transfer caldura
TRANSCRIPT
TRANSFERUL DE CĂLDURĂ
1 MODURILE FUNDAMENTALE DE TRANSFER DE CĂLDURĂ
Transferul de căldură se referă la procesele ireversibile ale propagării căldurii icircn spaţiu
ca urmare a schimbului de energie termică icircntre două corpuri două regiuni ale aceluiaşi corp
sau două fluide ca rezultat al unei diferenţe de temperatură icircntre acestea Scopul studiului
transferului de căldură este determinarea cantităţii de căldură schimbată icircn unitatea de timp icircn
condiţii date de temperatură şi verificarea compatibilităţii materialelor folosite icircn construirea
echipamentelor şi instalaţiilor cu regimul de temperaturi la care sunt supuse
Transferul de căldură respectacircnd cele două principii ale termodinamicii se realizează
icircn trei moduri prin conducţie prin convecţie şi prin radiaţie Aceste moduri pot exista separat
sau cel mai adesea combinate icircn procese complexe de schimb de căldură
1 Conducţia termică este procesul de transfer al căldurii dintr-o regiune cu
temperatură mai ridicată către o regiune cu temperatură mai coboracirctă icircn
interiorul unui mediu solid lichid sau gazos sau icircntre medii diferite icircn contact
fizic direct sub influenţa unei diferenţe de temperatură fără existenţa unei
deplasări aparente a particulelor care alcătuiesc mediile respective
2 Convecţia termică reprezintă procesul de transfer al căldurii prin acţiunea
combinată a conducţiei termice a acumulării de energie internă şi a mişcării de
amestec Convecţia este cel mai important mecanism de schimb de căldură
icircntre o suprafaţă solidă şi un fluid (lichid sau gaz) icircntre care există contact
direct şi mişcare relativă Fenomenul convecţiei este icircntotdeauna icircnsoţit de
conducţie (icircn fluide poate exista conducţie practic fără convecţie dacă volumul de
fluid este foarte mic - material poros de exemplu) şi de radiaţie (cu rare excepţii icircn
cazul fluidelor opace ca mercurul de exemplu) Convecţia termică este un fenomen
foarte complicat icircn general neliniar (de regulă este icircnsoţit de turbulenţă) care se
poate studia prin metodele similitudinii şi analogiei
3 Radiaţia termică este procesul prin care căldura este transferată de la un corp
cu temperatura ridicată la un corp cu temperatura coboracirctă corpurile fiind
separate icircn spaţiu Schimbul de căldură prin radiaţie se datorează naturii
electromagnetice a energiei transferate sub formă de cuante de energie
Procesele de transfer de căldură sunt procese complexe icircn care apar simultan două sau
trei din modurile fundamentale de căldură
1
2 TRANSFERUL DE CĂLDURĂ PRIN CONVECŢIE
21 GENERALITĂŢI
Transferul de căldură prin convecţie are loc icircn cacircteva etape
Iniţial căldura trece prin conducţie termică de la suprafaţa peretelui la particulele de
fluid adiacente acestuia ceea ce are ca efect ridicarea temperaturii şi energiei interne a acestor
particole de fluid aceste procese se desfăşoară icircn stratul de fluid de lacircngă perete denumit
strat limită
Icircn continuare aceste particule cu energie mai mare se deplasează către zone de fluid
cu temperaturi mai scăzute unde prin amestec cu alte particule transmit o parte din energia
lor
Prin urmare convecţia este un proces de transfer de energie masă şi implus Energia
este icircnmagazinată icircn particulele de fluid şi transportată ca rezultat al mişcării acestora
Mecanismul procesului nu depinde direct de diferenţa de temperatură dar efectul net este
acela al transferului de energie icircn sensul scăderii temperaturii
Icircn timp ce conductibilitatea are un caracter microscopic deoarece căldura se transmite
de la particulă microscopică la particulă microscopică prin transfer de energie nemijlocit
convecţia este un transfer macroscopic de căldură deoarece se produce prin intermediul unor
cantităţi macroscopice de fluid De menţionat că şi icircn cazul convecţiei fluidul icircnmagazinează
energia termică prin majorarea energiei cinetice şi potenţiale a moleculelor sale deci şi
această icircnmagazinare are tot un caracter microscopic - molecular dar transportul icircnsuşi are
caracter macroscopic
Transmiterea de căldură prin convecţie se poate produce prin curenţi liberi sau prin
curenţi forţaţi Curenţii liberi apar icircn masa fluidului datorită variaţiei de densitate a acestuia icircn
diferite regiuni ale sale variaţie provocată de diferenţele de temperatură Ei apar cacircnd fluidul
se poate mişca liber şi cacircnd icircn masa lui există forţe ascensionale provocate de diferenţele de
densitate suficient de mari pentru a icircnvinge gravitatea şi forţele tangenţiale interne datorate
vacircscozităţii
Intensitatea procesului de transmisie a căldurii prin convecţie depinde icircn foarte mare
măsură de mişcarea de amestec a fluidului ale cărui caracteristici de curgere trebuie
cunoscute Icircn funcţie de cauza mişcării convecţia este clasificată icircn
- convecţie liberă sau naturală ndash cacircnd mişcarea de amestec este rezultatul
diferenţelor de densitate produse de gradienţii de temperatură
2
- convecţie forţată ndash cacircnd mişcarea de amestec este rezultatul unor cauze
externe precum pompe ventilatoare etc
Relaţia de bază a transferului de căldură prin convecţie datorată lui Newton (1701)
permite calculul căldurii schimbate icircntre un fluid şi suprafaţa unui perete
][WTATTAQ sf ∆=minus= αα (1)
][ 2mWTAQqs ∆== α (2)
unde
Q este fluxul de căldură transferat prin convecţie icircn W
q - fluxul termic unitar de suprafaţă icircn Wm2
α - coeficientul de schimb de căldură prin convecţie icircn W(m2sdot oC)
Tf Ts - temperatura fluidului la o distanţă suficient de mare de suprafaţă respectiv a
suprafeţei peretelui icircn oC
∆T ndash diferenţa de temperatură icircntre fluid şi peret sf TTT minus=∆ icircn oC
A ndash aria suprafeţei de schimb de căldură a peretelui icircn m2
Adoptarea valorii absolute a diferenţei de temperatură presupune că fluxul de căldură
Q este pozitiv icircn sensul descreşterii temperaturii
Analogia electrică a transferului de căldură permite introducerea conceptului de
rezistenţă termică Legea lui Ohm pentru circuitele electrice conduce la ecuaţia de curent
eRUI ∆
= (3)
unde ∆U este diferenţa potenţialelor din noduri iar Re ndash rezistenţa electrică
Prin analogie se poate scrie
RTq ∆
= (4)
unde q este fluxul termic unitar ∆T ndash diferenţa de temperatură iar R ndash rezistenţa termică
Din comparaţia relaţiilor (2) şi (4) rezultă expresia rezistenţei termice la schimbul de
căldură prin convecţie
W])Cm[(1 o2 sdot=αconvR (5)
3
22 CONVECŢIA LIBERĂ
Din ecuaţia (1) rezultă că la arie de schimb de căldură constantă A şi la diferenţă de
temperatură constantă fluxul termic poate fi modificat pe baza coeficientului de convecţie α
De altfel acesta este un factor limitativ al regimului termic al echipamentelor electrice
cunoaşterea valorii lui şi măsurile justificate tehnico-economic pentru creşterea acestei valori
fiind o cale de icircmbunătăţire a performanţelor echipamentelor respective
221 Bazele transmiterii căldurii icircntre fluide prin pereţi solizi
S-a constatat experimental că icircn condiţiile curgerii turbulente intensitatea convecţiei
este maximă de aceea se recomandă ca vitezele fluidelor să fie astfel alease icircncacirct curgerea să
fie turbulentă
Icircn cazul schimbului de căldură icircntre un fluid şi o suprafaţă solidă căldura trebuie să
străbată aşa numitul strat limită termic ce se formează la interfaţa dintre fluid şi suprafaţa
solidă
Prin analogie cu stratul limită hidrodinamic stratul limită termic este definit ca zona
adiacentă suprafeţei solide icircn care temperatura fluidului variază de la o valoare Tp la o valoare
T din masa curentului de fluid
Modelul transferului de căldură icircntre fluid şi suprafaţa solidă consideră că icircntreaga
rezistenţă la transferul de căldură este concentrată icircn stratul limită deoarece icircn afara acestuia
deplasarea fluidului nefiind afectată de prezenţa solidului şi de forţele de frecare vacircscoasă
temperatura fluidului este uniformă
Fluxul de căldură Q schimbat icircntre fluid şi perete este proporţional cu suprafaţa de
contact A şi cu diferenţa de temperatură ∆T icircn stratul limită termic (Fig 21)
TAQ ∆sdotsdot= α (6)
unde dacă direcţia transferului de căldură este de la perete la fluid (a) respectiv
dacă direcţia transferului de căldură este de la fluid la perete (b)
TTT p minus=∆
pTTT minus=∆
Icircn ecuaţia de mai sus
α este coeficientul de schimb superficial de căldură prin convecţie icircn Cm
Wo2 sdot
- cu cacirct α este
mai mare transmisia căldurii prin convecţie este mai eficientă
T ndash temperatura fluidului icircn oC
Tp ndash temperatura peretelui la suprafaţa sa de contact cu fluidul icircn oC
Relaţia de mai sus se numesşe ecuaţia de răcire a lui Newton
4
Coeficientul de schimb superficial de căldură depinde de mulţi factori printre care
bull natura fluidului - α este mult mai mare la lichide decacirct la gaze
bull viteza fluidului - cu cacirct viteza este mai mare α este mai mare astfel icircncacirct convecţia
forţată este mult mai eficientă decacirct convecţia liberă
bull poziţia şi geometria suprafeţei α este mai mare pentru suprafeţe verticale decacirct pentru cele
orizontale şi mai mare pentru suprafeţe plane decacirct pentru cele cilindrice
bull diferenţa de temperatură perete-fluid ( ) 412TT minusasympα
bull felul curgerii fluidului ndash α este mai mare icircn cazul curgerii turbulente decacirct icircn al
curgerii laminare prezenţa nervurilor şicanelor etc favorizează turbulenţa şi măresc
valoarea coeficientului
Fig 21 Transferul căldurii de la un perete la fluid (a) şi invers (b)
Dacă de o parte şi de alta a peretelui solid se află fluide cu temperaturi diferite
fenomenul transmiterii căldurii este mai complex şi se caracterizează printr-o convecţie de la
fluidul 1 la peretele solid 2 o conductibilitate prin peretele solid 2 şi din nou printr-o
convecţie de la peretele solid la fluidul 3 (Fig 22)
31 TT gt
Fig 22 Transfer termic icircntre fluidele 1şi 3 prin peretele solid 2
5
Transmiterea de căldură prin convecţie poate fi mult activată atunci cacircnd se
intenţionează acest lucru dacă fluidul este adus icircn mod artificial icircn stare turbionară deoarece
pe de o parte se micşorează astfel grosimea stratului limită iar pe de altă parte se favorizează
contactul unei cantităţi cacirct mai mari de fluid cu pereţii Aceasta echivalează icircnsă cu o
majorare a pierderilor de energie hidraulică prin frecarea fluidului de pereţi şi prin turbionări
Pentru calculul căldurii transferate icircntr-un timp t [h] sau [s] printr-o suprafaţă de perete
A [m2] se utilizează formula lui Newton sub forma
tTAQ sdot∆sdotsdot=α [kJ]
(7)
Ecuaţia de răcire a lui Newton nu exprimă o lege fizică ci una de definire a
coeficientului individual de transfer de caldură deoarece α nu este o constantă fizică
caracteristică mediului fluid ci o mărime fizică ce depinde după o lege complexă de mai
multe variabile incluzacircnd proprietăţile fluidului (λ η ρ cp) viteza fluidului v temperatura
fluidului T şi de geometria sistemului In general
)( 211 llvTcf ρηλα = (8)
Pentru stabilirea unor relaţii de calcul ale lui α icircn principiu se poate utiliza ecuaţia de
răcire a lui Newton şi ipoteza ca icircn stratul limită caldura se transferă prin conductivitate
adică
tlTAtTAQ sdotpartpartsdotsdotminus=sdot∆sdotsdot= λα (9)
Din (9) rezultă
lT
T partpartsdot
∆minus=
λα (10)
care exprimă legătura dintre α şi λ icircn stratul limită al aceluiaşi fluid Ecuaţia (10)
reprezintă icircn acelaşi timp şi una dintre ecuaţiile de bază ale transmiterii de căldură prin
convecţie icircn stratul limită deci reprezintă una dintre ecuaţiile de contur ale convecţiei
Utilizarea acestei relaţii implică cunoaşterea gradientului de temperatură lT partpart icircn
stratul limită termic şi a celor două temperaturi Tp şi respectiv T
Pentru a determina aceste mărimi trebuie cunoscută legea de distributie a
temperaturilor icircn stratul limită care se stabileşte prin integrarea ecuaţiei diferenţiale a
distribuţiei temperaturilor icircntr-un fluid icircn mişcare
6
222 Ecuaţia diferenţială a distribuţiei temperaturilor icircntr-un fluid icircn mişcare
(ecuaţia Fourier-Kirchhoff)
Această ecuaţie exprimă legea conservării energiei termice aplicată asupra unui volum
elementar delimitat din masa unui fluid icircn curgere Legea conservării căldurii se aplică sub
forma unui bilanţ termic efectuat pentru un volum elementar de forma paralelipipedică avacircnd
dimensiunile laturilor ∆x ∆y si ∆z raportat la un sistem de coordonate ortogonal (Fig 23)
Deoarece fluidul din elementul de volum este icircn mişcare la icircntocmirea bilanţului
termic se ţine seama că fluxul de căldură intră şi iese din elementul de volum prin două
mecanisme ce se desfăşoară simultan conductivitatea termică şi convecţia Bilanţul termic se
exprimă prin relaţia generală
eicvcdac QQQ minus=+ (11)
unde Qaccd+cv reprezintă fluxul de căldură acumulat icircn elementul de volum prin
conductivitate şi convecţie Qi ndash fluxul de căldură intrat icircn elementul de volum prin cele două
mecanisme iar Qe - fluxul de căldură ieşit din elementul de volum prin cele două mecanisme
Căldura totală acumulată icircn elementul de volum poate fi considerată ca fiind suma
acumulărilor după cele 3 direcţii ale sistemului de coordonate
aczacyacxac QQQQ ++= (12)
Fluxul de caldură convectiv poate fi exprimat prin ecuaţia calorimetrică ca produs
icircntre debitul masic de fluid căldura specifică şi temperatura fluidului
TcAvTcMQ ppm sdotsdotsdotsdot=sdotsdot= ρ (13)
De asemenea s-a considerat că produsul (ρvxT) este variabil pe direcţia x
Fig 23 Transmiterea fluxului de căldură pe direcţia x
7
Fluxul intrat şi ieşit prin conductivitate se calculează cu legea Fourier
Cu aceste observaţii rezultă
- căldura acumulată după direcţia x
( ) zyTvTvczyxT
xTQ xxxxxpxxxacx ∆∆minus+∆∆⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛
partpart
minuspartpart
= ∆+∆+ )()( ρρλλ (14)
- căldura acumulată după direcţia y
( ) zxTvTvczxxT
yTQ yyyyypyyyacy ∆∆minus+∆∆⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛partpart
minuspartpart
= ∆+∆+ )()( ρρλλ (15)
- căldura acumulată după direcţia z
( ) yxTvTvcyxzT
zTQ zzzzzpzzzacz ∆∆minus+∆∆⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛
partpart
minuspartpart
= ∆+∆+ )()( ρρλλ (16)
Acumularea de caldură icircn elementul de volum determină variaţia icircn timp a
temperaturii fluidului din elementul de volum astfel icircncacirct acumularea totală poate fi
exprimată şi prin relaţia
tTVcQ pac partpart
∆= ρ (17)
Prelucracircnd relaţiile icircn ipoteza cp şi λ constante rezultă
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
partpart
+part
part+
partpart
minus⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
part
part+
part
part+
part
part=⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛partpart
+partpart
+partpart
+partpart
zv
yv
xv
TczT
yT
xT
zTv
yTv
xTv
tTc zyx
pzyxp)()()(
2
2
2
2
2
2 ρρρλρ
(18)
Relaţia de mai sus reprezintă forma generală a ecuaţiei diferenţiale a distribuţiei
temperaturilor icircntr-un fluid icircn mişcare (ecuaţia Fourier-Kirchhoff) Aceasta poate fi scrisă
icircntr-o formă mai restracircnsă prin utilizarea operatorilor matematici
- derivata substanţială a temperaturii
zTv
yTv
xTv
tT
tTD
zyxs
partpart
+partpart
+partpart
+partpart
=d
(19)
- laplaceanul temperaturii
8
2
2
2
2
2
22
zT
yT
xTT
partpart
+partpart
+partpart
=nabla (20)
- divergenţa produsului (ρv)
zv
yv
xvv zyx
partpart
+part
part+
partpart
=nabla)()()()( ρρρρ (21)
Cu aceste notaţii ecuaţia distribuţiei temperaturilor devine
)(2 vTcTdt
TDc p
sp ρλρ nablaminusnabla= (22)
Ecuaţia de mai sus se simplifică icircn următoarele condiţii
- regim staţionar cacircnd 0=partpart
tT (23)
- fluid necompresibil cacircnd 0)( =nabla vρ (24)
şi ecuaţia devine Tdt
TDc s
p2nabla= λρ (25)
- mediu imobil cacircnd 0=== zyx vvv şi TtTc p
2nabla=partpart λρ (26)
care este tocmai ecuaţia diferenţială a conductivităţii termice
- mediu imobil si regim stationar (27) 02 =nabla T
Prin integrarea ecuaţiei diferenţiale Fourier-Kirchhoff se obţine funcţia de distribuţie
a temperaturilor in interiorul fluidului icircn mişcare Această funcţie permite determinarea
gradientului de temperatură şi a potenţialului individual icircn stratul limită icircn funcţie de care se
poate stabili o relaţie de calcul al coeficientului de transfer de caldură
Soluţii analitice nu sunt icircnsă posibile decacirct pentru cazuri simple
In aceste condiţii determinarea coeficienţilor de transfer de căldură se face
experimental corelarea datelor experimentale făcacircndu-se prin ecuaţii criteriale deduse prin
metodele similitudinii şi analizei dimensionale
9
223 Similitudinea proceselor termice
Procedeul similitudinii cunoscut şi aplicat cu succes icircn hidrodinamică a fost folosit
pentru prima dată icircn studiul convecţiei de către Nusselt El a aplicat o metodă riguroasă
pentru determinarea criteriilor de similitudine plecacircnd de la ecuaţiile diferenţiale ale
transferului de căldură
- ecuaţia de continuitate (legea conservării masei cu caracter pur hidrodinamic)
- ecuaţia de mişcare a fluidelor vacircscoase
- ecuaţia Navier-Stokes (ecuaţia de curgere) după cele trei axe de coordonate (cu
caracter pur hidrodinamic)
- ecuaţia de conservare a energiei termice şi hidraulice (cu caracter termic şi hidro-
dinamic)
- ecuaţia condiţiilor de contur
Icircn toate aceste ecuaţii s-au introdus următorii factori adimensionali care nu trebuie
confundaţi cu criteriile de similitudine şi care sunt rapoarte icircntre mărimile fizice care
intervin icircn ecuaţiile de mai sus scrise atacirct pentru original cacirct şi pentru model
bull fl = ll - pentru lungimi
bull fv=vv - pentru viteze
bull fp=pp - pentru presiuni
bull fρ=ρρ- pentru densităţi
bull fν = νν - pentru vacircscozităţi
bull fT= TT - pentru temperaturi
bull fa = aa - pentru difuzibilitatea termică
bull fα=αα- pentru convecţie
bull fλ=λλ - pentru conductibilitate
Scriind expresia fiecărui factor de scară se obţine
lplp
lvlv
ρρ
2
2= sau
Euvp
vp
=== 22 ρρ
(28)
un criteriu pur hidrodinamic denumit criteriul Euler
2
2
2
2
lvvl
lvlv
υυ
= sau
10
Re
===υυ
lvvl (29)
criteriul hidrodinamic denumit criteriul Reynolds
2
2
TT
gg
ll
vv
∆∆
sdotsdot=sdotsdotββ
υυ sau
22
vlTg
vTlg
υβ
υβ ∆
=∆ (30)
Ţinacircnd seama de (29) relaţia (30) devine
2
3GrTlg
=∆
υβ (31)
denumit criteriul Grashof
211 fff
fff TaTv = sau
Pealv
avl
=== (32)
denumit criteriul Peclet
Din cele de mai sus rezultă
1fff
ff TT
λα = sau
Null==
sdot=
sdot
λα
λα (33)
denumit criteriul Nusselt
Ecuaţia de continuitate n-a mai fost utilizată icircn stabilirea criteriilor de similitudine
deoarece raportul care intervine icircn această ecuaţie poate lua orice valoare deci nu 1 ff v
dă nici o concluzie asupra similitudinii
Icircn locul acestor criterii care utilizează mărimi independente icircntre ele se poate folosi
orice combinaţie a lor deoarece şi aceste combinaţii au un caracter adimensional (criterial)
Astfel icircn locul criteriului Peclet s-a introdus criteriul
a
Pe υ==
RePr (34)
denumit criteriul Prandtl care nu conţine decacirct mărimi caracteristice ale fluidului
Un alt criteriu rezultat din combinarea altor criterii este şi
pc
NuStsdotsdot
=sdot
=ρωα
PrRe (35)
11
denumit criteriul Stanton
Dacă se consideră ecuaţiile după axele x şi y criteriul lui Grashof nu mai apare
deoarece mişcarea fluidului nu se face şi pe verticală Icircn acest caz mişcarea fluidului şi
transmiterea de căldură prin convecţie (şi conductibilitate icircn stratul limită) vor fi
caracterizate printr-o funcţie criterială de forma
f(NuPrRe) = 0 (36)
sau
Nu=g(RePr) (37)
Criteriul lui Euler nu intră icircn funcţiiile de mai sus deoarece presiunea nu joacă un rol
direct icircn transmiterea căldurii iar influenţa ei indirectă a fost luată icircn considerare icircn
cadrul celorlalte criterii Icircn consecinţă introducerea acestui criteriu nu aduce nici o
contribuţie concludentă icircn convecţia termică
Relaţia (37) permite determinarea valorii lui α dacă se cunoaşte teoretic sau
experimental funcţia care leagă icircntre ele criteriile Nu Re şi Pr Icircn acest caz
Pr)(Reglλα = (38)
Icircn cazul mişcării pe verticală mai intervine şi criteriul Gr pe lacircngă celelalte
criterii
Dacă este cazul unei mişcări relativ lente cum se icircntacircmplă la convecţia liberă criteriul
Re icircşi pierde importanţa avacircnd valoare foarte mică aşa că se poate scrie
Nu = f(GrPr) (39)
La curgere forţată pe verticală cacircnd se suprapune convecţia liberă peste convecţia
forţată relaţia (39) devine
Nu = f(RePrGr) (40)
Icircn concluzie teoria similitudinii permite ca pe baza ecuaţiilor diferenţiale ale
convecţiei dar fără a le integra să se obţină criterii de similitudine icircntre care să se determine
pe cale experimentală ecuaţii criteriale valabile pentru toate procesele asemenea Din aceste
ecuaţii criteriale se poate determina coeficientul de convecţie α
12
224 Calculul coeficienţilor de transfer de căldură
In cazurile complexe coeficienţii de transfer de căldură se calculează din ecuaţii
criteriale care se obţin prin prelucrarea rezultatelor experimentale Ecuaţiile criteriale se obţin
pornind de la ecuaţia diferenţială cu următorul algoritm
Pasul 1 se scrie ecuaţia diferenţială Fourier-Kirchhoff
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
partpart
+part
part+
partpart
minus⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
part
part+
part
part+
part
part=⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛partpart
+partpart
+partpart
+partpart
zv
yv
xv
TczT
yT
xT
zTv
yTv
xTv
tTc zyx
pzyxp)()()(
2
2
2
2
2
2 ρρρλρ
(41)
Pasul 2 se transcrie ecuaţia difereţială icircn forma dimensională generalizată
(IV) (III) (II) (I)
02
=⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟
⎠
⎞⎜⎝
⎛+⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
lTvc
lT
lvTc
tTc ppp ρλρρ
(42)
Pasul 3 se elimină termenii care nu sunt independenţi (termenii II şi IV sunt identici
şi de aceea se reţine numai unul dintre ei)
(III) (II) (I)
02
=⎟⎠
⎞⎜⎝
⎛+⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
lT
lvTc
tTc pp λρρ
(43)
Pasul 4 primul termen se exprimă sub forma
lT
lTl
lQ
tlQ
tl
Tmct
Tc pp ααρ===== 3
2
333 (44)
şi ecuaţia dimensională generalizată devine
(III) (II) (I)
02 =⎟⎠⎞
⎜⎝⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛
lT
lvTc
lT p λρα
(45)
Se fac rapoarte adimensionale icircntre termenii ecuaţiei de mai sus obţinacircnd două criterii
de similitudine
Criteriul Nusselt se obţine raportacircnd termenul (I) la termenul (III)
λα
λα l
Tl
lT
IIIINu =sdot==
2
)()( (46)
13
Acest criteriu exprimă raportul dintre căldura totală transmisă icircn interiorul fluidului şi
căldura transmisă numai prin conductivitate
Criteriul Peclet rezultă din raportul termenilor (II) şi (III)
avlvlc
Tl
lTvc
IIIIIPe pp ==sdot==
λρ
λρ 2
)()( (47)
icircn care pc
aρλ
= este coeficientul de difuziune termică
Funcţia criterială generală este dată de relaţia
0Re0
2
0
1 =⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ll
ll
WeFrEuPeNuf (48)
Funcţia criterială se simplifică astfel
- pentru fluide omogene We=0
- icircntre Eu şi Re există o relaţie de dependenţă aşa cum rezultă din următorul raţionament
la curgerea internă
2
2vdLP ρλ=∆ de unde
dL
vPEu
22 λρ
=∆
= (49)
icircn timp ce la curgerea externă
2
2vAP cρξ=∆ deci
22
cAvPEu ξ
ρ=
∆= (50)
Deoarece (Re)f=λ şi (Re)f=ξ rezultă că Eu=f(Re) icircn consecinţă criteriul Euler
poate fi omis din ecuaţia criterială
- se preferă icircnlocuirea criteriului Pe cu criteriul Prandtl care are avantajul că este exprimat
numai icircn funcţie de constante fizice
λη
ρηρ sdot
=sdotsdot
sdotsdotsdot== pp c
lvlvTcPe
RePr (51)
- criteriul Froude este icircnlocuit cu criteriul Grashof (numit şi criteriul convecţiei libere)
14
Tlvv
lgTFrGr ∆sdotsdotsdotsdot
sdotsdot
=∆sdotsdotsdot= βη
ρβ 2
222
22Re (52)
şi ecuaţia criterială devine
0RePr0
2
0
1 =⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ll
ll
GrNuf (53)
care se explicitează icircn raport cu criteriul Nusselt şi se obţine
PrRe4
321
0
1n
nnn
ll
GrCNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdotsdot= (54)
- icircn convecţia liberă nu apare Reynolds doarece nu se poate determina viteza şi ecuaţia
criterială devine
Pr3
21
0
1n
nn
ll
GrCNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdot= (55)
- icircn convecţia forţată icircn regim turbulent nu apare Grashof iar ecuaţia criterială devine
PrRe3
21
0
1n
nn
ll
CNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdot= (56)
Ecuaţiile criteriale existente icircn literatura de specialitate sunt rezultatul prelucrării unui
număr mare de date experimentale obţinute icircn condiţii particulare şi limite bine precizate de
variaţie a parametrilor motiv pentru care şi valabilitatea acestor ecuaţii este limitată
Pentru calculul coeficientului individual de transfer de caldura α trebuie cunoscute
exact condiţiile icircn care se realizează convecţia pentru a alege din literatura de specialitate
ecuaţia criterială adecvată
Icircn literatura de specialitate sunt prezentate ecuaţii criteriale pentru fiecare tip de
convecţie
225 Analiza dimensională
Analiza dimensională este o metodă prin care se obţin informaţii despre un fenomen
pornind de la singura premiză că fenomenul poate fi descris printr-o ecuaţie dimensională
corectă şi omogenă icircntre anumite variabile Metoda are icircnsă o limitare constacircnd icircn aceea că
rezultatele obţinute sunt incomplete şi practic inutilizabile dacă nu sunt completate cu date
experimentale
Analiza dimensională iniţiată de Buckingham combină variabilele unui proces icircn
grupuri adimensionale denumite criterii convenabil alese care uşurează interpretarea
15
rezultatelor şi extind domeniul de aplicare a datelor experimentale Relaţiile de calcul
stabilite cu ajutorul analizei dimensionale şi corelate cu datele experimentale permit
determinarea coeficientului de convecţie pentru categorii largi de fenomene reale icircn baza
legilor similitudinii
Analiza dimensională contribuie icircnsă icircn mică măsură la icircnţelegerea proceselor de
convecţie deoarece nu dă nici un fel de informaţii despre natura fenomenelor considerate
Criteriile de similitudine pot fi determinate şi cu ajutorul analizei dimensionale prin
egalizarea dimensiunilor cunoscute ale unei mărimi complexe cu dimensiunile unor mărimi
simple sau complexe alese mai mult sau mai puţin arbitrar
Considerăm mărimea complexă α ale cărei dimensiuni cunoscute sunt
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡
sdotsdot grdsmJ
2α (57)
Se presupune că mărimea depinde de lungimea caracteristică a corpului de căldura
specifică a fluidului de conductibilitatea termică de viteză de vacircscozitatea cinematică şi
de densitatea fluidului Presupunerea se bazează pe analiza formulelor care exprimă de
obicei pe α Dimensiunile acestor mărimi sunt
][3
2
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡⎥⎦⎤
⎢⎣⎡
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡sdotsdot⎥
⎦
⎤⎢⎣
⎡sdot m
kgs
msmv
grdsmJ
grdkgJcml ρυλ
Icircn consecinţă se poate scrie
(58) θηεδγβ υλρα sdotsdotsdotsdotsdotsdot= cvlC
unde C este o constantă adimensională
Dacă se grupează aceşti exponenţi se obţine formula lui Nusselt
(59) εγ PrRe sdotsdot=CNu
formulă utilizată deseori pentru determinarea lui α şi care corespunde destul de bine
determinărilor experimentale icircn foarte multe cazuri practice Mărimile γ şi ε sunt nişte
numere oarecare adesea notate cu m şi n
Determinarea coeficientului de convecţie pe această cale implică icircnsă un mare număr
de măsurări experimentale şi cunoaşterea relaţiei dintre parametrii icircn cauză lucru care nu este
totdeauna realizabil
16
226 Factorii care determină şi influenţează convecţia termică
Aceşti factori sunt
a) Cauza care produce mişcarea fluidului
Dacă mişcarea fluidului este cauzată doar de diferenţa de densitate produsă de
diferenţa de temperatură icircntre particulele de fluid mai apropiate şi mai depărtate de perete
transmisia căldurii se face prin convecţie liberă
Dacă mişcarea fluidului este cauzată de un lucru mecanic din exterior (pompă
ventilator) transmisia căldurii se face prin convecţie forţată
b) Regimul de curgere al fluidului care este caracterizat prin criteriul Reynolds (Re)
Pentru curgerea fluidelor prin ţevi şi canale icircnchise există următoarele regimuri
bull convecţie icircn regim laminar (particulele de fluid nu se amestecă liniile de curent fiind
paralele) 2300Re lt
bull convecţie icircn regim tranzitoriu 410Re2300 ltlt
bull convecţie icircn regim turbulent 410Re gt
Pentru curgerea fluidului peste corpuri icircn formă de placă plană graniţa dintre laminar
şi turbulent este pentru 5105Re sdotasymp
Deoarece icircn regim laminar particulele nu se amestecă intensitatea transferului de
căldură prin convecţie este mai mare icircn regim turbulent decacirct icircn regim laminar
c) Proprietăţile fizice ale fluidului
Convecţia este influenţată icircn principal de căldura specifică cp coeficientul de
conducţie λ al fluidului (care intervine icircn stratul limită termic) difuzivitatea termică
densitatea vacircscozitatea dinamică proprietăţi care depind de temperatura fluidului şi care pot
fi găsite icircn tabele termodinamice
d) Forma şi dimensiunile suprafeţei de schimb de căldură
Geometria suprafeţei de schimb de căldură (plană cilindrică nervurată etc) şi
orientarea acesteia faţă de direcţia de curgere a fluidului afectează caracteristicile stratului
limită deci şi transferul de căldură prin convecţie
Problema transmiterii căldurii prin convecţie se reduce de fapt la determinarea
coeficientului de convecţie α
17
Dacă icircn calculele practice de transmitere a căldurii prin conducţie se poate lucra cu
valorile experimentale ale coeficientului λ luate din tabele termodinamice icircn cazul convecţiei
coeficientul α trebuie determinat pentru fiecare caz icircn parte şi depinde de cei 4 factori
prezentaţi anterior
Determinarea coeficientului de convecţie α se face pornind de la ecuaţiile diferenţiale
care intervin icircn procesul de transmitere a căldurii prin convecţie tinacircnd cont de faptul că
procesul are loc datorită mişcării fluidului ecuaţia de continuitate ecuaţiile de mişcare
(ecuaţiile Navier-Stockes) şi ecuaţia de contur (care ţine seama de faptul că fluxul unitar de
căldură transmis prin convecţie este egal cu fluxul unitar de căldură transmis prin conducţie
prin stratul limită de fluid de lacircngă perete)
Rezolvarea teoretică a acestui sistem de ecuaţii diferenţiale nu este posibilă decacirct
pentru cazuri foarte simple particulare
Din această cauză pentru determinarea coeficientului de convecţie α se face apel la
teoria similitudinii Pe baza ecuaţiilor diferenţiale sus menţionate şi a teoriei similitudinii au
fost deduse mărimile adimensionale numite invarianţi criterii de similitudine sau numere
Aceşti invarianţi se pot calcula icircn funcţie de parametrii fluidului la temperatura
respectivă (vacircscozitate densitate viteză etc)
