi calculată numai pe baza unor anumite ipoteze

simplificatoare, bazate mai ales pe experienţă. De aceea, calculul acestor temperaturi are

doar rolul de a verifica dacă în interiorul transformatorului nu apar diferenţe de

Fig.4.1 Transformator cu răcire naturală liberă

temperaturi exagerate. La transformatoarele uscate este vorba numai de stabilirea

repartiţiei temperaturilor în fier şi în înfăşurare, în timp ce la transformatoarele în ulei mai

intervine şi repartiţia temperaturilor în ulei şi de-a lungul suprafeţei cuvei [ 11].

în continuare vom analiza repartiţia temperaturilor într-un transformator cu răcire naturală

şi conservator de ulei, cu cuva umplută complet cu ulei, repartiţie reprezentată pentru un

anumit transformator în fig. 4.2. Chiar dacă încălzirile, mai ales cele ale flerului şi ale

înfăşurării, vor fi diferite de la caz la caz, totuşi fig. 4.2 arată repartiţia esenţială a

temperaturilor în ulei şi de-a lungul suprafeţelor transformatorului şi ale cuvei. Se

constată printre altele că temperatura medie a uleiului din canalul dintre înfăşurări este

aproximativ aceeaşi cu cea a uleiului din exteriorul înfăşurărilor. Practic aceasta este

situaţia totdeauna, dacă lăţimea canalelor de răcire este de cel puţin 5 mm

[11]-

Pe baza experienţei, se pot lua ca bază diferenţele medii de temperaturi indicate în tabelul

4.2, pentru un transformator în ulei cu canale de răcire suficient de mari în înfăşurări şi la

care încălzirea bobinajelor, măsurată prin creşterea rezistenţei, este de 70°C.

La circulaţie forţată a uleiului, transmisia de căldură către ulei se măreşte, astfel că

diferenţa de temperatură dintre ulei şi suprafeţele din interiorul transformatorului este mai

mică decât la circulaţia naturală a uleiului şi deci pentru suprafaţa cuvei se poate admite o

încălzire mai mare. Diferenţa de temperaturi dintre ulei şi suprafeţele din interiorul

transformatorului depinde desigur de viteza de circulaţie a uleiului, realizată în mod

artificial.

130

Fig. 4.2.Repartiţia încălzirilor la transformatorul în ulei cu conservator de ulei1 - la suprafaţa infăşurărilor;2 - la suprafaţa miezului;3 - uleiul din afara bobinajului;4 - peretele cuvei;

Tabel 4.1.

Diferenţe medii de temperaturi la transformatoarele în ulei

Circulaţie CirculaţieDiferenţe de temperaturi naturală forţată adintre a uleiului uleiuluiTemperatura medie a bobinajului şi temperatura suprafeţeibobinajului (#Ba ) ......................................................................... 8°C 8°C

temperatura suprafeţei bobinajului şi ulei ( 3 j)..................... 19°C 12°C

ulei şi peretele cuvei.................................................................... 3°C 2°C

peretele cuvei şi aerul înconjurător (3)................................ 40°C 48°C

încălzire medie a bobinajului ( 3 B ) ........................................................... 70°C 70°C

Datele din tabelul 4.1 sunt valori medii evaluate. La bobine foarte late şi cu conductoare

de secţiune circulară, «9'Ba (rândul 1 în tabelul 4.1) poate fi sensibil mai mare decît 8°C,

pe când la bobinele într-un singur strat, care au cel puţin o faţă laterală de răcire neizolată

i9'Ba este aproape nul. Căderea de temperatură în peretele cuvei se poate considera extrem

de mică. Raportul diferenţelor de temperaturi între peretele cuvei şi aerul înconjurător pe

de o parte şi ulei pe de altă parte este aproximativ invers, proporţional cu raportul dintre

coeficienţii corespunzători de transmisie a căldurii.

4.2.1. Repartiţia temperaturilor în fier

La calculul repartiţiei temperaturilor în fier trebuie acordată atenţie faptului că

conductibilitatea termică a pachetului de tole este mult mai mică în sens perpendicular pe

planul tolelor decât în sens paralel cu planul tolelor. La tole de 0,35 mm grosime ea este

în lungul tolelor de aproape o sută de ori mai mare decât perpendicular pe ele. De aceea,

în calcule putem admite că fiecare tolă are în toate părţile aceeaşi temperatură. Mai

departe, deoarece coloanele sunt închise totdeauna prin juguri, în direcţia axei

longitudinale nu se transmite căldură. Se poate deci calcula ca şi cum am avea un pachet

de tole de lungime infinită, la care transmisia de căldură se face numai prin suprafaţa

laterală. In această ipoteză pentru diferenţa 3 'max între temperatura maximă şi temperatura

de la margine s-a găsit valoarea :

.9' (4.1)max 8 X

unde :

p - reprezintă surplusul de pierderi dezvoltate în unitatea de volum a pachetului

de tole peste pierderile transmise prin marginile subţiri ale tolelor, A - este lăţimea

pachetului de tole perpendicular pe planul tolelor, X - este conductibilitatea termică în

direcţie perpendiculară pe planul tolelor. Vom exemplifica pentru tole obişnuite de 0,5

mm grosime şi pentru tola supraaliată de 0,35 mm grosime, utilizată cel mai des la

transformatoare. Pierderile ce se dezvoltă în unitatea de volum a pachetului de tole sunt

p ' = K e - r -pFe-io-3 (4.2)

în care :

kFe - este raportul dintre lăţimea netă a fierului şi lăţimea lui reală (inclusiv

straturile de hârtie şi aer), y - greutatea

specifică a fierului, în g/cmJ, Pf e - pierderile

specifice în W/kg.

Pentru tole de 0,5 mm grosime s-a luat kFe=0,9 iar pentru cele de 0,35 mm grosime se

poate admite kFe=0,86. Cu pierderile specifice la 10 000 Gs egale cu Pio=l,35W/kg şi la o

greutate specifică a fierului y = 7,6 g/cm3 pentru tole supraaliate, avem

132

10~3 [w/cm3] (4.3)J0000 /

B fiind inducţia în miez, exprimată în Gs.

O parte din căldura dezvoltată în pachetul de tole este cedată prin marginile subţiri

ale tolelor; la înălţimea L a pachetului de tole, aceasta este

133

P'=8,8( B V

(4.4)

P. = 2kP -A - L - a ($ + 3 ' )1 /•(? c \ a p J

in care:

ac - este coeficientul de transmisie a căldurii,

Sa - încălzirea medie a feţelor laterale ale pachetului de tole faţă de temperatura

medie a uleiului, iar conform [11] unde 3a =

3i şi3' f = 3', avem

134

(4.4)2 ,

3 = - $p ^ m

(4.5)

135

(4.4)

este diferenţa între temperatura medie a pachetului de tole şi temperatura de la margini. Prin

feţele laterale de lăţime b se cedează căldura

136

(4.4)

Astfel obţinem: p

R = 2 b L - a - S

R3 3

a j

(4.6)

(4.7)

137

P+P1 1 ^ 1 2

1 7 A

F e bV

(4.4)

Dacă pentru fier admitem aceeaşi încălzire ca şi pentru bobinaje, atunci conform tabelului

4.1, la circulaţia naturală a uleiului rezultă 3 « 8 °C şi 3n »19 °C.7 i p i u

ADacă se mai presupune că — = 1 , deci pachet de tole cu secţiune transversală

b

pătrată, avem :

138

(4.4)

p = 0,45p =3,95' B V

10 000 10- 3 [W/cm3] (4

.8)

139

(4.4)

Conform calculelor [11], pentru tolă de 0,5 mm grosime conductibilitatea termică în

direcţia transversală pe tole rezultă egală cu aproximativ 0,01 W/°C cm; deci pentru tole de

0,35 mm grosime se obţine corespunzător valori mai mici a lui kFe la conductibilitate

infinită a fierului

140

(4.4)Ă = 1_0!90_ Q 000713 1-0,86

în aceste condiţii, conform relaţiei (4.1) rezultă:

[W/°C cm] (4.9)

141

(4.4)

142

V

3,95-lQ-3

~8^0,00713

ff

B10 000

B

10 000(4.10)

6<

A2zf = 0,0692

V JJ

2

Dacă încălzirea medie 3'p - — 3'm a x poate atinge aproximativ 8°C, la o inducţie

mijlocie B = 73000 Gs lăţimea pachetului de tole de secţiune transversală pătrată poate fi:

143

2

(4.11)

144

2

Natural că la secţiuni transversale în formă de cruce şi la secţiuni de formă mai apropiată

de cerc se admit şi lăţimi mai mari ale pachetului de tole. Deci de regulă, canalele speciale

de răcire devin necesare abia la lăţimi ale pachetului de tole mai mari de 10 cm.