Toţi aceşti invarianţi au aceeaşi valoare pentru sistemele şi fenomenele asemenea
Cel mai important invariant este Nu deoarece include coeficientul de convecţie α care
trebuie determinat λα lNu sdot= unde λ este coeficientul de conducţie termică a fluidului icircn
stratul limită iar l este lungimea caracteristică (diametrul icircn cazul conductelor)
Efectuacircnd experimentări pe instalaţii de laborator au fost deduse empiric relaţii de
legătură icircntre invarianţi numite ecuaţii criteriale de forma
Nu = f ( Re Pr Gr etc ) (60)
18
3 DETERMINAREA EXPERIMENTALĂ A COEFICIENTULUI DE
TRANSFER TERMIC PRIN CONVECŢIE
31 INTRODUCERE
Există patru metode de bază pentru evaluarea coeficientului de transfer termic prin
convecţie
- analiza dimensională combinată cu determinări experimentale
- determinarea analitică a soluţiilor ecuaţiilor stratului limită
- analiza aproximativă a startului limită prin metode integrale
- analogia dintre transferul de căldură masă şi impuls
Deşi fiecare dintre metode contribuie la cunoaşterea procesului transferului de căldură
nici una dintre ele nu poate rezolva singură toate problemele schimbului de căldură prin
convecţie datorită limitărilor pe care le au
Analitic prin integrarea ecuaţiei diferenţiale Fourier-Kirchhoff se obţine funcţia de
distribuţie a temperaturilor icircn interiorul fluidului icircn mişcare Această funcţie permite
determinarea gradientului de temperatură şi a potenţialului individual icircn stratul limită icircn
funcţie de care se poate stabili o relaţie de calcul al coeficientului de transfer de căldură prin
convecţie
Soluţiile analitice nu sunt icircnsă posibile de găsit decacirct pentru cazuri simple
Icircn consecinţă determinarea coeficienţilor de transfer de căldură se face experimental
pe un model fizic corelarea datelor experimentale făcacircndu-se prin ecuaţii criteriale deduse
prin metodele similitudinii şi analizei dimensionale
32 INSTALAŢIA EXPERIMENTALĂ
Măsurătorile s-au efectuat pe un model experimental de crestătură cu răcire directă
introdus icircntr-o cutie din tablă de Ol37-2K de 25 mm grosime cu volumul de 03396 m3 care
este izolat termic printr-un strat de lemn căptuşit cu plăci de azbest pe trei sferturi din
suprafaţa sa şi cu alumină pe restul de un sfert de suprafaţă
Icircn zona icircn care izolaţia termică este de alumină modelul are prevăzute termocuplurile
şi sondele de presiune
Aşezarea sondelor s-a făcut numai pe o faţă din jumătatea modelului ca urmare a
faptului că modelul experimental prezintă simetrie geometrică faţă de planele mediane
(transversal şi longitudinal)
19
Alimentarea cu aer s-a făcut de la reţeaua de aer comprimat printr-un colector de la
extremităţile căruia s-a făcut racordul prin furtunuri de cauciuc la două camere de admisie
montate sub capetele de bobină Aceste camere permit accesul aerului icircn canalul de admisie
plasat sub icircnfăşurarea de cupru
Fig 31 Modelul experimental de crestătură cu răcire directă
Fig 32 Schema experimentală
20
Din canalul de admisie aerul este evacuat icircn atmosferă prin 31 de canale radiale
identice tip fantă aşezate la 75 mm unul de altul de secţiune transversală 50 x 3 mm2 fante
practicate direct icircn icircnfăşurarea de cupru (Fig 31) Cele două capete de bobină de lungime
110 mm fiecare nu sunt izolate termic rămacircnacircnd direct icircn atmosferă iar pe o distanţă de 172
mm icircncepacircnd de la capete nu au prevăzute nici o fantă radială
Bobina modelului a fost alimentată cu energie electrică icircn curent continuu prin cele
două capete ale sale de la trei grupuri convertoare de sudură identice legate icircn paralel ca icircn
figura 32
Variaţia intensităţii curentului din bobină s-a făcut după necesităţi folosind butoanele
excitaţiilor serie şi separată aşezate pe panoul grupurilor icircntre 680 A şi 1068 A
Deoarece bobina are de-a lungul său două secţiuni transversale diferite una mai mare
icircn zona masivă a sa şi alta mai mică icircn zona fantelor radiale au rezultat pentru orice
intensitate de curent cacircte două valori pentru densităţile de curent
Existenţa a două densităţi de curent icircn bobină se traduce pentru funcţia M = M(xyzt)
Wm3 prin două valori constante M1 şi M2 la fiecare valoare a intensităţii curentului valoarea
M1 pentru zona plină a bobinei şi valoarea M2 pentru zona cu fante a bobinei
Fiecare valoare M1 rezultă din raportul puterii P1 consumată icircn zona plină care este
egală cu 0395 Pbobină şi volumul său V1 = 383 x10-3 m3 iar valoarea M2 - din raportul puterii
P2 consumată icircn zona cu fante egală cu 0605 Pbobină şi volumul său V2 = 476 x10-3 m3
Puterea electrică icircn curent continuu consumată icircn bobină s-a măsurat prin metoda
voltmetrului şi ampermetrului
Deoarece montajul aval al voltmetrului dă o eroare de măsurare redusă icircn cazul
tensiunilor mici ca icircn acest caz cacircnd tensiunea este 545 V şi curenţilor mari (680 A - 1068
A) acest montaj a fost preferat
Ca aparate de măsură s-au folosit un voltmetru magnetoelectric de clasă 03 iar cu rol
de ampermetru s-a folosit un multimetru de clasă 03 combinat cu un şunt de 1200 A 60 mV
şi 5 Ω
Pentru determinarea regimului termodinamic icircn instalaţia de răcire a bobinei de cupru
din crestătură prin măsurătorile efectuate sndasha urmărit punerea icircn evidenţă a următoarelor
mărimi
a) căderea totală de presiune icircn instalaţia de răcire funcţie de debitul de aer vehiculat
21
b) variaţia longitudinală a căderii de presiune icircn sistemul fantă admisie fantă ieşire
orificii fantă ndash funcţie de poziţia fantelor şi regimul de lucru
c) temperaturile icircn miezul de cupru al icircnfăşurării şi distribuţia lor longitudinală icircn funcţie
de regimul de icircncărcare şi debitul de fluid vehiculat
d) debitul de căldură cedat icircn fantele de răcire şi preluat de agentul vehiculat ndash icircn funcţie
de poziţia fantelor şi puterea disipată icircn instalaţie
e) repartiţia debitului agentului de răcire funcţie de poziţia fantelor
f) determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantele de răcire
g) determinarea coeficientului de pierderi de presiune considerat ca un coeficient de
rezistenţă local icircn funcţie de poziţia fantelor
Temperaturile s-au măsurat cu termocuplu cupru-constantan cu diametrul 02 mm şi
05 mm izolate icircn teflon respectiv sticlă tip Degussa
Presiunile s-au măsurat cu sonde de presiune cu diametrul 2mm racordate la tuburi U
icircn mm coloană de apă (mm CA) sau mm coloană de mercur (mm CHg)
Mărimile temperaturilor s-au măsurat cu aparate icircnregistratoare icircn icircnfăşurarea de
cupru iar cele ale fluidului s-au măsurat la intrarea icircn regim permanent cu ajutorul unui
voltmetru electronic digital şi a unui milivoltmetru cu spot luminos
Fiecare termocuplu a fost etalonat anterior icircmpreună cu aparatul de măsură cu care a
fost utilizată punctul rece fiind introdus pentru termostatare la 0oC icircntr-un vas Dewar cu
gheaţă atacirct icircn timpul etalonării cacirct şi icircn timpul măsurătorilor
Icircn scopul măsurării mărimilor de mai sus s-au montat
1) 6 sonde de presiune statică 5 icircn lungul canalului de admisie la baza crestăturii şi una
icircnainte de intrare icircn canalul de admisie
2) Debitul total de aer de răcire cu ajutorul unei diafragme standardizate măsuracircndu-se
căderea de presiune icircn diafragmă şi presiunea statică icircn aval de aceasta
3) Vitezele la ieşirea din orificiile fiecărei fante s-au măsurat cu ajutorul unei sonde Pitot
amplasate pe un suport mobil din teflon de-a lungul celor 16 fante studiate Pentru
determinarea vitezelor s-a măsurat şi temperatura la ieşirea din fiecare orificiu
4) Temperatura aerului icircn lungul canalului de admisie s-a măsurat cu ajutorul a patru
termocupluri montate icircn lungul canalului
22
5) Determinarea distribuţiei temperaturii pe icircnălţimea icircnfăşurării s-a făcut prin plantarea
icircn două secţiuni a termocuplurilor
6) Temperatura icircn masa icircnfăşurării de cupru icircn lungul icircntregului traseu de măsură cu
ajutorul a 9 termocupluri introduse prin partea laterală a crestăturii şi 2
termocuplurilor montate icircn icircnfăşurarea de cupru icircn apropierea bornelor de legătură
7) Temperaturile la suprafaţa exterioară a icircnfăşurării de cupru s-au măsurat icircn două
puncte icircn acelaşi loc unde s-au plantat termocupluri pentru măsurarea temperaturii icircn
axul icircnfăşurării pentru a putea urmări distribuţia transversală a temperaturii icircn
icircnfăşurare
Pentru determinarea gradientului radial a temperaturii icircn icircnfăşurare s-au determinat icircn
două puncte temperaturile la partea superioară şi respectiv inferioară a icircnfăşurării
33 REZULTATE EXPERIMENTALE
Experimentările s-au efectuat pentru regimuri de bază icircn care s-a variat puterea
electrică disipată icircn icircnfăşurările de cupru
PA = 2207 W PB = 2907 W PC = 4301 W PD = 5744 W la care corespund densităţile
de curent
JA = 305 Amm2 JB = 345 Amm2 JC = 404 Amm2 JD = 463 Amm2
Pentru fiecare regim de putere s-au variat debitele de agent de răcire pentru a se pune
icircn evidenţă influenţa parametrilor aerodinamici de curgere asupra temperaturii icircn icircnfăşurare
Icircn tabelul următor sunt prezentate valorile debitelor de răcire puterile electrice
disipate şi densităţile de curent pentru regimurile experimentate grupate după valorile
densităţii de curent
Regim P
[W]
J
[Amm2]
Dt
[m3h]
11 2006 297 121
A 12 2376 314 865
13 2240 306 67
8 2875 345 121
B 9 2808 341 112
10 3040 349 805
1 4149 402 118
3 4176 405 129
23
C 4 4167 403 121
5 4454 405 101
6 4563 403 80
D 2 5767 467 135
7 5722 459 123
Se observă că nu s-a putut menţine puterea constantă la diferite debite de aer de
răcire icircn cazul regimurilor de putere ABCD deoarece icircn timpul funcţionării au existat
variaţii ale rezistenţei icircnfăşurării ca urmare a modificării temperaturii cuprului precum şi mici
variaţii de tensiune
Pentru fiecare debit de agent de răcire s-au măsurat vitezele icircn cele 3 x N orificii cu
diametrul de 7 mm N fiind numărul de fante de răcire Determinările s-au efectuat din
motive de simetrie geometrică şi fizică a procesului numai pe jumătate bară rezultacircnd 3 x 16
= 48 orificii pentru care s-au efectuat măsurătorile la fiecare regim Icircn acelaşi mod s-a
procedat cu temperaturile agentului de răcire la ieşirea din orificii
Notacircnd cu presiunea dinamică măsurată cu tubul Pitot s-a determinat
temperatura medie icircn fanta j cu relaţia
ep∆
sum
sum
=
=
∆
sdot∆
= 3
1
3
1
iei
iiei
ej
p
TpT (61)
unde şi Teip∆ i reprezintă presiunile dinamice şi temperaturile la ieşire din cele 3 orificii
corespunzătoare fantei j
Debitul de aer pe fanta j s-a determinat cu relaţia
(62) sum=
sdot=3
10 3600
iifj swD ε
unde wi [ms] este viteza icircn orificiu şi rezultă din relaţia
aer
eii
pw
ρ9802 sdotsdot∆
= (63)
reprezentacircnd presiunea dinamică a fiecăreia din cele 3 găuri corespunzătoare unei fante j Ea
se determină cu ajutorul tubului Pitot mobil s0 reprezintă secţiunea transversală aceeaşi
pentru toate orificiile
Densitatea aerului s-a aproximat cu ecuaţia
[kgmfjaer T410412650 minussdotminus=ρ 3] (64)
24
valabilă icircn limitele CTC 00 10020 ltlt
Ecuaţia (62) poate fi astfel pusă sub forma simplificată
sum=
minus∆
sdotminus=
3
1410412650
1
iei
fjfj p
TAD (65)
A fiind o constantă de calcul egală cu 1935 sdot10-2
Viteza aerului icircn fanta j se calculează cu relaţia
3600sdot
=f
fjfj S
Dw (66)
unde Sf este secţiunea transversală a fantelor Sf =148110-4 m2
Pentru determinarea coeficientului local de rezistenţă al fantelor s-a folosit relaţia
aerfj
j wp
ρζ 21 sdot
∆= (67)
unde ∆p1 (mm CA) reprezintă căderea de presiune icircn sistemul alimentare fantă-fantă-sistem
de ieşire fantă
Debitul de căldură preluat de aer icircn fiecare fantă se calculează cu relaţia
[kcalh] (68)
unde T
)( ijejpafjaerfj TTcDQ minus= ρ
i reprezintă temperatura aerului la intrarea icircn fanta j rezultată din măsurătorile de
temperaturi icircn lungul canalului de admisie iar cpa = 2378
Pentru determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantă se foloseşte relaţia
)( aerpCuCu
jj TTA
Qminus
=α (69)
unde
- ACu reprezintă suprafaţa laterală a fantei ocupată de icircnfăşurarea de cupru (mai
puţin suprafaţa ocupată de izolaţie) ACu = 12410 mm2
- pCuT este temperatura peretelui icircnfăşurării de cupru icircn fantă
CTpCuo40+=θ
- aerT este temperatura medie a aerului icircn fanta j 2
efifaer
TTT
+=
Temperatura pCuT s-a aproximat prin temperatura icircn axa icircnfăşurării de Cu avacircnd icircn
vedere că la icircncărcările volumetrice de putere M [Wm3] utilizate icircn timpul experimentărilor
rezultă o cădere foarte mică de temperatură icircntre peretele fantei şi temperatura icircn ax icircntre 2
25
fante Icircntr-adevăr dacă se consideră icircncărcarea volumetrică maximă de putere icircntacirclnită icircn
cursul experimentărilor M = 072x106 Wm3 şi se utilizează pentru căderea de temperatură
ax-perete fantă relaţia
Cu
Mrtλ2
2=∆ (70)
unde r = 125 mm λ Cu = 300 kcalmsdothsdotgrd rezultă
(71) grd1870asymp∆T
ceea ce justifică alegerea temperaturii icircn axul icircnfăşurării pentru determinarea coeficientului de
transfer de căldură
Supratemperaturile θ măsurate icircn miezul barei icircn cele 13 regimuri studiate
Regim 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
1 96 995 86 80 70 64 57 44 47 365
2 116 133 107 85 77 67 61 45 47 34
3 81 855 695 65 56 50 43 295 33 23
4 895 94 80 725 625 555 46 365 395 29
5 995 109 98 825 715 65 565 465 62 395
6 1085 132 106 89 81 76 685 61 675 545
7 120 143 112 915 805 715 64 49 515 395
8 665 64 525 525 445 435 295 235 255 185
9 645 445 355 515 435 425 285 21 11 16
10 70 705 59 58 53 49 37 31 295 255
11 46 315 25 375 335 32 135 65 2 35
12 55 51 42 47 42 395 255 195 24 125
13 585 66 495 535 515 455 345 31 355 27
Măsurarea diverselor mărimi icircn cele 13 regimuri caracterizate mai sus
Regimul 1
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
71 4072 925 1735 428 148 6584 7447
72 3621 821 1539 542 145 5038 6162
725 340 847 1588 509 14 4709 6657
735 3467 902 1691 456 132 5384 8496
26
75 3135 954 1789 411 12 5172 8806
77 3209 953 1787 424 104 58 10931
82 2728 943 1768 453 92 4833 9325
88 2767 1078 2022 371 84 5892 12184
96 2842 1081 2027 405 88 6004 13295
104 2825 1016 1905 497 103 5493 13124
113 2896 1147 2151 425 124 534 14191
120 2945 1140 2138 457 147 4705 1408
125 280 1235 2316 404 173 369 11729
127 325 1168 219 466 20 4027 15638
129 3148 121 2269 44 23 282 11493
130 325 1064 1995 581 26 1888 8113
Regimul 2
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
945 4293 1075 2016 425 132 876 7063
95 3635 933 175 554 122 629 6201
955 3381 1012 1898 469 115 6305 7326
97 3109 1083 2031 412 112 6361 822
100 2747 1084 2033 419 84 5865 7676
105 2307 1111 2083 412 7 5115 7235
1125 2246 1101 2065 449 54 5401 7903
122 2161 1267 2376 366 46 6214 9648
1325 1967 1318 2472 365 48 5667 8821
144 1973 1058 1984 587 54 4382 7001
157 2098 1422 2667 373 62 605 1007
169 216 1418 2659 405 8 5771 9263
180 2171 1393 2612 447 108 4336 7637
185 2166 1425 2672 439 14 3098 5651
187 210 1424 267 444 184 1044 1942
1885 2229 1287 2413 55 22
27
Regimul 3
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
89 3337 988 1853 458 128 5667 6927
90 2910 904 1695 545 122 4344 5897
905 2664 969 1817 473 114 4175 6345
925 2382 1085 2035 382 106 408 6738
95 2211 1072 201 399 92 3957 719
99 2166 1086 2037 405 78 4317 8338
107 2087 1030 1932 485 68 4168 8795
117 196 1230 2307 37 605 481 10714
1275 1892 1278 2397 373 6 4771 1113
139 1941 1152 216 501 64 4324 10856
151 2019 1373 2572 385 7 5213 14285
164 1969 1383 2593 411 9 4245 15796
175 1967 1443 2706 403 12 3162 10543
180 210 1371 2571 461 16 1914 7909
182 210 1411 2646 44 204
183 2238 1293 2425 529 25
Regimul 4
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
81 3678 948 1778 458 132 6193 6978
81 3091 849 1592 56 118 4551 5717
815 2883 913 1712 483 102 48 667
82 2885 103 1931 382 84 5963 9262
83 2568 939 1761 46 68 5059 8535
85 251 98 1838 432 54 5527 11758
90 2287 948 1778 485 44 504 9047
98 2531 1107 2076 39 4 678 11071
107 2168 1174 2201 375 39 6025 12541
28
116 2224 1125 211 443 4 5916 13103
127 216 1275 2291 41 48 6174 14718
13 230 1263 2368 419 68 5865 14955
146 2531 1361 2552 385 96 6076 17774
147 230 1265 2372 445 132 3515 11151
149 2537 1322 2479 416 178 2805 1031
150 2486 121 2269 50 22 964 3601
Regimul 5
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
51 4627 805 1509 414 16 6608 6464
52 4462 71 1331 54 158 5567 6381
525 4111 716 1343 534 155 5022 6506
55 3636 82 1537 416 149 4864 6772
575 3393 807 1513 444 138 4518 6618
60 3141 829 1554 436 12 4508 7081
645 300 76 1425 554 10 4283 6972
68 3071 956 1793 37 7 6412 10844
74 300 1023 1918 351 88 6123 10939
79 2939 922 1729 46 94 5204 9728
84 3149 1021 1915 406 108 5929 12139
89 3087 1058 1984 396 13 5293 11507
94 3231 1116 2093 377 164 4929 16449
97 325 1075 2016 42 21 3404 13888
102 3621 1154 2164 388 274 2749 15074
1025 3382 969 1817 549 336
Regimul 6
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 5297 673 1262 465 132 7209 612
29
39 5007 636 1193 514 124 6405 648
395 488 637 1194 517 118 641 741
40 4378 709 1329 415 114 5303 7885
41 4032 702 1316 429 115 5587 7369
43 3714 713 1337 431 125 487 6862
45 362 647 1213 546 136 4052 6149
48 3764 809 1517 374 15 505 8359
52 3672 831 1558 383 16 4747 8381
57 3792 79 1481 466 17 4539 8597
61 3825 881 1652 402 177 4964 9993
64 3833 853 160 449 185 4631 9671
66 3927 939 1761 384 192 5145 11592
68 4096 909 1705 428 198 523 12535
69 4117 926 1737 415 203 5323 13294
69 425 828 1553 522 208 4864 12115
Regimul 7
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
85 5058 983 1843 47 144 9599 7545
86 4241 922 1729 525 138 722 6934
87 4113 929 1742 52 13 7188 8176
89 3939 998 1871 459 119 7583 9799
92 3658 1036 1943 435 98 7734 11581
96 3231 1084 2033 409 78 7485 10591
103 3037 1036 1943 477 63 7066 10415
110 3088 1215 2278 371 55 8994 13723
120 2898 1241 2327 385 56 825 12856
130 3074 1144 2145 494 62 7951 12935
142 2933 1344 252 389 73 839 13886
153 3082 1331 2496 43 108 7488 13063
165 3016 1393 2612 422 126 6861 12118
30
172 2778 1331 2496 478 164 4238 7604
175 3476 1362 2554 476 205 5332 10913
178 3347 1273 2387 552 252 2873 6146
Regimul 8
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
76 247 92 1725 438 105 3711 3912
77 2525 843 1581 529 96 3749 4058
78 2351 84 1575 537 86 3576 4159
80 2178 1008 189 38 76 4099 4937
83 210 921 1727 471 65 3842 4468
86 1963 1038 1946 382 56 4206 5561
93 2027 886 1661 569 5 3907 6439
100 1765 1126 2111 375 45 4298 7683
110 1909 1178 2209 379 44 5012 8738
120 1823 1105 2072 469 46 4367 8692
130 168 1216 228 417 54 4023
141 1771 1256 2355 425 68 3962
150 190 1318 2472 412 88 3866
154 170 1274 2389 45 112 2123
156 210 1318 2472 432 138 2697
157 2046 1161 2177 56 166 1269
Regimul 9
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
58 345 844 1583 394 11 5537 9344
59 33 783 1468 464 95 5163 10876
60 33 764 1432 494 79 5395 13564
625 3284 839 1573 536 66 621 18686
65 33 884 1658 398 56 6841 24284
31
69 33 944 177 37 46 7585 31026
74 33 82 1538 525 4 6734 31919
82 3238 1013 190 38 36 8214 4561
89 31 1113 2087 343 36 8804 4996
99 3296 1038 1946 438 38 8576 5165
108 31 1129 2117 403 44 8528 94138
116 31 1186 2224 394 6 8397
123 33 1282 2404 359 8 9016
126 345 1172 2198 444 106 7825
127 33 1262 2367 386 136 6822
127 33 1070 2006 541 164 4925
Regimul 10
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
36 4183 65 1219 419 125 5242 8148
36 4205 606 1136 481 115 5097 9723
37 4161 623 1168 467 104 5368 16633
375 4036 684 1283 39 88 5989 1444
39 3908 67 1256 422 74 5916 16018
41 3901 753 1412 346 6 6945 21122
43 355 599 1123 575 5 5143 16094
45 36 775 1453 36 45 7091 23087
48 3457 834 1564 33 5 6954 24138
52 36 781 1464 411 64 6664 23046
56 3669 81 1519 412 8 6497 24747
60 36 80 15 455 104 5887 22807
62 36 944 177 339 128 6499 26054
65 3837 92 1725 377 148 5974 2545
665 3851 892 1673 411 162 5468 22469
67 3781 757 1419 575 17 6408 2337
32
Regimul 11
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
74 31 872 1632 47 114 4796 10224
745 3081 809 1517 547 109 4525 11707
75 3184 819 1536 538 105 4905 15604
78 31 989 1855 383 98 590 22531
80 3036 929 1742 444 92 5543 25206
83 3043 1034 1939 372 84 6431 33252
88 2997 923 1731 493 75 5869 38561
94 30 1167 2188 329 63 7803 60752
101 31 1189 223 34 58 8488 33705
110 31 1079 2023 45 54 7831 29007
120 31 1281 2402 348 52 9372
130 31 1281 2402 377 52 9372
141 31 1371 2571 358 58 9788
150 31 130 2438 424 66 8989
157 31 1346 2524 415 8 8738
164 31 1186 2224 524 86 7491
Regimul 12
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 165 748 1402 327 10 1401 1606
39 18 566 1062 571 95 1384 1679
395 18 606 1136 505 88 1606 2175
40 1734 692 1297 392 8 1866 2353
41 1704 717 1345 372 7 2083 2789
43 1712 768 144 34 6 2475 2878
45 165 611 1146 56 5 2041 3494
48 1544 766 1436 38 51 2305 4388
52 165 944 177 266 48 3210 5639
33
59 165 786 1474 444 53 2498 5627
65 165 842 1579 427 62 2515
71 165 846 1586 464 8 2079
76 165 991 1858 364 112 1510
79 165 95 1781 413 13 95
82 165 934 1752 445 16
85 165 848 159
Regimul 13
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
20 2706 449 842 477 15 152 1875
20 25 363 681 728 154 971 1061
20 2607 409 767 574 146 132 1788
20 2591 495 928 392 14 1661 2116
205 2301 488 915 410 13 1384 1765
21 2298 497 932 404 118 1563 2151
22 2263 377 707 701 106 1682 2723
235 2233 526 986 395 98 1882 3211
25 235 587 110 345 10 2257 3600
28 2288 562 1054 421 108 1933 2248
31 235 587 11 429 12 2083
33 235 579 1086 47 141 1539
34 2401 613 1149 435 17 1208
355 1448 58 1087 518 20 726
36 25 612 1149
365 25 552 1035
34
34 INTERPRETAREA REZULTATELOR
35
Fig 33 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α la diferite regimuri
de funcţionare
36
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
2 TRANSFERUL DE CĂLDURĂ PRIN CONVECŢIE
21 GENERALITĂŢI
Transferul de căldură prin convecţie are loc icircn cacircteva etape
Iniţial căldura trece prin conducţie termică de la suprafaţa peretelui la particulele de
fluid adiacente acestuia ceea ce are ca efect ridicarea temperaturii şi energiei interne a acestor
particole de fluid aceste procese se desfăşoară icircn stratul de fluid de lacircngă perete denumit
strat limită
Icircn continuare aceste particule cu energie mai mare se deplasează către zone de fluid
cu temperaturi mai scăzute unde prin amestec cu alte particule transmit o parte din energia
lor
Prin urmare convecţia este un proces de transfer de energie masă şi implus Energia
este icircnmagazinată icircn particulele de fluid şi transportată ca rezultat al mişcării acestora
Mecanismul procesului nu depinde direct de diferenţa de temperatură dar efectul net este
acela al transferului de energie icircn sensul scăderii temperaturii
Icircn timp ce conductibilitatea are un caracter microscopic deoarece căldura se transmite
de la particulă microscopică la particulă microscopică prin transfer de energie nemijlocit
convecţia este un transfer macroscopic de căldură deoarece se produce prin intermediul unor
cantităţi macroscopice de fluid De menţionat că şi icircn cazul convecţiei fluidul icircnmagazinează
energia termică prin majorarea energiei cinetice şi potenţiale a moleculelor sale deci şi
această icircnmagazinare are tot un caracter microscopic - molecular dar transportul icircnsuşi are
caracter macroscopic
Transmiterea de căldură prin convecţie se poate produce prin curenţi liberi sau prin
curenţi forţaţi Curenţii liberi apar icircn masa fluidului datorită variaţiei de densitate a acestuia icircn
diferite regiuni ale sale variaţie provocată de diferenţele de temperatură Ei apar cacircnd fluidul
se poate mişca liber şi cacircnd icircn masa lui există forţe ascensionale provocate de diferenţele de
densitate suficient de mari pentru a icircnvinge gravitatea şi forţele tangenţiale interne datorate
vacircscozităţii
Intensitatea procesului de transmisie a căldurii prin convecţie depinde icircn foarte mare
măsură de mişcarea de amestec a fluidului ale cărui caracteristici de curgere trebuie
cunoscute Icircn funcţie de cauza mişcării convecţia este clasificată icircn
- convecţie liberă sau naturală ndash cacircnd mişcarea de amestec este rezultatul
diferenţelor de densitate produse de gradienţii de temperatură
2
- convecţie forţată ndash cacircnd mişcarea de amestec este rezultatul unor cauze
externe precum pompe ventilatoare etc
Relaţia de bază a transferului de căldură prin convecţie datorată lui Newton (1701)
permite calculul căldurii schimbate icircntre un fluid şi suprafaţa unui perete
][WTATTAQ sf ∆=minus= αα (1)
][ 2mWTAQqs ∆== α (2)
unde
Q este fluxul de căldură transferat prin convecţie icircn W
q - fluxul termic unitar de suprafaţă icircn Wm2
α - coeficientul de schimb de căldură prin convecţie icircn W(m2sdot oC)
Tf Ts - temperatura fluidului la o distanţă suficient de mare de suprafaţă respectiv a
suprafeţei peretelui icircn oC
∆T ndash diferenţa de temperatură icircntre fluid şi peret sf TTT minus=∆ icircn oC
A ndash aria suprafeţei de schimb de căldură a peretelui icircn m2
Adoptarea valorii absolute a diferenţei de temperatură presupune că fluxul de căldură
Q este pozitiv icircn sensul descreşterii temperaturii
Analogia electrică a transferului de căldură permite introducerea conceptului de
rezistenţă termică Legea lui Ohm pentru circuitele electrice conduce la ecuaţia de curent
eRUI ∆
= (3)
unde ∆U este diferenţa potenţialelor din noduri iar Re ndash rezistenţa electrică
Prin analogie se poate scrie
RTq ∆
= (4)
unde q este fluxul termic unitar ∆T ndash diferenţa de temperatură iar R ndash rezistenţa termică
Din comparaţia relaţiilor (2) şi (4) rezultă expresia rezistenţei termice la schimbul de
căldură prin convecţie
W])Cm[(1 o2 sdot=αconvR (5)
3
22 CONVECŢIA LIBERĂ
Din ecuaţia (1) rezultă că la arie de schimb de căldură constantă A şi la diferenţă de
temperatură constantă fluxul termic poate fi modificat pe baza coeficientului de convecţie α
De altfel acesta este un factor limitativ al regimului termic al echipamentelor electrice
cunoaşterea valorii lui şi măsurile justificate tehnico-economic pentru creşterea acestei valori
fiind o cale de icircmbunătăţire a performanţelor echipamentelor respective
221 Bazele transmiterii căldurii icircntre fluide prin pereţi solizi
S-a constatat experimental că icircn condiţiile curgerii turbulente intensitatea convecţiei
este maximă de aceea se recomandă ca vitezele fluidelor să fie astfel alease icircncacirct curgerea să
fie turbulentă
Icircn cazul schimbului de căldură icircntre un fluid şi o suprafaţă solidă căldura trebuie să
străbată aşa numitul strat limită termic ce se formează la interfaţa dintre fluid şi suprafaţa
solidă
Prin analogie cu stratul limită hidrodinamic stratul limită termic este definit ca zona
adiacentă suprafeţei solide icircn care temperatura fluidului variază de la o valoare Tp la o valoare
T din masa curentului de fluid
Modelul transferului de căldură icircntre fluid şi suprafaţa solidă consideră că icircntreaga
rezistenţă la transferul de căldură este concentrată icircn stratul limită deoarece icircn afara acestuia
deplasarea fluidului nefiind afectată de prezenţa solidului şi de forţele de frecare vacircscoasă
temperatura fluidului este uniformă
Fluxul de căldură Q schimbat icircntre fluid şi perete este proporţional cu suprafaţa de
contact A şi cu diferenţa de temperatură ∆T icircn stratul limită termic (Fig 21)
TAQ ∆sdotsdot= α (6)
unde dacă direcţia transferului de căldură este de la perete la fluid (a) respectiv
dacă direcţia transferului de căldură este de la fluid la perete (b)
TTT p minus=∆
pTTT minus=∆
Icircn ecuaţia de mai sus
α este coeficientul de schimb superficial de căldură prin convecţie icircn Cm
Wo2 sdot
- cu cacirct α este
mai mare transmisia căldurii prin convecţie este mai eficientă
T ndash temperatura fluidului icircn oC
Tp ndash temperatura peretelui la suprafaţa sa de contact cu fluidul icircn oC
Relaţia de mai sus se numesşe ecuaţia de răcire a lui Newton
4
Coeficientul de schimb superficial de căldură depinde de mulţi factori printre care
bull natura fluidului - α este mult mai mare la lichide decacirct la gaze
bull viteza fluidului - cu cacirct viteza este mai mare α este mai mare astfel icircncacirct convecţia
forţată este mult mai eficientă decacirct convecţia liberă
bull poziţia şi geometria suprafeţei α este mai mare pentru suprafeţe verticale decacirct pentru cele
orizontale şi mai mare pentru suprafeţe plane decacirct pentru cele cilindrice
bull diferenţa de temperatură perete-fluid ( ) 412TT minusasympα
bull felul curgerii fluidului ndash α este mai mare icircn cazul curgerii turbulente decacirct icircn al
curgerii laminare prezenţa nervurilor şicanelor etc favorizează turbulenţa şi măresc
valoarea coeficientului
Fig 21 Transferul căldurii de la un perete la fluid (a) şi invers (b)
Dacă de o parte şi de alta a peretelui solid se află fluide cu temperaturi diferite
fenomenul transmiterii căldurii este mai complex şi se caracterizează printr-o convecţie de la
fluidul 1 la peretele solid 2 o conductibilitate prin peretele solid 2 şi din nou printr-o
convecţie de la peretele solid la fluidul 3 (Fig 22)
31 TT gt
Fig 22 Transfer termic icircntre fluidele 1şi 3 prin peretele solid 2
5
Transmiterea de căldură prin convecţie poate fi mult activată atunci cacircnd se
intenţionează acest lucru dacă fluidul este adus icircn mod artificial icircn stare turbionară deoarece
pe de o parte se micşorează astfel grosimea stratului limită iar pe de altă parte se favorizează
contactul unei cantităţi cacirct mai mari de fluid cu pereţii Aceasta echivalează icircnsă cu o
majorare a pierderilor de energie hidraulică prin frecarea fluidului de pereţi şi prin turbionări
Pentru calculul căldurii transferate icircntr-un timp t [h] sau [s] printr-o suprafaţă de perete
A [m2] se utilizează formula lui Newton sub forma
tTAQ sdot∆sdotsdot=α [kJ]
(7)
Ecuaţia de răcire a lui Newton nu exprimă o lege fizică ci una de definire a
coeficientului individual de transfer de caldură deoarece α nu este o constantă fizică
caracteristică mediului fluid ci o mărime fizică ce depinde după o lege complexă de mai
multe variabile incluzacircnd proprietăţile fluidului (λ η ρ cp) viteza fluidului v temperatura
fluidului T şi de geometria sistemului In general
)( 211 llvTcf ρηλα = (8)
Pentru stabilirea unor relaţii de calcul ale lui α icircn principiu se poate utiliza ecuaţia de
răcire a lui Newton şi ipoteza ca icircn stratul limită caldura se transferă prin conductivitate
adică
tlTAtTAQ sdotpartpartsdotsdotminus=sdot∆sdotsdot= λα (9)
Din (9) rezultă
lT
T partpartsdot
∆minus=
λα (10)
care exprimă legătura dintre α şi λ icircn stratul limită al aceluiaşi fluid Ecuaţia (10)
reprezintă icircn acelaşi timp şi una dintre ecuaţiile de bază ale transmiterii de căldură prin
convecţie icircn stratul limită deci reprezintă una dintre ecuaţiile de contur ale convecţiei
Utilizarea acestei relaţii implică cunoaşterea gradientului de temperatură lT partpart icircn
stratul limită termic şi a celor două temperaturi Tp şi respectiv T
Pentru a determina aceste mărimi trebuie cunoscută legea de distributie a
temperaturilor icircn stratul limită care se stabileşte prin integrarea ecuaţiei diferenţiale a
distribuţiei temperaturilor icircntr-un fluid icircn mişcare
6
222 Ecuaţia diferenţială a distribuţiei temperaturilor icircntr-un fluid icircn mişcare
(ecuaţia Fourier-Kirchhoff)
Această ecuaţie exprimă legea conservării energiei termice aplicată asupra unui volum
elementar delimitat din masa unui fluid icircn curgere Legea conservării căldurii se aplică sub
forma unui bilanţ termic efectuat pentru un volum elementar de forma paralelipipedică avacircnd
dimensiunile laturilor ∆x ∆y si ∆z raportat la un sistem de coordonate ortogonal (Fig 23)
Deoarece fluidul din elementul de volum este icircn mişcare la icircntocmirea bilanţului
termic se ţine seama că fluxul de căldură intră şi iese din elementul de volum prin două
mecanisme ce se desfăşoară simultan conductivitatea termică şi convecţia Bilanţul termic se
exprimă prin relaţia generală
eicvcdac QQQ minus=+ (11)
unde Qaccd+cv reprezintă fluxul de căldură acumulat icircn elementul de volum prin
conductivitate şi convecţie Qi ndash fluxul de căldură intrat icircn elementul de volum prin cele două
mecanisme iar Qe - fluxul de căldură ieşit din elementul de volum prin cele două mecanisme
Căldura totală acumulată icircn elementul de volum poate fi considerată ca fiind suma
acumulărilor după cele 3 direcţii ale sistemului de coordonate
aczacyacxac QQQQ ++= (12)
Fluxul de caldură convectiv poate fi exprimat prin ecuaţia calorimetrică ca produs
icircntre debitul masic de fluid căldura specifică şi temperatura fluidului
TcAvTcMQ ppm sdotsdotsdotsdot=sdotsdot= ρ (13)
De asemenea s-a considerat că produsul (ρvxT) este variabil pe direcţia x
Fig 23 Transmiterea fluxului de căldură pe direcţia x
7
Fluxul intrat şi ieşit prin conductivitate se calculează cu legea Fourier
Cu aceste observaţii rezultă
- căldura acumulată după direcţia x
( ) zyTvTvczyxT
xTQ xxxxxpxxxacx ∆∆minus+∆∆⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛
partpart
minuspartpart
= ∆+∆+ )()( ρρλλ (14)
- căldura acumulată după direcţia y
( ) zxTvTvczxxT
yTQ yyyyypyyyacy ∆∆minus+∆∆⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛partpart
minuspartpart
= ∆+∆+ )()( ρρλλ (15)
- căldura acumulată după direcţia z
( ) yxTvTvcyxzT
zTQ zzzzzpzzzacz ∆∆minus+∆∆⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛
partpart
minuspartpart
= ∆+∆+ )()( ρρλλ (16)
Acumularea de caldură icircn elementul de volum determină variaţia icircn timp a
temperaturii fluidului din elementul de volum astfel icircncacirct acumularea totală poate fi
exprimată şi prin relaţia
tTVcQ pac partpart
∆= ρ (17)
Prelucracircnd relaţiile icircn ipoteza cp şi λ constante rezultă
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
partpart
+part
part+
partpart
minus⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
part
part+
part
part+
part
part=⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛partpart
+partpart
+partpart
+partpart
zv
yv
xv
TczT
yT
xT
zTv
yTv
xTv
tTc zyx
pzyxp)()()(
2
2
2
2
2
2 ρρρλρ
(18)
Relaţia de mai sus reprezintă forma generală a ecuaţiei diferenţiale a distribuţiei
temperaturilor icircntr-un fluid icircn mişcare (ecuaţia Fourier-Kirchhoff) Aceasta poate fi scrisă
icircntr-o formă mai restracircnsă prin utilizarea operatorilor matematici
- derivata substanţială a temperaturii
zTv
yTv
xTv
tT
tTD
zyxs
partpart
+partpart
+partpart
+partpart
=d
(19)
- laplaceanul temperaturii
8
2
2
2
2
2
22
zT
yT
xTT
partpart
+partpart
+partpart
=nabla (20)
- divergenţa produsului (ρv)
zv
yv
xvv zyx
partpart
+part
part+
partpart
=nabla)()()()( ρρρρ (21)
Cu aceste notaţii ecuaţia distribuţiei temperaturilor devine
)(2 vTcTdt
TDc p
sp ρλρ nablaminusnabla= (22)
Ecuaţia de mai sus se simplifică icircn următoarele condiţii
- regim staţionar cacircnd 0=partpart
tT (23)
- fluid necompresibil cacircnd 0)( =nabla vρ (24)
şi ecuaţia devine Tdt
TDc s
p2nabla= λρ (25)
- mediu imobil cacircnd 0=== zyx vvv şi TtTc p
2nabla=partpart λρ (26)
care este tocmai ecuaţia diferenţială a conductivităţii termice
- mediu imobil si regim stationar (27) 02 =nabla T
Prin integrarea ecuaţiei diferenţiale Fourier-Kirchhoff se obţine funcţia de distribuţie
a temperaturilor in interiorul fluidului icircn mişcare Această funcţie permite determinarea
gradientului de temperatură şi a potenţialului individual icircn stratul limită icircn funcţie de care se
poate stabili o relaţie de calcul al coeficientului de transfer de caldură
Soluţii analitice nu sunt icircnsă posibile decacirct pentru cazuri simple
In aceste condiţii determinarea coeficienţilor de transfer de căldură se face
experimental corelarea datelor experimentale făcacircndu-se prin ecuaţii criteriale deduse prin
metodele similitudinii şi analizei dimensionale
9
223 Similitudinea proceselor termice
Procedeul similitudinii cunoscut şi aplicat cu succes icircn hidrodinamică a fost folosit
pentru prima dată icircn studiul convecţiei de către Nusselt El a aplicat o metodă riguroasă
pentru determinarea criteriilor de similitudine plecacircnd de la ecuaţiile diferenţiale ale
transferului de căldură
- ecuaţia de continuitate (legea conservării masei cu caracter pur hidrodinamic)
- ecuaţia de mişcare a fluidelor vacircscoase
- ecuaţia Navier-Stokes (ecuaţia de curgere) după cele trei axe de coordonate (cu
caracter pur hidrodinamic)
- ecuaţia de conservare a energiei termice şi hidraulice (cu caracter termic şi hidro-
dinamic)
- ecuaţia condiţiilor de contur
Icircn toate aceste ecuaţii s-au introdus următorii factori adimensionali care nu trebuie
confundaţi cu criteriile de similitudine şi care sunt rapoarte icircntre mărimile fizice care
intervin icircn ecuaţiile de mai sus scrise atacirct pentru original cacirct şi pentru model
bull fl = ll - pentru lungimi
bull fv=vv - pentru viteze
bull fp=pp - pentru presiuni
bull fρ=ρρ- pentru densităţi
bull fν = νν - pentru vacircscozităţi
bull fT= TT - pentru temperaturi
bull fa = aa - pentru difuzibilitatea termică
bull fα=αα- pentru convecţie
bull fλ=λλ - pentru conductibilitate
Scriind expresia fiecărui factor de scară se obţine
lplp
lvlv
ρρ
2
2= sau
Euvp
vp
=== 22 ρρ
(28)
un criteriu pur hidrodinamic denumit criteriul Euler
2
2
2
2
lvvl
lvlv
υυ
= sau
10
Re
===υυ
lvvl (29)
criteriul hidrodinamic denumit criteriul Reynolds
2
2
TT
gg
ll
vv
∆∆
sdotsdot=sdotsdotββ
υυ sau
22
vlTg
vTlg
υβ
υβ ∆
=∆ (30)
Ţinacircnd seama de (29) relaţia (30) devine
2
3GrTlg
=∆
υβ (31)
denumit criteriul Grashof
211 fff
fff TaTv = sau
Pealv
avl
=== (32)
denumit criteriul Peclet
Din cele de mai sus rezultă
1fff
ff TT
λα = sau
Null==
sdot=
sdot
λα
λα (33)
denumit criteriul Nusselt
Ecuaţia de continuitate n-a mai fost utilizată icircn stabilirea criteriilor de similitudine
deoarece raportul care intervine icircn această ecuaţie poate lua orice valoare deci nu 1 ff v
dă nici o concluzie asupra similitudinii
Icircn locul acestor criterii care utilizează mărimi independente icircntre ele se poate folosi
orice combinaţie a lor deoarece şi aceste combinaţii au un caracter adimensional (criterial)
Astfel icircn locul criteriului Peclet s-a introdus criteriul
a
Pe υ==
RePr (34)
denumit criteriul Prandtl care nu conţine decacirct mărimi caracteristice ale fluidului
Un alt criteriu rezultat din combinarea altor criterii este şi
pc
NuStsdotsdot
=sdot
=ρωα
PrRe (35)
11
denumit criteriul Stanton
Dacă se consideră ecuaţiile după axele x şi y criteriul lui Grashof nu mai apare
deoarece mişcarea fluidului nu se face şi pe verticală Icircn acest caz mişcarea fluidului şi
transmiterea de căldură prin convecţie (şi conductibilitate icircn stratul limită) vor fi
caracterizate printr-o funcţie criterială de forma
f(NuPrRe) = 0 (36)
sau
Nu=g(RePr) (37)
Criteriul lui Euler nu intră icircn funcţiiile de mai sus deoarece presiunea nu joacă un rol
direct icircn transmiterea căldurii iar influenţa ei indirectă a fost luată icircn considerare icircn
cadrul celorlalte criterii Icircn consecinţă introducerea acestui criteriu nu aduce nici o
contribuţie concludentă icircn convecţia termică
Relaţia (37) permite determinarea valorii lui α dacă se cunoaşte teoretic sau
experimental funcţia care leagă icircntre ele criteriile Nu Re şi Pr Icircn acest caz
Pr)(Reglλα = (38)
Icircn cazul mişcării pe verticală mai intervine şi criteriul Gr pe lacircngă celelalte
criterii
Dacă este cazul unei mişcări relativ lente cum se icircntacircmplă la convecţia liberă criteriul
Re icircşi pierde importanţa avacircnd valoare foarte mică aşa că se poate scrie
Nu = f(GrPr) (39)
La curgere forţată pe verticală cacircnd se suprapune convecţia liberă peste convecţia
forţată relaţia (39) devine
Nu = f(RePrGr) (40)
Icircn concluzie teoria similitudinii permite ca pe baza ecuaţiilor diferenţiale ale
convecţiei dar fără a le integra să se obţină criterii de similitudine icircntre care să se determine
pe cale experimentală ecuaţii criteriale valabile pentru toate procesele asemenea Din aceste
ecuaţii criteriale se poate determina coeficientul de convecţie α
12
224 Calculul coeficienţilor de transfer de căldură
In cazurile complexe coeficienţii de transfer de căldură se calculează din ecuaţii
criteriale care se obţin prin prelucrarea rezultatelor experimentale Ecuaţiile criteriale se obţin
pornind de la ecuaţia diferenţială cu următorul algoritm
Pasul 1 se scrie ecuaţia diferenţială Fourier-Kirchhoff
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
partpart
+part
part+
partpart
minus⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
part
part+
part
part+
part
part=⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛partpart
+partpart
+partpart
+partpart
zv
yv
xv
TczT
yT
xT
zTv
yTv
xTv
tTc zyx
pzyxp)()()(
2
2
2
2
2
2 ρρρλρ
(41)
Pasul 2 se transcrie ecuaţia difereţială icircn forma dimensională generalizată
(IV) (III) (II) (I)
02
=⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟
⎠
⎞⎜⎝
⎛+⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
lTvc
lT
lvTc
tTc ppp ρλρρ
(42)
Pasul 3 se elimină termenii care nu sunt independenţi (termenii II şi IV sunt identici
şi de aceea se reţine numai unul dintre ei)
(III) (II) (I)
02
=⎟⎠
⎞⎜⎝
⎛+⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
lT
lvTc
tTc pp λρρ
(43)
Pasul 4 primul termen se exprimă sub forma
lT
lTl
lQ
tlQ
tl
Tmct
Tc pp ααρ===== 3
2
333 (44)
şi ecuaţia dimensională generalizată devine
(III) (II) (I)
02 =⎟⎠⎞
⎜⎝⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛
lT
lvTc
lT p λρα
(45)
Se fac rapoarte adimensionale icircntre termenii ecuaţiei de mai sus obţinacircnd două criterii
de similitudine
Criteriul Nusselt se obţine raportacircnd termenul (I) la termenul (III)
λα
λα l
Tl
lT
IIIINu =sdot==
2
)()( (46)
13
Acest criteriu exprimă raportul dintre căldura totală transmisă icircn interiorul fluidului şi
căldura transmisă numai prin conductivitate
Criteriul Peclet rezultă din raportul termenilor (II) şi (III)
avlvlc
Tl
lTvc
IIIIIPe pp ==sdot==
λρ
λρ 2
)()( (47)
icircn care pc
aρλ
= este coeficientul de difuziune termică
Funcţia criterială generală este dată de relaţia
0Re0
2
0
1 =⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ll
ll
WeFrEuPeNuf (48)
Funcţia criterială se simplifică astfel
- pentru fluide omogene We=0
- icircntre Eu şi Re există o relaţie de dependenţă aşa cum rezultă din următorul raţionament
la curgerea internă
2
2vdLP ρλ=∆ de unde
dL
vPEu
22 λρ
=∆
= (49)
icircn timp ce la curgerea externă
2
2vAP cρξ=∆ deci
22
cAvPEu ξ
ρ=
∆= (50)
Deoarece (Re)f=λ şi (Re)f=ξ rezultă că Eu=f(Re) icircn consecinţă criteriul Euler
poate fi omis din ecuaţia criterială
- se preferă icircnlocuirea criteriului Pe cu criteriul Prandtl care are avantajul că este exprimat
numai icircn funcţie de constante fizice
λη
ρηρ sdot
=sdotsdot
sdotsdotsdot== pp c
lvlvTcPe
RePr (51)
- criteriul Froude este icircnlocuit cu criteriul Grashof (numit şi criteriul convecţiei libere)
14
Tlvv
lgTFrGr ∆sdotsdotsdotsdot
sdotsdot
=∆sdotsdotsdot= βη
ρβ 2
222
22Re (52)
şi ecuaţia criterială devine
0RePr0
2
0
1 =⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ll
ll
GrNuf (53)
care se explicitează icircn raport cu criteriul Nusselt şi se obţine
PrRe4
321
0
1n
nnn
ll
GrCNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdotsdot= (54)
- icircn convecţia liberă nu apare Reynolds doarece nu se poate determina viteza şi ecuaţia
criterială devine
Pr3
21
0
1n
nn
ll
GrCNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdot= (55)
- icircn convecţia forţată icircn regim turbulent nu apare Grashof iar ecuaţia criterială devine
PrRe3
21
0
1n
nn
ll
CNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdot= (56)
Ecuaţiile criteriale existente icircn literatura de specialitate sunt rezultatul prelucrării unui
număr mare de date experimentale obţinute icircn condiţii particulare şi limite bine precizate de
variaţie a parametrilor motiv pentru care şi valabilitatea acestor ecuaţii este limitată
Pentru calculul coeficientului individual de transfer de caldura α trebuie cunoscute
exact condiţiile icircn care se realizează convecţia pentru a alege din literatura de specialitate
ecuaţia criterială adecvată
Icircn literatura de specialitate sunt prezentate ecuaţii criteriale pentru fiecare tip de
convecţie
225 Analiza dimensională
Analiza dimensională este o metodă prin care se obţin informaţii despre un fenomen
pornind de la singura premiză că fenomenul poate fi descris printr-o ecuaţie dimensională
corectă şi omogenă icircntre anumite variabile Metoda are icircnsă o limitare constacircnd icircn aceea că
rezultatele obţinute sunt incomplete şi practic inutilizabile dacă nu sunt completate cu date
experimentale
Analiza dimensională iniţiată de Buckingham combină variabilele unui proces icircn
grupuri adimensionale denumite criterii convenabil alese care uşurează interpretarea
15
rezultatelor şi extind domeniul de aplicare a datelor experimentale Relaţiile de calcul
stabilite cu ajutorul analizei dimensionale şi corelate cu datele experimentale permit
determinarea coeficientului de convecţie pentru categorii largi de fenomene reale icircn baza
legilor similitudinii
Analiza dimensională contribuie icircnsă icircn mică măsură la icircnţelegerea proceselor de
convecţie deoarece nu dă nici un fel de informaţii despre natura fenomenelor considerate
Criteriile de similitudine pot fi determinate şi cu ajutorul analizei dimensionale prin
egalizarea dimensiunilor cunoscute ale unei mărimi complexe cu dimensiunile unor mărimi
simple sau complexe alese mai mult sau mai puţin arbitrar
Considerăm mărimea complexă α ale cărei dimensiuni cunoscute sunt
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡
sdotsdot grdsmJ
2α (57)
Se presupune că mărimea depinde de lungimea caracteristică a corpului de căldura
specifică a fluidului de conductibilitatea termică de viteză de vacircscozitatea cinematică şi
de densitatea fluidului Presupunerea se bazează pe analiza formulelor care exprimă de
obicei pe α Dimensiunile acestor mărimi sunt
][3
2
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡⎥⎦⎤
⎢⎣⎡
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡sdotsdot⎥
⎦
⎤⎢⎣
⎡sdot m
kgs
msmv
grdsmJ
grdkgJcml ρυλ
Icircn consecinţă se poate scrie
(58) θηεδγβ υλρα sdotsdotsdotsdotsdotsdot= cvlC
unde C este o constantă adimensională
Dacă se grupează aceşti exponenţi se obţine formula lui Nusselt
(59) εγ PrRe sdotsdot=CNu
formulă utilizată deseori pentru determinarea lui α şi care corespunde destul de bine
determinărilor experimentale icircn foarte multe cazuri practice Mărimile γ şi ε sunt nişte
numere oarecare adesea notate cu m şi n
Determinarea coeficientului de convecţie pe această cale implică icircnsă un mare număr
de măsurări experimentale şi cunoaşterea relaţiei dintre parametrii icircn cauză lucru care nu este
totdeauna realizabil
16
226 Factorii care determină şi influenţează convecţia termică
Aceşti factori sunt
a) Cauza care produce mişcarea fluidului
Dacă mişcarea fluidului este cauzată doar de diferenţa de densitate produsă de
diferenţa de temperatură icircntre particulele de fluid mai apropiate şi mai depărtate de perete
transmisia căldurii se face prin convecţie liberă
Dacă mişcarea fluidului este cauzată de un lucru mecanic din exterior (pompă
ventilator) transmisia căldurii se face prin convecţie forţată
b) Regimul de curgere al fluidului care este caracterizat prin criteriul Reynolds (Re)
Pentru curgerea fluidelor prin ţevi şi canale icircnchise există următoarele regimuri
bull convecţie icircn regim laminar (particulele de fluid nu se amestecă liniile de curent fiind
paralele) 2300Re lt
bull convecţie icircn regim tranzitoriu 410Re2300 ltlt
bull convecţie icircn regim turbulent 410Re gt
Pentru curgerea fluidului peste corpuri icircn formă de placă plană graniţa dintre laminar
şi turbulent este pentru 5105Re sdotasymp
Deoarece icircn regim laminar particulele nu se amestecă intensitatea transferului de
căldură prin convecţie este mai mare icircn regim turbulent decacirct icircn regim laminar
c) Proprietăţile fizice ale fluidului
Convecţia este influenţată icircn principal de căldura specifică cp coeficientul de
conducţie λ al fluidului (care intervine icircn stratul limită termic) difuzivitatea termică
densitatea vacircscozitatea dinamică proprietăţi care depind de temperatura fluidului şi care pot
fi găsite icircn tabele termodinamice
d) Forma şi dimensiunile suprafeţei de schimb de căldură
Geometria suprafeţei de schimb de căldură (plană cilindrică nervurată etc) şi
orientarea acesteia faţă de direcţia de curgere a fluidului afectează caracteristicile stratului
limită deci şi transferul de căldură prin convecţie
Problema transmiterii căldurii prin convecţie se reduce de fapt la determinarea
coeficientului de convecţie α
17
Dacă icircn calculele practice de transmitere a căldurii prin conducţie se poate lucra cu
valorile experimentale ale coeficientului λ luate din tabele termodinamice icircn cazul convecţiei
coeficientul α trebuie determinat pentru fiecare caz icircn parte şi depinde de cei 4 factori
prezentaţi anterior
Determinarea coeficientului de convecţie α se face pornind de la ecuaţiile diferenţiale
care intervin icircn procesul de transmitere a căldurii prin convecţie tinacircnd cont de faptul că
procesul are loc datorită mişcării fluidului ecuaţia de continuitate ecuaţiile de mişcare
(ecuaţiile Navier-Stockes) şi ecuaţia de contur (care ţine seama de faptul că fluxul unitar de
căldură transmis prin convecţie este egal cu fluxul unitar de căldură transmis prin conducţie
prin stratul limită de fluid de lacircngă perete)
Rezolvarea teoretică a acestui sistem de ecuaţii diferenţiale nu este posibilă decacirct
pentru cazuri foarte simple particulare
Din această cauză pentru determinarea coeficientului de convecţie α se face apel la
teoria similitudinii Pe baza ecuaţiilor diferenţiale sus menţionate şi a teoriei similitudinii au
fost deduse mărimile adimensionale numite invarianţi criterii de similitudine sau numere
Aceşti invarianţi se pot calcula icircn funcţie de parametrii fluidului la temperatura
respectivă (vacircscozitate densitate viteză etc)
Toţi aceşti invarianţi au aceeaşi valoare pentru sistemele şi fenomenele asemenea
Cel mai important invariant este Nu deoarece include coeficientul de convecţie α care
trebuie determinat λα lNu sdot= unde λ este coeficientul de conducţie termică a fluidului icircn
stratul limită iar l este lungimea caracteristică (diametrul icircn cazul conductelor)
Efectuacircnd experimentări pe instalaţii de laborator au fost deduse empiric relaţii de
legătură icircntre invarianţi numite ecuaţii criteriale de forma
Nu = f ( Re Pr Gr etc ) (60)
18
3 DETERMINAREA EXPERIMENTALĂ A COEFICIENTULUI DE
TRANSFER TERMIC PRIN CONVECŢIE
31 INTRODUCERE
Există patru metode de bază pentru evaluarea coeficientului de transfer termic prin
convecţie
- analiza dimensională combinată cu determinări experimentale
- determinarea analitică a soluţiilor ecuaţiilor stratului limită
- analiza aproximativă a startului limită prin metode integrale
- analogia dintre transferul de căldură masă şi impuls
Deşi fiecare dintre metode contribuie la cunoaşterea procesului transferului de căldură
nici una dintre ele nu poate rezolva singură toate problemele schimbului de căldură prin
convecţie datorită limitărilor pe care le au
Analitic prin integrarea ecuaţiei diferenţiale Fourier-Kirchhoff se obţine funcţia de
distribuţie a temperaturilor icircn interiorul fluidului icircn mişcare Această funcţie permite
determinarea gradientului de temperatură şi a potenţialului individual icircn stratul limită icircn
funcţie de care se poate stabili o relaţie de calcul al coeficientului de transfer de căldură prin
convecţie
Soluţiile analitice nu sunt icircnsă posibile de găsit decacirct pentru cazuri simple
Icircn consecinţă determinarea coeficienţilor de transfer de căldură se face experimental
pe un model fizic corelarea datelor experimentale făcacircndu-se prin ecuaţii criteriale deduse
prin metodele similitudinii şi analizei dimensionale
32 INSTALAŢIA EXPERIMENTALĂ
Măsurătorile s-au efectuat pe un model experimental de crestătură cu răcire directă
introdus icircntr-o cutie din tablă de Ol37-2K de 25 mm grosime cu volumul de 03396 m3 care
este izolat termic printr-un strat de lemn căptuşit cu plăci de azbest pe trei sferturi din
suprafaţa sa şi cu alumină pe restul de un sfert de suprafaţă
Icircn zona icircn care izolaţia termică este de alumină modelul are prevăzute termocuplurile
şi sondele de presiune
Aşezarea sondelor s-a făcut numai pe o faţă din jumătatea modelului ca urmare a
faptului că modelul experimental prezintă simetrie geometrică faţă de planele mediane
(transversal şi longitudinal)
19
Alimentarea cu aer s-a făcut de la reţeaua de aer comprimat printr-un colector de la
extremităţile căruia s-a făcut racordul prin furtunuri de cauciuc la două camere de admisie
montate sub capetele de bobină Aceste camere permit accesul aerului icircn canalul de admisie
plasat sub icircnfăşurarea de cupru
Fig 31 Modelul experimental de crestătură cu răcire directă
Fig 32 Schema experimentală
20
Din canalul de admisie aerul este evacuat icircn atmosferă prin 31 de canale radiale
identice tip fantă aşezate la 75 mm unul de altul de secţiune transversală 50 x 3 mm2 fante
practicate direct icircn icircnfăşurarea de cupru (Fig 31) Cele două capete de bobină de lungime
110 mm fiecare nu sunt izolate termic rămacircnacircnd direct icircn atmosferă iar pe o distanţă de 172
mm icircncepacircnd de la capete nu au prevăzute nici o fantă radială
Bobina modelului a fost alimentată cu energie electrică icircn curent continuu prin cele
două capete ale sale de la trei grupuri convertoare de sudură identice legate icircn paralel ca icircn
figura 32
Variaţia intensităţii curentului din bobină s-a făcut după necesităţi folosind butoanele
excitaţiilor serie şi separată aşezate pe panoul grupurilor icircntre 680 A şi 1068 A
Deoarece bobina are de-a lungul său două secţiuni transversale diferite una mai mare
icircn zona masivă a sa şi alta mai mică icircn zona fantelor radiale au rezultat pentru orice
intensitate de curent cacircte două valori pentru densităţile de curent
Existenţa a două densităţi de curent icircn bobină se traduce pentru funcţia M = M(xyzt)
Wm3 prin două valori constante M1 şi M2 la fiecare valoare a intensităţii curentului valoarea
M1 pentru zona plină a bobinei şi valoarea M2 pentru zona cu fante a bobinei
Fiecare valoare M1 rezultă din raportul puterii P1 consumată icircn zona plină care este
egală cu 0395 Pbobină şi volumul său V1 = 383 x10-3 m3 iar valoarea M2 - din raportul puterii
P2 consumată icircn zona cu fante egală cu 0605 Pbobină şi volumul său V2 = 476 x10-3 m3
Puterea electrică icircn curent continuu consumată icircn bobină s-a măsurat prin metoda
voltmetrului şi ampermetrului
Deoarece montajul aval al voltmetrului dă o eroare de măsurare redusă icircn cazul
tensiunilor mici ca icircn acest caz cacircnd tensiunea este 545 V şi curenţilor mari (680 A - 1068
A) acest montaj a fost preferat
Ca aparate de măsură s-au folosit un voltmetru magnetoelectric de clasă 03 iar cu rol
de ampermetru s-a folosit un multimetru de clasă 03 combinat cu un şunt de 1200 A 60 mV
şi 5 Ω
Pentru determinarea regimului termodinamic icircn instalaţia de răcire a bobinei de cupru
din crestătură prin măsurătorile efectuate sndasha urmărit punerea icircn evidenţă a următoarelor
mărimi
a) căderea totală de presiune icircn instalaţia de răcire funcţie de debitul de aer vehiculat
21
b) variaţia longitudinală a căderii de presiune icircn sistemul fantă admisie fantă ieşire
orificii fantă ndash funcţie de poziţia fantelor şi regimul de lucru
c) temperaturile icircn miezul de cupru al icircnfăşurării şi distribuţia lor longitudinală icircn funcţie
de regimul de icircncărcare şi debitul de fluid vehiculat
d) debitul de căldură cedat icircn fantele de răcire şi preluat de agentul vehiculat ndash icircn funcţie
de poziţia fantelor şi puterea disipată icircn instalaţie
e) repartiţia debitului agentului de răcire funcţie de poziţia fantelor
f) determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantele de răcire
g) determinarea coeficientului de pierderi de presiune considerat ca un coeficient de
rezistenţă local icircn funcţie de poziţia fantelor
Temperaturile s-au măsurat cu termocuplu cupru-constantan cu diametrul 02 mm şi
05 mm izolate icircn teflon respectiv sticlă tip Degussa
Presiunile s-au măsurat cu sonde de presiune cu diametrul 2mm racordate la tuburi U
icircn mm coloană de apă (mm CA) sau mm coloană de mercur (mm CHg)
Mărimile temperaturilor s-au măsurat cu aparate icircnregistratoare icircn icircnfăşurarea de
cupru iar cele ale fluidului s-au măsurat la intrarea icircn regim permanent cu ajutorul unui
voltmetru electronic digital şi a unui milivoltmetru cu spot luminos
Fiecare termocuplu a fost etalonat anterior icircmpreună cu aparatul de măsură cu care a
fost utilizată punctul rece fiind introdus pentru termostatare la 0oC icircntr-un vas Dewar cu
gheaţă atacirct icircn timpul etalonării cacirct şi icircn timpul măsurătorilor
Icircn scopul măsurării mărimilor de mai sus s-au montat
1) 6 sonde de presiune statică 5 icircn lungul canalului de admisie la baza crestăturii şi una
icircnainte de intrare icircn canalul de admisie
2) Debitul total de aer de răcire cu ajutorul unei diafragme standardizate măsuracircndu-se
căderea de presiune icircn diafragmă şi presiunea statică icircn aval de aceasta
3) Vitezele la ieşirea din orificiile fiecărei fante s-au măsurat cu ajutorul unei sonde Pitot
amplasate pe un suport mobil din teflon de-a lungul celor 16 fante studiate Pentru
determinarea vitezelor s-a măsurat şi temperatura la ieşirea din fiecare orificiu
4) Temperatura aerului icircn lungul canalului de admisie s-a măsurat cu ajutorul a patru
termocupluri montate icircn lungul canalului
22
5) Determinarea distribuţiei temperaturii pe icircnălţimea icircnfăşurării s-a făcut prin plantarea
icircn două secţiuni a termocuplurilor
6) Temperatura icircn masa icircnfăşurării de cupru icircn lungul icircntregului traseu de măsură cu
ajutorul a 9 termocupluri introduse prin partea laterală a crestăturii şi 2
termocuplurilor montate icircn icircnfăşurarea de cupru icircn apropierea bornelor de legătură
7) Temperaturile la suprafaţa exterioară a icircnfăşurării de cupru s-au măsurat icircn două
puncte icircn acelaşi loc unde s-au plantat termocupluri pentru măsurarea temperaturii icircn
axul icircnfăşurării pentru a putea urmări distribuţia transversală a temperaturii icircn
icircnfăşurare
Pentru determinarea gradientului radial a temperaturii icircn icircnfăşurare s-au determinat icircn
două puncte temperaturile la partea superioară şi respectiv inferioară a icircnfăşurării
33 REZULTATE EXPERIMENTALE
Experimentările s-au efectuat pentru regimuri de bază icircn care s-a variat puterea
electrică disipată icircn icircnfăşurările de cupru
PA = 2207 W PB = 2907 W PC = 4301 W PD = 5744 W la care corespund densităţile
de curent
JA = 305 Amm2 JB = 345 Amm2 JC = 404 Amm2 JD = 463 Amm2
Pentru fiecare regim de putere s-au variat debitele de agent de răcire pentru a se pune
icircn evidenţă influenţa parametrilor aerodinamici de curgere asupra temperaturii icircn icircnfăşurare
Icircn tabelul următor sunt prezentate valorile debitelor de răcire puterile electrice
disipate şi densităţile de curent pentru regimurile experimentate grupate după valorile
densităţii de curent
Regim P
[W]
J
[Amm2]
Dt
[m3h]
11 2006 297 121
A 12 2376 314 865
13 2240 306 67
8 2875 345 121
B 9 2808 341 112
10 3040 349 805
1 4149 402 118
3 4176 405 129
23
C 4 4167 403 121
5 4454 405 101
6 4563 403 80
D 2 5767 467 135
7 5722 459 123
Se observă că nu s-a putut menţine puterea constantă la diferite debite de aer de
răcire icircn cazul regimurilor de putere ABCD deoarece icircn timpul funcţionării au existat
variaţii ale rezistenţei icircnfăşurării ca urmare a modificării temperaturii cuprului precum şi mici
variaţii de tensiune
Pentru fiecare debit de agent de răcire s-au măsurat vitezele icircn cele 3 x N orificii cu
diametrul de 7 mm N fiind numărul de fante de răcire Determinările s-au efectuat din
motive de simetrie geometrică şi fizică a procesului numai pe jumătate bară rezultacircnd 3 x 16
= 48 orificii pentru care s-au efectuat măsurătorile la fiecare regim Icircn acelaşi mod s-a
procedat cu temperaturile agentului de răcire la ieşirea din orificii
Notacircnd cu presiunea dinamică măsurată cu tubul Pitot s-a determinat
temperatura medie icircn fanta j cu relaţia
ep∆
sum
sum
=
=
∆
sdot∆
= 3
1
3
1
iei
iiei
ej
p
TpT (61)
unde şi Teip∆ i reprezintă presiunile dinamice şi temperaturile la ieşire din cele 3 orificii
corespunzătoare fantei j
Debitul de aer pe fanta j s-a determinat cu relaţia
(62) sum=
sdot=3
10 3600
iifj swD ε
unde wi [ms] este viteza icircn orificiu şi rezultă din relaţia
aer
eii
pw
ρ9802 sdotsdot∆
= (63)
reprezentacircnd presiunea dinamică a fiecăreia din cele 3 găuri corespunzătoare unei fante j Ea
se determină cu ajutorul tubului Pitot mobil s0 reprezintă secţiunea transversală aceeaşi
pentru toate orificiile
Densitatea aerului s-a aproximat cu ecuaţia
[kgmfjaer T410412650 minussdotminus=ρ 3] (64)
24
valabilă icircn limitele CTC 00 10020 ltlt
Ecuaţia (62) poate fi astfel pusă sub forma simplificată
sum=
minus∆
sdotminus=
3
1410412650
1
iei
fjfj p
TAD (65)
A fiind o constantă de calcul egală cu 1935 sdot10-2
Viteza aerului icircn fanta j se calculează cu relaţia
3600sdot
=f
fjfj S
Dw (66)
unde Sf este secţiunea transversală a fantelor Sf =148110-4 m2
Pentru determinarea coeficientului local de rezistenţă al fantelor s-a folosit relaţia
aerfj
j wp
ρζ 21 sdot
∆= (67)
unde ∆p1 (mm CA) reprezintă căderea de presiune icircn sistemul alimentare fantă-fantă-sistem
de ieşire fantă