în cele de mai sus, am presupus un pachet de tole liber în ulei sau în aer. Cele

expuse sunt valabile şi pentru juguri, dacă feţele lor laterale nu sunt acoperite de plăci de

presare izolante (lemn). In celelalte cazuri, dintre feţele laterale, pentru transmisia de

căldură intră în consideraţie numai canalele de răcire. Dacă acestea nu există, cantitatea

principală de căldură trebuie eliminată prin marginile subţiri ale tolelor, a căror suprafaţă

se poate mări în vederea îmbunătăţirii răcirii prin dispunerea unor tole singulare

proeminente.

S-a constatat în mod experimental că la miezul dispus vertical canalul de răcire dintre

înfăşurare şi fier se comportă în esenţă la fel ca la miezul liber, dacă lăţimea canalului de

răcire este de cel puţin 15 mm la răcirea cu aer, respectiv de cel puţin 5 mm la răcirea cu

ulei. La miezurile dispuse orizontal, aşa cum se întâlnesc la transformatoarele uscate,

cedarea căldurii de pe partea acoperită de înfăşurare a coloanei este împiedicată şi căldura

din coloane trebuie condusă mai ales la juguri, de unde ea se transmite mediului

înconjurător.

In toate cazurile are loc un schimb de căldură între coloane şi juguri şi între coloane şi

înfăşurare. Pentru calcule acoperitoare, făcând abstracţie de ultimul caz amintit, de regulă

acest schimb poate fi neglijat, astfel că jugurile şi coloanele se tratează separat ca şi

coloanele şi înfăşurările,

4.2.2. Repartiţia temperaturilor în bobinaj

Pentru calculul repartiţiei temperaturilor în bobinaj trebuie sa considerăm diferite cazuri:

Cazul 1. Feţele longitudinale ale bobinelor sunt spălate din toate părţile de agentul de

răcire, ca de exemplu la bobinajul cu galeţi alternanţi şi coloană orizontală (fig. 4.3 a), la

înfăşurările cu bobine concentrice fără cilindri izolanţi (fig. 4.3 b) sau cu cilindri izolanţi

în mijlocul înfăşurărilor (fig. 4.3 creare servesc numai la rigi-dizarea şi aşezarea

înfăşurării. In acest caz sunt valabile cele tratate la pachetul de tole (relaţia 4.1).

145

2

Fig. 4.3. a, b şi cCanale de răcire la care agentul de răcire scaldă feţele longitudinale ale bobinelor

din toate părţile

Aici:

p - reprezintă pierderile dezvoltate în unitatea de volum,

A - grosimea bobinei fără înveliş izolant, în speţă pentru fig. 4.3 o exclusiv

grosimea cilindrului izolant, X - conductibilitatea termică

medie în secţiunea bobinei. Avem

p = s - J 2 - p [W/cm3] (4.12)

unde :

s este factorul de utilizare a secţiunii transversale a bobinei ( secţiunea totală a metalului

de bobinaj raportată la secţiunea bobinei fără înveliş izolant) , J — densitatea de curent în

conductoare în A/mm2, p - rezistivitatea metalului conductor în Q mm Im.

Pentru calculul lui X se poate admite ca conductibilitatea metalului conductor este

infinită. Pentru conductoare dreptunghiulare izolate ( fig. 4.4 a) se obţine atunci

146

147

h V h b'-

b

und(

(4.13)

Ăi - este conductibilitatea termică a materialului izolant, h şi h * - sunt

înălţimile perpendiculare pe direcţia de propagare a căldurii, b şi b * - lăţimile (în

sensul de propagare a căldurii) conductoarelor neizolate, respectiv izolate.

1 ! I l! I

1

-—

1c )

148

I__________I

..1 d'V9i Fig. 4.4 c.

Raportul dintre conductibilitatea termică medie şi cea a materialului izolant

—* d

Fig. 4.4 a şi Ă.Explicativă la calculul conductibilităţii termice medii

ĂX

Pentru conductoare de secţiune circulară ( fig. 4.4 b), conform, [11] avem :

 = t -  I (4.14)

Factorul i depinde de raportul d / d' dintre diametrul conductorului neizolat şi al celui

izolat şi este dat în figura 4.4 c, în ipoteza că întreg spaţiul dintre conductoare este umplut

cu material izolant (lac, masă compund sau ulei).

Pentru conductoare de secţiune circulară cu s = 0,6 , d / d' = 0,87 şi Ăi = 0,02 W/

°C cm (bobine impregnate cu lac sau ulei ), conform [11], diferenţa între temperatura

maximă şi temperatura de la margine, pentru cupru încălzit la temperatura de regim,

rezultă aproximativ egală cu :

149

(4.13)

3' =p ■ A2

^ 3 ~8Ă

~ 16

( J ' A ) 2

[°C](4.15)

150

ĂX

unde : J este exprimat în A/mm2 şi A în cm, iar încălzirea medie peste temperatura

suprafeţei interioare a înfăşurării, care se poate determina din creşterea rezistenţei, este

■9'B = f^ = -4>2 [°C] (4.16)

Cu i9'B = 8°C (tabelul 4.1), lăţimea admisibilă a bobinei cu conductoare circulare rezultă

de aproximativ :

A = - [cm] (4.17)

Deci la încălzirea admisibilă prescrisă a înfăşurării faţă de suprafaţa interioară, grosimea

bobinei cu conductoare circulare poate fi de aproximativ 4 cm, la o densitate de curent de

2A/ mm ; ea este invers proporţională cu densitatea de curent şi rezultă de exemplu de 3

cm la J = 2,66 A/mm .

Dacă bobina este înfăşurată pe toată periferia cu bandă izolantă, ca de exemplu la

transformatoarele uscate, în acest înveliş mai apare o cădere de temperatură

^ h ' 2 ^ [ ° C ] ( 4 1 8 )

unde :

P - reprezintă pierderile dezvoltate în bobină, exprimate în W,

p - pierderile specifice (dezvoltate în unitatea de volum) exprimate în W cm3,

A - grosimea bobinei în cm,

8 - grosimea învelişului izolant în cm,

S - aria suprafeţei prin care se transmite căldura bobinei în cm2, A - conductibilitatea

termică a materialului izolant în W/°C cm. Considerând pentru exemplificare factorul de

utilizare a secţiunii transversale a bobinei 8 =0,6, densitatea de curent de 2 A/mm", iar

rezistivitatea cuprului la cald de p =0,02Qmm /m, rezultă

p= 0,6-4 -0,02 = 0,048 W/cm3 (4.19)

Presupunând grosimea bobinei  = 2 cm, cea a învelişului izolant A =0,1 cm şi

conductibilitatea termică a bumbacului impregnat cu lac X =0,0027W/ °C rezultă :

151

(4.20)

s J t 048^0J c

2-0,0027

La transformatoarele uscate trebuie avut în vedere că diferenţa de temperatură

poate fi simţitor mai mare datorită straturilor de aer dintre bobină şi învelişul izolant, căci

conductibilitatea termică a stratului de aer este de aproximativ zece ori mai mică decât

cea a bumbacului îmbibat. La transformatoarele în ulei, influenta straturilor subţiri de ulei

se resimte mai puţin, deoarece conductibilitatea uleiului nu este cu mult mai mică decât

cea a bumbacului îmbibat în ulei [11]. Cazul 2. La transformatoarele cu bobine

concentrice, înfăşurarea este aşezată pe un cilindru izolant. In acest caz temperatura

suprafeţei bobinei pe partea aşezată pe cilindrul izolant este mai mare decât pe cealaltă

parte. Considerând cazul general în care atât faţa exterioară cât şi cea interioară a

înfăşurării sunt mărginite de un strat izolant, [11] figura 4.5 ,

152

(4.20)

s-a calculat că valoarea maximă a încălzirii înfăşurării faţă de mediul de răcire

ambiant este : /

153

Fig. 4.6. Repartiţia temperaturilor într-un exemplu cu 5i = 0 (fig. 4.5)

Fîg0 45.Bobină mărginită de cilindri izolanti

(4.20)

3 ,^±A+fe-^y 1+^

2 2pA 8Â

iar încălzirea medie a înfăşurării, care se poate determina din creşterea rezistenţei

înfăşurării, este

154

(4.21)

(4.20)

3 = ^ ^ + P ^

2 12Â

unde 3U şi 3I2 ( fig. 4.5) sunt încălzirile suprafeţelor bobinei din interiorul învelişului

izolant special, faţă de mediul de răcire înconjurător.

155

(4.22)

Locul din bobină în care apare valoarea maximă ( fig. 4.6), adică din care căldura

dezvoltată în bobină se scurge spre ambele părţi, este situat faţă de axa secţiunii

transversale a bobinei la distanţa

A, - A .¡ 2 i l

(4.23)p A

156

AX , . =

R ă m â n e s ă m a i s t a b i l i m î n c ă l z i r i l e 3 i } ş i 3n f a ţ ă d e m e d i u l d e

r ă c i r e . N o t â n d c u S j r e s p e c t i v c u S 2 a r i i l e s u p r a f e ţ e l o r

t r a n s m i ţ ă t o a r e d e c ă l d u r ă a l e s t r a t u r i l o r i z o l a n t e c a r e a c o p e r ă

f e ţ e l e 1 ş i 2 a l e b o b i n e i , c u P j ş i P 2 p ă r ţ i l e d i n p i e r d e r i l e t o t a l e

P d e z v o l t a t e î n b o b i n ă c a r e s e s c u r g s p r e f e ţ e l e 1 ş i 2 ş i c u a c I ş i

a c 2 c o e f i c i e n ţ i i d e t r a n s m i s i e a c ă l d u r i i c o r e s p u n z ă t o r i ,

î n c ă l z i r i l e s u p r a f e ţ e l o r e x t e r i o a r e a l e c e l o r d o u ă

s t r a t u r i i z o l a n t e v o r f i

P „ P,t9J —---------------, &2 —

S,' cc , S ' ccI c ] 2

157

(4.24 a şi b)

c 2

C ă d e r i l e d e t e m p e r a t u r ă î n s t r a t u r i l e i z o l a n t e d e g r o s i m e & , ş i S 2 s u n t

P , - S ,

S j • A , S 2 • A2

unde Aj şi A2 sunt conductibilităţile termice ale straturilor izolante. Astfel

obţinem

(4.25 a şi b)

158

Pr8,

9., =5 2

f

1 )

& = 3 +'$ =^ ¡ 2 2 ' ^ 5 2

a , X ,

Deoarece suprafeţele S j şi S2 nu diferă mult între ele, admiţând că suprafeţele

transmiţătoare de căldură nu sunt acoperite de corpuri izolante speciale, avem :

159

U5> (4.26)

AP s,

ps,

(4.27)

P_ p= p - A (4

.28)

160

Atunci rezultă

161

f A \ P+ x,

Â

1 , Vi 2 p - A

A P (4.29)

162

2V J

p, = ------X

k2 j AX

v2 p-A2 JP

(4.30)

163

Substituind aceste valori ale lui P j şi P2 în relaţiile (4.26) şi (4.27, rezolvându-le pe

acestea în raport cu Su şi S j 2 şi notând cu

r, = — + r 2 = — + ^- (4.31 aşi b)acl X , ac2 X 2

se obţine

A + 2r • Â A - p A

+ \r1 +r 2 ) - A 2

A + 2r r X , ± p

Să considerăm pentru exemplificare o înfăşurare de înaltă tensiune cu lăţimea radială A

=4 cm, fără canale de răcire radiale, aşezată pe un cilindru de pertinax cu S2 =0,4 cm şi

fără strat izolant special în exterior {8 } =0) . Fie înfăşurarea

executată din conductor rotund cu un factor de utilizare al secţiunii transversale a bobinei

8=0,6, corespunzător la d /d=0,87. Cu aceste date şi pentru bobine îmbibate în ulei,

conform fig. 4.4 c rezultă t&4, deci cu X.t «0,002 W/°C cm. Admiţând o densitate de

curent J=2 A/mm2, cu p « 0,02 Q mm2/m pentru cupru cald, conform relaţiei (4.12) rezultă

p - 0,048 W/cm3.

Conductibilitatea hârtiei este de X 7 «0,0063 W/°C cm şi fiind vorba de un

transformator în ulei, atunci avem act « ac2 =a c =80- IO'4 W/°C cm2. Din relaţiile

(4.31 a şi b) se obţine r} = 125 °C cm/W, r2 = 189 °C cm/W şi cu aceste valori, din

relaţiile (4.32) şi (4.33) rezultă &U=13°C, 3i2=16,8°C, iar conform relaţiilor (4.21)

şi (4.22) &max = 27°C, SB = 22,9 °C, valoarea maximă &max apare la x0 =0,157 cm.

Mai departe, din relaţiile (4.29) şi (4.30) obţinem P]=0,539P, P2=0,461P, iar din

relaţiile (4.24 a şi b) rezultă 3, = 3U =13 °C, 32 = 11 °C. în figura 4.6 s-a

reprezentat repartiţia temperaturilor în sensul radi al al secţiunii transversale a bobinei.

Alte cazuri Atunci când la înfăşurările compuse din galeţi miezurile sunt dispuse vertical,

canalele de răcire din secţiunile bobinelor sunt dispuse orizontal (fig. 4.7)

164

Fig. 4.7 a,b şi c.Bobinele cu canale de

răcire orizontale0) C)

Experienţa a arătat [11] că şi canalele orizontale sunt eficace dacă la răcire cu aer ele au o

lăţime de cel puţin 15 mm, iar la răcire cu ulei - de cel puţin 5 mm. La prima vedere nu

ne-am aşteptat la o astfel de eficacitate, căci curentul de agent de răcire ar trebui să

urmeze în general traseul indicat în fig. 4.7 a [11]. Este posibil ca imprecizia inerentă în

execuţia bobinelor să creeze un curent de răcire prin canalul de răcire orizontal, aşa cum

se indică în fig. 4.7 b.

De departe cel mai nefavorabil este cazul reprezentat în fig 4.7 c, la care galeţii

dispuşi orizontal sunt aşezaţi la interior direct peste cilindrul izolant. Aici nu ne putem

aştepta la existenţa unui curent eficace al agentului de răcire în canalele orizontale. De

aceea nici aici nu se va conta pe întreaga suprafaţă.

In fine, dacă mediul de răcire scaldă toate părţile bobinelor, se poate ţine seama şi

de influenţa transmisiei de căldură a laturilor de bobină înguste.

4.3. Transmisia căldurii din transformator

Transmisia de căldură din transformator către aerul înconjurător se face prin

radiaţie, prin conducţie şi prin convecţie. Trebuie avut totuşi în vedere şi transmisia

căldurii între suprafeţele transformatorului şi ulei. 4.3.1.Coeficientul de transmisie a

căldurii pentru ulei

Pentru coeficientul de transmisie a căldurii al unei suprafeţe către uleiul cald de

50°C (măsurat la intrarea uleiului) se cunoaşte relaţia [11]

a e=40j-M [W/°Cm2] (4.34)

unde :

$ - este încălzirea suprafeţei faţă de uleiul ce intră în transformator, în °C, L - este

înălţimea suprafeţei de-a lungul căreia circulă uleiul, în m.* * 3

165

Relaţia este valabilă pentru o vâscozitate a uleiului 77 = 2,44 • 10' kg/s-m.

Deoarece vâscozitatea uleiului depinde foarte mult de felul uleiului şi de temperatura,

vom exprima coeficientul de transmisie a căldurii şi în funcţie de vâscozitatea uleiului :

a c =9. 4 ţ ^ - [w/°Cm2] (4.35)Al L

unde 77 se exprimă în kg/ s-m.

Pentru ulei, a cărui vâscozitate în funcţie de temperatură este dată în

diagrame, [11] , cu L = 0,5 m şi pentru diferite încălziri 0 se obţin coeficienţii de

transmisie a căldurii daţi în primele patru rânduri ale tabelului 4.2.

Pe rândurile următoare se dau coeficienţii de transmisie a căldurii determinaţi

experimental de Kuchler [11], In ultimele 2 rânduri sunt redaţi coeficienţii de

transmisie a căldurii după Vidmar [11] şi anume în penultimul rând pentru

înălţimea L = 0,5 m, la care se referă cifrele din primele patru rânduri, iar în

ultimul rând pentru L— 0,15 m, înălţime medie cu care calculează Vidmar.

Neglijând complet radiaţia, coeficientul de transmisie a căldurii către ulei se poate

considera în medie : ac ~80 W/ °Cm2 (4.36)

Se înţelege că la determinarea suprafeţelor transmiţătoare de căldură se neglijează

porţiunile acoperite cu materiale izolante solide, ca de exemplu cu distanţori de pertinax.

Feţele care limitează canalele de ulei verticale cu o lăţime de cel puţin 5 mm se pot

considera în întregime ca suprafeţe de răcire.

Tabelul 4.2.

4.3.2. Transmisia căldurii la agentul de răcire

166

TemperaturaDiferenţa de temperaturi 3 între suprafaţă şi ulei, [°C]uleiului [°C]510203030647690100După relaţia40688196106(4.35),507185101112cu L= 0,5

m607589105116După Kuchler-57688089După VidmarL=0,5 m-7,1142842L= 0,15m-9,4193857

Coeficienţi de transmisie a căldurii pentru ulei, în W/°C cm

Aşa după cum am spus mai înainte, transmisia de căldură din transformator către

aerul înconjurător se face prin radiaţie, prin conducţie şi prin convecţie. Coeficientul de

transmisie a căldurii prin radiaţie ar depinde esenţial de temperatura mediului şi de

încălzirea suprafeţelor exterioare ale transformatorului şi anume creşte odată cu creşterea

ambelor. Pentru o încălzire medie a suprafeţei de 40°C la o temperatură a mediului

ambiant de 20°C, sau pentru o încălzire medie de 50°C la o temperatură a mediului de

15°, coeficientul de transmisie a căldurii prin radiaţie este :

a r~6W/°Cm2 (4.37)

De obicei se poate calcula cu acest coeficient, dar pentru cercetări mai exacte, coeficientul

de transmisie a căldurii trebuie determinat.