Debitul de căldură preluat de aer icircn fiecare fantă se calculează cu relaţia
[kcalh] (68)
unde T
)( ijejpafjaerfj TTcDQ minus= ρ
i reprezintă temperatura aerului la intrarea icircn fanta j rezultată din măsurătorile de
temperaturi icircn lungul canalului de admisie iar cpa = 2378
Pentru determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantă se foloseşte relaţia
)( aerpCuCu
jj TTA
Qminus
=α (69)
unde
- ACu reprezintă suprafaţa laterală a fantei ocupată de icircnfăşurarea de cupru (mai
puţin suprafaţa ocupată de izolaţie) ACu = 12410 mm2
- pCuT este temperatura peretelui icircnfăşurării de cupru icircn fantă
CTpCuo40+=θ
- aerT este temperatura medie a aerului icircn fanta j 2
efifaer
TTT
+=
Temperatura pCuT s-a aproximat prin temperatura icircn axa icircnfăşurării de Cu avacircnd icircn
vedere că la icircncărcările volumetrice de putere M [Wm3] utilizate icircn timpul experimentărilor
rezultă o cădere foarte mică de temperatură icircntre peretele fantei şi temperatura icircn ax icircntre 2
25
fante Icircntr-adevăr dacă se consideră icircncărcarea volumetrică maximă de putere icircntacirclnită icircn
cursul experimentărilor M = 072x106 Wm3 şi se utilizează pentru căderea de temperatură
ax-perete fantă relaţia
Cu
Mrtλ2
2=∆ (70)
unde r = 125 mm λ Cu = 300 kcalmsdothsdotgrd rezultă
(71) grd1870asymp∆T
ceea ce justifică alegerea temperaturii icircn axul icircnfăşurării pentru determinarea coeficientului de
transfer de căldură
Supratemperaturile θ măsurate icircn miezul barei icircn cele 13 regimuri studiate
Regim 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
1 96 995 86 80 70 64 57 44 47 365
2 116 133 107 85 77 67 61 45 47 34
3 81 855 695 65 56 50 43 295 33 23
4 895 94 80 725 625 555 46 365 395 29
5 995 109 98 825 715 65 565 465 62 395
6 1085 132 106 89 81 76 685 61 675 545
7 120 143 112 915 805 715 64 49 515 395
8 665 64 525 525 445 435 295 235 255 185
9 645 445 355 515 435 425 285 21 11 16
10 70 705 59 58 53 49 37 31 295 255
11 46 315 25 375 335 32 135 65 2 35
12 55 51 42 47 42 395 255 195 24 125
13 585 66 495 535 515 455 345 31 355 27
Măsurarea diverselor mărimi icircn cele 13 regimuri caracterizate mai sus
Regimul 1
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
71 4072 925 1735 428 148 6584 7447
72 3621 821 1539 542 145 5038 6162
725 340 847 1588 509 14 4709 6657
735 3467 902 1691 456 132 5384 8496
26
75 3135 954 1789 411 12 5172 8806
77 3209 953 1787 424 104 58 10931
82 2728 943 1768 453 92 4833 9325
88 2767 1078 2022 371 84 5892 12184
96 2842 1081 2027 405 88 6004 13295
104 2825 1016 1905 497 103 5493 13124
113 2896 1147 2151 425 124 534 14191
120 2945 1140 2138 457 147 4705 1408
125 280 1235 2316 404 173 369 11729
127 325 1168 219 466 20 4027 15638
129 3148 121 2269 44 23 282 11493
130 325 1064 1995 581 26 1888 8113
Regimul 2
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
945 4293 1075 2016 425 132 876 7063
95 3635 933 175 554 122 629 6201
955 3381 1012 1898 469 115 6305 7326
97 3109 1083 2031 412 112 6361 822
100 2747 1084 2033 419 84 5865 7676
105 2307 1111 2083 412 7 5115 7235
1125 2246 1101 2065 449 54 5401 7903
122 2161 1267 2376 366 46 6214 9648
1325 1967 1318 2472 365 48 5667 8821
144 1973 1058 1984 587 54 4382 7001
157 2098 1422 2667 373 62 605 1007
169 216 1418 2659 405 8 5771 9263
180 2171 1393 2612 447 108 4336 7637
185 2166 1425 2672 439 14 3098 5651
187 210 1424 267 444 184 1044 1942
1885 2229 1287 2413 55 22
27
Regimul 3
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
89 3337 988 1853 458 128 5667 6927
90 2910 904 1695 545 122 4344 5897
905 2664 969 1817 473 114 4175 6345
925 2382 1085 2035 382 106 408 6738
95 2211 1072 201 399 92 3957 719
99 2166 1086 2037 405 78 4317 8338
107 2087 1030 1932 485 68 4168 8795
117 196 1230 2307 37 605 481 10714
1275 1892 1278 2397 373 6 4771 1113
139 1941 1152 216 501 64 4324 10856
151 2019 1373 2572 385 7 5213 14285
164 1969 1383 2593 411 9 4245 15796
175 1967 1443 2706 403 12 3162 10543
180 210 1371 2571 461 16 1914 7909
182 210 1411 2646 44 204
183 2238 1293 2425 529 25
Regimul 4
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
81 3678 948 1778 458 132 6193 6978
81 3091 849 1592 56 118 4551 5717
815 2883 913 1712 483 102 48 667
82 2885 103 1931 382 84 5963 9262
83 2568 939 1761 46 68 5059 8535
85 251 98 1838 432 54 5527 11758
90 2287 948 1778 485 44 504 9047
98 2531 1107 2076 39 4 678 11071
107 2168 1174 2201 375 39 6025 12541
28
116 2224 1125 211 443 4 5916 13103
127 216 1275 2291 41 48 6174 14718
13 230 1263 2368 419 68 5865 14955
146 2531 1361 2552 385 96 6076 17774
147 230 1265 2372 445 132 3515 11151
149 2537 1322 2479 416 178 2805 1031
150 2486 121 2269 50 22 964 3601
Regimul 5
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
51 4627 805 1509 414 16 6608 6464
52 4462 71 1331 54 158 5567 6381
525 4111 716 1343 534 155 5022 6506
55 3636 82 1537 416 149 4864 6772
575 3393 807 1513 444 138 4518 6618
60 3141 829 1554 436 12 4508 7081
645 300 76 1425 554 10 4283 6972
68 3071 956 1793 37 7 6412 10844
74 300 1023 1918 351 88 6123 10939
79 2939 922 1729 46 94 5204 9728
84 3149 1021 1915 406 108 5929 12139
89 3087 1058 1984 396 13 5293 11507
94 3231 1116 2093 377 164 4929 16449
97 325 1075 2016 42 21 3404 13888
102 3621 1154 2164 388 274 2749 15074
1025 3382 969 1817 549 336
Regimul 6
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 5297 673 1262 465 132 7209 612
29
39 5007 636 1193 514 124 6405 648
395 488 637 1194 517 118 641 741
40 4378 709 1329 415 114 5303 7885
41 4032 702 1316 429 115 5587 7369
43 3714 713 1337 431 125 487 6862
45 362 647 1213 546 136 4052 6149
48 3764 809 1517 374 15 505 8359
52 3672 831 1558 383 16 4747 8381
57 3792 79 1481 466 17 4539 8597
61 3825 881 1652 402 177 4964 9993
64 3833 853 160 449 185 4631 9671
66 3927 939 1761 384 192 5145 11592
68 4096 909 1705 428 198 523 12535
69 4117 926 1737 415 203 5323 13294
69 425 828 1553 522 208 4864 12115
Regimul 7
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
85 5058 983 1843 47 144 9599 7545
86 4241 922 1729 525 138 722 6934
87 4113 929 1742 52 13 7188 8176
89 3939 998 1871 459 119 7583 9799
92 3658 1036 1943 435 98 7734 11581
96 3231 1084 2033 409 78 7485 10591
103 3037 1036 1943 477 63 7066 10415
110 3088 1215 2278 371 55 8994 13723
120 2898 1241 2327 385 56 825 12856
130 3074 1144 2145 494 62 7951 12935
142 2933 1344 252 389 73 839 13886
153 3082 1331 2496 43 108 7488 13063
165 3016 1393 2612 422 126 6861 12118
30
172 2778 1331 2496 478 164 4238 7604
175 3476 1362 2554 476 205 5332 10913
178 3347 1273 2387 552 252 2873 6146
Regimul 8
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
76 247 92 1725 438 105 3711 3912
77 2525 843 1581 529 96 3749 4058
78 2351 84 1575 537 86 3576 4159
80 2178 1008 189 38 76 4099 4937
83 210 921 1727 471 65 3842 4468
86 1963 1038 1946 382 56 4206 5561
93 2027 886 1661 569 5 3907 6439
100 1765 1126 2111 375 45 4298 7683
110 1909 1178 2209 379 44 5012 8738
120 1823 1105 2072 469 46 4367 8692
130 168 1216 228 417 54 4023
141 1771 1256 2355 425 68 3962
150 190 1318 2472 412 88 3866
154 170 1274 2389 45 112 2123
156 210 1318 2472 432 138 2697
157 2046 1161 2177 56 166 1269
Regimul 9
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
58 345 844 1583 394 11 5537 9344
59 33 783 1468 464 95 5163 10876
60 33 764 1432 494 79 5395 13564
625 3284 839 1573 536 66 621 18686
65 33 884 1658 398 56 6841 24284
31
69 33 944 177 37 46 7585 31026
74 33 82 1538 525 4 6734 31919
82 3238 1013 190 38 36 8214 4561
89 31 1113 2087 343 36 8804 4996
99 3296 1038 1946 438 38 8576 5165
108 31 1129 2117 403 44 8528 94138
116 31 1186 2224 394 6 8397
123 33 1282 2404 359 8 9016
126 345 1172 2198 444 106 7825
127 33 1262 2367 386 136 6822
127 33 1070 2006 541 164 4925
Regimul 10
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
36 4183 65 1219 419 125 5242 8148
36 4205 606 1136 481 115 5097 9723
37 4161 623 1168 467 104 5368 16633
375 4036 684 1283 39 88 5989 1444
39 3908 67 1256 422 74 5916 16018
41 3901 753 1412 346 6 6945 21122
43 355 599 1123 575 5 5143 16094
45 36 775 1453 36 45 7091 23087
48 3457 834 1564 33 5 6954 24138
52 36 781 1464 411 64 6664 23046
56 3669 81 1519 412 8 6497 24747
60 36 80 15 455 104 5887 22807
62 36 944 177 339 128 6499 26054
65 3837 92 1725 377 148 5974 2545
665 3851 892 1673 411 162 5468 22469
67 3781 757 1419 575 17 6408 2337
32
Regimul 11
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
74 31 872 1632 47 114 4796 10224
745 3081 809 1517 547 109 4525 11707
75 3184 819 1536 538 105 4905 15604
78 31 989 1855 383 98 590 22531
80 3036 929 1742 444 92 5543 25206
83 3043 1034 1939 372 84 6431 33252
88 2997 923 1731 493 75 5869 38561
94 30 1167 2188 329 63 7803 60752
101 31 1189 223 34 58 8488 33705
110 31 1079 2023 45 54 7831 29007
120 31 1281 2402 348 52 9372
130 31 1281 2402 377 52 9372
141 31 1371 2571 358 58 9788
150 31 130 2438 424 66 8989
157 31 1346 2524 415 8 8738
164 31 1186 2224 524 86 7491
Regimul 12
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 165 748 1402 327 10 1401 1606
39 18 566 1062 571 95 1384 1679
395 18 606 1136 505 88 1606 2175
40 1734 692 1297 392 8 1866 2353
41 1704 717 1345 372 7 2083 2789
43 1712 768 144 34 6 2475 2878
45 165 611 1146 56 5 2041 3494
48 1544 766 1436 38 51 2305 4388
52 165 944 177 266 48 3210 5639
33
59 165 786 1474 444 53 2498 5627
65 165 842 1579 427 62 2515
71 165 846 1586 464 8 2079
76 165 991 1858 364 112 1510
79 165 95 1781 413 13 95
82 165 934 1752 445 16
85 165 848 159
Regimul 13
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
20 2706 449 842 477 15 152 1875
20 25 363 681 728 154 971 1061
20 2607 409 767 574 146 132 1788
20 2591 495 928 392 14 1661 2116
205 2301 488 915 410 13 1384 1765
21 2298 497 932 404 118 1563 2151
22 2263 377 707 701 106 1682 2723
235 2233 526 986 395 98 1882 3211
25 235 587 110 345 10 2257 3600
28 2288 562 1054 421 108 1933 2248
31 235 587 11 429 12 2083
33 235 579 1086 47 141 1539
34 2401 613 1149 435 17 1208
355 1448 58 1087 518 20 726
36 25 612 1149
365 25 552 1035
34
34 INTERPRETAREA REZULTATELOR
35
Fig 33 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α la diferite regimuri
de funcţionare
36
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
- convecţie forţată ndash cacircnd mişcarea de amestec este rezultatul unor cauze
externe precum pompe ventilatoare etc
Relaţia de bază a transferului de căldură prin convecţie datorată lui Newton (1701)
permite calculul căldurii schimbate icircntre un fluid şi suprafaţa unui perete
][WTATTAQ sf ∆=minus= αα (1)
][ 2mWTAQqs ∆== α (2)
unde
Q este fluxul de căldură transferat prin convecţie icircn W
q - fluxul termic unitar de suprafaţă icircn Wm2
α - coeficientul de schimb de căldură prin convecţie icircn W(m2sdot oC)
Tf Ts - temperatura fluidului la o distanţă suficient de mare de suprafaţă respectiv a
suprafeţei peretelui icircn oC
∆T ndash diferenţa de temperatură icircntre fluid şi peret sf TTT minus=∆ icircn oC
A ndash aria suprafeţei de schimb de căldură a peretelui icircn m2
Adoptarea valorii absolute a diferenţei de temperatură presupune că fluxul de căldură
Q este pozitiv icircn sensul descreşterii temperaturii
Analogia electrică a transferului de căldură permite introducerea conceptului de
rezistenţă termică Legea lui Ohm pentru circuitele electrice conduce la ecuaţia de curent
eRUI ∆
= (3)
unde ∆U este diferenţa potenţialelor din noduri iar Re ndash rezistenţa electrică
Prin analogie se poate scrie
RTq ∆
= (4)
unde q este fluxul termic unitar ∆T ndash diferenţa de temperatură iar R ndash rezistenţa termică
Din comparaţia relaţiilor (2) şi (4) rezultă expresia rezistenţei termice la schimbul de
căldură prin convecţie
W])Cm[(1 o2 sdot=αconvR (5)
3
22 CONVECŢIA LIBERĂ
Din ecuaţia (1) rezultă că la arie de schimb de căldură constantă A şi la diferenţă de
temperatură constantă fluxul termic poate fi modificat pe baza coeficientului de convecţie α
De altfel acesta este un factor limitativ al regimului termic al echipamentelor electrice
cunoaşterea valorii lui şi măsurile justificate tehnico-economic pentru creşterea acestei valori
fiind o cale de icircmbunătăţire a performanţelor echipamentelor respective
221 Bazele transmiterii căldurii icircntre fluide prin pereţi solizi
S-a constatat experimental că icircn condiţiile curgerii turbulente intensitatea convecţiei
este maximă de aceea se recomandă ca vitezele fluidelor să fie astfel alease icircncacirct curgerea să
fie turbulentă
Icircn cazul schimbului de căldură icircntre un fluid şi o suprafaţă solidă căldura trebuie să
străbată aşa numitul strat limită termic ce se formează la interfaţa dintre fluid şi suprafaţa
solidă
Prin analogie cu stratul limită hidrodinamic stratul limită termic este definit ca zona
adiacentă suprafeţei solide icircn care temperatura fluidului variază de la o valoare Tp la o valoare
T din masa curentului de fluid
Modelul transferului de căldură icircntre fluid şi suprafaţa solidă consideră că icircntreaga
rezistenţă la transferul de căldură este concentrată icircn stratul limită deoarece icircn afara acestuia
deplasarea fluidului nefiind afectată de prezenţa solidului şi de forţele de frecare vacircscoasă
temperatura fluidului este uniformă
Fluxul de căldură Q schimbat icircntre fluid şi perete este proporţional cu suprafaţa de
contact A şi cu diferenţa de temperatură ∆T icircn stratul limită termic (Fig 21)
TAQ ∆sdotsdot= α (6)
unde dacă direcţia transferului de căldură este de la perete la fluid (a) respectiv
dacă direcţia transferului de căldură este de la fluid la perete (b)
TTT p minus=∆
pTTT minus=∆
Icircn ecuaţia de mai sus
α este coeficientul de schimb superficial de căldură prin convecţie icircn Cm
Wo2 sdot
- cu cacirct α este
mai mare transmisia căldurii prin convecţie este mai eficientă
T ndash temperatura fluidului icircn oC
Tp ndash temperatura peretelui la suprafaţa sa de contact cu fluidul icircn oC
Relaţia de mai sus se numesşe ecuaţia de răcire a lui Newton
4
Coeficientul de schimb superficial de căldură depinde de mulţi factori printre care
bull natura fluidului - α este mult mai mare la lichide decacirct la gaze
bull viteza fluidului - cu cacirct viteza este mai mare α este mai mare astfel icircncacirct convecţia
forţată este mult mai eficientă decacirct convecţia liberă
bull poziţia şi geometria suprafeţei α este mai mare pentru suprafeţe verticale decacirct pentru cele
orizontale şi mai mare pentru suprafeţe plane decacirct pentru cele cilindrice
bull diferenţa de temperatură perete-fluid ( ) 412TT minusasympα
bull felul curgerii fluidului ndash α este mai mare icircn cazul curgerii turbulente decacirct icircn al
curgerii laminare prezenţa nervurilor şicanelor etc favorizează turbulenţa şi măresc
valoarea coeficientului
Fig 21 Transferul căldurii de la un perete la fluid (a) şi invers (b)
Dacă de o parte şi de alta a peretelui solid se află fluide cu temperaturi diferite
fenomenul transmiterii căldurii este mai complex şi se caracterizează printr-o convecţie de la
fluidul 1 la peretele solid 2 o conductibilitate prin peretele solid 2 şi din nou printr-o
convecţie de la peretele solid la fluidul 3 (Fig 22)
31 TT gt
Fig 22 Transfer termic icircntre fluidele 1şi 3 prin peretele solid 2
5
Transmiterea de căldură prin convecţie poate fi mult activată atunci cacircnd se
intenţionează acest lucru dacă fluidul este adus icircn mod artificial icircn stare turbionară deoarece
pe de o parte se micşorează astfel grosimea stratului limită iar pe de altă parte se favorizează
contactul unei cantităţi cacirct mai mari de fluid cu pereţii Aceasta echivalează icircnsă cu o
majorare a pierderilor de energie hidraulică prin frecarea fluidului de pereţi şi prin turbionări
Pentru calculul căldurii transferate icircntr-un timp t [h] sau [s] printr-o suprafaţă de perete
A [m2] se utilizează formula lui Newton sub forma
tTAQ sdot∆sdotsdot=α [kJ]
(7)
Ecuaţia de răcire a lui Newton nu exprimă o lege fizică ci una de definire a
coeficientului individual de transfer de caldură deoarece α nu este o constantă fizică
caracteristică mediului fluid ci o mărime fizică ce depinde după o lege complexă de mai
multe variabile incluzacircnd proprietăţile fluidului (λ η ρ cp) viteza fluidului v temperatura
fluidului T şi de geometria sistemului In general
)( 211 llvTcf ρηλα = (8)
Pentru stabilirea unor relaţii de calcul ale lui α icircn principiu se poate utiliza ecuaţia de
răcire a lui Newton şi ipoteza ca icircn stratul limită caldura se transferă prin conductivitate
adică
tlTAtTAQ sdotpartpartsdotsdotminus=sdot∆sdotsdot= λα (9)
Din (9) rezultă
lT
T partpartsdot
∆minus=
λα (10)
care exprimă legătura dintre α şi λ icircn stratul limită al aceluiaşi fluid Ecuaţia (10)
reprezintă icircn acelaşi timp şi una dintre ecuaţiile de bază ale transmiterii de căldură prin
convecţie icircn stratul limită deci reprezintă una dintre ecuaţiile de contur ale convecţiei
Utilizarea acestei relaţii implică cunoaşterea gradientului de temperatură lT partpart icircn
stratul limită termic şi a celor două temperaturi Tp şi respectiv T
Pentru a determina aceste mărimi trebuie cunoscută legea de distributie a
temperaturilor icircn stratul limită care se stabileşte prin integrarea ecuaţiei diferenţiale a
distribuţiei temperaturilor icircntr-un fluid icircn mişcare
6
222 Ecuaţia diferenţială a distribuţiei temperaturilor icircntr-un fluid icircn mişcare
(ecuaţia Fourier-Kirchhoff)
Această ecuaţie exprimă legea conservării energiei termice aplicată asupra unui volum
elementar delimitat din masa unui fluid icircn curgere Legea conservării căldurii se aplică sub
forma unui bilanţ termic efectuat pentru un volum elementar de forma paralelipipedică avacircnd
dimensiunile laturilor ∆x ∆y si ∆z raportat la un sistem de coordonate ortogonal (Fig 23)
Deoarece fluidul din elementul de volum este icircn mişcare la icircntocmirea bilanţului
termic se ţine seama că fluxul de căldură intră şi iese din elementul de volum prin două
mecanisme ce se desfăşoară simultan conductivitatea termică şi convecţia Bilanţul termic se
exprimă prin relaţia generală
eicvcdac QQQ minus=+ (11)
unde Qaccd+cv reprezintă fluxul de căldură acumulat icircn elementul de volum prin
conductivitate şi convecţie Qi ndash fluxul de căldură intrat icircn elementul de volum prin cele două
mecanisme iar Qe - fluxul de căldură ieşit din elementul de volum prin cele două mecanisme
Căldura totală acumulată icircn elementul de volum poate fi considerată ca fiind suma
acumulărilor după cele 3 direcţii ale sistemului de coordonate
aczacyacxac QQQQ ++= (12)
Fluxul de caldură convectiv poate fi exprimat prin ecuaţia calorimetrică ca produs
icircntre debitul masic de fluid căldura specifică şi temperatura fluidului
TcAvTcMQ ppm sdotsdotsdotsdot=sdotsdot= ρ (13)
De asemenea s-a considerat că produsul (ρvxT) este variabil pe direcţia x
Fig 23 Transmiterea fluxului de căldură pe direcţia x
7
Fluxul intrat şi ieşit prin conductivitate se calculează cu legea Fourier
Cu aceste observaţii rezultă
- căldura acumulată după direcţia x
( ) zyTvTvczyxT
xTQ xxxxxpxxxacx ∆∆minus+∆∆⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛
partpart
minuspartpart
= ∆+∆+ )()( ρρλλ (14)
- căldura acumulată după direcţia y
( ) zxTvTvczxxT
yTQ yyyyypyyyacy ∆∆minus+∆∆⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛partpart
minuspartpart
= ∆+∆+ )()( ρρλλ (15)
- căldura acumulată după direcţia z
( ) yxTvTvcyxzT
zTQ zzzzzpzzzacz ∆∆minus+∆∆⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛
partpart
minuspartpart
= ∆+∆+ )()( ρρλλ (16)
Acumularea de caldură icircn elementul de volum determină variaţia icircn timp a
temperaturii fluidului din elementul de volum astfel icircncacirct acumularea totală poate fi
exprimată şi prin relaţia
tTVcQ pac partpart
∆= ρ (17)
Prelucracircnd relaţiile icircn ipoteza cp şi λ constante rezultă
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
partpart
+part
part+
partpart
minus⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
part
part+
part
part+
part
part=⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛partpart
+partpart
+partpart
+partpart
zv
yv
xv
TczT
yT
xT
zTv
yTv
xTv
tTc zyx
pzyxp)()()(
2
2
2
2
2
2 ρρρλρ
(18)
Relaţia de mai sus reprezintă forma generală a ecuaţiei diferenţiale a distribuţiei
temperaturilor icircntr-un fluid icircn mişcare (ecuaţia Fourier-Kirchhoff) Aceasta poate fi scrisă
icircntr-o formă mai restracircnsă prin utilizarea operatorilor matematici
- derivata substanţială a temperaturii
zTv
yTv
xTv
tT
tTD
zyxs
partpart
+partpart
+partpart
+partpart
=d
(19)
- laplaceanul temperaturii
8
2
2
2
2
2
22
zT
yT
xTT
partpart
+partpart
+partpart
=nabla (20)
- divergenţa produsului (ρv)
zv
yv
xvv zyx
partpart
+part
part+
partpart
=nabla)()()()( ρρρρ (21)
Cu aceste notaţii ecuaţia distribuţiei temperaturilor devine
)(2 vTcTdt
TDc p
sp ρλρ nablaminusnabla= (22)
Ecuaţia de mai sus se simplifică icircn următoarele condiţii
- regim staţionar cacircnd 0=partpart
tT (23)
- fluid necompresibil cacircnd 0)( =nabla vρ (24)
şi ecuaţia devine Tdt
TDc s
p2nabla= λρ (25)
- mediu imobil cacircnd 0=== zyx vvv şi TtTc p
2nabla=partpart λρ (26)
care este tocmai ecuaţia diferenţială a conductivităţii termice
- mediu imobil si regim stationar (27) 02 =nabla T
Prin integrarea ecuaţiei diferenţiale Fourier-Kirchhoff se obţine funcţia de distribuţie
a temperaturilor in interiorul fluidului icircn mişcare Această funcţie permite determinarea
gradientului de temperatură şi a potenţialului individual icircn stratul limită icircn funcţie de care se
poate stabili o relaţie de calcul al coeficientului de transfer de caldură
Soluţii analitice nu sunt icircnsă posibile decacirct pentru cazuri simple
In aceste condiţii determinarea coeficienţilor de transfer de căldură se face
experimental corelarea datelor experimentale făcacircndu-se prin ecuaţii criteriale deduse prin
metodele similitudinii şi analizei dimensionale
9
223 Similitudinea proceselor termice
Procedeul similitudinii cunoscut şi aplicat cu succes icircn hidrodinamică a fost folosit
pentru prima dată icircn studiul convecţiei de către Nusselt El a aplicat o metodă riguroasă
pentru determinarea criteriilor de similitudine plecacircnd de la ecuaţiile diferenţiale ale
transferului de căldură
- ecuaţia de continuitate (legea conservării masei cu caracter pur hidrodinamic)
- ecuaţia de mişcare a fluidelor vacircscoase
- ecuaţia Navier-Stokes (ecuaţia de curgere) după cele trei axe de coordonate (cu
caracter pur hidrodinamic)
- ecuaţia de conservare a energiei termice şi hidraulice (cu caracter termic şi hidro-
dinamic)
- ecuaţia condiţiilor de contur
Icircn toate aceste ecuaţii s-au introdus următorii factori adimensionali care nu trebuie
confundaţi cu criteriile de similitudine şi care sunt rapoarte icircntre mărimile fizice care
intervin icircn ecuaţiile de mai sus scrise atacirct pentru original cacirct şi pentru model
bull fl = ll - pentru lungimi
bull fv=vv - pentru viteze
bull fp=pp - pentru presiuni
bull fρ=ρρ- pentru densităţi
bull fν = νν - pentru vacircscozităţi
bull fT= TT - pentru temperaturi
bull fa = aa - pentru difuzibilitatea termică
bull fα=αα- pentru convecţie
bull fλ=λλ - pentru conductibilitate
Scriind expresia fiecărui factor de scară se obţine
lplp
lvlv
ρρ
2
2= sau
Euvp
vp
=== 22 ρρ
(28)
un criteriu pur hidrodinamic denumit criteriul Euler
2
2
2
2
lvvl
lvlv
υυ
= sau
10
Re
===υυ
lvvl (29)
criteriul hidrodinamic denumit criteriul Reynolds
2
2
TT
gg
ll
vv
∆∆
sdotsdot=sdotsdotββ
υυ sau
22
vlTg
vTlg
υβ
υβ ∆
=∆ (30)
Ţinacircnd seama de (29) relaţia (30) devine
2
3GrTlg
=∆
υβ (31)
denumit criteriul Grashof
211 fff
fff TaTv = sau
Pealv
avl
=== (32)
denumit criteriul Peclet
Din cele de mai sus rezultă
1fff
ff TT
λα = sau
Null==
sdot=
sdot
λα
λα (33)
denumit criteriul Nusselt
Ecuaţia de continuitate n-a mai fost utilizată icircn stabilirea criteriilor de similitudine
deoarece raportul care intervine icircn această ecuaţie poate lua orice valoare deci nu 1 ff v
dă nici o concluzie asupra similitudinii
Icircn locul acestor criterii care utilizează mărimi independente icircntre ele se poate folosi
orice combinaţie a lor deoarece şi aceste combinaţii au un caracter adimensional (criterial)
Astfel icircn locul criteriului Peclet s-a introdus criteriul
a
Pe υ==
RePr (34)
denumit criteriul Prandtl care nu conţine decacirct mărimi caracteristice ale fluidului
Un alt criteriu rezultat din combinarea altor criterii este şi
pc
NuStsdotsdot
=sdot
=ρωα
PrRe (35)
11
denumit criteriul Stanton
Dacă se consideră ecuaţiile după axele x şi y criteriul lui Grashof nu mai apare
deoarece mişcarea fluidului nu se face şi pe verticală Icircn acest caz mişcarea fluidului şi
transmiterea de căldură prin convecţie (şi conductibilitate icircn stratul limită) vor fi
caracterizate printr-o funcţie criterială de forma
f(NuPrRe) = 0 (36)
sau
Nu=g(RePr) (37)
Criteriul lui Euler nu intră icircn funcţiiile de mai sus deoarece presiunea nu joacă un rol
direct icircn transmiterea căldurii iar influenţa ei indirectă a fost luată icircn considerare icircn
cadrul celorlalte criterii Icircn consecinţă introducerea acestui criteriu nu aduce nici o
contribuţie concludentă icircn convecţia termică
Relaţia (37) permite determinarea valorii lui α dacă se cunoaşte teoretic sau
experimental funcţia care leagă icircntre ele criteriile Nu Re şi Pr Icircn acest caz
Pr)(Reglλα = (38)
Icircn cazul mişcării pe verticală mai intervine şi criteriul Gr pe lacircngă celelalte
criterii
Dacă este cazul unei mişcări relativ lente cum se icircntacircmplă la convecţia liberă criteriul
Re icircşi pierde importanţa avacircnd valoare foarte mică aşa că se poate scrie
Nu = f(GrPr) (39)
La curgere forţată pe verticală cacircnd se suprapune convecţia liberă peste convecţia
forţată relaţia (39) devine
Nu = f(RePrGr) (40)
Icircn concluzie teoria similitudinii permite ca pe baza ecuaţiilor diferenţiale ale
convecţiei dar fără a le integra să se obţină criterii de similitudine icircntre care să se determine
pe cale experimentală ecuaţii criteriale valabile pentru toate procesele asemenea Din aceste
ecuaţii criteriale se poate determina coeficientul de convecţie α
12
224 Calculul coeficienţilor de transfer de căldură
In cazurile complexe coeficienţii de transfer de căldură se calculează din ecuaţii
criteriale care se obţin prin prelucrarea rezultatelor experimentale Ecuaţiile criteriale se obţin
pornind de la ecuaţia diferenţială cu următorul algoritm
Pasul 1 se scrie ecuaţia diferenţială Fourier-Kirchhoff
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
partpart
+part
part+
partpart
minus⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
part
part+
part
part+
part
part=⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛partpart
+partpart
+partpart
+partpart
zv
yv
xv
TczT
yT
xT
zTv
yTv
xTv
tTc zyx
pzyxp)()()(
2
2
2
2
2
2 ρρρλρ
(41)
Pasul 2 se transcrie ecuaţia difereţială icircn forma dimensională generalizată
(IV) (III) (II) (I)
02
=⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟
⎠
⎞⎜⎝
⎛+⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
lTvc
lT
lvTc
tTc ppp ρλρρ
(42)
Pasul 3 se elimină termenii care nu sunt independenţi (termenii II şi IV sunt identici
şi de aceea se reţine numai unul dintre ei)
(III) (II) (I)
02
=⎟⎠
⎞⎜⎝
⎛+⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
lT
lvTc
tTc pp λρρ
(43)
Pasul 4 primul termen se exprimă sub forma
lT
lTl
lQ
tlQ
tl
Tmct
Tc pp ααρ===== 3
2
333 (44)
şi ecuaţia dimensională generalizată devine
(III) (II) (I)
02 =⎟⎠⎞
⎜⎝⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛
lT
lvTc
lT p λρα
(45)
Se fac rapoarte adimensionale icircntre termenii ecuaţiei de mai sus obţinacircnd două criterii
de similitudine
Criteriul Nusselt se obţine raportacircnd termenul (I) la termenul (III)
λα
λα l
Tl
lT
IIIINu =sdot==
2
)()( (46)
13
Acest criteriu exprimă raportul dintre căldura totală transmisă icircn interiorul fluidului şi
căldura transmisă numai prin conductivitate
Criteriul Peclet rezultă din raportul termenilor (II) şi (III)
avlvlc
Tl
lTvc
IIIIIPe pp ==sdot==
λρ
λρ 2
)()( (47)
icircn care pc
aρλ
= este coeficientul de difuziune termică
Funcţia criterială generală este dată de relaţia
0Re0
2
0
1 =⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ll
ll
WeFrEuPeNuf (48)
Funcţia criterială se simplifică astfel
- pentru fluide omogene We=0
- icircntre Eu şi Re există o relaţie de dependenţă aşa cum rezultă din următorul raţionament
la curgerea internă
2
2vdLP ρλ=∆ de unde
dL
vPEu
22 λρ
=∆
= (49)
icircn timp ce la curgerea externă
2
2vAP cρξ=∆ deci
22
cAvPEu ξ
ρ=
∆= (50)
Deoarece (Re)f=λ şi (Re)f=ξ rezultă că Eu=f(Re) icircn consecinţă criteriul Euler
poate fi omis din ecuaţia criterială
- se preferă icircnlocuirea criteriului Pe cu criteriul Prandtl care are avantajul că este exprimat
numai icircn funcţie de constante fizice
λη
ρηρ sdot
=sdotsdot
sdotsdotsdot== pp c
lvlvTcPe
RePr (51)
- criteriul Froude este icircnlocuit cu criteriul Grashof (numit şi criteriul convecţiei libere)
14
Tlvv
lgTFrGr ∆sdotsdotsdotsdot
sdotsdot
=∆sdotsdotsdot= βη
ρβ 2
222
22Re (52)
şi ecuaţia criterială devine
0RePr0
2
0
1 =⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ll
ll
GrNuf (53)
care se explicitează icircn raport cu criteriul Nusselt şi se obţine
PrRe4
321
0
1n
nnn
ll
GrCNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdotsdot= (54)
- icircn convecţia liberă nu apare Reynolds doarece nu se poate determina viteza şi ecuaţia
criterială devine
Pr3
21
0
1n
nn
ll
GrCNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdot= (55)
- icircn convecţia forţată icircn regim turbulent nu apare Grashof iar ecuaţia criterială devine
PrRe3
21
0
1n
nn
ll
CNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdot= (56)
Ecuaţiile criteriale existente icircn literatura de specialitate sunt rezultatul prelucrării unui
număr mare de date experimentale obţinute icircn condiţii particulare şi limite bine precizate de
variaţie a parametrilor motiv pentru care şi valabilitatea acestor ecuaţii este limitată
Pentru calculul coeficientului individual de transfer de caldura α trebuie cunoscute
exact condiţiile icircn care se realizează convecţia pentru a alege din literatura de specialitate
ecuaţia criterială adecvată
Icircn literatura de specialitate sunt prezentate ecuaţii criteriale pentru fiecare tip de
convecţie
225 Analiza dimensională
Analiza dimensională este o metodă prin care se obţin informaţii despre un fenomen
pornind de la singura premiză că fenomenul poate fi descris printr-o ecuaţie dimensională
corectă şi omogenă icircntre anumite variabile Metoda are icircnsă o limitare constacircnd icircn aceea că
rezultatele obţinute sunt incomplete şi practic inutilizabile dacă nu sunt completate cu date
experimentale
Analiza dimensională iniţiată de Buckingham combină variabilele unui proces icircn
grupuri adimensionale denumite criterii convenabil alese care uşurează interpretarea
15
rezultatelor şi extind domeniul de aplicare a datelor experimentale Relaţiile de calcul
stabilite cu ajutorul analizei dimensionale şi corelate cu datele experimentale permit