Pentru a se obţine debitul total de căldură radiată de către transformator, coeficientul de

transmisie a căldurii trebuie înmulţit cu produsul dintre încălzirea medie 3 a suprafeţei şi

aria suprafeţei radiante a transformatorului. Se consideră ca suprafaţă radiantă numai

suprafaţa Sr care radiază în spaţiul liber, în timp ce toate părţile suprafeţei care se iradiază

reciproc nu trebuie luate în consideraţie. Pentru coeficientul de transmisie a căldurii prin

conducţie şi convecţie ac la maşinile capsulate şi la transformatoarele mai mici, este

utilizată valoarea a~8W/°Cm2 . [10].

Pentru transformatoarele mai mari, valoarea lui ac este ceva mai mică, astfel că se

poate lua : a 7...8 Wf °C m2 (4.38)

Pentru transmisia de căldură prin conducţie şi convecţie este hotărâtoare suprafaţa

efectivă Sc a transformatorului.

In regim staţionar căldura dezvoltată în transformatorul cu răcire naturală este egală cu

căldura transmisă prin suprafaţa transformatorului, deci debitul de căldură transmis este

egal cu pierderile totale P ale transformatorului. Astfel, pentru răcire naturală avem

P=(arSr + acSc) (4.39)

sau

167

P~(6Sr+ 7Sc)-3

unde Sr şi Sc sunt exprimate în m , iar i9 în °C.

Cu ajutorul relaţiilor (4.39) sau (4.40) se poate determina încălzirea medie 3 a suprafeţei

pentru un transformator cu pierderi şi suprafeţe cunoscute. Conform reglementărilor

legale (STAS 1703/2-80), hotărâtoare este însă temperatura bobinajelor.

La transformatoarele uscate aceasta se poate calcula din temperatura suprafeţei, [11].

Pentru un calcul aproximativ, diferenţa dintre temperatura medie a înfăşurărilor găsită

prin creşterea rezistenţei şi temperatura de la suprafaţă se estimează la 15°C, astfel că

încălzirea bobinajului se poate aprecia la:

3B~3 + 15°C (4.41)

La determinarea ariilor Sr şi Sc trebuie avut în vedere faptul că suprafeţele canalelor de

răcire nu contribuie la Sr dar, conform experienţei, ele intervin cu întreaga lor valoare în

Sc, dacă sunt dispuse vertical şi dacă lăţimea lor este de cel puţin 15 mrn. La canale de

răcire mai înguste, sau dacă circulaţia aerului este împiedicată, ca de exemplu la canalele

de răcire dispuse orizontal, mai ales dacă acestea sunt într-o parte, coeficientul de

transmisie a căldurii pentru canalele de răcire este mai mic de 7..8 W/°C m şi trebuie

apreciat pe bază de experienţe.

Pentru un calcul aproximativ se poate aprecia şi aici diferenţa dintre temperatura

înfăşurărilor şi temperatura suprafeţei cu vei. Aici trebuie deosebite două cazuri :0 10 20 30 40 50'C , - . . A . . . . . . . . . .

- c a z u l o b i ş n u i t c a n d

c i r c u l a ţ i a u l e i u l u i d i n

t r a

n s f o r m a t o r n u s e f a c e î n m o d

a r t i f i c i a l ,

- cazul când această circulaţie este asigurată de o pompă

specială ca de exemplu la instalaţia de răcire din fig.

4.13. In ultimul caz, diferenţa de temperaturi între

bobinaj şi suprafaţa cuvei este simţitor micşorată, dar se

modifică şi repartiţia temperaturilor pe suprafaţă.

i168

[W] (4.40)

n regirr permanent uleiul ji

Niv

e

l

incalz ri

000-

)0C-

Fig. 4.8. încălzrea cuvei cu ulei la circulaţie forţată (-) şi fără circulaţie forţată ( -

In figura 4.8 este arătată influenţa circulaţiei forţate a uleiului asupra repartiţiei

încălzirilor cuvei de-a lungul înălţimii acesteia. Curbele au fost obţinute la un

transformator de 370 kVA în regim permanent. Curba trasată cu linie plină se referă la

circulaţia forţată, în timp ce cea cu linie întreruptă dă repartiţia temperaturilor în regim

staţionar, după oprirea pompei de ulei. De la marginea exterioară a capacului

transformatorului încălzirea de circa 36°C scade repede spre mijlocul capacului ajungînd

la 20°C.

Conform reglementărilor legale -STAS 1703/2-80, se admite o încălzire de 70° a

bobinajelor. Diferenţa dintre temperatura bobinajelor şi temperatura medie a suprafeţei

cuvei la transformatoarele fară circulaţie forţată este de circa 30°C, iar la cele cu circulaţie

forţată de circa 22°C. Deci la transformatoarele tară circulaţie forţată, încălzirea medie a

cuvei 3 poate fi de circa 40°C, iar la cele cu circulaţie forţată de circa 48°C. Cu aceste

valori pentru 3 se obţin datele de bază pentru dimensionarea cuvei:

6Sr+7Sc~P/3 [W/°C] (4.42)

La cuva netedă Sr. — Sc = S, iar

suprafaţa necesară a cuvei este

S-P/133 [m2] (4.43)

Rămâne de analizat care suprafaţă a cuvei se ia în consideraţie pentru S. Conform

experienţei, căldura transmisă prin fundul cuvei este foarte mică la transformatorul fară

circulaţie forţată chiar şi din cauza încălzirii reduse, pe când capacul contribuie deja

simţitor la transmisia căldurii, mai ales dacă transformatorul are şi conservator de

ulei şi uleiul vine în contact cu capacul. Trebuie avut în vedere în orice caz că adesea aria

suprafeţei transmiţătoare de căldură a capacului este simţitor micşorată de prezenţa

izolatoarelor. Din motive de siguranţă, în toate cazurile se consideră ca suprafaţă S, numai

suprafaţa laterală, suprafaţa capacului şi a fundului cuvei neglijându-se de obicei.

O tratare deosebită necesită cuva din tablă ondulată şi cea cu ţevi (fig.4.9). La acestea

suprafaţa radiantă S este simţitor mai mică decît suprafaţa efectivă Sc hotărâtoare pentru

transmisia de căldură prin conducţie şi convecţie. în

cazurile practice, suprafaţa de radiaţie S poate fi luată

169

aproximativ egală cu suprafaţa înfaşurătoare, corespunzătoare perimetrului care

rezultă prin înconjurarea cuvei cu o sfoară. Pe de altă parte, la calculul căldurii transmise

prin conducţie şi convecţie se va lua în

consideraţie că la ondulele foarte adânci, aşa cum se_ w , _ t Fig. 4.9 a si b Profile de tablă

prefera la cuvele de transformator moderne, sau la ondulată

ţevi foarte apropiate între ele, circulaţia naturală a

aerului este împiedicată într-o oarecare măsură prin frecare. Coeficientul de transmisie a

căldurii ac devine prin aceasta mai mic de 7 W/°C m . In ultimele decenii s-a renunţat în

mare parte la forma obişnuită a ondulelor arătată în fig. 4.9 a şi folosită în mod curent în

trecut. Ea a fost înlocuită, mai ales la puteri mari, de forma în meandre, cu înălţimi ale

ondulaţiilor pînă la h=400 mm. La acestea lăţimea b a canalelor de aer se dimensionează

de obicei mai mare decît lăţimea a a canalelor de ulei, căci s-a constatat experimental că

mişcarea uleiului nu este influenţată în mod simţitor la canalele înguste de la circa 6 mm

în jos, în timp ce canalele de aer trebuie să fie de cel puţin 20 mm, pentru a fi suficient de

eficace. Determinări făcute la cinci transformatoare executate, având cuve cu ondule

adînci, cu h cuprins între 100 şi 400 mm, b între 28 şi 67 mm şi t - b între 5 şi 28 mm [11]

au arătat că pentru coeficientul de transmisie a căldurii prin conducţie şi convecţie ac se

poate lua aproximativ 7W/°C m2. Aproximativ acelaşi coeficient de transmisie a căldurii

ar putea fi valabil şi pentru cuvele cu ţevi [11]. Pentru dimensionarea aproximativă a

cuvei din tablă ondulată sau a celei cu ţevi se obţine deci şi aici relaţia

6Sr + 7SC ~ P/3 [W/°C] (4.44)

unde :

Sr - suprafaţa radiantă exprimată în m2, adică suprafaţa înfaşurătoarei cuvei

din tablă ondulată sau cu ţevi. Sc - suprafaţa hotărâtoare pentru transmisie prin

conducţie şi convecţie, exprimată

tot în m , adică suprafaţa efectivă a ondulaţiilor respectiv a ţevilor şi a cuvei; P -

pierderile transformatorului;

3 - încălzirea medie a suprafeţei cuvei, care la transformatoarele tară circulaţie forţată a

uleiului se ia de aproximativ 40°C, iar la cele cu circulaţie forţată - de aproximativ 48°C,

pentru a nu se depăşi temperatura de 70°C pentru înfăşurări, admisă de standarde. La

170

cuvele cu radiatoare suprafaţa radiantă se calculează numai cu perimetrul de înfăşurare al

cuvei şi radiatoarelor pe când la calculul suprafeţei Sc se consideră suprafaţa totală a cuvei

şi a acestor radiatoare (exclusiv fundul şi capacul).

4.3.3. Transmisia căldurii Ia agentul de răcire la răcirea artificială

Răcirea artificială se face prin introducerea unei serpentine de răcire în cuvă. Este vorba

despre o ţeava cu o temperatură superficială aproximativ cunoscută, prin care circulă

agentul de răcire (apa). Deoarece transmisia de căldură scade cu creşterea lungimii ţevii,

adesea se folosesc mai multe ţevi legate în paralel. De obicei se calculează ca un raport

între debitul de apă şi pierderile evacuate prin serpentină de aproximativ 1,51/minkW.

Acestui debit de apă de răcire îi corespunde conform relaţiei [11] o încălzire a apei de

9,6°C. Raportul dintre suprafaţa interioară a serpentinei de răcire şi pierderile cedate prin

ea este de circa 0,5 m/kW. La un diametru interior al ţevii de 3 cm şi o grosime a

peretelui de 3 mm, cu ac = 80 W/°Cm2, se obţine între ulei şi serpentina de răcire o

diferenţă medie de temperaturi de 20,8°C. Această cădere de temperatură poate fi

micşorată dacă ţevile de răcire se prevăd cu nervuri de răcire exterioare, care măresc

suprafaţa serpentinei scăldată în ulei. Dacă serpentina de răcire este străbătută de ulei ca

în fig. 4.14, coeficientul de transmisie a căldurii pentru suprafaţa interioară a ţevii de

răcire poate fi simţitor mai mare de 80 W/°C m , în funcţie de viteza uleiului în serpentină.

Astfel, căderea de temperatură între ulei şi serpentina de răcire se micşorează. Deoarece

pentru sistemul de răcire din fig. 4.14 se utilizează de obicei apa curentă, de care se

dispune în cantităţi suficient de mari, căderea de temperatură între ţeava şi apă poate fi

micşorată prin mărirea vitezei apei de răcire. In condiţii de funcţionare identice, pe baza

relaţiilor existente şi a experienţei, transmisia de căldură spre apă este de cel puţin trei ori

mai mare decît cea spre ulei. Unii autori utilizează coeficientul de transmisie a căldurii

(a c a) la răcire forţată, pentru ulei aproximativ între 350 şi 600 W/°C m2, iar pentru apă

(a c a) - între 1 100 şi 4500 W/m . Transmisia de căldură poate fi micşorată însă în mod

esenţial prin formare de nămol şi de alge; (astfel, de exemplu, la o serpentină de răcire

aşezată în canalul de apă se dă pentru coeficientul rezultant de transmisie a căldurii de la

ulei la apă prin ţeava valoarea medie :

a = a°u ' a c ±-*60W/oCm2 (4.45)

171

a cu + a ca

De obicei, prin circulaţia forţată uleiul din cuvă este recirculat de circa patru până la cinci

ori pe oră.

Un calcul mai exact al instalaţiei de răcire este posibil la corpurile de răcire cu un sistem

simplu de ţevi. Bazele şi relaţiile pentru calculul corpului de răcire sunt tratate în mod

amănunţit în [11].

La firmele mari, elementele de răcire sunt normalizate atât pentru răcire cu apă cât şi

pentru răcire cu aer comprimat. Astfel, de exemplu, corpurile de răcire cu aer comprimat

ale firmei Siemens se compun din elemente cu suprafaţa bazei de 1,5 X 0,27 m şi cu

înălţimea de 1,5 m, având posibilitatea de a ceda pierderi de cîte 32 kW. Temperatura

uleiului este în acest caz cu circa 40°C, superioară temperaturii de intrare a aerului.

Aceeaşi cedare de căldură pe unitatea de volum o asigură şi corpurile de răcire construite

de A.E.G.

Mai dificil este calculul instalaţiilor de răcire la care aerul este suflat prin ajutaje în sus în

lungul ondulelor cuvei şi la cele la care aerul este împins în spaţiul creat între ondulaţiile

cuvei şi o manta de conducere (fig. 4.16). Aici trebuie să se recurgă mai ales la experienţă.

La ultima variantă amintită se calculează cu un debit specific de circa 4 până la 5 m /min

kW.

4.4. Răcirea transformatoarelor

4.4.1. Răcirea transformatoarelor uscate

Transformatoarele uscate se execută relativ rar şi numai pentru puteri până la cel mult

300kVA şi tensiuni până la cel mult 10 000V, deoarece sunt mai puţin sigure în

exploatare decât transformatoarele în ulei şi deoarece pentru tensiuni mai înalte necesită

distanţe mai mari între bobinaje şi între bobinaje şi părţile care nu se găsesc sub tensiune.

La puteri peste 10 kVA transformatorul în ulei începe să fie deja mai economic. La

puterile mici, pentru care se construiesc de obicei transformatoarele uscate, nu se cere o

răcire specială, circulaţia naturală a aerului fiind suficientă pentru eliminarea căldurii

dezvoltate în transformator. Pentru mărirea suprafeţei de răcire se aşază uneori între

bobine plăci subţiri de cupru care ies în afara bobinelor [11].

172

Numai în cazurile rare când transformatoarele uscate sunt construite pentru puteri mai

mari se foloseşte răcirea cu ventilator special. în acest caz se adoptă o dispoziţie

asemănătoare cu cea de la transformatoarele în ulei cu ventilator special, cum se arată în

fig. 4.16.

4.4.2. Răcirea transformatoarelor în ulei

In prezent, majoritatea transformatoarelelor se execută de regulă ca transformatoare în

ulei, adică transformatorul propriu-zis se montează într-o cuvă umplută cu ulei, care, prin

intermediul uleiului, transmite aerului înconjurător căldura dezvoltată în transformator.

Modurile de răcire utilizate la aceste transformatoare depind de locul de montaj şi de

construcţia lor.

4o4L2olo Răcirea rniatiaraM la transformatoarele nan u l e i

Răcirea naturală, adică evacuarea căldurii fără ajutor din exterior, are avantajul că

reclamă o întreţinere redusă şi din această cauză se preferă în cazurile în care ea este

suficientă. La transformatoarele mici, pînă la circa 20 kVA, pentru evacuarea căldurii este

suficientă o cuvă cu suprafaţa netedă. Pentru puteri mai mari, pereţii laterali ai cu vei se

confecţionează din tablă ondulată, în vederea măririi suprafeţei transmiţătoare de căldură,

sau se foloseşte o cuvă cu ţevi. Cuvele simple din tablă ondulată se execută până la puteri

de aproximativ 6 000 kVA, iar cuvele cu ţevi până la puteri de aproximativ 20 000 kVA.

In fig. 4.10 este prezentat un transformator cu cuvă din tablă ondulată, iar în fig. 4.11

arătăm o cuvă cu ţevi.

173

Ţevile se sudează de peretele neted al cuvei; interiorul lor comunică cu spaţiul interior al

cuvei, astfel încât uleiul răcit coboară în ţevi în jos, iar în cuvă urcă în sus. Cantitatea de

ulei necesară va fi mai mică la cuvele cu ţevi decît la cele din tablă ondulată. In funcţie de

puterea transformatorului ţevile se dispun în două până la cinci rânduri.

La cuvele netede şi la cele din tablă ondulată, răcirea naturală poate fi îmbunătăţită în

mod simţitor dacă, cu ajutorul unei pompe speciale, se aspiră uleiul în partea superioară a

transformatorului şi se refulează în partea de jos. In acest caz rezultă o repartiţie mai

uniformă a temperaturii pe suprafaţa transformatorului (fig. 4.8).

La transformatoarele mai mari cu răcire naturală se utilizează

elemente de răcire laterale (fig.4.12), aşa-numitele radiatoare,

executate din tablă ondulată sau dintr-un număr mai mare de ţevi

şi care sunt legate cu cuva în partea de sus şi cea

de JOS ca la cuvele CU ţevi. Fig. 4.12. TransformatorPawells cu radiatoare

174

Fig.4.10 Transformator cucuva din tablă ondulată Fiff.4.11 Transformator cu

cuva cu tevi

La transformatoarele foarte mari, radiatoarele laterale se fixează cu flanşe cu şuruburi

astfel că se pot demonta pentru a uşura sau a face posibil transportul pe

calea ferată. In acest caz, flanşa din partea inferioară a cuvei se prevede cu o vană,

pentru ca transformatorul să poată fi transportat cu atâta ulei cât este necesar pentru a

feri înfăşurarea de contactul cu aerul (fig. 4.13).