determinarea coeficientului de convecţie pentru categorii largi de fenomene reale icircn baza
legilor similitudinii
Analiza dimensională contribuie icircnsă icircn mică măsură la icircnţelegerea proceselor de
convecţie deoarece nu dă nici un fel de informaţii despre natura fenomenelor considerate
Criteriile de similitudine pot fi determinate şi cu ajutorul analizei dimensionale prin
egalizarea dimensiunilor cunoscute ale unei mărimi complexe cu dimensiunile unor mărimi
simple sau complexe alese mai mult sau mai puţin arbitrar
Considerăm mărimea complexă α ale cărei dimensiuni cunoscute sunt
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡
sdotsdot grdsmJ
2α (57)
Se presupune că mărimea depinde de lungimea caracteristică a corpului de căldura
specifică a fluidului de conductibilitatea termică de viteză de vacircscozitatea cinematică şi
de densitatea fluidului Presupunerea se bazează pe analiza formulelor care exprimă de
obicei pe α Dimensiunile acestor mărimi sunt
][3
2
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡⎥⎦⎤
⎢⎣⎡
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡sdotsdot⎥
⎦
⎤⎢⎣
⎡sdot m
kgs
msmv
grdsmJ
grdkgJcml ρυλ
Icircn consecinţă se poate scrie
(58) θηεδγβ υλρα sdotsdotsdotsdotsdotsdot= cvlC
unde C este o constantă adimensională
Dacă se grupează aceşti exponenţi se obţine formula lui Nusselt
(59) εγ PrRe sdotsdot=CNu
formulă utilizată deseori pentru determinarea lui α şi care corespunde destul de bine
determinărilor experimentale icircn foarte multe cazuri practice Mărimile γ şi ε sunt nişte
numere oarecare adesea notate cu m şi n
Determinarea coeficientului de convecţie pe această cale implică icircnsă un mare număr
de măsurări experimentale şi cunoaşterea relaţiei dintre parametrii icircn cauză lucru care nu este
totdeauna realizabil
16
226 Factorii care determină şi influenţează convecţia termică
Aceşti factori sunt
a) Cauza care produce mişcarea fluidului
Dacă mişcarea fluidului este cauzată doar de diferenţa de densitate produsă de
diferenţa de temperatură icircntre particulele de fluid mai apropiate şi mai depărtate de perete
transmisia căldurii se face prin convecţie liberă
Dacă mişcarea fluidului este cauzată de un lucru mecanic din exterior (pompă
ventilator) transmisia căldurii se face prin convecţie forţată
b) Regimul de curgere al fluidului care este caracterizat prin criteriul Reynolds (Re)
Pentru curgerea fluidelor prin ţevi şi canale icircnchise există următoarele regimuri
bull convecţie icircn regim laminar (particulele de fluid nu se amestecă liniile de curent fiind
paralele) 2300Re lt
bull convecţie icircn regim tranzitoriu 410Re2300 ltlt
bull convecţie icircn regim turbulent 410Re gt
Pentru curgerea fluidului peste corpuri icircn formă de placă plană graniţa dintre laminar
şi turbulent este pentru 5105Re sdotasymp
Deoarece icircn regim laminar particulele nu se amestecă intensitatea transferului de
căldură prin convecţie este mai mare icircn regim turbulent decacirct icircn regim laminar
c) Proprietăţile fizice ale fluidului
Convecţia este influenţată icircn principal de căldura specifică cp coeficientul de
conducţie λ al fluidului (care intervine icircn stratul limită termic) difuzivitatea termică
densitatea vacircscozitatea dinamică proprietăţi care depind de temperatura fluidului şi care pot
fi găsite icircn tabele termodinamice
d) Forma şi dimensiunile suprafeţei de schimb de căldură
Geometria suprafeţei de schimb de căldură (plană cilindrică nervurată etc) şi
orientarea acesteia faţă de direcţia de curgere a fluidului afectează caracteristicile stratului
limită deci şi transferul de căldură prin convecţie
Problema transmiterii căldurii prin convecţie se reduce de fapt la determinarea
coeficientului de convecţie α
17
Dacă icircn calculele practice de transmitere a căldurii prin conducţie se poate lucra cu
valorile experimentale ale coeficientului λ luate din tabele termodinamice icircn cazul convecţiei
coeficientul α trebuie determinat pentru fiecare caz icircn parte şi depinde de cei 4 factori
prezentaţi anterior
Determinarea coeficientului de convecţie α se face pornind de la ecuaţiile diferenţiale
care intervin icircn procesul de transmitere a căldurii prin convecţie tinacircnd cont de faptul că
procesul are loc datorită mişcării fluidului ecuaţia de continuitate ecuaţiile de mişcare
(ecuaţiile Navier-Stockes) şi ecuaţia de contur (care ţine seama de faptul că fluxul unitar de
căldură transmis prin convecţie este egal cu fluxul unitar de căldură transmis prin conducţie
prin stratul limită de fluid de lacircngă perete)
Rezolvarea teoretică a acestui sistem de ecuaţii diferenţiale nu este posibilă decacirct
pentru cazuri foarte simple particulare
Din această cauză pentru determinarea coeficientului de convecţie α se face apel la
teoria similitudinii Pe baza ecuaţiilor diferenţiale sus menţionate şi a teoriei similitudinii au
fost deduse mărimile adimensionale numite invarianţi criterii de similitudine sau numere
Aceşti invarianţi se pot calcula icircn funcţie de parametrii fluidului la temperatura
respectivă (vacircscozitate densitate viteză etc)
Toţi aceşti invarianţi au aceeaşi valoare pentru sistemele şi fenomenele asemenea
Cel mai important invariant este Nu deoarece include coeficientul de convecţie α care
trebuie determinat λα lNu sdot= unde λ este coeficientul de conducţie termică a fluidului icircn
stratul limită iar l este lungimea caracteristică (diametrul icircn cazul conductelor)
Efectuacircnd experimentări pe instalaţii de laborator au fost deduse empiric relaţii de
legătură icircntre invarianţi numite ecuaţii criteriale de forma
Nu = f ( Re Pr Gr etc ) (60)
18
3 DETERMINAREA EXPERIMENTALĂ A COEFICIENTULUI DE
TRANSFER TERMIC PRIN CONVECŢIE
31 INTRODUCERE
Există patru metode de bază pentru evaluarea coeficientului de transfer termic prin
convecţie
- analiza dimensională combinată cu determinări experimentale
- determinarea analitică a soluţiilor ecuaţiilor stratului limită
- analiza aproximativă a startului limită prin metode integrale
- analogia dintre transferul de căldură masă şi impuls
Deşi fiecare dintre metode contribuie la cunoaşterea procesului transferului de căldură
nici una dintre ele nu poate rezolva singură toate problemele schimbului de căldură prin
convecţie datorită limitărilor pe care le au
Analitic prin integrarea ecuaţiei diferenţiale Fourier-Kirchhoff se obţine funcţia de
distribuţie a temperaturilor icircn interiorul fluidului icircn mişcare Această funcţie permite
determinarea gradientului de temperatură şi a potenţialului individual icircn stratul limită icircn
funcţie de care se poate stabili o relaţie de calcul al coeficientului de transfer de căldură prin
convecţie
Soluţiile analitice nu sunt icircnsă posibile de găsit decacirct pentru cazuri simple
Icircn consecinţă determinarea coeficienţilor de transfer de căldură se face experimental
pe un model fizic corelarea datelor experimentale făcacircndu-se prin ecuaţii criteriale deduse
prin metodele similitudinii şi analizei dimensionale
32 INSTALAŢIA EXPERIMENTALĂ
Măsurătorile s-au efectuat pe un model experimental de crestătură cu răcire directă
introdus icircntr-o cutie din tablă de Ol37-2K de 25 mm grosime cu volumul de 03396 m3 care
este izolat termic printr-un strat de lemn căptuşit cu plăci de azbest pe trei sferturi din
suprafaţa sa şi cu alumină pe restul de un sfert de suprafaţă
Icircn zona icircn care izolaţia termică este de alumină modelul are prevăzute termocuplurile
şi sondele de presiune
Aşezarea sondelor s-a făcut numai pe o faţă din jumătatea modelului ca urmare a
faptului că modelul experimental prezintă simetrie geometrică faţă de planele mediane
(transversal şi longitudinal)
19
Alimentarea cu aer s-a făcut de la reţeaua de aer comprimat printr-un colector de la
extremităţile căruia s-a făcut racordul prin furtunuri de cauciuc la două camere de admisie
montate sub capetele de bobină Aceste camere permit accesul aerului icircn canalul de admisie
plasat sub icircnfăşurarea de cupru
Fig 31 Modelul experimental de crestătură cu răcire directă
Fig 32 Schema experimentală
20
Din canalul de admisie aerul este evacuat icircn atmosferă prin 31 de canale radiale
identice tip fantă aşezate la 75 mm unul de altul de secţiune transversală 50 x 3 mm2 fante
practicate direct icircn icircnfăşurarea de cupru (Fig 31) Cele două capete de bobină de lungime
110 mm fiecare nu sunt izolate termic rămacircnacircnd direct icircn atmosferă iar pe o distanţă de 172
mm icircncepacircnd de la capete nu au prevăzute nici o fantă radială
Bobina modelului a fost alimentată cu energie electrică icircn curent continuu prin cele
două capete ale sale de la trei grupuri convertoare de sudură identice legate icircn paralel ca icircn
figura 32
Variaţia intensităţii curentului din bobină s-a făcut după necesităţi folosind butoanele
excitaţiilor serie şi separată aşezate pe panoul grupurilor icircntre 680 A şi 1068 A
Deoarece bobina are de-a lungul său două secţiuni transversale diferite una mai mare
icircn zona masivă a sa şi alta mai mică icircn zona fantelor radiale au rezultat pentru orice
intensitate de curent cacircte două valori pentru densităţile de curent
Existenţa a două densităţi de curent icircn bobină se traduce pentru funcţia M = M(xyzt)
Wm3 prin două valori constante M1 şi M2 la fiecare valoare a intensităţii curentului valoarea
M1 pentru zona plină a bobinei şi valoarea M2 pentru zona cu fante a bobinei
Fiecare valoare M1 rezultă din raportul puterii P1 consumată icircn zona plină care este
egală cu 0395 Pbobină şi volumul său V1 = 383 x10-3 m3 iar valoarea M2 - din raportul puterii
P2 consumată icircn zona cu fante egală cu 0605 Pbobină şi volumul său V2 = 476 x10-3 m3
Puterea electrică icircn curent continuu consumată icircn bobină s-a măsurat prin metoda
voltmetrului şi ampermetrului
Deoarece montajul aval al voltmetrului dă o eroare de măsurare redusă icircn cazul
tensiunilor mici ca icircn acest caz cacircnd tensiunea este 545 V şi curenţilor mari (680 A - 1068
A) acest montaj a fost preferat
Ca aparate de măsură s-au folosit un voltmetru magnetoelectric de clasă 03 iar cu rol
de ampermetru s-a folosit un multimetru de clasă 03 combinat cu un şunt de 1200 A 60 mV
şi 5 Ω
Pentru determinarea regimului termodinamic icircn instalaţia de răcire a bobinei de cupru
din crestătură prin măsurătorile efectuate sndasha urmărit punerea icircn evidenţă a următoarelor
mărimi
a) căderea totală de presiune icircn instalaţia de răcire funcţie de debitul de aer vehiculat
21
b) variaţia longitudinală a căderii de presiune icircn sistemul fantă admisie fantă ieşire
orificii fantă ndash funcţie de poziţia fantelor şi regimul de lucru
c) temperaturile icircn miezul de cupru al icircnfăşurării şi distribuţia lor longitudinală icircn funcţie
de regimul de icircncărcare şi debitul de fluid vehiculat
d) debitul de căldură cedat icircn fantele de răcire şi preluat de agentul vehiculat ndash icircn funcţie
de poziţia fantelor şi puterea disipată icircn instalaţie
e) repartiţia debitului agentului de răcire funcţie de poziţia fantelor
f) determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantele de răcire
g) determinarea coeficientului de pierderi de presiune considerat ca un coeficient de
rezistenţă local icircn funcţie de poziţia fantelor
Temperaturile s-au măsurat cu termocuplu cupru-constantan cu diametrul 02 mm şi
05 mm izolate icircn teflon respectiv sticlă tip Degussa
Presiunile s-au măsurat cu sonde de presiune cu diametrul 2mm racordate la tuburi U
icircn mm coloană de apă (mm CA) sau mm coloană de mercur (mm CHg)
Mărimile temperaturilor s-au măsurat cu aparate icircnregistratoare icircn icircnfăşurarea de
cupru iar cele ale fluidului s-au măsurat la intrarea icircn regim permanent cu ajutorul unui
voltmetru electronic digital şi a unui milivoltmetru cu spot luminos
Fiecare termocuplu a fost etalonat anterior icircmpreună cu aparatul de măsură cu care a
fost utilizată punctul rece fiind introdus pentru termostatare la 0oC icircntr-un vas Dewar cu
gheaţă atacirct icircn timpul etalonării cacirct şi icircn timpul măsurătorilor
Icircn scopul măsurării mărimilor de mai sus s-au montat
1) 6 sonde de presiune statică 5 icircn lungul canalului de admisie la baza crestăturii şi una
icircnainte de intrare icircn canalul de admisie
2) Debitul total de aer de răcire cu ajutorul unei diafragme standardizate măsuracircndu-se
căderea de presiune icircn diafragmă şi presiunea statică icircn aval de aceasta
3) Vitezele la ieşirea din orificiile fiecărei fante s-au măsurat cu ajutorul unei sonde Pitot
amplasate pe un suport mobil din teflon de-a lungul celor 16 fante studiate Pentru
determinarea vitezelor s-a măsurat şi temperatura la ieşirea din fiecare orificiu
4) Temperatura aerului icircn lungul canalului de admisie s-a măsurat cu ajutorul a patru
termocupluri montate icircn lungul canalului
22
5) Determinarea distribuţiei temperaturii pe icircnălţimea icircnfăşurării s-a făcut prin plantarea
icircn două secţiuni a termocuplurilor
6) Temperatura icircn masa icircnfăşurării de cupru icircn lungul icircntregului traseu de măsură cu
ajutorul a 9 termocupluri introduse prin partea laterală a crestăturii şi 2
termocuplurilor montate icircn icircnfăşurarea de cupru icircn apropierea bornelor de legătură
7) Temperaturile la suprafaţa exterioară a icircnfăşurării de cupru s-au măsurat icircn două
puncte icircn acelaşi loc unde s-au plantat termocupluri pentru măsurarea temperaturii icircn
axul icircnfăşurării pentru a putea urmări distribuţia transversală a temperaturii icircn
icircnfăşurare
Pentru determinarea gradientului radial a temperaturii icircn icircnfăşurare s-au determinat icircn
două puncte temperaturile la partea superioară şi respectiv inferioară a icircnfăşurării
33 REZULTATE EXPERIMENTALE
Experimentările s-au efectuat pentru regimuri de bază icircn care s-a variat puterea
electrică disipată icircn icircnfăşurările de cupru
PA = 2207 W PB = 2907 W PC = 4301 W PD = 5744 W la care corespund densităţile
de curent
JA = 305 Amm2 JB = 345 Amm2 JC = 404 Amm2 JD = 463 Amm2
Pentru fiecare regim de putere s-au variat debitele de agent de răcire pentru a se pune
icircn evidenţă influenţa parametrilor aerodinamici de curgere asupra temperaturii icircn icircnfăşurare
Icircn tabelul următor sunt prezentate valorile debitelor de răcire puterile electrice
disipate şi densităţile de curent pentru regimurile experimentate grupate după valorile
densităţii de curent
Regim P
[W]
J
[Amm2]
Dt
[m3h]
11 2006 297 121
A 12 2376 314 865
13 2240 306 67
8 2875 345 121
B 9 2808 341 112
10 3040 349 805
1 4149 402 118
3 4176 405 129
23
C 4 4167 403 121
5 4454 405 101
6 4563 403 80
D 2 5767 467 135
7 5722 459 123
Se observă că nu s-a putut menţine puterea constantă la diferite debite de aer de
răcire icircn cazul regimurilor de putere ABCD deoarece icircn timpul funcţionării au existat
variaţii ale rezistenţei icircnfăşurării ca urmare a modificării temperaturii cuprului precum şi mici
variaţii de tensiune
Pentru fiecare debit de agent de răcire s-au măsurat vitezele icircn cele 3 x N orificii cu
diametrul de 7 mm N fiind numărul de fante de răcire Determinările s-au efectuat din
motive de simetrie geometrică şi fizică a procesului numai pe jumătate bară rezultacircnd 3 x 16
= 48 orificii pentru care s-au efectuat măsurătorile la fiecare regim Icircn acelaşi mod s-a
procedat cu temperaturile agentului de răcire la ieşirea din orificii
Notacircnd cu presiunea dinamică măsurată cu tubul Pitot s-a determinat
temperatura medie icircn fanta j cu relaţia
ep∆
sum
sum
=
=
∆
sdot∆
= 3
1
3
1
iei
iiei
ej
p
TpT (61)
unde şi Teip∆ i reprezintă presiunile dinamice şi temperaturile la ieşire din cele 3 orificii
corespunzătoare fantei j
Debitul de aer pe fanta j s-a determinat cu relaţia
(62) sum=
sdot=3
10 3600
iifj swD ε
unde wi [ms] este viteza icircn orificiu şi rezultă din relaţia
aer
eii
pw
ρ9802 sdotsdot∆
= (63)
reprezentacircnd presiunea dinamică a fiecăreia din cele 3 găuri corespunzătoare unei fante j Ea
se determină cu ajutorul tubului Pitot mobil s0 reprezintă secţiunea transversală aceeaşi
pentru toate orificiile
Densitatea aerului s-a aproximat cu ecuaţia
[kgmfjaer T410412650 minussdotminus=ρ 3] (64)
24
valabilă icircn limitele CTC 00 10020 ltlt
Ecuaţia (62) poate fi astfel pusă sub forma simplificată
sum=
minus∆
sdotminus=
3
1410412650
1
iei
fjfj p
TAD (65)
A fiind o constantă de calcul egală cu 1935 sdot10-2
Viteza aerului icircn fanta j se calculează cu relaţia
3600sdot
=f
fjfj S
Dw (66)
unde Sf este secţiunea transversală a fantelor Sf =148110-4 m2
Pentru determinarea coeficientului local de rezistenţă al fantelor s-a folosit relaţia
aerfj
j wp
ρζ 21 sdot
∆= (67)
unde ∆p1 (mm CA) reprezintă căderea de presiune icircn sistemul alimentare fantă-fantă-sistem
de ieşire fantă
Debitul de căldură preluat de aer icircn fiecare fantă se calculează cu relaţia
[kcalh] (68)
unde T
)( ijejpafjaerfj TTcDQ minus= ρ
i reprezintă temperatura aerului la intrarea icircn fanta j rezultată din măsurătorile de
temperaturi icircn lungul canalului de admisie iar cpa = 2378
Pentru determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantă se foloseşte relaţia
)( aerpCuCu
jj TTA
Qminus
=α (69)
unde
- ACu reprezintă suprafaţa laterală a fantei ocupată de icircnfăşurarea de cupru (mai
puţin suprafaţa ocupată de izolaţie) ACu = 12410 mm2
- pCuT este temperatura peretelui icircnfăşurării de cupru icircn fantă
CTpCuo40+=θ
- aerT este temperatura medie a aerului icircn fanta j 2
efifaer
TTT
+=
Temperatura pCuT s-a aproximat prin temperatura icircn axa icircnfăşurării de Cu avacircnd icircn
vedere că la icircncărcările volumetrice de putere M [Wm3] utilizate icircn timpul experimentărilor
rezultă o cădere foarte mică de temperatură icircntre peretele fantei şi temperatura icircn ax icircntre 2
25
fante Icircntr-adevăr dacă se consideră icircncărcarea volumetrică maximă de putere icircntacirclnită icircn
cursul experimentărilor M = 072x106 Wm3 şi se utilizează pentru căderea de temperatură
ax-perete fantă relaţia
Cu
Mrtλ2
2=∆ (70)
unde r = 125 mm λ Cu = 300 kcalmsdothsdotgrd rezultă
(71) grd1870asymp∆T
ceea ce justifică alegerea temperaturii icircn axul icircnfăşurării pentru determinarea coeficientului de
transfer de căldură
Supratemperaturile θ măsurate icircn miezul barei icircn cele 13 regimuri studiate
Regim 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
1 96 995 86 80 70 64 57 44 47 365
2 116 133 107 85 77 67 61 45 47 34
3 81 855 695 65 56 50 43 295 33 23
4 895 94 80 725 625 555 46 365 395 29
5 995 109 98 825 715 65 565 465 62 395
6 1085 132 106 89 81 76 685 61 675 545
7 120 143 112 915 805 715 64 49 515 395
8 665 64 525 525 445 435 295 235 255 185
9 645 445 355 515 435 425 285 21 11 16
10 70 705 59 58 53 49 37 31 295 255
11 46 315 25 375 335 32 135 65 2 35
12 55 51 42 47 42 395 255 195 24 125
13 585 66 495 535 515 455 345 31 355 27
Măsurarea diverselor mărimi icircn cele 13 regimuri caracterizate mai sus
Regimul 1
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
71 4072 925 1735 428 148 6584 7447
72 3621 821 1539 542 145 5038 6162
725 340 847 1588 509 14 4709 6657
735 3467 902 1691 456 132 5384 8496
26
75 3135 954 1789 411 12 5172 8806
77 3209 953 1787 424 104 58 10931
82 2728 943 1768 453 92 4833 9325
88 2767 1078 2022 371 84 5892 12184
96 2842 1081 2027 405 88 6004 13295
104 2825 1016 1905 497 103 5493 13124
113 2896 1147 2151 425 124 534 14191
120 2945 1140 2138 457 147 4705 1408
125 280 1235 2316 404 173 369 11729
127 325 1168 219 466 20 4027 15638
129 3148 121 2269 44 23 282 11493
130 325 1064 1995 581 26 1888 8113
Regimul 2
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
945 4293 1075 2016 425 132 876 7063
95 3635 933 175 554 122 629 6201
955 3381 1012 1898 469 115 6305 7326
97 3109 1083 2031 412 112 6361 822
100 2747 1084 2033 419 84 5865 7676
105 2307 1111 2083 412 7 5115 7235
1125 2246 1101 2065 449 54 5401 7903
122 2161 1267 2376 366 46 6214 9648
1325 1967 1318 2472 365 48 5667 8821
144 1973 1058 1984 587 54 4382 7001
157 2098 1422 2667 373 62 605 1007
169 216 1418 2659 405 8 5771 9263
180 2171 1393 2612 447 108 4336 7637
185 2166 1425 2672 439 14 3098 5651
187 210 1424 267 444 184 1044 1942
1885 2229 1287 2413 55 22
27
Regimul 3
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
89 3337 988 1853 458 128 5667 6927
90 2910 904 1695 545 122 4344 5897
905 2664 969 1817 473 114 4175 6345
925 2382 1085 2035 382 106 408 6738
95 2211 1072 201 399 92 3957 719
99 2166 1086 2037 405 78 4317 8338
107 2087 1030 1932 485 68 4168 8795
117 196 1230 2307 37 605 481 10714
1275 1892 1278 2397 373 6 4771 1113
139 1941 1152 216 501 64 4324 10856
151 2019 1373 2572 385 7 5213 14285
164 1969 1383 2593 411 9 4245 15796
175 1967 1443 2706 403 12 3162 10543
180 210 1371 2571 461 16 1914 7909
182 210 1411 2646 44 204
183 2238 1293 2425 529 25
Regimul 4
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
81 3678 948 1778 458 132 6193 6978
81 3091 849 1592 56 118 4551 5717
815 2883 913 1712 483 102 48 667
82 2885 103 1931 382 84 5963 9262
83 2568 939 1761 46 68 5059 8535
85 251 98 1838 432 54 5527 11758
90 2287 948 1778 485 44 504 9047
98 2531 1107 2076 39 4 678 11071
107 2168 1174 2201 375 39 6025 12541
28
116 2224 1125 211 443 4 5916 13103
127 216 1275 2291 41 48 6174 14718
13 230 1263 2368 419 68 5865 14955
146 2531 1361 2552 385 96 6076 17774
147 230 1265 2372 445 132 3515 11151
149 2537 1322 2479 416 178 2805 1031
150 2486 121 2269 50 22 964 3601
Regimul 5
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
51 4627 805 1509 414 16 6608 6464
52 4462 71 1331 54 158 5567 6381
525 4111 716 1343 534 155 5022 6506
55 3636 82 1537 416 149 4864 6772
575 3393 807 1513 444 138 4518 6618
60 3141 829 1554 436 12 4508 7081
645 300 76 1425 554 10 4283 6972
68 3071 956 1793 37 7 6412 10844
74 300 1023 1918 351 88 6123 10939
79 2939 922 1729 46 94 5204 9728
84 3149 1021 1915 406 108 5929 12139
89 3087 1058 1984 396 13 5293 11507
94 3231 1116 2093 377 164 4929 16449
97 325 1075 2016 42 21 3404 13888
102 3621 1154 2164 388 274 2749 15074
1025 3382 969 1817 549 336
Regimul 6
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 5297 673 1262 465 132 7209 612
29
39 5007 636 1193 514 124 6405 648
395 488 637 1194 517 118 641 741
40 4378 709 1329 415 114 5303 7885
41 4032 702 1316 429 115 5587 7369
43 3714 713 1337 431 125 487 6862
45 362 647 1213 546 136 4052 6149
48 3764 809 1517 374 15 505 8359
52 3672 831 1558 383 16 4747 8381
57 3792 79 1481 466 17 4539 8597
61 3825 881 1652 402 177 4964 9993
64 3833 853 160 449 185 4631 9671
66 3927 939 1761 384 192 5145 11592
68 4096 909 1705 428 198 523 12535
69 4117 926 1737 415 203 5323 13294
69 425 828 1553 522 208 4864 12115
Regimul 7
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
85 5058 983 1843 47 144 9599 7545
86 4241 922 1729 525 138 722 6934
87 4113 929 1742 52 13 7188 8176
89 3939 998 1871 459 119 7583 9799
92 3658 1036 1943 435 98 7734 11581
96 3231 1084 2033 409 78 7485 10591
103 3037 1036 1943 477 63 7066 10415
110 3088 1215 2278 371 55 8994 13723
120 2898 1241 2327 385 56 825 12856
130 3074 1144 2145 494 62 7951 12935
142 2933 1344 252 389 73 839 13886
153 3082 1331 2496 43 108 7488 13063
165 3016 1393 2612 422 126 6861 12118
30
172 2778 1331 2496 478 164 4238 7604
175 3476 1362 2554 476 205 5332 10913
178 3347 1273 2387 552 252 2873 6146
Regimul 8
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
76 247 92 1725 438 105 3711 3912
77 2525 843 1581 529 96 3749 4058
78 2351 84 1575 537 86 3576 4159
80 2178 1008 189 38 76 4099 4937
83 210 921 1727 471 65 3842 4468
86 1963 1038 1946 382 56 4206 5561
93 2027 886 1661 569 5 3907 6439
100 1765 1126 2111 375 45 4298 7683
110 1909 1178 2209 379 44 5012 8738
120 1823 1105 2072 469 46 4367 8692
130 168 1216 228 417 54 4023
141 1771 1256 2355 425 68 3962
150 190 1318 2472 412 88 3866
154 170 1274 2389 45 112 2123
156 210 1318 2472 432 138 2697
157 2046 1161 2177 56 166 1269
Regimul 9
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
58 345 844 1583 394 11 5537 9344
59 33 783 1468 464 95 5163 10876
60 33 764 1432 494 79 5395 13564
625 3284 839 1573 536 66 621 18686
65 33 884 1658 398 56 6841 24284
31
69 33 944 177 37 46 7585 31026
74 33 82 1538 525 4 6734 31919
82 3238 1013 190 38 36 8214 4561
89 31 1113 2087 343 36 8804 4996
99 3296 1038 1946 438 38 8576 5165
108 31 1129 2117 403 44 8528 94138
116 31 1186 2224 394 6 8397
123 33 1282 2404 359 8 9016
126 345 1172 2198 444 106 7825
127 33 1262 2367 386 136 6822
127 33 1070 2006 541 164 4925
Regimul 10
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
36 4183 65 1219 419 125 5242 8148
36 4205 606 1136 481 115 5097 9723
37 4161 623 1168 467 104 5368 16633
375 4036 684 1283 39 88 5989 1444
39 3908 67 1256 422 74 5916 16018
41 3901 753 1412 346 6 6945 21122
43 355 599 1123 575 5 5143 16094
45 36 775 1453 36 45 7091 23087
48 3457 834 1564 33 5 6954 24138
52 36 781 1464 411 64 6664 23046
56 3669 81 1519 412 8 6497 24747
60 36 80 15 455 104 5887 22807
62 36 944 177 339 128 6499 26054
65 3837 92 1725 377 148 5974 2545
665 3851 892 1673 411 162 5468 22469
67 3781 757 1419 575 17 6408 2337
32
Regimul 11
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
74 31 872 1632 47 114 4796 10224
745 3081 809 1517 547 109 4525 11707
75 3184 819 1536 538 105 4905 15604
78 31 989 1855 383 98 590 22531
80 3036 929 1742 444 92 5543 25206
83 3043 1034 1939 372 84 6431 33252
88 2997 923 1731 493 75 5869 38561
94 30 1167 2188 329 63 7803 60752
101 31 1189 223 34 58 8488 33705
110 31 1079 2023 45 54 7831 29007
120 31 1281 2402 348 52 9372
130 31 1281 2402 377 52 9372
141 31 1371 2571 358 58 9788
150 31 130 2438 424 66 8989
157 31 1346 2524 415 8 8738
164 31 1186 2224 524 86 7491
Regimul 12
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 165 748 1402 327 10 1401 1606
39 18 566 1062 571 95 1384 1679
395 18 606 1136 505 88 1606 2175
40 1734 692 1297 392 8 1866 2353
41 1704 717 1345 372 7 2083 2789
43 1712 768 144 34 6 2475 2878
45 165 611 1146 56 5 2041 3494
48 1544 766 1436 38 51 2305 4388
52 165 944 177 266 48 3210 5639
33
59 165 786 1474 444 53 2498 5627
65 165 842 1579 427 62 2515
71 165 846 1586 464 8 2079
76 165 991 1858 364 112 1510
79 165 95 1781 413 13 95
82 165 934 1752 445 16
85 165 848 159
Regimul 13
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
20 2706 449 842 477 15 152 1875
20 25 363 681 728 154 971 1061
20 2607 409 767 574 146 132 1788
20 2591 495 928 392 14 1661 2116
205 2301 488 915 410 13 1384 1765
21 2298 497 932 404 118 1563 2151
22 2263 377 707 701 106 1682 2723
235 2233 526 986 395 98 1882 3211
25 235 587 110 345 10 2257 3600
28 2288 562 1054 421 108 1933 2248
31 235 587 11 429 12 2083
33 235 579 1086 47 141 1539
34 2401 613 1149 435 17 1208
355 1448 58 1087 518 20 726
36 25 612 1149
365 25 552 1035
34
34 INTERPRETAREA REZULTATELOR
35
Fig 33 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α la diferite regimuri
de funcţionare
36
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
22 CONVECŢIA LIBERĂ
Din ecuaţia (1) rezultă că la arie de schimb de căldură constantă A şi la diferenţă de
temperatură constantă fluxul termic poate fi modificat pe baza coeficientului de convecţie α
De altfel acesta este un factor limitativ al regimului termic al echipamentelor electrice
cunoaşterea valorii lui şi măsurile justificate tehnico-economic pentru creşterea acestei valori
fiind o cale de icircmbunătăţire a performanţelor echipamentelor respective
221 Bazele transmiterii căldurii icircntre fluide prin pereţi solizi
S-a constatat experimental că icircn condiţiile curgerii turbulente intensitatea convecţiei
este maximă de aceea se recomandă ca vitezele fluidelor să fie astfel alease icircncacirct curgerea să
fie turbulentă
Icircn cazul schimbului de căldură icircntre un fluid şi o suprafaţă solidă căldura trebuie să
străbată aşa numitul strat limită termic ce se formează la interfaţa dintre fluid şi suprafaţa
solidă
Prin analogie cu stratul limită hidrodinamic stratul limită termic este definit ca zona
adiacentă suprafeţei solide icircn care temperatura fluidului variază de la o valoare Tp la o valoare
T din masa curentului de fluid
Modelul transferului de căldură icircntre fluid şi suprafaţa solidă consideră că icircntreaga
rezistenţă la transferul de căldură este concentrată icircn stratul limită deoarece icircn afara acestuia
deplasarea fluidului nefiind afectată de prezenţa solidului şi de forţele de frecare vacircscoasă
temperatura fluidului este uniformă
Fluxul de căldură Q schimbat icircntre fluid şi perete este proporţional cu suprafaţa de
contact A şi cu diferenţa de temperatură ∆T icircn stratul limită termic (Fig 21)
TAQ ∆sdotsdot= α (6)
unde dacă direcţia transferului de căldură este de la perete la fluid (a) respectiv
dacă direcţia transferului de căldură este de la fluid la perete (b)
TTT p minus=∆
pTTT minus=∆
Icircn ecuaţia de mai sus
α este coeficientul de schimb superficial de căldură prin convecţie icircn Cm
Wo2 sdot
- cu cacirct α este
mai mare transmisia căldurii prin convecţie este mai eficientă
T ndash temperatura fluidului icircn oC
Tp ndash temperatura peretelui la suprafaţa sa de contact cu fluidul icircn oC
Relaţia de mai sus se numesşe ecuaţia de răcire a lui Newton
4
Coeficientul de schimb superficial de căldură depinde de mulţi factori printre care
bull natura fluidului - α este mult mai mare la lichide decacirct la gaze
bull viteza fluidului - cu cacirct viteza este mai mare α este mai mare astfel icircncacirct convecţia
forţată este mult mai eficientă decacirct convecţia liberă
bull poziţia şi geometria suprafeţei α este mai mare pentru suprafeţe verticale decacirct pentru cele
orizontale şi mai mare pentru suprafeţe plane decacirct pentru cele cilindrice
bull diferenţa de temperatură perete-fluid ( ) 412TT minusasympα
bull felul curgerii fluidului ndash α este mai mare icircn cazul curgerii turbulente decacirct icircn al
curgerii laminare prezenţa nervurilor şicanelor etc favorizează turbulenţa şi măresc
valoarea coeficientului
Fig 21 Transferul căldurii de la un perete la fluid (a) şi invers (b)
Dacă de o parte şi de alta a peretelui solid se află fluide cu temperaturi diferite
fenomenul transmiterii căldurii este mai complex şi se caracterizează printr-o convecţie de la
fluidul 1 la peretele solid 2 o conductibilitate prin peretele solid 2 şi din nou printr-o
convecţie de la peretele solid la fluidul 3 (Fig 22)
31 TT gt
Fig 22 Transfer termic icircntre fluidele 1şi 3 prin peretele solid 2
5
Transmiterea de căldură prin convecţie poate fi mult activată atunci cacircnd se
intenţionează acest lucru dacă fluidul este adus icircn mod artificial icircn stare turbionară deoarece
pe de o parte se micşorează astfel grosimea stratului limită iar pe de altă parte se favorizează
contactul unei cantităţi cacirct mai mari de fluid cu pereţii Aceasta echivalează icircnsă cu o
majorare a pierderilor de energie hidraulică prin frecarea fluidului de pereţi şi prin turbionări
Pentru calculul căldurii transferate icircntr-un timp t [h] sau [s] printr-o suprafaţă de perete