Fig. 4.13. Transformator cu două radiatoare separabile prin vane (10 000 kV A, 50 kV şi 10 kV) ; pentru instalare în exterior

Necesitatea de a avea transformatoare mari, cu posibilitate de punere rapidă în funcţiune,

a dus la crearea aşa-numitelor transformatoare transportabile.

Fig. 4.14 Transformator transportabil de Fig. 4.15 Transformator transportabil de 10 MVA

100 MVA,220/110 kV, fabricat de ELIN cu răcire naturală. Fabricat de A.E.G.

Acestea se transportă pe vagoane de transport speciale (vagon cu şasiu jos) împreună cu

instalaţiile lor de răcire şi izolatoarele de trecere de înaltă tensiune, astfel că nu necesită

punere la punct specială la locul de utilizare [11]. în prezent transformatoarele

transportabile de 120 MVA la 110 şi 220 kV nu constituie rarităţi. La transformatoarele

mari, pentru reglarea tensiunii se utilizează şi un transformator suplimentar special.

în fig. 4.14 se arată un transformator de 100 MVA, 110/220 kV cu ventilaţie artificială al

firmei ELIN, iar în fig. 4.15,un transformator de 10 MVA cu răcire naturală al firmei

A.E.G.

no

4.4.2.2. Răcirea artificială

Pentru transformatoarele foarte mari şi dacă spaţiul necesar unui transformator cu

radiatoare laterale este nedorit de mare se utilizează răcirea artificială. Răcirea artificială

poate fi necesară şi la transformatoare de putere mijlocie, dacă acestea funcţionează în

camere strâmte. Ca agenţi de răcire se folosesc mai ales apa şi aerul.

O execuţie mult răspîndită în trecut a răcirii cu apă a constat dintr-o serpentină din ŢEAVA

străbătută de apă rece aşezată în ulei în partea superioară a transformatorului. La

construcţii americane, serpentina de răcire se dispune şi în interior, fixată de peretele

cuvei. Apa de răcire trebuie să fie foarte curată, fară suspensii, deoarece o depunere a

acestora în ţeava de răcire îngreunează cedarea de căldură şi în anumite condiţii poate

chiar s-o înfunde. Un avantaj al acestei instalaţii de răcire este posibilitatea de a conecta

serpentina de răcire la conducta de apă, astfel că nu mai este necesară o pompă specială.

în acest caz, serpentina de răcire este supusă unei suprapresiuni şi la o neetanşeitate a ei

apa pătrunde în cuvă. Acest pericol nu există însă dacă apa este aspirată din serpentina de

răcire de o pompă. Serpentina de răcire se confecţionează din plumb tare sau cupru.

Plumbul tare are avantajul că este insensibil faţă de influenţele chimice ale apei de răcire.

In prezent, se preferă de obicei răcirea prin circulaţie forţată, la care uleiul cald este

refulat într-o serpentină introdusă în apa de răcire.

Această instalaţie s-a reprezentat în fig. 4.16 împreună cu aparatele anexe. Separatorul de

aer montat în circuitul conductelor are rolul de a îndepărta aerul introdus eventual în ulei

de către pompă; el se montează cât mai aproape de ştuţul de intrare. Dispunerea

serpentinelor de răcire în exteriorul transformatorului are avantajul că prin aceasta

înălţimea transformatorului şi totodată cantitatea de ulei necesară, devin mai mici decât la

transformatorul cu serpentină de răcire dispusă în interiorul cuvei. La transformatoarele

176

foarte mari, în locul serpentinei de răcire se utilizează corpuri ele răcire speciale cu ţevi

care necesită un spaţiu mult mai mic decât serpentina de răcire şi la care agentul de răcire

care le traversează (apă sau aer) se poate utiliza mai eficace.

Fig. 4.16. Răcire prin circulaţie forţată ; a - conservator de ulei; b - ventil pentru intrarea uleiului; c - ventil

pentru ieşirea uleiului; d - porţiune de ţeava elastică; e - separator de aer;/pompă de ulei; g - nivelul apei de răcire;

h - ţeava de preaplin; /' - orificiu de golirea apei; le - indicator de nivel pentru ulei; / - orificiu pentru introducerea

uleiului în cuvă; m - ţeava înecată; «-serpentine de răcire; o - termometru; p - instalaţie de semnalizare.

Fig. 4.17 reprezintă un corp de răcire cu apă în contracurent, de tipul Zimmermann,

Ludwigshafen [11]. Apa de răcire intră în dispozitiv în partea de jos, trece printr-un

sistem de ţevi şi iese în partea de sus, în timp ce uleiul curge în sens contrar.

178

Fig. 4.17. Corp de răcire cu apă în

contracurent, tip Zimmermann

179

S-au construit şi corpuri de răcire corespunzătoare folosind ca agent de răcire aerul

comprimat. In fig. 4.18 se arată un element de răcire de mare suprafaţă al firmei A.E. G.

Ţevile prin care circulă uleiul la acest element sunt prevăzute cu un număr mare de

nervuri de răcire. Curentul de aer este împins spre aceste nervuri. Transformatoarele cu

cuvă din tablă ondulată se pot ventila şi cu ajutorul instalaţiei din fig. 4.19. Pentru

conducerea aerului de răcire cuva din tablă ondulată este înconjurată cu o manta de tablă.

Aerul este împins în lungul nervurilor de răcire, prin spaţiile dintre manta şi cuvă.

180

Fig. 4.19. Răcire suplimentară cu aer

a - conservator de ulei; b - manta de ventilaţie; c ventilator; ci - cavitate de ventilaţie.

Un alt mod de răcire, utilizat la cuvele obişnuite din tablă ondulată constă în dispunerea

de ajutaje pe perimetrul cuvei la aproximativ 1/3 din înălţimea ei totală şi prin care aerul

se suflă în sus, în lungul pereţilor cuvei.

In fine, transformatoarele ale căror cuve au dispozitive de răcire laterale pot fi ventilate şi

prin mai multe ventilatoare speciale. Această răcire artificială este indicată pentru

transformatoarele mari, pe când cele două instalaţii de răcire descrise mai înainte intervin

de obicei numai la transformatoare de mărime mijlocie.

Adesea suflarea cuvei se utilizează numai ca ventilaţie suplimentară, astfel încât la sarcină

moderată transformatorul este cu răcire naturală.

Ventilatoarele intră în funcţiune doar atunci când

încălzirea atinge o anumită valoare limită. Când

transformatorul este ventilat, se poate conta pe o

mărire a puterii de durată cu 30 pînă la 50 %.

Răcirea suplimentară cu aer s-a dezvoltat în

continuare. Multe firme pun sub radiatoarele

laterale ventilatoare. La transformatoarele de 100

MV A ale firmei ELIN ( fig. 4.14) instalaţia de

181

Fig. 4.18. Element de răcire de mare suprafaţă al firmei A.E.G.

Fig. 4.20. Corpul de răcire al unei fete

răcire constă din patru corpuri de răcire cu aer,

independente între ele, prevăzute cu ţevi cu

nervuri, cu circulaţie forţată de ulei şi cu câte două

ventilatoare axiale care aspiră aerul de-a lungul

corpurilor de răcire şi îl evacuează în atmosferă.

Figura 4.20 prezintă elementele de răcire ale

unei feţe frontale, cu dispozitivele de pomparefrontale a transformatorului din fig. 4.14

cu

Şl ventilare. dispozitive de pompare şi ventilaţie

4.5. Limitele de încălzire admisibile ale transformatoarelor

încălzirile maxime admisibile ale elementelor transformatorului sunt date de tabelul 4.3.,

în condiţiile conform SREEN 60076-2 - 2002, adică [5]:

- clasa de izolaţie A;

- altitudinea locului de montaj maxim 1000m;

- temperatura aerului de răcire maxim +40°C şi minim -40°C;

- în cazul răcirii cu apă, temperatura apei la intrare maxim +25°C

- tensiunea de alimentare practic sinusoidală;

- funcţionarea la puterea garantată şi la tensiunea nominală cu o variaţie în plus

de 5-10%,

Tabelul 4.3

încălziri maxime admisibile la transformatoare

Elementele transformatorului încălziream

Metoda ele măserare

înfăşurări (supratemperatura medie) 65 Prin variaţia rezistenţeiMiezul magnetic 75 Cu termometrulUleiul (temperatura maximă) 60 Cu termometrul

în cazul în care temperatura aerului depăşeşte 40°C cu până la 5°C, respectiv cu

până la 10°C, supratemperaturile (încălzirile) admisibile de funcţionare indicate în tabelul

4.3 se reduc cu 5°C respectiv 10°C.