A [m2] se utilizează formula lui Newton sub forma
tTAQ sdot∆sdotsdot=α [kJ]
(7)
Ecuaţia de răcire a lui Newton nu exprimă o lege fizică ci una de definire a
coeficientului individual de transfer de caldură deoarece α nu este o constantă fizică
caracteristică mediului fluid ci o mărime fizică ce depinde după o lege complexă de mai
multe variabile incluzacircnd proprietăţile fluidului (λ η ρ cp) viteza fluidului v temperatura
fluidului T şi de geometria sistemului In general
)( 211 llvTcf ρηλα = (8)
Pentru stabilirea unor relaţii de calcul ale lui α icircn principiu se poate utiliza ecuaţia de
răcire a lui Newton şi ipoteza ca icircn stratul limită caldura se transferă prin conductivitate
adică
tlTAtTAQ sdotpartpartsdotsdotminus=sdot∆sdotsdot= λα (9)
Din (9) rezultă
lT
T partpartsdot
∆minus=
λα (10)
care exprimă legătura dintre α şi λ icircn stratul limită al aceluiaşi fluid Ecuaţia (10)
reprezintă icircn acelaşi timp şi una dintre ecuaţiile de bază ale transmiterii de căldură prin
convecţie icircn stratul limită deci reprezintă una dintre ecuaţiile de contur ale convecţiei
Utilizarea acestei relaţii implică cunoaşterea gradientului de temperatură lT partpart icircn
stratul limită termic şi a celor două temperaturi Tp şi respectiv T
Pentru a determina aceste mărimi trebuie cunoscută legea de distributie a
temperaturilor icircn stratul limită care se stabileşte prin integrarea ecuaţiei diferenţiale a
distribuţiei temperaturilor icircntr-un fluid icircn mişcare
6
222 Ecuaţia diferenţială a distribuţiei temperaturilor icircntr-un fluid icircn mişcare
(ecuaţia Fourier-Kirchhoff)
Această ecuaţie exprimă legea conservării energiei termice aplicată asupra unui volum
elementar delimitat din masa unui fluid icircn curgere Legea conservării căldurii se aplică sub
forma unui bilanţ termic efectuat pentru un volum elementar de forma paralelipipedică avacircnd
dimensiunile laturilor ∆x ∆y si ∆z raportat la un sistem de coordonate ortogonal (Fig 23)
Deoarece fluidul din elementul de volum este icircn mişcare la icircntocmirea bilanţului
termic se ţine seama că fluxul de căldură intră şi iese din elementul de volum prin două
mecanisme ce se desfăşoară simultan conductivitatea termică şi convecţia Bilanţul termic se
exprimă prin relaţia generală
eicvcdac QQQ minus=+ (11)
unde Qaccd+cv reprezintă fluxul de căldură acumulat icircn elementul de volum prin
conductivitate şi convecţie Qi ndash fluxul de căldură intrat icircn elementul de volum prin cele două
mecanisme iar Qe - fluxul de căldură ieşit din elementul de volum prin cele două mecanisme
Căldura totală acumulată icircn elementul de volum poate fi considerată ca fiind suma
acumulărilor după cele 3 direcţii ale sistemului de coordonate
aczacyacxac QQQQ ++= (12)
Fluxul de caldură convectiv poate fi exprimat prin ecuaţia calorimetrică ca produs
icircntre debitul masic de fluid căldura specifică şi temperatura fluidului
TcAvTcMQ ppm sdotsdotsdotsdot=sdotsdot= ρ (13)
De asemenea s-a considerat că produsul (ρvxT) este variabil pe direcţia x
Fig 23 Transmiterea fluxului de căldură pe direcţia x
7
Fluxul intrat şi ieşit prin conductivitate se calculează cu legea Fourier
Cu aceste observaţii rezultă
- căldura acumulată după direcţia x
( ) zyTvTvczyxT
xTQ xxxxxpxxxacx ∆∆minus+∆∆⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛
partpart
minuspartpart
= ∆+∆+ )()( ρρλλ (14)
- căldura acumulată după direcţia y
( ) zxTvTvczxxT
yTQ yyyyypyyyacy ∆∆minus+∆∆⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛partpart
minuspartpart
= ∆+∆+ )()( ρρλλ (15)
- căldura acumulată după direcţia z
( ) yxTvTvcyxzT
zTQ zzzzzpzzzacz ∆∆minus+∆∆⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛
partpart
minuspartpart
= ∆+∆+ )()( ρρλλ (16)
Acumularea de caldură icircn elementul de volum determină variaţia icircn timp a
temperaturii fluidului din elementul de volum astfel icircncacirct acumularea totală poate fi
exprimată şi prin relaţia
tTVcQ pac partpart
∆= ρ (17)
Prelucracircnd relaţiile icircn ipoteza cp şi λ constante rezultă
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
partpart
+part
part+
partpart
minus⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
part
part+
part
part+
part
part=⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛partpart
+partpart
+partpart
+partpart
zv
yv
xv
TczT
yT
xT
zTv
yTv
xTv
tTc zyx
pzyxp)()()(
2
2
2
2
2
2 ρρρλρ
(18)
Relaţia de mai sus reprezintă forma generală a ecuaţiei diferenţiale a distribuţiei
temperaturilor icircntr-un fluid icircn mişcare (ecuaţia Fourier-Kirchhoff) Aceasta poate fi scrisă
icircntr-o formă mai restracircnsă prin utilizarea operatorilor matematici
- derivata substanţială a temperaturii
zTv
yTv
xTv
tT
tTD
zyxs
partpart
+partpart
+partpart
+partpart
=d
(19)
- laplaceanul temperaturii
8
2
2
2
2
2
22
zT
yT
xTT
partpart
+partpart
+partpart
=nabla (20)
- divergenţa produsului (ρv)
zv
yv
xvv zyx
partpart
+part
part+
partpart
=nabla)()()()( ρρρρ (21)
Cu aceste notaţii ecuaţia distribuţiei temperaturilor devine
)(2 vTcTdt
TDc p
sp ρλρ nablaminusnabla= (22)
Ecuaţia de mai sus se simplifică icircn următoarele condiţii
- regim staţionar cacircnd 0=partpart
tT (23)
- fluid necompresibil cacircnd 0)( =nabla vρ (24)
şi ecuaţia devine Tdt
TDc s
p2nabla= λρ (25)
- mediu imobil cacircnd 0=== zyx vvv şi TtTc p
2nabla=partpart λρ (26)
care este tocmai ecuaţia diferenţială a conductivităţii termice
- mediu imobil si regim stationar (27) 02 =nabla T
Prin integrarea ecuaţiei diferenţiale Fourier-Kirchhoff se obţine funcţia de distribuţie
a temperaturilor in interiorul fluidului icircn mişcare Această funcţie permite determinarea
gradientului de temperatură şi a potenţialului individual icircn stratul limită icircn funcţie de care se
poate stabili o relaţie de calcul al coeficientului de transfer de caldură
Soluţii analitice nu sunt icircnsă posibile decacirct pentru cazuri simple
In aceste condiţii determinarea coeficienţilor de transfer de căldură se face
experimental corelarea datelor experimentale făcacircndu-se prin ecuaţii criteriale deduse prin
metodele similitudinii şi analizei dimensionale
9
223 Similitudinea proceselor termice
Procedeul similitudinii cunoscut şi aplicat cu succes icircn hidrodinamică a fost folosit
pentru prima dată icircn studiul convecţiei de către Nusselt El a aplicat o metodă riguroasă
pentru determinarea criteriilor de similitudine plecacircnd de la ecuaţiile diferenţiale ale
transferului de căldură
- ecuaţia de continuitate (legea conservării masei cu caracter pur hidrodinamic)
- ecuaţia de mişcare a fluidelor vacircscoase
- ecuaţia Navier-Stokes (ecuaţia de curgere) după cele trei axe de coordonate (cu
caracter pur hidrodinamic)
- ecuaţia de conservare a energiei termice şi hidraulice (cu caracter termic şi hidro-
dinamic)
- ecuaţia condiţiilor de contur
Icircn toate aceste ecuaţii s-au introdus următorii factori adimensionali care nu trebuie
confundaţi cu criteriile de similitudine şi care sunt rapoarte icircntre mărimile fizice care
intervin icircn ecuaţiile de mai sus scrise atacirct pentru original cacirct şi pentru model
bull fl = ll - pentru lungimi
bull fv=vv - pentru viteze
bull fp=pp - pentru presiuni
bull fρ=ρρ- pentru densităţi
bull fν = νν - pentru vacircscozităţi
bull fT= TT - pentru temperaturi
bull fa = aa - pentru difuzibilitatea termică
bull fα=αα- pentru convecţie
bull fλ=λλ - pentru conductibilitate
Scriind expresia fiecărui factor de scară se obţine
lplp
lvlv
ρρ
2
2= sau
Euvp
vp
=== 22 ρρ
(28)
un criteriu pur hidrodinamic denumit criteriul Euler
2
2
2
2
lvvl
lvlv
υυ
= sau
10
Re
===υυ
lvvl (29)
criteriul hidrodinamic denumit criteriul Reynolds
2
2
TT
gg
ll
vv
∆∆
sdotsdot=sdotsdotββ
υυ sau
22
vlTg
vTlg
υβ
υβ ∆
=∆ (30)
Ţinacircnd seama de (29) relaţia (30) devine
2
3GrTlg
=∆
υβ (31)
denumit criteriul Grashof
211 fff
fff TaTv = sau
Pealv
avl
=== (32)
denumit criteriul Peclet
Din cele de mai sus rezultă
1fff
ff TT
λα = sau
Null==
sdot=
sdot
λα
λα (33)
denumit criteriul Nusselt
Ecuaţia de continuitate n-a mai fost utilizată icircn stabilirea criteriilor de similitudine
deoarece raportul care intervine icircn această ecuaţie poate lua orice valoare deci nu 1 ff v
dă nici o concluzie asupra similitudinii
Icircn locul acestor criterii care utilizează mărimi independente icircntre ele se poate folosi
orice combinaţie a lor deoarece şi aceste combinaţii au un caracter adimensional (criterial)
Astfel icircn locul criteriului Peclet s-a introdus criteriul
a
Pe υ==
RePr (34)
denumit criteriul Prandtl care nu conţine decacirct mărimi caracteristice ale fluidului
Un alt criteriu rezultat din combinarea altor criterii este şi
pc
NuStsdotsdot
=sdot
=ρωα
PrRe (35)
11
denumit criteriul Stanton
Dacă se consideră ecuaţiile după axele x şi y criteriul lui Grashof nu mai apare
deoarece mişcarea fluidului nu se face şi pe verticală Icircn acest caz mişcarea fluidului şi
transmiterea de căldură prin convecţie (şi conductibilitate icircn stratul limită) vor fi
caracterizate printr-o funcţie criterială de forma
f(NuPrRe) = 0 (36)
sau
Nu=g(RePr) (37)
Criteriul lui Euler nu intră icircn funcţiiile de mai sus deoarece presiunea nu joacă un rol
direct icircn transmiterea căldurii iar influenţa ei indirectă a fost luată icircn considerare icircn
cadrul celorlalte criterii Icircn consecinţă introducerea acestui criteriu nu aduce nici o
contribuţie concludentă icircn convecţia termică
Relaţia (37) permite determinarea valorii lui α dacă se cunoaşte teoretic sau
experimental funcţia care leagă icircntre ele criteriile Nu Re şi Pr Icircn acest caz
Pr)(Reglλα = (38)
Icircn cazul mişcării pe verticală mai intervine şi criteriul Gr pe lacircngă celelalte
criterii
Dacă este cazul unei mişcări relativ lente cum se icircntacircmplă la convecţia liberă criteriul
Re icircşi pierde importanţa avacircnd valoare foarte mică aşa că se poate scrie
Nu = f(GrPr) (39)
La curgere forţată pe verticală cacircnd se suprapune convecţia liberă peste convecţia
forţată relaţia (39) devine
Nu = f(RePrGr) (40)
Icircn concluzie teoria similitudinii permite ca pe baza ecuaţiilor diferenţiale ale
convecţiei dar fără a le integra să se obţină criterii de similitudine icircntre care să se determine
pe cale experimentală ecuaţii criteriale valabile pentru toate procesele asemenea Din aceste
ecuaţii criteriale se poate determina coeficientul de convecţie α
12
224 Calculul coeficienţilor de transfer de căldură
In cazurile complexe coeficienţii de transfer de căldură se calculează din ecuaţii
criteriale care se obţin prin prelucrarea rezultatelor experimentale Ecuaţiile criteriale se obţin
pornind de la ecuaţia diferenţială cu următorul algoritm
Pasul 1 se scrie ecuaţia diferenţială Fourier-Kirchhoff
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
partpart
+part
part+
partpart
minus⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
part
part+
part
part+
part
part=⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛partpart
+partpart
+partpart
+partpart
zv
yv
xv
TczT
yT
xT
zTv
yTv
xTv
tTc zyx
pzyxp)()()(
2
2
2
2
2
2 ρρρλρ
(41)
Pasul 2 se transcrie ecuaţia difereţială icircn forma dimensională generalizată
(IV) (III) (II) (I)
02
=⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟
⎠
⎞⎜⎝
⎛+⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
lTvc
lT
lvTc
tTc ppp ρλρρ
(42)
Pasul 3 se elimină termenii care nu sunt independenţi (termenii II şi IV sunt identici
şi de aceea se reţine numai unul dintre ei)
(III) (II) (I)
02
=⎟⎠
⎞⎜⎝
⎛+⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
lT
lvTc
tTc pp λρρ
(43)
Pasul 4 primul termen se exprimă sub forma
lT
lTl
lQ
tlQ
tl
Tmct
Tc pp ααρ===== 3
2
333 (44)
şi ecuaţia dimensională generalizată devine
(III) (II) (I)
02 =⎟⎠⎞
⎜⎝⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛
lT
lvTc
lT p λρα
(45)
Se fac rapoarte adimensionale icircntre termenii ecuaţiei de mai sus obţinacircnd două criterii
de similitudine
Criteriul Nusselt se obţine raportacircnd termenul (I) la termenul (III)
λα
λα l
Tl
lT
IIIINu =sdot==
2
)()( (46)
13
Acest criteriu exprimă raportul dintre căldura totală transmisă icircn interiorul fluidului şi
căldura transmisă numai prin conductivitate
Criteriul Peclet rezultă din raportul termenilor (II) şi (III)
avlvlc
Tl
lTvc
IIIIIPe pp ==sdot==
λρ
λρ 2
)()( (47)
icircn care pc
aρλ
= este coeficientul de difuziune termică
Funcţia criterială generală este dată de relaţia
0Re0
2
0
1 =⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ll
ll
WeFrEuPeNuf (48)
Funcţia criterială se simplifică astfel
- pentru fluide omogene We=0
- icircntre Eu şi Re există o relaţie de dependenţă aşa cum rezultă din următorul raţionament
la curgerea internă
2
2vdLP ρλ=∆ de unde
dL
vPEu
22 λρ
=∆
= (49)
icircn timp ce la curgerea externă
2
2vAP cρξ=∆ deci
22
cAvPEu ξ
ρ=
∆= (50)
Deoarece (Re)f=λ şi (Re)f=ξ rezultă că Eu=f(Re) icircn consecinţă criteriul Euler
poate fi omis din ecuaţia criterială
- se preferă icircnlocuirea criteriului Pe cu criteriul Prandtl care are avantajul că este exprimat
numai icircn funcţie de constante fizice
λη
ρηρ sdot
=sdotsdot
sdotsdotsdot== pp c
lvlvTcPe
RePr (51)
- criteriul Froude este icircnlocuit cu criteriul Grashof (numit şi criteriul convecţiei libere)
14
Tlvv
lgTFrGr ∆sdotsdotsdotsdot
sdotsdot
=∆sdotsdotsdot= βη
ρβ 2
222
22Re (52)
şi ecuaţia criterială devine
0RePr0
2
0
1 =⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ll
ll
GrNuf (53)
care se explicitează icircn raport cu criteriul Nusselt şi se obţine
PrRe4
321
0
1n
nnn
ll
GrCNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdotsdot= (54)
- icircn convecţia liberă nu apare Reynolds doarece nu se poate determina viteza şi ecuaţia
criterială devine
Pr3
21
0
1n
nn
ll
GrCNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdot= (55)
- icircn convecţia forţată icircn regim turbulent nu apare Grashof iar ecuaţia criterială devine
PrRe3
21
0
1n
nn
ll
CNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdot= (56)
Ecuaţiile criteriale existente icircn literatura de specialitate sunt rezultatul prelucrării unui
număr mare de date experimentale obţinute icircn condiţii particulare şi limite bine precizate de
variaţie a parametrilor motiv pentru care şi valabilitatea acestor ecuaţii este limitată
Pentru calculul coeficientului individual de transfer de caldura α trebuie cunoscute
exact condiţiile icircn care se realizează convecţia pentru a alege din literatura de specialitate
ecuaţia criterială adecvată
Icircn literatura de specialitate sunt prezentate ecuaţii criteriale pentru fiecare tip de
convecţie
225 Analiza dimensională
Analiza dimensională este o metodă prin care se obţin informaţii despre un fenomen
pornind de la singura premiză că fenomenul poate fi descris printr-o ecuaţie dimensională
corectă şi omogenă icircntre anumite variabile Metoda are icircnsă o limitare constacircnd icircn aceea că
rezultatele obţinute sunt incomplete şi practic inutilizabile dacă nu sunt completate cu date
experimentale
Analiza dimensională iniţiată de Buckingham combină variabilele unui proces icircn
grupuri adimensionale denumite criterii convenabil alese care uşurează interpretarea
15
rezultatelor şi extind domeniul de aplicare a datelor experimentale Relaţiile de calcul
stabilite cu ajutorul analizei dimensionale şi corelate cu datele experimentale permit
determinarea coeficientului de convecţie pentru categorii largi de fenomene reale icircn baza
legilor similitudinii
Analiza dimensională contribuie icircnsă icircn mică măsură la icircnţelegerea proceselor de
convecţie deoarece nu dă nici un fel de informaţii despre natura fenomenelor considerate
Criteriile de similitudine pot fi determinate şi cu ajutorul analizei dimensionale prin
egalizarea dimensiunilor cunoscute ale unei mărimi complexe cu dimensiunile unor mărimi
simple sau complexe alese mai mult sau mai puţin arbitrar
Considerăm mărimea complexă α ale cărei dimensiuni cunoscute sunt
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡
sdotsdot grdsmJ
2α (57)
Se presupune că mărimea depinde de lungimea caracteristică a corpului de căldura
specifică a fluidului de conductibilitatea termică de viteză de vacircscozitatea cinematică şi
de densitatea fluidului Presupunerea se bazează pe analiza formulelor care exprimă de
obicei pe α Dimensiunile acestor mărimi sunt
][3
2
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡⎥⎦⎤
⎢⎣⎡
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡sdotsdot⎥
⎦
⎤⎢⎣
⎡sdot m
kgs
msmv
grdsmJ
grdkgJcml ρυλ
Icircn consecinţă se poate scrie
(58) θηεδγβ υλρα sdotsdotsdotsdotsdotsdot= cvlC
unde C este o constantă adimensională
Dacă se grupează aceşti exponenţi se obţine formula lui Nusselt
(59) εγ PrRe sdotsdot=CNu
formulă utilizată deseori pentru determinarea lui α şi care corespunde destul de bine
determinărilor experimentale icircn foarte multe cazuri practice Mărimile γ şi ε sunt nişte
numere oarecare adesea notate cu m şi n
Determinarea coeficientului de convecţie pe această cale implică icircnsă un mare număr
de măsurări experimentale şi cunoaşterea relaţiei dintre parametrii icircn cauză lucru care nu este
totdeauna realizabil
16
226 Factorii care determină şi influenţează convecţia termică
Aceşti factori sunt
a) Cauza care produce mişcarea fluidului
Dacă mişcarea fluidului este cauzată doar de diferenţa de densitate produsă de
diferenţa de temperatură icircntre particulele de fluid mai apropiate şi mai depărtate de perete
transmisia căldurii se face prin convecţie liberă
Dacă mişcarea fluidului este cauzată de un lucru mecanic din exterior (pompă
ventilator) transmisia căldurii se face prin convecţie forţată
b) Regimul de curgere al fluidului care este caracterizat prin criteriul Reynolds (Re)
Pentru curgerea fluidelor prin ţevi şi canale icircnchise există următoarele regimuri
bull convecţie icircn regim laminar (particulele de fluid nu se amestecă liniile de curent fiind
paralele) 2300Re lt
bull convecţie icircn regim tranzitoriu 410Re2300 ltlt
bull convecţie icircn regim turbulent 410Re gt
Pentru curgerea fluidului peste corpuri icircn formă de placă plană graniţa dintre laminar
şi turbulent este pentru 5105Re sdotasymp
Deoarece icircn regim laminar particulele nu se amestecă intensitatea transferului de
căldură prin convecţie este mai mare icircn regim turbulent decacirct icircn regim laminar
c) Proprietăţile fizice ale fluidului
Convecţia este influenţată icircn principal de căldura specifică cp coeficientul de
conducţie λ al fluidului (care intervine icircn stratul limită termic) difuzivitatea termică
densitatea vacircscozitatea dinamică proprietăţi care depind de temperatura fluidului şi care pot
fi găsite icircn tabele termodinamice
d) Forma şi dimensiunile suprafeţei de schimb de căldură
Geometria suprafeţei de schimb de căldură (plană cilindrică nervurată etc) şi
orientarea acesteia faţă de direcţia de curgere a fluidului afectează caracteristicile stratului
limită deci şi transferul de căldură prin convecţie
Problema transmiterii căldurii prin convecţie se reduce de fapt la determinarea
coeficientului de convecţie α
17
Dacă icircn calculele practice de transmitere a căldurii prin conducţie se poate lucra cu
valorile experimentale ale coeficientului λ luate din tabele termodinamice icircn cazul convecţiei
coeficientul α trebuie determinat pentru fiecare caz icircn parte şi depinde de cei 4 factori
prezentaţi anterior
Determinarea coeficientului de convecţie α se face pornind de la ecuaţiile diferenţiale
care intervin icircn procesul de transmitere a căldurii prin convecţie tinacircnd cont de faptul că
procesul are loc datorită mişcării fluidului ecuaţia de continuitate ecuaţiile de mişcare
(ecuaţiile Navier-Stockes) şi ecuaţia de contur (care ţine seama de faptul că fluxul unitar de
căldură transmis prin convecţie este egal cu fluxul unitar de căldură transmis prin conducţie
prin stratul limită de fluid de lacircngă perete)
Rezolvarea teoretică a acestui sistem de ecuaţii diferenţiale nu este posibilă decacirct
pentru cazuri foarte simple particulare
Din această cauză pentru determinarea coeficientului de convecţie α se face apel la
teoria similitudinii Pe baza ecuaţiilor diferenţiale sus menţionate şi a teoriei similitudinii au
fost deduse mărimile adimensionale numite invarianţi criterii de similitudine sau numere
Aceşti invarianţi se pot calcula icircn funcţie de parametrii fluidului la temperatura
respectivă (vacircscozitate densitate viteză etc)
Toţi aceşti invarianţi au aceeaşi valoare pentru sistemele şi fenomenele asemenea
Cel mai important invariant este Nu deoarece include coeficientul de convecţie α care
trebuie determinat λα lNu sdot= unde λ este coeficientul de conducţie termică a fluidului icircn
stratul limită iar l este lungimea caracteristică (diametrul icircn cazul conductelor)
Efectuacircnd experimentări pe instalaţii de laborator au fost deduse empiric relaţii de
legătură icircntre invarianţi numite ecuaţii criteriale de forma
Nu = f ( Re Pr Gr etc ) (60)
18
3 DETERMINAREA EXPERIMENTALĂ A COEFICIENTULUI DE
TRANSFER TERMIC PRIN CONVECŢIE
31 INTRODUCERE
Există patru metode de bază pentru evaluarea coeficientului de transfer termic prin
convecţie
- analiza dimensională combinată cu determinări experimentale
- determinarea analitică a soluţiilor ecuaţiilor stratului limită
- analiza aproximativă a startului limită prin metode integrale
- analogia dintre transferul de căldură masă şi impuls
Deşi fiecare dintre metode contribuie la cunoaşterea procesului transferului de căldură
nici una dintre ele nu poate rezolva singură toate problemele schimbului de căldură prin
convecţie datorită limitărilor pe care le au
Analitic prin integrarea ecuaţiei diferenţiale Fourier-Kirchhoff se obţine funcţia de
distribuţie a temperaturilor icircn interiorul fluidului icircn mişcare Această funcţie permite
determinarea gradientului de temperatură şi a potenţialului individual icircn stratul limită icircn
funcţie de care se poate stabili o relaţie de calcul al coeficientului de transfer de căldură prin
convecţie
Soluţiile analitice nu sunt icircnsă posibile de găsit decacirct pentru cazuri simple
Icircn consecinţă determinarea coeficienţilor de transfer de căldură se face experimental
pe un model fizic corelarea datelor experimentale făcacircndu-se prin ecuaţii criteriale deduse
prin metodele similitudinii şi analizei dimensionale
32 INSTALAŢIA EXPERIMENTALĂ
Măsurătorile s-au efectuat pe un model experimental de crestătură cu răcire directă
introdus icircntr-o cutie din tablă de Ol37-2K de 25 mm grosime cu volumul de 03396 m3 care
este izolat termic printr-un strat de lemn căptuşit cu plăci de azbest pe trei sferturi din
suprafaţa sa şi cu alumină pe restul de un sfert de suprafaţă
Icircn zona icircn care izolaţia termică este de alumină modelul are prevăzute termocuplurile
şi sondele de presiune
Aşezarea sondelor s-a făcut numai pe o faţă din jumătatea modelului ca urmare a
faptului că modelul experimental prezintă simetrie geometrică faţă de planele mediane
(transversal şi longitudinal)
19
Alimentarea cu aer s-a făcut de la reţeaua de aer comprimat printr-un colector de la
extremităţile căruia s-a făcut racordul prin furtunuri de cauciuc la două camere de admisie
montate sub capetele de bobină Aceste camere permit accesul aerului icircn canalul de admisie
plasat sub icircnfăşurarea de cupru
Fig 31 Modelul experimental de crestătură cu răcire directă
Fig 32 Schema experimentală
20
Din canalul de admisie aerul este evacuat icircn atmosferă prin 31 de canale radiale
identice tip fantă aşezate la 75 mm unul de altul de secţiune transversală 50 x 3 mm2 fante
practicate direct icircn icircnfăşurarea de cupru (Fig 31) Cele două capete de bobină de lungime
110 mm fiecare nu sunt izolate termic rămacircnacircnd direct icircn atmosferă iar pe o distanţă de 172
mm icircncepacircnd de la capete nu au prevăzute nici o fantă radială
Bobina modelului a fost alimentată cu energie electrică icircn curent continuu prin cele
două capete ale sale de la trei grupuri convertoare de sudură identice legate icircn paralel ca icircn
figura 32
Variaţia intensităţii curentului din bobină s-a făcut după necesităţi folosind butoanele
excitaţiilor serie şi separată aşezate pe panoul grupurilor icircntre 680 A şi 1068 A
Deoarece bobina are de-a lungul său două secţiuni transversale diferite una mai mare
icircn zona masivă a sa şi alta mai mică icircn zona fantelor radiale au rezultat pentru orice
intensitate de curent cacircte două valori pentru densităţile de curent
Existenţa a două densităţi de curent icircn bobină se traduce pentru funcţia M = M(xyzt)
Wm3 prin două valori constante M1 şi M2 la fiecare valoare a intensităţii curentului valoarea
M1 pentru zona plină a bobinei şi valoarea M2 pentru zona cu fante a bobinei
Fiecare valoare M1 rezultă din raportul puterii P1 consumată icircn zona plină care este
egală cu 0395 Pbobină şi volumul său V1 = 383 x10-3 m3 iar valoarea M2 - din raportul puterii
P2 consumată icircn zona cu fante egală cu 0605 Pbobină şi volumul său V2 = 476 x10-3 m3
Puterea electrică icircn curent continuu consumată icircn bobină s-a măsurat prin metoda
voltmetrului şi ampermetrului
Deoarece montajul aval al voltmetrului dă o eroare de măsurare redusă icircn cazul
tensiunilor mici ca icircn acest caz cacircnd tensiunea este 545 V şi curenţilor mari (680 A - 1068
A) acest montaj a fost preferat
Ca aparate de măsură s-au folosit un voltmetru magnetoelectric de clasă 03 iar cu rol
de ampermetru s-a folosit un multimetru de clasă 03 combinat cu un şunt de 1200 A 60 mV
şi 5 Ω
Pentru determinarea regimului termodinamic icircn instalaţia de răcire a bobinei de cupru
din crestătură prin măsurătorile efectuate sndasha urmărit punerea icircn evidenţă a următoarelor
mărimi
a) căderea totală de presiune icircn instalaţia de răcire funcţie de debitul de aer vehiculat
21
b) variaţia longitudinală a căderii de presiune icircn sistemul fantă admisie fantă ieşire
orificii fantă ndash funcţie de poziţia fantelor şi regimul de lucru
c) temperaturile icircn miezul de cupru al icircnfăşurării şi distribuţia lor longitudinală icircn funcţie
de regimul de icircncărcare şi debitul de fluid vehiculat
d) debitul de căldură cedat icircn fantele de răcire şi preluat de agentul vehiculat ndash icircn funcţie
de poziţia fantelor şi puterea disipată icircn instalaţie
e) repartiţia debitului agentului de răcire funcţie de poziţia fantelor
f) determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantele de răcire
g) determinarea coeficientului de pierderi de presiune considerat ca un coeficient de
rezistenţă local icircn funcţie de poziţia fantelor
Temperaturile s-au măsurat cu termocuplu cupru-constantan cu diametrul 02 mm şi
05 mm izolate icircn teflon respectiv sticlă tip Degussa
Presiunile s-au măsurat cu sonde de presiune cu diametrul 2mm racordate la tuburi U
icircn mm coloană de apă (mm CA) sau mm coloană de mercur (mm CHg)
Mărimile temperaturilor s-au măsurat cu aparate icircnregistratoare icircn icircnfăşurarea de
cupru iar cele ale fluidului s-au măsurat la intrarea icircn regim permanent cu ajutorul unui
voltmetru electronic digital şi a unui milivoltmetru cu spot luminos
Fiecare termocuplu a fost etalonat anterior icircmpreună cu aparatul de măsură cu care a
fost utilizată punctul rece fiind introdus pentru termostatare la 0oC icircntr-un vas Dewar cu
gheaţă atacirct icircn timpul etalonării cacirct şi icircn timpul măsurătorilor
Icircn scopul măsurării mărimilor de mai sus s-au montat
1) 6 sonde de presiune statică 5 icircn lungul canalului de admisie la baza crestăturii şi una
icircnainte de intrare icircn canalul de admisie
2) Debitul total de aer de răcire cu ajutorul unei diafragme standardizate măsuracircndu-se
căderea de presiune icircn diafragmă şi presiunea statică icircn aval de aceasta
3) Vitezele la ieşirea din orificiile fiecărei fante s-au măsurat cu ajutorul unei sonde Pitot
amplasate pe un suport mobil din teflon de-a lungul celor 16 fante studiate Pentru
determinarea vitezelor s-a măsurat şi temperatura la ieşirea din fiecare orificiu
4) Temperatura aerului icircn lungul canalului de admisie s-a măsurat cu ajutorul a patru
termocupluri montate icircn lungul canalului
22
5) Determinarea distribuţiei temperaturii pe icircnălţimea icircnfăşurării s-a făcut prin plantarea
icircn două secţiuni a termocuplurilor
6) Temperatura icircn masa icircnfăşurării de cupru icircn lungul icircntregului traseu de măsură cu
ajutorul a 9 termocupluri introduse prin partea laterală a crestăturii şi 2
termocuplurilor montate icircn icircnfăşurarea de cupru icircn apropierea bornelor de legătură
7) Temperaturile la suprafaţa exterioară a icircnfăşurării de cupru s-au măsurat icircn două
puncte icircn acelaşi loc unde s-au plantat termocupluri pentru măsurarea temperaturii icircn
axul icircnfăşurării pentru a putea urmări distribuţia transversală a temperaturii icircn
icircnfăşurare
Pentru determinarea gradientului radial a temperaturii icircn icircnfăşurare s-au determinat icircn
două puncte temperaturile la partea superioară şi respectiv inferioară a icircnfăşurării
33 REZULTATE EXPERIMENTALE
Experimentările s-au efectuat pentru regimuri de bază icircn care s-a variat puterea
electrică disipată icircn icircnfăşurările de cupru
PA = 2207 W PB = 2907 W PC = 4301 W PD = 5744 W la care corespund densităţile
de curent
JA = 305 Amm2 JB = 345 Amm2 JC = 404 Amm2 JD = 463 Amm2
Pentru fiecare regim de putere s-au variat debitele de agent de răcire pentru a se pune
icircn evidenţă influenţa parametrilor aerodinamici de curgere asupra temperaturii icircn icircnfăşurare
Icircn tabelul următor sunt prezentate valorile debitelor de răcire puterile electrice
disipate şi densităţile de curent pentru regimurile experimentate grupate după valorile
densităţii de curent
Regim P
[W]
J
[Amm2]
Dt
[m3h]
11 2006 297 121
A 12 2376 314 865
13 2240 306 67
8 2875 345 121
B 9 2808 341 112
10 3040 349 805
1 4149 402 118
3 4176 405 129
23
C 4 4167 403 121
5 4454 405 101
6 4563 403 80
D 2 5767 467 135
7 5722 459 123
Se observă că nu s-a putut menţine puterea constantă la diferite debite de aer de
răcire icircn cazul regimurilor de putere ABCD deoarece icircn timpul funcţionării au existat
variaţii ale rezistenţei icircnfăşurării ca urmare a modificării temperaturii cuprului precum şi mici
variaţii de tensiune
Pentru fiecare debit de agent de răcire s-au măsurat vitezele icircn cele 3 x N orificii cu
diametrul de 7 mm N fiind numărul de fante de răcire Determinările s-au efectuat din
motive de simetrie geometrică şi fizică a procesului numai pe jumătate bară rezultacircnd 3 x 16
= 48 orificii pentru care s-au efectuat măsurătorile la fiecare regim Icircn acelaşi mod s-a
procedat cu temperaturile agentului de răcire la ieşirea din orificii
Notacircnd cu presiunea dinamică măsurată cu tubul Pitot s-a determinat
temperatura medie icircn fanta j cu relaţia
ep∆
sum
sum
=
=
∆
sdot∆
= 3
1
3
1
iei
iiei
ej
p
TpT (61)
unde şi Teip∆ i reprezintă presiunile dinamice şi temperaturile la ieşire din cele 3 orificii
corespunzătoare fantei j
Debitul de aer pe fanta j s-a determinat cu relaţia
(62) sum=
sdot=3
10 3600
iifj swD ε
unde wi [ms] este viteza icircn orificiu şi rezultă din relaţia
aer
eii
pw
ρ9802 sdotsdot∆
= (63)
reprezentacircnd presiunea dinamică a fiecăreia din cele 3 găuri corespunzătoare unei fante j Ea
se determină cu ajutorul tubului Pitot mobil s0 reprezintă secţiunea transversală aceeaşi
pentru toate orificiile
Densitatea aerului s-a aproximat cu ecuaţia
[kgmfjaer T410412650 minussdotminus=ρ 3] (64)
24
valabilă icircn limitele CTC 00 10020 ltlt
Ecuaţia (62) poate fi astfel pusă sub forma simplificată
sum=
minus∆
sdotminus=
3
1410412650
1
iei
fjfj p
TAD (65)
A fiind o constantă de calcul egală cu 1935 sdot10-2
Viteza aerului icircn fanta j se calculează cu relaţia
3600sdot
=f
fjfj S
Dw (66)
unde Sf este secţiunea transversală a fantelor Sf =148110-4 m2
Pentru determinarea coeficientului local de rezistenţă al fantelor s-a folosit relaţia
aerfj
j wp
ρζ 21 sdot
∆= (67)
unde ∆p1 (mm CA) reprezintă căderea de presiune icircn sistemul alimentare fantă-fantă-sistem
de ieşire fantă
Debitul de căldură preluat de aer icircn fiecare fantă se calculează cu relaţia
[kcalh] (68)
unde T
)( ijejpafjaerfj TTcDQ minus= ρ
i reprezintă temperatura aerului la intrarea icircn fanta j rezultată din măsurătorile de
temperaturi icircn lungul canalului de admisie iar cpa = 2378
Pentru determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantă se foloseşte relaţia
)( aerpCuCu
jj TTA
Qminus
=α (69)
unde
- ACu reprezintă suprafaţa laterală a fantei ocupată de icircnfăşurarea de cupru (mai
puţin suprafaţa ocupată de izolaţie) ACu = 12410 mm2
- pCuT este temperatura peretelui icircnfăşurării de cupru icircn fantă
CTpCuo40+=θ
- aerT este temperatura medie a aerului icircn fanta j 2
efifaer
TTT
+=
Temperatura pCuT s-a aproximat prin temperatura icircn axa icircnfăşurării de Cu avacircnd icircn
vedere că la icircncărcările volumetrice de putere M [Wm3] utilizate icircn timpul experimentărilor
rezultă o cădere foarte mică de temperatură icircntre peretele fantei şi temperatura icircn ax icircntre 2
25
fante Icircntr-adevăr dacă se consideră icircncărcarea volumetrică maximă de putere icircntacirclnită icircn
cursul experimentărilor M = 072x106 Wm3 şi se utilizează pentru căderea de temperatură
ax-perete fantă relaţia
Cu
Mrtλ2
2=∆ (70)
unde r = 125 mm λ Cu = 300 kcalmsdothsdotgrd rezultă
(71) grd1870asymp∆T
ceea ce justifică alegerea temperaturii icircn axul icircnfăşurării pentru determinarea coeficientului de
transfer de căldură
Supratemperaturile θ măsurate icircn miezul barei icircn cele 13 regimuri studiate
Regim 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
1 96 995 86 80 70 64 57 44 47 365
2 116 133 107 85 77 67 61 45 47 34
3 81 855 695 65 56 50 43 295 33 23
4 895 94 80 725 625 555 46 365 395 29
5 995 109 98 825 715 65 565 465 62 395
6 1085 132 106 89 81 76 685 61 675 545
7 120 143 112 915 805 715 64 49 515 395
8 665 64 525 525 445 435 295 235 255 185
9 645 445 355 515 435 425 285 21 11 16
10 70 705 59 58 53 49 37 31 295 255
11 46 315 25 375 335 32 135 65 2 35
12 55 51 42 47 42 395 255 195 24 125
13 585 66 495 535 515 455 345 31 355 27
Măsurarea diverselor mărimi icircn cele 13 regimuri caracterizate mai sus
Regimul 1
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
71 4072 925 1735 428 148 6584 7447
72 3621 821 1539 542 145 5038 6162
725 340 847 1588 509 14 4709 6657
735 3467 902 1691 456 132 5384 8496
26
75 3135 954 1789 411 12 5172 8806
77 3209 953 1787 424 104 58 10931
82 2728 943 1768 453 92 4833 9325
88 2767 1078 2022 371 84 5892 12184
96 2842 1081 2027 405 88 6004 13295
104 2825 1016 1905 497 103 5493 13124
113 2896 1147 2151 425 124 534 14191
120 2945 1140 2138 457 147 4705 1408
125 280 1235 2316 404 173 369 11729
127 325 1168 219 466 20 4027 15638
129 3148 121 2269 44 23 282 11493
130 325 1064 1995 581 26 1888 8113
Regimul 2
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
945 4293 1075 2016 425 132 876 7063
95 3635 933 175 554 122 629 6201
955 3381 1012 1898 469 115 6305 7326
97 3109 1083 2031 412 112 6361 822
100 2747 1084 2033 419 84 5865 7676
105 2307 1111 2083 412 7 5115 7235
1125 2246 1101 2065 449 54 5401 7903
122 2161 1267 2376 366 46 6214 9648
1325 1967 1318 2472 365 48 5667 8821
144 1973 1058 1984 587 54 4382 7001
157 2098 1422 2667 373 62 605 1007
169 216 1418 2659 405 8 5771 9263
180 2171 1393 2612 447 108 4336 7637
185 2166 1425 2672 439 14 3098 5651
187 210 1424 267 444 184 1044 1942
1885 2229 1287 2413 55 22
27
Regimul 3
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
89 3337 988 1853 458 128 5667 6927
90 2910 904 1695 545 122 4344 5897
905 2664 969 1817 473 114 4175 6345
925 2382 1085 2035 382 106 408 6738
95 2211 1072 201 399 92 3957 719
99 2166 1086 2037 405 78 4317 8338
107 2087 1030 1932 485 68 4168 8795
117 196 1230 2307 37 605 481 10714
1275 1892 1278 2397 373 6 4771 1113
139 1941 1152 216 501 64 4324 10856
151 2019 1373 2572 385 7 5213 14285
164 1969 1383 2593 411 9 4245 15796
175 1967 1443 2706 403 12 3162 10543
180 210 1371 2571 461 16 1914 7909
182 210 1411 2646 44 204
183 2238 1293 2425 529 25
Regimul 4
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
81 3678 948 1778 458 132 6193 6978
81 3091 849 1592 56 118 4551 5717
815 2883 913 1712 483 102 48 667
82 2885 103 1931 382 84 5963 9262
83 2568 939 1761 46 68 5059 8535
85 251 98 1838 432 54 5527 11758
90 2287 948 1778 485 44 504 9047
98 2531 1107 2076 39 4 678 11071
107 2168 1174 2201 375 39 6025 12541
28
116 2224 1125 211 443 4 5916 13103
127 216 1275 2291 41 48 6174 14718
13 230 1263 2368 419 68 5865 14955
146 2531 1361 2552 385 96 6076 17774
147 230 1265 2372 445 132 3515 11151
149 2537 1322 2479 416 178 2805 1031
150 2486 121 2269 50 22 964 3601
Regimul 5
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
51 4627 805 1509 414 16 6608 6464
52 4462 71 1331 54 158 5567 6381
525 4111 716 1343 534 155 5022 6506
55 3636 82 1537 416 149 4864 6772
575 3393 807 1513 444 138 4518 6618
60 3141 829 1554 436 12 4508 7081
645 300 76 1425 554 10 4283 6972
68 3071 956 1793 37 7 6412 10844
74 300 1023 1918 351 88 6123 10939
79 2939 922 1729 46 94 5204 9728
84 3149 1021 1915 406 108 5929 12139
89 3087 1058 1984 396 13 5293 11507
94 3231 1116 2093 377 164 4929 16449
97 325 1075 2016 42 21 3404 13888
102 3621 1154 2164 388 274 2749 15074
1025 3382 969 1817 549 336
Regimul 6
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 5297 673 1262 465 132 7209 612
29
39 5007 636 1193 514 124 6405 648
395 488 637 1194 517 118 641 741
40 4378 709 1329 415 114 5303 7885
41 4032 702 1316 429 115 5587 7369
43 3714 713 1337 431 125 487 6862
45 362 647 1213 546 136 4052 6149
48 3764 809 1517 374 15 505 8359
52 3672 831 1558 383 16 4747 8381
57 3792 79 1481 466 17 4539 8597
61 3825 881 1652 402 177 4964 9993
64 3833 853 160 449 185 4631 9671
66 3927 939 1761 384 192 5145 11592
68 4096 909 1705 428 198 523 12535
69 4117 926 1737 415 203 5323 13294
69 425 828 1553 522 208 4864 12115
Regimul 7
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
85 5058 983 1843 47 144 9599 7545
86 4241 922 1729 525 138 722 6934
87 4113 929 1742 52 13 7188 8176
89 3939 998 1871 459 119 7583 9799
92 3658 1036 1943 435 98 7734 11581
96 3231 1084 2033 409 78 7485 10591
103 3037 1036 1943 477 63 7066 10415
110 3088 1215 2278 371 55 8994 13723
120 2898 1241 2327 385 56 825 12856
130 3074 1144 2145 494 62 7951 12935
142 2933 1344 252 389 73 839 13886
153 3082 1331 2496 43 108 7488 13063
165 3016 1393 2612 422 126 6861 12118
30
172 2778 1331 2496 478 164 4238 7604
175 3476 1362 2554 476 205 5332 10913
178 3347 1273 2387 552 252 2873 6146
Regimul 8
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
76 247 92 1725 438 105 3711 3912
77 2525 843 1581 529 96 3749 4058
78 2351 84 1575 537 86 3576 4159
80 2178 1008 189 38 76 4099 4937
83 210 921 1727 471 65 3842 4468
86 1963 1038 1946 382 56 4206 5561
93 2027 886 1661 569 5 3907 6439
100 1765 1126 2111 375 45 4298 7683
110 1909 1178 2209 379 44 5012 8738
120 1823 1105 2072 469 46 4367 8692
130 168 1216 228 417 54 4023
141 1771 1256 2355 425 68 3962
150 190 1318 2472 412 88 3866
154 170 1274 2389 45 112 2123
156 210 1318 2472 432 138 2697
157 2046 1161 2177 56 166 1269
Regimul 9
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
58 345 844 1583 394 11 5537 9344
59 33 783 1468 464 95 5163 10876
60 33 764 1432 494 79 5395 13564
625 3284 839 1573 536 66 621 18686
65 33 884 1658 398 56 6841 24284
31
69 33 944 177 37 46 7585 31026
74 33 82 1538 525 4 6734 31919
82 3238 1013 190 38 36 8214 4561
89 31 1113 2087 343 36 8804 4996
99 3296 1038 1946 438 38 8576 5165
108 31 1129 2117 403 44 8528 94138
116 31 1186 2224 394 6 8397
123 33 1282 2404 359 8 9016
126 345 1172 2198 444 106 7825
127 33 1262 2367 386 136 6822
127 33 1070 2006 541 164 4925
Regimul 10
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
36 4183 65 1219 419 125 5242 8148
36 4205 606 1136 481 115 5097 9723
37 4161 623 1168 467 104 5368 16633
375 4036 684 1283 39 88 5989 1444
39 3908 67 1256 422 74 5916 16018
41 3901 753 1412 346 6 6945 21122
43 355 599 1123 575 5 5143 16094
45 36 775 1453 36 45 7091 23087
48 3457 834 1564 33 5 6954 24138
52 36 781 1464 411 64 6664 23046
56 3669 81 1519 412 8 6497 24747
60 36 80 15 455 104 5887 22807
62 36 944 177 339 128 6499 26054
65 3837 92 1725 377 148 5974 2545
665 3851 892 1673 411 162 5468 22469
67 3781 757 1419 575 17 6408 2337
32
Regimul 11
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
74 31 872 1632 47 114 4796 10224
745 3081 809 1517 547 109 4525 11707
75 3184 819 1536 538 105 4905 15604
78 31 989 1855 383 98 590 22531
80 3036 929 1742 444 92 5543 25206
83 3043 1034 1939 372 84 6431 33252
88 2997 923 1731 493 75 5869 38561
94 30 1167 2188 329 63 7803 60752
101 31 1189 223 34 58 8488 33705
110 31 1079 2023 45 54 7831 29007
120 31 1281 2402 348 52 9372
130 31 1281 2402 377 52 9372
141 31 1371 2571 358 58 9788
150 31 130 2438 424 66 8989
157 31 1346 2524 415 8 8738
164 31 1186 2224 524 86 7491
Regimul 12
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 165 748 1402 327 10 1401 1606
39 18 566 1062 571 95 1384 1679
395 18 606 1136 505 88 1606 2175
40 1734 692 1297 392 8 1866 2353
41 1704 717 1345 372 7 2083 2789
43 1712 768 144 34 6 2475 2878
45 165 611 1146 56 5 2041 3494
48 1544 766 1436 38 51 2305 4388
52 165 944 177 266 48 3210 5639
33
59 165 786 1474 444 53 2498 5627
65 165 842 1579 427 62 2515
71 165 846 1586 464 8 2079
76 165 991 1858 364 112 1510
79 165 95 1781 413 13 95
82 165 934 1752 445 16
85 165 848 159
Regimul 13
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
20 2706 449 842 477 15 152 1875
20 25 363 681 728 154 971 1061
20 2607 409 767 574 146 132 1788
20 2591 495 928 392 14 1661 2116
205 2301 488 915 410 13 1384 1765
21 2298 497 932 404 118 1563 2151
22 2263 377 707 701 106 1682 2723
235 2233 526 986 395 98 1882 3211
25 235 587 110 345 10 2257 3600
28 2288 562 1054 421 108 1933 2248
31 235 587 11 429 12 2083
33 235 579 1086 47 141 1539
34 2401 613 1149 435 17 1208
355 1448 58 1087 518 20 726
36 25 612 1149
365 25 552 1035
34
34 INTERPRETAREA REZULTATELOR
35
Fig 33 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α la diferite regimuri
de funcţionare
36
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
Coeficientul de schimb superficial de căldură depinde de mulţi factori printre care
bull natura fluidului - α este mult mai mare la lichide decacirct la gaze
bull viteza fluidului - cu cacirct viteza este mai mare α este mai mare astfel icircncacirct convecţia
forţată este mult mai eficientă decacirct convecţia liberă
bull poziţia şi geometria suprafeţei α este mai mare pentru suprafeţe verticale decacirct pentru cele
orizontale şi mai mare pentru suprafeţe plane decacirct pentru cele cilindrice
bull diferenţa de temperatură perete-fluid ( ) 412TT minusasympα
bull felul curgerii fluidului ndash α este mai mare icircn cazul curgerii turbulente decacirct icircn al
curgerii laminare prezenţa nervurilor şicanelor etc favorizează turbulenţa şi măresc
valoarea coeficientului
Fig 21 Transferul căldurii de la un perete la fluid (a) şi invers (b)
Dacă de o parte şi de alta a peretelui solid se află fluide cu temperaturi diferite
fenomenul transmiterii căldurii este mai complex şi se caracterizează printr-o convecţie de la
fluidul 1 la peretele solid 2 o conductibilitate prin peretele solid 2 şi din nou printr-o
convecţie de la peretele solid la fluidul 3 (Fig 22)
31 TT gt
Fig 22 Transfer termic icircntre fluidele 1şi 3 prin peretele solid 2
5
Transmiterea de căldură prin convecţie poate fi mult activată atunci cacircnd se
intenţionează acest lucru dacă fluidul este adus icircn mod artificial icircn stare turbionară deoarece
pe de o parte se micşorează astfel grosimea stratului limită iar pe de altă parte se favorizează
contactul unei cantităţi cacirct mai mari de fluid cu pereţii Aceasta echivalează icircnsă cu o
majorare a pierderilor de energie hidraulică prin frecarea fluidului de pereţi şi prin turbionări
Pentru calculul căldurii transferate icircntr-un timp t [h] sau [s] printr-o suprafaţă de perete
A [m2] se utilizează formula lui Newton sub forma
tTAQ sdot∆sdotsdot=α [kJ]
(7)
Ecuaţia de răcire a lui Newton nu exprimă o lege fizică ci una de definire a
coeficientului individual de transfer de caldură deoarece α nu este o constantă fizică
caracteristică mediului fluid ci o mărime fizică ce depinde după o lege complexă de mai
multe variabile incluzacircnd proprietăţile fluidului (λ η ρ cp) viteza fluidului v temperatura
fluidului T şi de geometria sistemului In general
)( 211 llvTcf ρηλα = (8)
Pentru stabilirea unor relaţii de calcul ale lui α icircn principiu se poate utiliza ecuaţia de
răcire a lui Newton şi ipoteza ca icircn stratul limită caldura se transferă prin conductivitate
adică
tlTAtTAQ sdotpartpartsdotsdotminus=sdot∆sdotsdot= λα (9)
Din (9) rezultă
lT
T partpartsdot
∆minus=
λα (10)
care exprimă legătura dintre α şi λ icircn stratul limită al aceluiaşi fluid Ecuaţia (10)
reprezintă icircn acelaşi timp şi una dintre ecuaţiile de bază ale transmiterii de căldură prin
convecţie icircn stratul limită deci reprezintă una dintre ecuaţiile de contur ale convecţiei
Utilizarea acestei relaţii implică cunoaşterea gradientului de temperatură lT partpart icircn
stratul limită termic şi a celor două temperaturi Tp şi respectiv T
Pentru a determina aceste mărimi trebuie cunoscută legea de distributie a
temperaturilor icircn stratul limită care se stabileşte prin integrarea ecuaţiei diferenţiale a
distribuţiei temperaturilor icircntr-un fluid icircn mişcare
6
222 Ecuaţia diferenţială a distribuţiei temperaturilor icircntr-un fluid icircn mişcare
(ecuaţia Fourier-Kirchhoff)
Această ecuaţie exprimă legea conservării energiei termice aplicată asupra unui volum
elementar delimitat din masa unui fluid icircn curgere Legea conservării căldurii se aplică sub
forma unui bilanţ termic efectuat pentru un volum elementar de forma paralelipipedică avacircnd
dimensiunile laturilor ∆x ∆y si ∆z raportat la un sistem de coordonate ortogonal (Fig 23)
Deoarece fluidul din elementul de volum este icircn mişcare la icircntocmirea bilanţului
termic se ţine seama că fluxul de căldură intră şi iese din elementul de volum prin două
mecanisme ce se desfăşoară simultan conductivitatea termică şi convecţia Bilanţul termic se
exprimă prin relaţia generală
eicvcdac QQQ minus=+ (11)
unde Qaccd+cv reprezintă fluxul de căldură acumulat icircn elementul de volum prin
conductivitate şi convecţie Qi ndash fluxul de căldură intrat icircn elementul de volum prin cele două
mecanisme iar Qe - fluxul de căldură ieşit din elementul de volum prin cele două mecanisme
Căldura totală acumulată icircn elementul de volum poate fi considerată ca fiind suma
acumulărilor după cele 3 direcţii ale sistemului de coordonate
aczacyacxac QQQQ ++= (12)
Fluxul de caldură convectiv poate fi exprimat prin ecuaţia calorimetrică ca produs
icircntre debitul masic de fluid căldura specifică şi temperatura fluidului
TcAvTcMQ ppm sdotsdotsdotsdot=sdotsdot= ρ (13)
De asemenea s-a considerat că produsul (ρvxT) este variabil pe direcţia x
Fig 23 Transmiterea fluxului de căldură pe direcţia x
7
Fluxul intrat şi ieşit prin conductivitate se calculează cu legea Fourier
Cu aceste observaţii rezultă
- căldura acumulată după direcţia x
( ) zyTvTvczyxT
xTQ xxxxxpxxxacx ∆∆minus+∆∆⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛
partpart
minuspartpart
= ∆+∆+ )()( ρρλλ (14)
- căldura acumulată după direcţia y
( ) zxTvTvczxxT
yTQ yyyyypyyyacy ∆∆minus+∆∆⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛partpart
minuspartpart
= ∆+∆+ )()( ρρλλ (15)
- căldura acumulată după direcţia z
( ) yxTvTvcyxzT
zTQ zzzzzpzzzacz ∆∆minus+∆∆⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛
partpart
minuspartpart
= ∆+∆+ )()( ρρλλ (16)
Acumularea de caldură icircn elementul de volum determină variaţia icircn timp a
temperaturii fluidului din elementul de volum astfel icircncacirct acumularea totală poate fi
exprimată şi prin relaţia
tTVcQ pac partpart
∆= ρ (17)
Prelucracircnd relaţiile icircn ipoteza cp şi λ constante rezultă
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
partpart
+part
part+
partpart
minus⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
part
part+
part
part+
part
part=⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛partpart
+partpart
+partpart
+partpart
zv
yv
xv
TczT
yT
xT
zTv
yTv
xTv
tTc zyx
pzyxp)()()(
2
2
2
2
2
2 ρρρλρ
(18)
Relaţia de mai sus reprezintă forma generală a ecuaţiei diferenţiale a distribuţiei
temperaturilor icircntr-un fluid icircn mişcare (ecuaţia Fourier-Kirchhoff) Aceasta poate fi scrisă
icircntr-o formă mai restracircnsă prin utilizarea operatorilor matematici
- derivata substanţială a temperaturii
zTv
yTv
xTv
tT
tTD
zyxs
partpart
+partpart
+partpart
+partpart
=d
(19)
- laplaceanul temperaturii
8
2
2
2
2
2
22
zT
yT
xTT
partpart
+partpart
+partpart
=nabla (20)
- divergenţa produsului (ρv)
zv
yv
xvv zyx
partpart
+part
part+
partpart
=nabla)()()()( ρρρρ (21)
Cu aceste notaţii ecuaţia distribuţiei temperaturilor devine
)(2 vTcTdt
TDc p
sp ρλρ nablaminusnabla= (22)
Ecuaţia de mai sus se simplifică icircn următoarele condiţii
- regim staţionar cacircnd 0=partpart
tT (23)
- fluid necompresibil cacircnd 0)( =nabla vρ (24)
şi ecuaţia devine Tdt
TDc s
p2nabla= λρ (25)
- mediu imobil cacircnd 0=== zyx vvv şi TtTc p
2nabla=partpart λρ (26)
care este tocmai ecuaţia diferenţială a conductivităţii termice
- mediu imobil si regim stationar (27) 02 =nabla T
Prin integrarea ecuaţiei diferenţiale Fourier-Kirchhoff se obţine funcţia de distribuţie
a temperaturilor in interiorul fluidului icircn mişcare Această funcţie permite determinarea
gradientului de temperatură şi a potenţialului individual icircn stratul limită icircn funcţie de care se
poate stabili o relaţie de calcul al coeficientului de transfer de caldură
Soluţii analitice nu sunt icircnsă posibile decacirct pentru cazuri simple
In aceste condiţii determinarea coeficienţilor de transfer de căldură se face
experimental corelarea datelor experimentale făcacircndu-se prin ecuaţii criteriale deduse prin
metodele similitudinii şi analizei dimensionale
9
223 Similitudinea proceselor termice
Procedeul similitudinii cunoscut şi aplicat cu succes icircn hidrodinamică a fost folosit
pentru prima dată icircn studiul convecţiei de către Nusselt El a aplicat o metodă riguroasă
pentru determinarea criteriilor de similitudine plecacircnd de la ecuaţiile diferenţiale ale
transferului de căldură
- ecuaţia de continuitate (legea conservării masei cu caracter pur hidrodinamic)
- ecuaţia de mişcare a fluidelor vacircscoase
- ecuaţia Navier-Stokes (ecuaţia de curgere) după cele trei axe de coordonate (cu
caracter pur hidrodinamic)
- ecuaţia de conservare a energiei termice şi hidraulice (cu caracter termic şi hidro-
dinamic)
- ecuaţia condiţiilor de contur
Icircn toate aceste ecuaţii s-au introdus următorii factori adimensionali care nu trebuie
confundaţi cu criteriile de similitudine şi care sunt rapoarte icircntre mărimile fizice care
intervin icircn ecuaţiile de mai sus scrise atacirct pentru original cacirct şi pentru model
bull fl = ll - pentru lungimi
bull fv=vv - pentru viteze
bull fp=pp - pentru presiuni
bull fρ=ρρ- pentru densităţi
bull fν = νν - pentru vacircscozităţi
bull fT= TT - pentru temperaturi
bull fa = aa - pentru difuzibilitatea termică
bull fα=αα- pentru convecţie
bull fλ=λλ - pentru conductibilitate
Scriind expresia fiecărui factor de scară se obţine
lplp
lvlv
ρρ
2
2= sau
Euvp
vp
=== 22 ρρ
(28)
un criteriu pur hidrodinamic denumit criteriul Euler
2
2
2
2
lvvl
lvlv
υυ
= sau
10
Re
===υυ
lvvl (29)
criteriul hidrodinamic denumit criteriul Reynolds
2
2
TT
gg
ll
vv
∆∆
sdotsdot=sdotsdotββ
υυ sau
22
vlTg
vTlg
υβ
υβ ∆
=∆ (30)
Ţinacircnd seama de (29) relaţia (30) devine
2
3GrTlg
=∆
υβ (31)
denumit criteriul Grashof
211 fff
fff TaTv = sau
Pealv
avl
=== (32)
denumit criteriul Peclet
Din cele de mai sus rezultă
1fff
ff TT
λα = sau
Null==
sdot=
sdot
λα
λα (33)
denumit criteriul Nusselt
Ecuaţia de continuitate n-a mai fost utilizată icircn stabilirea criteriilor de similitudine
deoarece raportul care intervine icircn această ecuaţie poate lua orice valoare deci nu 1 ff v
dă nici o concluzie asupra similitudinii
Icircn locul acestor criterii care utilizează mărimi independente icircntre ele se poate folosi
orice combinaţie a lor deoarece şi aceste combinaţii au un caracter adimensional (criterial)
Astfel icircn locul criteriului Peclet s-a introdus criteriul
a
Pe υ==
RePr (34)
denumit criteriul Prandtl care nu conţine decacirct mărimi caracteristice ale fluidului
Un alt criteriu rezultat din combinarea altor criterii este şi
pc
NuStsdotsdot
=sdot
=ρωα
PrRe (35)
11
denumit criteriul Stanton
Dacă se consideră ecuaţiile după axele x şi y criteriul lui Grashof nu mai apare
deoarece mişcarea fluidului nu se face şi pe verticală Icircn acest caz mişcarea fluidului şi
transmiterea de căldură prin convecţie (şi conductibilitate icircn stratul limită) vor fi
caracterizate printr-o funcţie criterială de forma
f(NuPrRe) = 0 (36)
sau
Nu=g(RePr) (37)
Criteriul lui Euler nu intră icircn funcţiiile de mai sus deoarece presiunea nu joacă un rol
direct icircn transmiterea căldurii iar influenţa ei indirectă a fost luată icircn considerare icircn
cadrul celorlalte criterii Icircn consecinţă introducerea acestui criteriu nu aduce nici o
contribuţie concludentă icircn convecţia termică
Relaţia (37) permite determinarea valorii lui α dacă se cunoaşte teoretic sau
experimental funcţia care leagă icircntre ele criteriile Nu Re şi Pr Icircn acest caz
Pr)(Reglλα = (38)
Icircn cazul mişcării pe verticală mai intervine şi criteriul Gr pe lacircngă celelalte
criterii
Dacă este cazul unei mişcări relativ lente cum se icircntacircmplă la convecţia liberă criteriul
Re icircşi pierde importanţa avacircnd valoare foarte mică aşa că se poate scrie
Nu = f(GrPr) (39)
La curgere forţată pe verticală cacircnd se suprapune convecţia liberă peste convecţia
forţată relaţia (39) devine
Nu = f(RePrGr) (40)
Icircn concluzie teoria similitudinii permite ca pe baza ecuaţiilor diferenţiale ale
convecţiei dar fără a le integra să se obţină criterii de similitudine icircntre care să se determine
pe cale experimentală ecuaţii criteriale valabile pentru toate procesele asemenea Din aceste
ecuaţii criteriale se poate determina coeficientul de convecţie α
12
224 Calculul coeficienţilor de transfer de căldură
In cazurile complexe coeficienţii de transfer de căldură se calculează din ecuaţii
criteriale care se obţin prin prelucrarea rezultatelor experimentale Ecuaţiile criteriale se obţin
pornind de la ecuaţia diferenţială cu următorul algoritm
Pasul 1 se scrie ecuaţia diferenţială Fourier-Kirchhoff
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
partpart
+part
part+
partpart
minus⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
part
part+
part
part+
part
part=⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛partpart
+partpart
+partpart
+partpart
zv
yv
xv
TczT
yT
xT
zTv
yTv
xTv
tTc zyx
pzyxp)()()(
2
2
2
2
2
2 ρρρλρ
(41)
Pasul 2 se transcrie ecuaţia difereţială icircn forma dimensională generalizată
(IV) (III) (II) (I)
02
=⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟
⎠
⎞⎜⎝
⎛+⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
lTvc
lT
lvTc
tTc ppp ρλρρ
(42)
Pasul 3 se elimină termenii care nu sunt independenţi (termenii II şi IV sunt identici
şi de aceea se reţine numai unul dintre ei)
(III) (II) (I)
02
=⎟⎠
⎞⎜⎝
⎛+⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
lT
lvTc
tTc pp λρρ
(43)
Pasul 4 primul termen se exprimă sub forma
lT
lTl
lQ
tlQ
tl
Tmct
Tc pp ααρ===== 3
2
333 (44)
şi ecuaţia dimensională generalizată devine
(III) (II) (I)
02 =⎟⎠⎞
⎜⎝⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛
lT
lvTc
lT p λρα
(45)
Se fac rapoarte adimensionale icircntre termenii ecuaţiei de mai sus obţinacircnd două criterii
de similitudine
Criteriul Nusselt se obţine raportacircnd termenul (I) la termenul (III)
λα
λα l
Tl
lT
IIIINu =sdot==
2
)()( (46)
13
Acest criteriu exprimă raportul dintre căldura totală transmisă icircn interiorul fluidului şi
căldura transmisă numai prin conductivitate
Criteriul Peclet rezultă din raportul termenilor (II) şi (III)
avlvlc
Tl
lTvc
IIIIIPe pp ==sdot==
λρ
λρ 2
)()( (47)
icircn care pc
aρλ
= este coeficientul de difuziune termică
Funcţia criterială generală este dată de relaţia
0Re0
2
0
1 =⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ll
ll
WeFrEuPeNuf (48)
Funcţia criterială se simplifică astfel
- pentru fluide omogene We=0
- icircntre Eu şi Re există o relaţie de dependenţă aşa cum rezultă din următorul raţionament
la curgerea internă
2
2vdLP ρλ=∆ de unde
dL
vPEu
22 λρ
=∆
= (49)
icircn timp ce la curgerea externă
2
2vAP cρξ=∆ deci
22
cAvPEu ξ
ρ=
∆= (50)
Deoarece (Re)f=λ şi (Re)f=ξ rezultă că Eu=f(Re) icircn consecinţă criteriul Euler
poate fi omis din ecuaţia criterială
- se preferă icircnlocuirea criteriului Pe cu criteriul Prandtl care are avantajul că este exprimat
numai icircn funcţie de constante fizice
λη
ρηρ sdot
=sdotsdot
sdotsdotsdot== pp c
lvlvTcPe
RePr (51)
- criteriul Froude este icircnlocuit cu criteriul Grashof (numit şi criteriul convecţiei libere)
14
Tlvv
lgTFrGr ∆sdotsdotsdotsdot
sdotsdot
=∆sdotsdotsdot= βη
ρβ 2
222
22Re (52)
şi ecuaţia criterială devine
0RePr0
2
0
1 =⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ll
ll
GrNuf (53)
care se explicitează icircn raport cu criteriul Nusselt şi se obţine
PrRe4
321
0
1n
nnn
ll
GrCNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdotsdot= (54)
- icircn convecţia liberă nu apare Reynolds doarece nu se poate determina viteza şi ecuaţia
criterială devine
Pr3
21
0
1n
nn
ll
GrCNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdot= (55)
- icircn convecţia forţată icircn regim turbulent nu apare Grashof iar ecuaţia criterială devine
PrRe3
21
0
1n
nn
ll
CNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdot= (56)
Ecuaţiile criteriale existente icircn literatura de specialitate sunt rezultatul prelucrării unui
număr mare de date experimentale obţinute icircn condiţii particulare şi limite bine precizate de
variaţie a parametrilor motiv pentru care şi valabilitatea acestor ecuaţii este limitată
Pentru calculul coeficientului individual de transfer de caldura α trebuie cunoscute
exact condiţiile icircn care se realizează convecţia pentru a alege din literatura de specialitate
ecuaţia criterială adecvată
Icircn literatura de specialitate sunt prezentate ecuaţii criteriale pentru fiecare tip de
convecţie
225 Analiza dimensională
Analiza dimensională este o metodă prin care se obţin informaţii despre un fenomen
pornind de la singura premiză că fenomenul poate fi descris printr-o ecuaţie dimensională
corectă şi omogenă icircntre anumite variabile Metoda are icircnsă o limitare constacircnd icircn aceea că
rezultatele obţinute sunt incomplete şi practic inutilizabile dacă nu sunt completate cu date
experimentale
Analiza dimensională iniţiată de Buckingham combină variabilele unui proces icircn
grupuri adimensionale denumite criterii convenabil alese care uşurează interpretarea
15
rezultatelor şi extind domeniul de aplicare a datelor experimentale Relaţiile de calcul
stabilite cu ajutorul analizei dimensionale şi corelate cu datele experimentale permit
determinarea coeficientului de convecţie pentru categorii largi de fenomene reale icircn baza
legilor similitudinii
Analiza dimensională contribuie icircnsă icircn mică măsură la icircnţelegerea proceselor de
convecţie deoarece nu dă nici un fel de informaţii despre natura fenomenelor considerate
Criteriile de similitudine pot fi determinate şi cu ajutorul analizei dimensionale prin
egalizarea dimensiunilor cunoscute ale unei mărimi complexe cu dimensiunile unor mărimi
simple sau complexe alese mai mult sau mai puţin arbitrar
Considerăm mărimea complexă α ale cărei dimensiuni cunoscute sunt
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡
sdotsdot grdsmJ
2α (57)
Se presupune că mărimea depinde de lungimea caracteristică a corpului de căldura
specifică a fluidului de conductibilitatea termică de viteză de vacircscozitatea cinematică şi
de densitatea fluidului Presupunerea se bazează pe analiza formulelor care exprimă de
obicei pe α Dimensiunile acestor mărimi sunt
][3
2
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡⎥⎦⎤
⎢⎣⎡
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡sdotsdot⎥
⎦
⎤⎢⎣
⎡sdot m
kgs
msmv
grdsmJ
grdkgJcml ρυλ
Icircn consecinţă se poate scrie
(58) θηεδγβ υλρα sdotsdotsdotsdotsdotsdot= cvlC
unde C este o constantă adimensională
Dacă se grupează aceşti exponenţi se obţine formula lui Nusselt
(59) εγ PrRe sdotsdot=CNu
formulă utilizată deseori pentru determinarea lui α şi care corespunde destul de bine
determinărilor experimentale icircn foarte multe cazuri practice Mărimile γ şi ε sunt nişte
numere oarecare adesea notate cu m şi n
Determinarea coeficientului de convecţie pe această cale implică icircnsă un mare număr
de măsurări experimentale şi cunoaşterea relaţiei dintre parametrii icircn cauză lucru care nu este
totdeauna realizabil
16
226 Factorii care determină şi influenţează convecţia termică
Aceşti factori sunt
a) Cauza care produce mişcarea fluidului
Dacă mişcarea fluidului este cauzată doar de diferenţa de densitate produsă de
diferenţa de temperatură icircntre particulele de fluid mai apropiate şi mai depărtate de perete
transmisia căldurii se face prin convecţie liberă
Dacă mişcarea fluidului este cauzată de un lucru mecanic din exterior (pompă
ventilator) transmisia căldurii se face prin convecţie forţată
b) Regimul de curgere al fluidului care este caracterizat prin criteriul Reynolds (Re)
Pentru curgerea fluidelor prin ţevi şi canale icircnchise există următoarele regimuri
bull convecţie icircn regim laminar (particulele de fluid nu se amestecă liniile de curent fiind
paralele) 2300Re lt
bull convecţie icircn regim tranzitoriu 410Re2300 ltlt