182

Dacă transformatorul este destinat să funcţioneze la o altitudine mai mare de

lOOOm, temperaturile din tabelul 4.3 trebuie să fie reduse în funcţie de altitudinea locului

de montaj. Se va ţine seama că transformatoarele încercate la lOOOm altitudine se vor

încălzi în plus la fiecare lOOm altitudine suplimentară cu 0,4% în cazul

transformatoarelor cu răcire NL (circulaţia uleiului naturală, răcirea uleiului liberă) şi cu

0,6% în cazul transformatoarelor NS şi FS (circulaţia uleiului naturală, răcirea uleiului

prin suflare cu aer, respectiv circulaţia uleiului forţată, răcirea uleiului prin suflare cu aer).

La transformatoarele răcite cu apă nu se face nici o corecţie în funcţie de altitudinea

locului de montaj.

Limitele supratemperaturilor admisibile ale maşinilor electrice rotative şi

transformatoarelor expuse Cap.3.5 sunt obligatorii şi sunt valabile în lipsa altor indicaţii

speciale.

întreprinderile constructoare de maşini electrice rotative şi transfomatoare, dau în cadrul

instrucţiunilor de exploatare indicaţii privind temperaturile diferitelor părţi ale maşinii,

admise în timpul exploatării. Depăşirea acestor limite, este un indiciu ai apariţiei unui

defect.

4.6. Noi soluţii constructive şi tehnologii pentru creşterea transferului de căldură la

transformatoare

La transformatoarele de putere mare şi de tensiune înaltă se utilizează ca agent de

răcire şi izolare de obicei uleiul. Un dezavantaj al transformatoarelor în ulei este pericolul

de incendiu la apariţia unui arc electric în transformator. Din această cauză, a existat deja

de mult dorinţa de a se realiza un mediu izolant şi de răcire lichid, neinflamabil. El a fost

găsit în combinaţiile cu clor ale benzolului şi ale difenolului şi a devenit cunoscut în

Germania sub numele de clophen, iar în S.U.A. se produc transformatoare de puteri mari

cupyranol.

în S.U.A. se utilizează răcirea transformatoarelor prin vaporizare. Pachetul de tole

şi înfăşurarea sunt scăldate cu metan fluorurat lichid cu rigiditate dieléctrica mare şi o

căldură de vaporizare mare, care se condensează la temperatura camerei.

Sunt încercări de utilizare a tuburilor termice pentru a creşte cantitatea de căldură

transferată şi a mări viteza de transfer a căldurii în mediul ambiant.183

Transformatoarele aflate în fabricaţie la SC ELECTROPUTERE SA Craiova şi

destinate reţelelor electrice naţionale, în funcţie de puterea de încărcare, au sisteme de

răcire ONAN/ONAF: respectiv cele cu puteri până la 25 MVA şi sistem de răcire OFAF

cele cu puteri între 40 MVA şi 160 MVA.

Pe plan mondial, sunt realizate transformatoare la puteri mai mari de 40 MVA

având sisteme de răcire mixte SMR de tip ONAN/ONAF/OFAF.

Sistemele ONAN - ONAF presupun circulaţia naturală a uleiului prin radiatoarele

de răcire şi circulaţia naturală a aerului, respectiv suflajul forţat al aerului cu

ventilatoare. Sistemul OFAF asigură o circulaţie forţată a uleiului realizată cu

electropompe de ulei şi suflarea aerului cu ventilatoare.

Avantajele acestui sistem de răcire constau în:

- posibilitatea funcţionării transformatoarelor la diferite puteri funcţie de regimul de

încărcare şi anume: până la 70% din puterea plină corespunzător răcirii ONAN, până la

85% din puterea plină corespunzător răcirii ONAF şi la puterea plină

corespunzător răcirii OFAF;

- facilităţi în funcţionare prin asigurarea circulaţiei naturale a uleiului prin pompele

speciale de tip elicoidal chiar şi atunci când ele nu sunt în funcţiune (ONAN);

- consum minim de materiale;

- reducerea consumului de energie electrică cu aproximativ 35%.

Având în vedere avantajele prezentate de sistemele mixte de răcire -SMR, la SC

ELECTROPUTERE s-a trecut la modernizarea transformatoarelor de puteri mai mari de

40 MV A şi înlocuirea bateriilor de răcire existente cu două sau mai multe grupuri SMR

ONAN/ONAF/OFAR

Sistemele mixte de răcire sunt prezentate în schiţele de mai jos în care se pot vedea:

construcţia sistemului ( radiatoare, ventilatoare, pompe), dispunerea lor şi realizarea

circuitului de ulei.

184

O N A N O N A F D F A F

Fig. 4. 21. Sistemele mixte de răcire

In construcţiile clasice, este asimilată electropompa de tip centrifugal care datorită

construcţiei nu permite circulaţia naturală a uleiului în cazul răcirii ONAF. Elementul de

noutate îl constituie introducerea unei pompe de construcţie specială, cu elice elicoidală:

care se poate monta pe circuitul direct radiatoare - cuvă fără a împiedica circulaţia

naturală a uleiului în cazul nefuncţionării sale. Schiţa alăturată indică schematic

elementele componente ale pompei de tip elicoidal precum şi sensul de circulaţie al

uleiului prin interiorul său. în timpul răcirii ONAF, forma elicoidală a paletei şi

dispunerea pe axul motorului permite trecerea uleiului prin interiorul pompei şi atunci

când electromotorul este în stare de repaus.

în cazul răcirii OFAF, când pompa funcţionează, elicea elicoidală conduce uleiul cald

care vine prin radiatoare, spre partea inferioară a bobinajelor cu viteză mărită asigurând

reducerea forţată permanentă a uleiului între cuvă şi radiatoare. La Electroputere,

transformatoarele fabricate în gama de puteri 40 MVA - 100 MVA au sistem de răcire

OFAF, iar sistemul de răcire ONAN/ONAF/OFAF a constituit o noutate şi nu a fost

materializat până de curând în fabricaţie curentă. Sistemul SMR: ONAN/ONAF/OFAF se

realizează cu radiatoare clasice cu lire, ventilatoare şi pompă de tip elicoidal pe circuitul

185

Fig. 4. 22. Pompa cu elice elicoidală

principal între radiatoare şi cuvă. Când ventilatoarele şi pompa nu funcţionează,

transformatorul funcţionează în regim ONAN. Când intră în funcţiune ventilatoarele se

realizează răcirea ONAF şi când intră în funcţiune şi pompa de ulei se asigură sistemul

complet de răcire OFAF şi transformatorul se află la încărcarea de sarcină maximă. In

prezent transformatoarele de puteri 63 MVA şi mai mari funcţionează în sistem de răcire

OFAF cu baterii de răcire al căror consum de energie este mare şi conduce la preţuri

ridicate.

Dovedindu-se mai avantajos din punct de vedere economic sistemul amintit ar putea fi

înlocuit cu sistemul de răcire clasic ONAN/ONAF cu radiatoare şi ventilatoare. întrucât

transformatoarele în gama de puteri 63 MVA - 160 MVA, necesită suprafeţe de răcire

foarte mari, care să acopere nivelul de pierderi relativ ridicat, ar fi nevoie de un număr

mare de radiatoare cu suprafeţe mari de răcire. Acest lucru nu este posibil, deoarece

spaţiul pe cuvă este limitat ca şi la locul de montaj. Deci, constructiv, nu se preferă

varianta răcirii ONAN/ONAF.

Datorită acestor incoveniente de ordin economic şi constructiv, s-a impus adoptarea unui

nou sistem de răcire la transformatoarele de medie şi mare putere ( 63 MV A) şi anume

utilizarea sistemelor mixte de răcire ONAN/ONAF/OFAF în construcţia modernizată cu

radiatoare răcite cu ventilatoare şi pompe pentru circulaţia forţată a uleiului.

Sistemele mixte de răcire pot fi asigurate prin grupurile de răcire de o anumită valoare a

puterii disipate : 50, 80 sau 100 kW, numărul acestor grupuri SMR fiind stabilit în funcţie

de nivelul total de pierderi pe transformator. Prezentăm în continuare un transformator de

putere 63 MV A la 1 lOkV modernizat cu sistemul mixt de răcire SMR:

ONAN/ONAF/OFAF realizat cu radiatoare suflate cu aer şi pompe de tip elicoidal.

186

Fig. 4.23 Transformator modernizat cu SMR realizat cu radiatoare suflate cu aer

şi pompe de tip elicoidal

Grupul de răcire SMR de 100 kW are următoarele părţi componente principale aşa cum

sunt prezentate şi în schiţa transformatorului de mai sus :

- 1 - radiatoare cu ţevi de tip liră: T 2200 cu 18 perechi de lire

- 2 - ventilatoare tip VART 630 cu suflaj vertical cu puterea de 0,55 kW

- 3 - electropompă de tip elicoidal pentru circulaţia uleiului

- 4 - indicator de circulaţie ulei tip IM1CSL - 125- CR

- 5 - colector comun superior cu robineţi de tip clapet- mărime Dn 125 pentru

racordarea radiatoarelor la cuvă

- 6 - colector comun inferior cu robineţi de tip clapet pentru racordarea

radiatoarelor la cuva transformatorului, respectiv la pompa de ulei

- 7 - racord "L" pe circuitul radiatoare- pompă Caracteristicile tehnice

principale ale grupului SMR - 100 kW sunt: Radiatoarele T 2200 - 18

=2 buc.

- număr lire 36 -

masă ulei 1200 kg -suprafaţa geometrică de răcire 166

m

- greutatea totală a radiatoarelor 2280 kg

- temperatura maximă a uleiului la intrarea în radiator 100°C

- temperatura uleiului la ieşirea din radiator la puterea nominală 93°C187

- presiunea la funcţionare 0,4 barr

- presiunea de probă 1 barr

Electropompă de tip elicoidal = 1 buc

- diametrul activ nominal 0125 mm

188

- debit nominal 500/1000 1/min

189

- puterea nominală Indicatorul magnetic intercalat de circulaţie spre

stânga = 1 buc. -tip

0,4kW

IMICSL-125

190

- diametrul nominalDn 125

mm

191

- tensiune nominală 380 V

192

- curent nominal 2 A

- frecventa nominală 50 Hz

- presiunea nominală 2,5 barr

Ventilatoare = 2 buc.

- tip VART 630PK/A, 220/380V, 50Hz, 0,55kW, lOOOrot/min

- debitul total de ulei 16000 m7h

196

nivel global de zgomot 78 dB

197

CONCLUZII

Răcirea echipamentelor electrotehnice este necesară pentru a garanta buna

funcţionare şi de lungă durată a acestora. Soluţiile actuale de răcire asigură transferul

căldurii dezvoltate în echipamentele electrice în funcţiune în virtutea legii transformării

unei părţi din energia electromagnetică în energie termică.

In primul capitol s-a prezentat pe scurt procesul de încălzire al echipamentelor

electrotehnice şi teoria transferului de căldură din acestea la mediul ambiant.

In capitolul al doilea s-a făcut o analiză a transferului de căldură în echipamentele

electrotermice. Acestea folosesc energia electrică pentru obţinerea energiei termice

necesare unui proces tehnologic: de topire, tratament termic, deformare la cald etc. La

echipamentele electrotermice căldura obţinută trebuie utilizată, iar construcţia

instalaţiilor electrotermice urmăreşte în primul rând ca pierderile de căldură să fie

minime. De aceea s-au prezentat pe scurt materialele refractare şi cele termoizolante

care se utilizează la construcţia acestora. S-a punctat totodată necesitatea realizării unei

răciri eficiente la cuptoarele de inducţie.

în capitolul trei accentul se pune pe evacuarea căldurii din maşinile electrice şi

deci pe sistemele de ventilaţie ale acestora, arătându-se şi soluţiile constructive

respective. Se analizează câţiva factori care influenţează răcirea maşinilor electrice,

precum şi limitele de încălzire admisibile ale acestora. Apoi sunt prezentate pe scurt

câteva soluţii şi tehnologii de răcire a maşinilor electrice: utilizarea hidrogenului ca

agent de răcire, a antigelului, precum şi utilizarea tubului termic ca echipament de

transfer al căldurii.

în capitolul patru s-au prezentat sistemele de răcire ale transformatoarelor

electrice de putere în strânsă legătură cu repartiţia temperaturii în interiorul

transformatorului şi cu mecanismul transferului căldurii din interiorul

transformatorului în exteriorul acestuia. Sunt discutate câteva soluţii constructive de

sisteme de răcire a transformatoarelor precum şi limitele de încălzire admisibile ale

198

acestora. In final sunt punctate câteva soluţii de răcire a transformatoarelor: utilizarea

tuburilor termice în realizarea de schimbătoare de căldură şi un sistem mixt de răcire

realizat la un transformator de 63 MV A. Principalele concluzii care se desprind din

acest referat sunt:

1. încălzirea echipamentelor electrice se produce atunci când acestea

funcţionează şi poate conduce la nefuncţionarea corectă şi chiar la

distrugerea lor;

2. Transferul de căldură din echipamentele electrice la mediul

ambiant, adică ventilaţia sau răcirea, este necesar pentru buna

funcţionare şi de durată a acestora ;

3. Creşterea cantităţii de căldură transferată din echipamentele

electrice la mediul ambiant este o preocupare permanentă a

specialiştilor, astfel încât echipamentele electrice să suporte

supraîncărcări accidentale sau de scurtă durată fară a se deteriora;

4. Transferul de căldură poate fi îmbunătăţit, atât prin modernizarea

actualelor instalaţii de răcire, precum şi prin găsirea de noi soluţii sau

tehnologii.

In continuare vor fi abordate unele soluţii de modernizare a unor echipamente

electrotehnice prin realizarea de noi instalaţii de răcire:

- se va analiza o soluţie de modernizare şi îmbunătăţire a răcirii inductorului

la cuptoarele electrice prin inducţie cu creuzet;

- se va analiza o soluţie de modernizare a instalaţiei de răcire la un

hidrogenerator;

- se va analiza o soluţie de modernizare a instalaţiei de răcire la un

transformator electric de putere prin utilizarea tuburilor termice.

199

BIBLIOGRAFIE

I] Cioc L, Boroş I., Cristea N., -MAŞINI ELECTRICE- îndrumar de proiectareEditura Scrisul Românesc Craiova 1976 2] Comşa

D., Darie S., Maier V., Chindriş M., - Proiectarea instalaţiilorelectrice industriale, Ed. Didactică şi Pedagogică Bucureşti, 1979 3]

Dordea T., - Maşini electrice, Ed. Didactică şi Pedagogică Bucureşti, 1977

4] Floriganţă Gh.- Utilaje electrotermice industriale, Editura UNIVERSITARIACraiova, 1995

5] Fransua AL, Nicolaide A., Trifu Gh. - Maşini electrice uzuale - Exploatare şiregimuri de funcţionare. Editura Tehnică Bucureşti 1973 6]

Kostenko M., Piotrovski L., - Electrical Machines, Ed. MIR Moscova 1969

7] Micu E., - Construcţia şi exploatarea cuptoarelor electrice de topire dinindustrie, Editura Tehnică Bucureşti, 1975 8] Neacă I. -

Electrotermie-Fundamente şi aplicaţii, Editura UNIVERSITARIACraiova, 2001

9] Nicola D. A., Bulucea Aida Cornelia, - Electrotehnică, Echipamente şi MaşiniElectrice volI-II Editura SITECH Craiova, 2005

10] Richter R. - Maşini electrice- voi I Elemente generale de calcul,Editura Tehnică Bucureşti 1958

II] Richter R. - Maşini electrice — voi III Transformatorul, EdituraTehnicăBucureşti 1960

12] * * * Prospecte SC ELECTROPUTERE SA CRAIOVA

13] * * * Prospecte ELIN

14] * * * Prospecte AEG

15] * * * Prospecte ABB

16] * * * Colecţia revistei Transmission & Distribution 1998-2003

SR CEI 34-5/1993 : Maşini electrice rotative. Partea 5: Clasificarea gradelor deprotecţie asigurate de învelişurile maşinilor electrice rotative (cod IP)

SR CEI 34-6/ 1994 : Maşini electrice rotative. Partea 6: Moduri de răcire (cod IC)

STAS 440/2-90 : Transformatoare trifazate de putere, în ulei; 2,5...6,3 MV A şi10. ..35 kV. Condiţii tehnice de calitate STAS 440/3-90 :

Transformatoare trifazate de putere, în ulei; 10...63 MV A şi20. ..110 kV. Condiţii tehnice de calitate STAS 811-83 : Uleiuri

electroizolante. Ulei mineral neaditivat Tr 30 pentrutransformatoare şi întreruptoare electrice

STAS 1038/4-76 : Transformatoare. Funcţionare, caracteristici, încercări. Terminologie

STAS 1703/1-80 : Transformatoare de putere. Condiţii tehnice generale de calitate

STAS 1703/2-80 : Transformatoare de putere. încălzirea

STAS 1893/1-87 : Maşini electrice rotative. Condiţii tehnice generale

STAS 1893/2-87 : Maşini electrice rotative. Reguli şi metode pentru verificarea calităţii

STAS 1893/3-87 : Maşini electrice rotative. Marcare, ambalare, livrare, garanţii, documente

STAS 5325-79 : Grade normale de protecţie asigurate prin carcase. Clasificare şi metode de verificare

STAS 6247-87 : Materiale electroizolante pentru maşini şi aparate electrice. Evaluare şi clasificare în funcţie de stabilitatea termică