bull convecţie icircn regim turbulent 410Re gt
Pentru curgerea fluidului peste corpuri icircn formă de placă plană graniţa dintre laminar
şi turbulent este pentru 5105Re sdotasymp
Deoarece icircn regim laminar particulele nu se amestecă intensitatea transferului de
căldură prin convecţie este mai mare icircn regim turbulent decacirct icircn regim laminar
c) Proprietăţile fizice ale fluidului
Convecţia este influenţată icircn principal de căldura specifică cp coeficientul de
conducţie λ al fluidului (care intervine icircn stratul limită termic) difuzivitatea termică
densitatea vacircscozitatea dinamică proprietăţi care depind de temperatura fluidului şi care pot
fi găsite icircn tabele termodinamice
d) Forma şi dimensiunile suprafeţei de schimb de căldură
Geometria suprafeţei de schimb de căldură (plană cilindrică nervurată etc) şi
orientarea acesteia faţă de direcţia de curgere a fluidului afectează caracteristicile stratului
limită deci şi transferul de căldură prin convecţie
Problema transmiterii căldurii prin convecţie se reduce de fapt la determinarea
coeficientului de convecţie α
17
Dacă icircn calculele practice de transmitere a căldurii prin conducţie se poate lucra cu
valorile experimentale ale coeficientului λ luate din tabele termodinamice icircn cazul convecţiei
coeficientul α trebuie determinat pentru fiecare caz icircn parte şi depinde de cei 4 factori
prezentaţi anterior
Determinarea coeficientului de convecţie α se face pornind de la ecuaţiile diferenţiale
care intervin icircn procesul de transmitere a căldurii prin convecţie tinacircnd cont de faptul că
procesul are loc datorită mişcării fluidului ecuaţia de continuitate ecuaţiile de mişcare
(ecuaţiile Navier-Stockes) şi ecuaţia de contur (care ţine seama de faptul că fluxul unitar de
căldură transmis prin convecţie este egal cu fluxul unitar de căldură transmis prin conducţie
prin stratul limită de fluid de lacircngă perete)
Rezolvarea teoretică a acestui sistem de ecuaţii diferenţiale nu este posibilă decacirct
pentru cazuri foarte simple particulare
Din această cauză pentru determinarea coeficientului de convecţie α se face apel la
teoria similitudinii Pe baza ecuaţiilor diferenţiale sus menţionate şi a teoriei similitudinii au
fost deduse mărimile adimensionale numite invarianţi criterii de similitudine sau numere
Aceşti invarianţi se pot calcula icircn funcţie de parametrii fluidului la temperatura
respectivă (vacircscozitate densitate viteză etc)
Toţi aceşti invarianţi au aceeaşi valoare pentru sistemele şi fenomenele asemenea
Cel mai important invariant este Nu deoarece include coeficientul de convecţie α care
trebuie determinat λα lNu sdot= unde λ este coeficientul de conducţie termică a fluidului icircn
stratul limită iar l este lungimea caracteristică (diametrul icircn cazul conductelor)
Efectuacircnd experimentări pe instalaţii de laborator au fost deduse empiric relaţii de
legătură icircntre invarianţi numite ecuaţii criteriale de forma
Nu = f ( Re Pr Gr etc ) (60)
18
3 DETERMINAREA EXPERIMENTALĂ A COEFICIENTULUI DE
TRANSFER TERMIC PRIN CONVECŢIE
31 INTRODUCERE
Există patru metode de bază pentru evaluarea coeficientului de transfer termic prin
convecţie
- analiza dimensională combinată cu determinări experimentale
- determinarea analitică a soluţiilor ecuaţiilor stratului limită
- analiza aproximativă a startului limită prin metode integrale
- analogia dintre transferul de căldură masă şi impuls
Deşi fiecare dintre metode contribuie la cunoaşterea procesului transferului de căldură
nici una dintre ele nu poate rezolva singură toate problemele schimbului de căldură prin
convecţie datorită limitărilor pe care le au
Analitic prin integrarea ecuaţiei diferenţiale Fourier-Kirchhoff se obţine funcţia de
distribuţie a temperaturilor icircn interiorul fluidului icircn mişcare Această funcţie permite
determinarea gradientului de temperatură şi a potenţialului individual icircn stratul limită icircn
funcţie de care se poate stabili o relaţie de calcul al coeficientului de transfer de căldură prin
convecţie
Soluţiile analitice nu sunt icircnsă posibile de găsit decacirct pentru cazuri simple
Icircn consecinţă determinarea coeficienţilor de transfer de căldură se face experimental
pe un model fizic corelarea datelor experimentale făcacircndu-se prin ecuaţii criteriale deduse
prin metodele similitudinii şi analizei dimensionale
32 INSTALAŢIA EXPERIMENTALĂ
Măsurătorile s-au efectuat pe un model experimental de crestătură cu răcire directă
introdus icircntr-o cutie din tablă de Ol37-2K de 25 mm grosime cu volumul de 03396 m3 care
este izolat termic printr-un strat de lemn căptuşit cu plăci de azbest pe trei sferturi din
suprafaţa sa şi cu alumină pe restul de un sfert de suprafaţă
Icircn zona icircn care izolaţia termică este de alumină modelul are prevăzute termocuplurile
şi sondele de presiune
Aşezarea sondelor s-a făcut numai pe o faţă din jumătatea modelului ca urmare a
faptului că modelul experimental prezintă simetrie geometrică faţă de planele mediane
(transversal şi longitudinal)
19
Alimentarea cu aer s-a făcut de la reţeaua de aer comprimat printr-un colector de la
extremităţile căruia s-a făcut racordul prin furtunuri de cauciuc la două camere de admisie
montate sub capetele de bobină Aceste camere permit accesul aerului icircn canalul de admisie
plasat sub icircnfăşurarea de cupru
Fig 31 Modelul experimental de crestătură cu răcire directă
Fig 32 Schema experimentală
20
Din canalul de admisie aerul este evacuat icircn atmosferă prin 31 de canale radiale
identice tip fantă aşezate la 75 mm unul de altul de secţiune transversală 50 x 3 mm2 fante
practicate direct icircn icircnfăşurarea de cupru (Fig 31) Cele două capete de bobină de lungime
110 mm fiecare nu sunt izolate termic rămacircnacircnd direct icircn atmosferă iar pe o distanţă de 172
mm icircncepacircnd de la capete nu au prevăzute nici o fantă radială
Bobina modelului a fost alimentată cu energie electrică icircn curent continuu prin cele
două capete ale sale de la trei grupuri convertoare de sudură identice legate icircn paralel ca icircn
figura 32
Variaţia intensităţii curentului din bobină s-a făcut după necesităţi folosind butoanele
excitaţiilor serie şi separată aşezate pe panoul grupurilor icircntre 680 A şi 1068 A
Deoarece bobina are de-a lungul său două secţiuni transversale diferite una mai mare
icircn zona masivă a sa şi alta mai mică icircn zona fantelor radiale au rezultat pentru orice
intensitate de curent cacircte două valori pentru densităţile de curent
Existenţa a două densităţi de curent icircn bobină se traduce pentru funcţia M = M(xyzt)
Wm3 prin două valori constante M1 şi M2 la fiecare valoare a intensităţii curentului valoarea
M1 pentru zona plină a bobinei şi valoarea M2 pentru zona cu fante a bobinei
Fiecare valoare M1 rezultă din raportul puterii P1 consumată icircn zona plină care este
egală cu 0395 Pbobină şi volumul său V1 = 383 x10-3 m3 iar valoarea M2 - din raportul puterii
P2 consumată icircn zona cu fante egală cu 0605 Pbobină şi volumul său V2 = 476 x10-3 m3
Puterea electrică icircn curent continuu consumată icircn bobină s-a măsurat prin metoda
voltmetrului şi ampermetrului
Deoarece montajul aval al voltmetrului dă o eroare de măsurare redusă icircn cazul
tensiunilor mici ca icircn acest caz cacircnd tensiunea este 545 V şi curenţilor mari (680 A - 1068
A) acest montaj a fost preferat
Ca aparate de măsură s-au folosit un voltmetru magnetoelectric de clasă 03 iar cu rol
de ampermetru s-a folosit un multimetru de clasă 03 combinat cu un şunt de 1200 A 60 mV
şi 5 Ω
Pentru determinarea regimului termodinamic icircn instalaţia de răcire a bobinei de cupru
din crestătură prin măsurătorile efectuate sndasha urmărit punerea icircn evidenţă a următoarelor
mărimi
a) căderea totală de presiune icircn instalaţia de răcire funcţie de debitul de aer vehiculat
21
b) variaţia longitudinală a căderii de presiune icircn sistemul fantă admisie fantă ieşire
orificii fantă ndash funcţie de poziţia fantelor şi regimul de lucru
c) temperaturile icircn miezul de cupru al icircnfăşurării şi distribuţia lor longitudinală icircn funcţie
de regimul de icircncărcare şi debitul de fluid vehiculat
d) debitul de căldură cedat icircn fantele de răcire şi preluat de agentul vehiculat ndash icircn funcţie
de poziţia fantelor şi puterea disipată icircn instalaţie
e) repartiţia debitului agentului de răcire funcţie de poziţia fantelor
f) determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantele de răcire
g) determinarea coeficientului de pierderi de presiune considerat ca un coeficient de
rezistenţă local icircn funcţie de poziţia fantelor
Temperaturile s-au măsurat cu termocuplu cupru-constantan cu diametrul 02 mm şi
05 mm izolate icircn teflon respectiv sticlă tip Degussa
Presiunile s-au măsurat cu sonde de presiune cu diametrul 2mm racordate la tuburi U
icircn mm coloană de apă (mm CA) sau mm coloană de mercur (mm CHg)
Mărimile temperaturilor s-au măsurat cu aparate icircnregistratoare icircn icircnfăşurarea de
cupru iar cele ale fluidului s-au măsurat la intrarea icircn regim permanent cu ajutorul unui
voltmetru electronic digital şi a unui milivoltmetru cu spot luminos
Fiecare termocuplu a fost etalonat anterior icircmpreună cu aparatul de măsură cu care a
fost utilizată punctul rece fiind introdus pentru termostatare la 0oC icircntr-un vas Dewar cu
gheaţă atacirct icircn timpul etalonării cacirct şi icircn timpul măsurătorilor
Icircn scopul măsurării mărimilor de mai sus s-au montat
1) 6 sonde de presiune statică 5 icircn lungul canalului de admisie la baza crestăturii şi una
icircnainte de intrare icircn canalul de admisie
2) Debitul total de aer de răcire cu ajutorul unei diafragme standardizate măsuracircndu-se
căderea de presiune icircn diafragmă şi presiunea statică icircn aval de aceasta
3) Vitezele la ieşirea din orificiile fiecărei fante s-au măsurat cu ajutorul unei sonde Pitot
amplasate pe un suport mobil din teflon de-a lungul celor 16 fante studiate Pentru
determinarea vitezelor s-a măsurat şi temperatura la ieşirea din fiecare orificiu
4) Temperatura aerului icircn lungul canalului de admisie s-a măsurat cu ajutorul a patru
termocupluri montate icircn lungul canalului
22
5) Determinarea distribuţiei temperaturii pe icircnălţimea icircnfăşurării s-a făcut prin plantarea
icircn două secţiuni a termocuplurilor
6) Temperatura icircn masa icircnfăşurării de cupru icircn lungul icircntregului traseu de măsură cu
ajutorul a 9 termocupluri introduse prin partea laterală a crestăturii şi 2
termocuplurilor montate icircn icircnfăşurarea de cupru icircn apropierea bornelor de legătură
7) Temperaturile la suprafaţa exterioară a icircnfăşurării de cupru s-au măsurat icircn două
puncte icircn acelaşi loc unde s-au plantat termocupluri pentru măsurarea temperaturii icircn
axul icircnfăşurării pentru a putea urmări distribuţia transversală a temperaturii icircn
icircnfăşurare
Pentru determinarea gradientului radial a temperaturii icircn icircnfăşurare s-au determinat icircn
două puncte temperaturile la partea superioară şi respectiv inferioară a icircnfăşurării
33 REZULTATE EXPERIMENTALE
Experimentările s-au efectuat pentru regimuri de bază icircn care s-a variat puterea
electrică disipată icircn icircnfăşurările de cupru
PA = 2207 W PB = 2907 W PC = 4301 W PD = 5744 W la care corespund densităţile
de curent
JA = 305 Amm2 JB = 345 Amm2 JC = 404 Amm2 JD = 463 Amm2
Pentru fiecare regim de putere s-au variat debitele de agent de răcire pentru a se pune
icircn evidenţă influenţa parametrilor aerodinamici de curgere asupra temperaturii icircn icircnfăşurare
Icircn tabelul următor sunt prezentate valorile debitelor de răcire puterile electrice
disipate şi densităţile de curent pentru regimurile experimentate grupate după valorile
densităţii de curent
Regim P
[W]
J
[Amm2]
Dt
[m3h]
11 2006 297 121
A 12 2376 314 865
13 2240 306 67
8 2875 345 121
B 9 2808 341 112
10 3040 349 805
1 4149 402 118
3 4176 405 129
23
C 4 4167 403 121
5 4454 405 101
6 4563 403 80
D 2 5767 467 135
7 5722 459 123
Se observă că nu s-a putut menţine puterea constantă la diferite debite de aer de
răcire icircn cazul regimurilor de putere ABCD deoarece icircn timpul funcţionării au existat
variaţii ale rezistenţei icircnfăşurării ca urmare a modificării temperaturii cuprului precum şi mici
variaţii de tensiune
Pentru fiecare debit de agent de răcire s-au măsurat vitezele icircn cele 3 x N orificii cu
diametrul de 7 mm N fiind numărul de fante de răcire Determinările s-au efectuat din
motive de simetrie geometrică şi fizică a procesului numai pe jumătate bară rezultacircnd 3 x 16
= 48 orificii pentru care s-au efectuat măsurătorile la fiecare regim Icircn acelaşi mod s-a
procedat cu temperaturile agentului de răcire la ieşirea din orificii
Notacircnd cu presiunea dinamică măsurată cu tubul Pitot s-a determinat
temperatura medie icircn fanta j cu relaţia
ep∆
sum
sum
=
=
∆
sdot∆
= 3
1
3
1
iei
iiei
ej
p
TpT (61)
unde şi Teip∆ i reprezintă presiunile dinamice şi temperaturile la ieşire din cele 3 orificii
corespunzătoare fantei j
Debitul de aer pe fanta j s-a determinat cu relaţia
(62) sum=
sdot=3
10 3600
iifj swD ε
unde wi [ms] este viteza icircn orificiu şi rezultă din relaţia
aer
eii
pw
ρ9802 sdotsdot∆
= (63)
reprezentacircnd presiunea dinamică a fiecăreia din cele 3 găuri corespunzătoare unei fante j Ea
se determină cu ajutorul tubului Pitot mobil s0 reprezintă secţiunea transversală aceeaşi
pentru toate orificiile
Densitatea aerului s-a aproximat cu ecuaţia
[kgmfjaer T410412650 minussdotminus=ρ 3] (64)
24
valabilă icircn limitele CTC 00 10020 ltlt
Ecuaţia (62) poate fi astfel pusă sub forma simplificată
sum=
minus∆
sdotminus=
3
1410412650
1
iei
fjfj p
TAD (65)
A fiind o constantă de calcul egală cu 1935 sdot10-2
Viteza aerului icircn fanta j se calculează cu relaţia
3600sdot
=f
fjfj S
Dw (66)
unde Sf este secţiunea transversală a fantelor Sf =148110-4 m2
Pentru determinarea coeficientului local de rezistenţă al fantelor s-a folosit relaţia
aerfj
j wp
ρζ 21 sdot
∆= (67)
unde ∆p1 (mm CA) reprezintă căderea de presiune icircn sistemul alimentare fantă-fantă-sistem
de ieşire fantă
Debitul de căldură preluat de aer icircn fiecare fantă se calculează cu relaţia
[kcalh] (68)
unde T
)( ijejpafjaerfj TTcDQ minus= ρ
i reprezintă temperatura aerului la intrarea icircn fanta j rezultată din măsurătorile de
temperaturi icircn lungul canalului de admisie iar cpa = 2378
Pentru determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantă se foloseşte relaţia
)( aerpCuCu
jj TTA
Qminus
=α (69)
unde
- ACu reprezintă suprafaţa laterală a fantei ocupată de icircnfăşurarea de cupru (mai
puţin suprafaţa ocupată de izolaţie) ACu = 12410 mm2
- pCuT este temperatura peretelui icircnfăşurării de cupru icircn fantă
CTpCuo40+=θ
- aerT este temperatura medie a aerului icircn fanta j 2
efifaer
TTT
+=
Temperatura pCuT s-a aproximat prin temperatura icircn axa icircnfăşurării de Cu avacircnd icircn
vedere că la icircncărcările volumetrice de putere M [Wm3] utilizate icircn timpul experimentărilor
rezultă o cădere foarte mică de temperatură icircntre peretele fantei şi temperatura icircn ax icircntre 2
25
fante Icircntr-adevăr dacă se consideră icircncărcarea volumetrică maximă de putere icircntacirclnită icircn
cursul experimentărilor M = 072x106 Wm3 şi se utilizează pentru căderea de temperatură
ax-perete fantă relaţia
Cu
Mrtλ2
2=∆ (70)
unde r = 125 mm λ Cu = 300 kcalmsdothsdotgrd rezultă
(71) grd1870asymp∆T
ceea ce justifică alegerea temperaturii icircn axul icircnfăşurării pentru determinarea coeficientului de
transfer de căldură
Supratemperaturile θ măsurate icircn miezul barei icircn cele 13 regimuri studiate
Regim 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
1 96 995 86 80 70 64 57 44 47 365
2 116 133 107 85 77 67 61 45 47 34
3 81 855 695 65 56 50 43 295 33 23
4 895 94 80 725 625 555 46 365 395 29
5 995 109 98 825 715 65 565 465 62 395
6 1085 132 106 89 81 76 685 61 675 545
7 120 143 112 915 805 715 64 49 515 395
8 665 64 525 525 445 435 295 235 255 185
9 645 445 355 515 435 425 285 21 11 16
10 70 705 59 58 53 49 37 31 295 255
11 46 315 25 375 335 32 135 65 2 35
12 55 51 42 47 42 395 255 195 24 125
13 585 66 495 535 515 455 345 31 355 27
Măsurarea diverselor mărimi icircn cele 13 regimuri caracterizate mai sus
Regimul 1
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
71 4072 925 1735 428 148 6584 7447
72 3621 821 1539 542 145 5038 6162
725 340 847 1588 509 14 4709 6657
735 3467 902 1691 456 132 5384 8496
26
75 3135 954 1789 411 12 5172 8806
77 3209 953 1787 424 104 58 10931
82 2728 943 1768 453 92 4833 9325
88 2767 1078 2022 371 84 5892 12184
96 2842 1081 2027 405 88 6004 13295
104 2825 1016 1905 497 103 5493 13124
113 2896 1147 2151 425 124 534 14191
120 2945 1140 2138 457 147 4705 1408
125 280 1235 2316 404 173 369 11729
127 325 1168 219 466 20 4027 15638
129 3148 121 2269 44 23 282 11493
130 325 1064 1995 581 26 1888 8113
Regimul 2
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
945 4293 1075 2016 425 132 876 7063
95 3635 933 175 554 122 629 6201
955 3381 1012 1898 469 115 6305 7326
97 3109 1083 2031 412 112 6361 822
100 2747 1084 2033 419 84 5865 7676
105 2307 1111 2083 412 7 5115 7235
1125 2246 1101 2065 449 54 5401 7903
122 2161 1267 2376 366 46 6214 9648
1325 1967 1318 2472 365 48 5667 8821
144 1973 1058 1984 587 54 4382 7001
157 2098 1422 2667 373 62 605 1007
169 216 1418 2659 405 8 5771 9263
180 2171 1393 2612 447 108 4336 7637
185 2166 1425 2672 439 14 3098 5651
187 210 1424 267 444 184 1044 1942
1885 2229 1287 2413 55 22
27
Regimul 3
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
89 3337 988 1853 458 128 5667 6927
90 2910 904 1695 545 122 4344 5897
905 2664 969 1817 473 114 4175 6345
925 2382 1085 2035 382 106 408 6738
95 2211 1072 201 399 92 3957 719
99 2166 1086 2037 405 78 4317 8338
107 2087 1030 1932 485 68 4168 8795
117 196 1230 2307 37 605 481 10714
1275 1892 1278 2397 373 6 4771 1113
139 1941 1152 216 501 64 4324 10856
151 2019 1373 2572 385 7 5213 14285
164 1969 1383 2593 411 9 4245 15796
175 1967 1443 2706 403 12 3162 10543
180 210 1371 2571 461 16 1914 7909
182 210 1411 2646 44 204
183 2238 1293 2425 529 25
Regimul 4
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
81 3678 948 1778 458 132 6193 6978
81 3091 849 1592 56 118 4551 5717
815 2883 913 1712 483 102 48 667
82 2885 103 1931 382 84 5963 9262
83 2568 939 1761 46 68 5059 8535
85 251 98 1838 432 54 5527 11758
90 2287 948 1778 485 44 504 9047
98 2531 1107 2076 39 4 678 11071
107 2168 1174 2201 375 39 6025 12541
28
116 2224 1125 211 443 4 5916 13103
127 216 1275 2291 41 48 6174 14718
13 230 1263 2368 419 68 5865 14955
146 2531 1361 2552 385 96 6076 17774
147 230 1265 2372 445 132 3515 11151
149 2537 1322 2479 416 178 2805 1031
150 2486 121 2269 50 22 964 3601
Regimul 5
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
51 4627 805 1509 414 16 6608 6464
52 4462 71 1331 54 158 5567 6381
525 4111 716 1343 534 155 5022 6506
55 3636 82 1537 416 149 4864 6772
575 3393 807 1513 444 138 4518 6618
60 3141 829 1554 436 12 4508 7081
645 300 76 1425 554 10 4283 6972
68 3071 956 1793 37 7 6412 10844
74 300 1023 1918 351 88 6123 10939
79 2939 922 1729 46 94 5204 9728
84 3149 1021 1915 406 108 5929 12139
89 3087 1058 1984 396 13 5293 11507
94 3231 1116 2093 377 164 4929 16449
97 325 1075 2016 42 21 3404 13888
102 3621 1154 2164 388 274 2749 15074
1025 3382 969 1817 549 336
Regimul 6
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 5297 673 1262 465 132 7209 612
29
39 5007 636 1193 514 124 6405 648
395 488 637 1194 517 118 641 741
40 4378 709 1329 415 114 5303 7885
41 4032 702 1316 429 115 5587 7369
43 3714 713 1337 431 125 487 6862
45 362 647 1213 546 136 4052 6149
48 3764 809 1517 374 15 505 8359
52 3672 831 1558 383 16 4747 8381
57 3792 79 1481 466 17 4539 8597
61 3825 881 1652 402 177 4964 9993
64 3833 853 160 449 185 4631 9671
66 3927 939 1761 384 192 5145 11592
68 4096 909 1705 428 198 523 12535
69 4117 926 1737 415 203 5323 13294
69 425 828 1553 522 208 4864 12115
Regimul 7
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
85 5058 983 1843 47 144 9599 7545
86 4241 922 1729 525 138 722 6934
87 4113 929 1742 52 13 7188 8176
89 3939 998 1871 459 119 7583 9799
92 3658 1036 1943 435 98 7734 11581
96 3231 1084 2033 409 78 7485 10591
103 3037 1036 1943 477 63 7066 10415
110 3088 1215 2278 371 55 8994 13723
120 2898 1241 2327 385 56 825 12856
130 3074 1144 2145 494 62 7951 12935
142 2933 1344 252 389 73 839 13886
153 3082 1331 2496 43 108 7488 13063
165 3016 1393 2612 422 126 6861 12118
30
172 2778 1331 2496 478 164 4238 7604
175 3476 1362 2554 476 205 5332 10913
178 3347 1273 2387 552 252 2873 6146
Regimul 8
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
76 247 92 1725 438 105 3711 3912
77 2525 843 1581 529 96 3749 4058
78 2351 84 1575 537 86 3576 4159
80 2178 1008 189 38 76 4099 4937
83 210 921 1727 471 65 3842 4468
86 1963 1038 1946 382 56 4206 5561
93 2027 886 1661 569 5 3907 6439
100 1765 1126 2111 375 45 4298 7683
110 1909 1178 2209 379 44 5012 8738
120 1823 1105 2072 469 46 4367 8692
130 168 1216 228 417 54 4023
141 1771 1256 2355 425 68 3962
150 190 1318 2472 412 88 3866
154 170 1274 2389 45 112 2123
156 210 1318 2472 432 138 2697
157 2046 1161 2177 56 166 1269
Regimul 9
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
58 345 844 1583 394 11 5537 9344
59 33 783 1468 464 95 5163 10876
60 33 764 1432 494 79 5395 13564
625 3284 839 1573 536 66 621 18686
65 33 884 1658 398 56 6841 24284
31
69 33 944 177 37 46 7585 31026
74 33 82 1538 525 4 6734 31919
82 3238 1013 190 38 36 8214 4561
89 31 1113 2087 343 36 8804 4996
99 3296 1038 1946 438 38 8576 5165
108 31 1129 2117 403 44 8528 94138
116 31 1186 2224 394 6 8397
123 33 1282 2404 359 8 9016
126 345 1172 2198 444 106 7825
127 33 1262 2367 386 136 6822
127 33 1070 2006 541 164 4925
Regimul 10
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
36 4183 65 1219 419 125 5242 8148
36 4205 606 1136 481 115 5097 9723
37 4161 623 1168 467 104 5368 16633
375 4036 684 1283 39 88 5989 1444
39 3908 67 1256 422 74 5916 16018
41 3901 753 1412 346 6 6945 21122
43 355 599 1123 575 5 5143 16094
45 36 775 1453 36 45 7091 23087
48 3457 834 1564 33 5 6954 24138
52 36 781 1464 411 64 6664 23046
56 3669 81 1519 412 8 6497 24747
60 36 80 15 455 104 5887 22807
62 36 944 177 339 128 6499 26054
65 3837 92 1725 377 148 5974 2545
665 3851 892 1673 411 162 5468 22469
67 3781 757 1419 575 17 6408 2337
32
Regimul 11
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
74 31 872 1632 47 114 4796 10224
745 3081 809 1517 547 109 4525 11707
75 3184 819 1536 538 105 4905 15604
78 31 989 1855 383 98 590 22531
80 3036 929 1742 444 92 5543 25206
83 3043 1034 1939 372 84 6431 33252
88 2997 923 1731 493 75 5869 38561
94 30 1167 2188 329 63 7803 60752
101 31 1189 223 34 58 8488 33705
110 31 1079 2023 45 54 7831 29007
120 31 1281 2402 348 52 9372
130 31 1281 2402 377 52 9372
141 31 1371 2571 358 58 9788
150 31 130 2438 424 66 8989
157 31 1346 2524 415 8 8738
164 31 1186 2224 524 86 7491
Regimul 12
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 165 748 1402 327 10 1401 1606
39 18 566 1062 571 95 1384 1679
395 18 606 1136 505 88 1606 2175
40 1734 692 1297 392 8 1866 2353
41 1704 717 1345 372 7 2083 2789
43 1712 768 144 34 6 2475 2878
45 165 611 1146 56 5 2041 3494
48 1544 766 1436 38 51 2305 4388
52 165 944 177 266 48 3210 5639
33
59 165 786 1474 444 53 2498 5627
65 165 842 1579 427 62 2515
71 165 846 1586 464 8 2079
76 165 991 1858 364 112 1510
79 165 95 1781 413 13 95
82 165 934 1752 445 16
85 165 848 159
Regimul 13
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
20 2706 449 842 477 15 152 1875
20 25 363 681 728 154 971 1061
20 2607 409 767 574 146 132 1788
20 2591 495 928 392 14 1661 2116
205 2301 488 915 410 13 1384 1765
21 2298 497 932 404 118 1563 2151
22 2263 377 707 701 106 1682 2723
235 2233 526 986 395 98 1882 3211
25 235 587 110 345 10 2257 3600
28 2288 562 1054 421 108 1933 2248
31 235 587 11 429 12 2083
33 235 579 1086 47 141 1539
34 2401 613 1149 435 17 1208
355 1448 58 1087 518 20 726
36 25 612 1149
365 25 552 1035
34
34 INTERPRETAREA REZULTATELOR
35
Fig 33 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α la diferite regimuri
de funcţionare
36
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
Transmiterea de căldură prin convecţie poate fi mult activată atunci cacircnd se
intenţionează acest lucru dacă fluidul este adus icircn mod artificial icircn stare turbionară deoarece
pe de o parte se micşorează astfel grosimea stratului limită iar pe de altă parte se favorizează
contactul unei cantităţi cacirct mai mari de fluid cu pereţii Aceasta echivalează icircnsă cu o
majorare a pierderilor de energie hidraulică prin frecarea fluidului de pereţi şi prin turbionări
Pentru calculul căldurii transferate icircntr-un timp t [h] sau [s] printr-o suprafaţă de perete
A [m2] se utilizează formula lui Newton sub forma
tTAQ sdot∆sdotsdot=α [kJ]
(7)
Ecuaţia de răcire a lui Newton nu exprimă o lege fizică ci una de definire a
coeficientului individual de transfer de caldură deoarece α nu este o constantă fizică
caracteristică mediului fluid ci o mărime fizică ce depinde după o lege complexă de mai
multe variabile incluzacircnd proprietăţile fluidului (λ η ρ cp) viteza fluidului v temperatura
fluidului T şi de geometria sistemului In general
)( 211 llvTcf ρηλα = (8)
Pentru stabilirea unor relaţii de calcul ale lui α icircn principiu se poate utiliza ecuaţia de
răcire a lui Newton şi ipoteza ca icircn stratul limită caldura se transferă prin conductivitate
adică
tlTAtTAQ sdotpartpartsdotsdotminus=sdot∆sdotsdot= λα (9)
Din (9) rezultă
lT
T partpartsdot
∆minus=
λα (10)
care exprimă legătura dintre α şi λ icircn stratul limită al aceluiaşi fluid Ecuaţia (10)
reprezintă icircn acelaşi timp şi una dintre ecuaţiile de bază ale transmiterii de căldură prin
convecţie icircn stratul limită deci reprezintă una dintre ecuaţiile de contur ale convecţiei
Utilizarea acestei relaţii implică cunoaşterea gradientului de temperatură lT partpart icircn
stratul limită termic şi a celor două temperaturi Tp şi respectiv T
Pentru a determina aceste mărimi trebuie cunoscută legea de distributie a
temperaturilor icircn stratul limită care se stabileşte prin integrarea ecuaţiei diferenţiale a
distribuţiei temperaturilor icircntr-un fluid icircn mişcare
6
222 Ecuaţia diferenţială a distribuţiei temperaturilor icircntr-un fluid icircn mişcare
(ecuaţia Fourier-Kirchhoff)
Această ecuaţie exprimă legea conservării energiei termice aplicată asupra unui volum
elementar delimitat din masa unui fluid icircn curgere Legea conservării căldurii se aplică sub
forma unui bilanţ termic efectuat pentru un volum elementar de forma paralelipipedică avacircnd
dimensiunile laturilor ∆x ∆y si ∆z raportat la un sistem de coordonate ortogonal (Fig 23)
Deoarece fluidul din elementul de volum este icircn mişcare la icircntocmirea bilanţului
termic se ţine seama că fluxul de căldură intră şi iese din elementul de volum prin două
mecanisme ce se desfăşoară simultan conductivitatea termică şi convecţia Bilanţul termic se
exprimă prin relaţia generală
eicvcdac QQQ minus=+ (11)
unde Qaccd+cv reprezintă fluxul de căldură acumulat icircn elementul de volum prin
conductivitate şi convecţie Qi ndash fluxul de căldură intrat icircn elementul de volum prin cele două
mecanisme iar Qe - fluxul de căldură ieşit din elementul de volum prin cele două mecanisme
Căldura totală acumulată icircn elementul de volum poate fi considerată ca fiind suma
acumulărilor după cele 3 direcţii ale sistemului de coordonate
aczacyacxac QQQQ ++= (12)
Fluxul de caldură convectiv poate fi exprimat prin ecuaţia calorimetrică ca produs
icircntre debitul masic de fluid căldura specifică şi temperatura fluidului
TcAvTcMQ ppm sdotsdotsdotsdot=sdotsdot= ρ (13)
De asemenea s-a considerat că produsul (ρvxT) este variabil pe direcţia x
Fig 23 Transmiterea fluxului de căldură pe direcţia x
7
Fluxul intrat şi ieşit prin conductivitate se calculează cu legea Fourier
Cu aceste observaţii rezultă
- căldura acumulată după direcţia x
( ) zyTvTvczyxT
xTQ xxxxxpxxxacx ∆∆minus+∆∆⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛
partpart
minuspartpart
= ∆+∆+ )()( ρρλλ (14)
- căldura acumulată după direcţia y
( ) zxTvTvczxxT
yTQ yyyyypyyyacy ∆∆minus+∆∆⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛partpart
minuspartpart
= ∆+∆+ )()( ρρλλ (15)
- căldura acumulată după direcţia z
( ) yxTvTvcyxzT
zTQ zzzzzpzzzacz ∆∆minus+∆∆⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛
partpart
minuspartpart
= ∆+∆+ )()( ρρλλ (16)
Acumularea de caldură icircn elementul de volum determină variaţia icircn timp a
temperaturii fluidului din elementul de volum astfel icircncacirct acumularea totală poate fi
exprimată şi prin relaţia
tTVcQ pac partpart
∆= ρ (17)
Prelucracircnd relaţiile icircn ipoteza cp şi λ constante rezultă
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
partpart
+part
part+
partpart
minus⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
part
part+
part
part+
part
part=⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛partpart
+partpart
+partpart
+partpart
zv
yv
xv
TczT
yT
xT
zTv
yTv
xTv
tTc zyx
pzyxp)()()(
2
2
2
2
2
2 ρρρλρ
(18)
Relaţia de mai sus reprezintă forma generală a ecuaţiei diferenţiale a distribuţiei
temperaturilor icircntr-un fluid icircn mişcare (ecuaţia Fourier-Kirchhoff) Aceasta poate fi scrisă
icircntr-o formă mai restracircnsă prin utilizarea operatorilor matematici
- derivata substanţială a temperaturii
zTv
yTv
xTv
tT
tTD
zyxs
partpart
+partpart
+partpart
+partpart
=d
(19)
- laplaceanul temperaturii
8
2
2
2
2
2
22
zT
yT
xTT
partpart
+partpart
+partpart
=nabla (20)
- divergenţa produsului (ρv)
zv
yv
xvv zyx
partpart
+part
part+
partpart
=nabla)()()()( ρρρρ (21)
Cu aceste notaţii ecuaţia distribuţiei temperaturilor devine
)(2 vTcTdt
TDc p
sp ρλρ nablaminusnabla= (22)
Ecuaţia de mai sus se simplifică icircn următoarele condiţii
- regim staţionar cacircnd 0=partpart
tT (23)
- fluid necompresibil cacircnd 0)( =nabla vρ (24)
şi ecuaţia devine Tdt
TDc s
p2nabla= λρ (25)
- mediu imobil cacircnd 0=== zyx vvv şi TtTc p
2nabla=partpart λρ (26)
care este tocmai ecuaţia diferenţială a conductivităţii termice
- mediu imobil si regim stationar (27) 02 =nabla T
Prin integrarea ecuaţiei diferenţiale Fourier-Kirchhoff se obţine funcţia de distribuţie
a temperaturilor in interiorul fluidului icircn mişcare Această funcţie permite determinarea
gradientului de temperatură şi a potenţialului individual icircn stratul limită icircn funcţie de care se
poate stabili o relaţie de calcul al coeficientului de transfer de caldură
Soluţii analitice nu sunt icircnsă posibile decacirct pentru cazuri simple
In aceste condiţii determinarea coeficienţilor de transfer de căldură se face
experimental corelarea datelor experimentale făcacircndu-se prin ecuaţii criteriale deduse prin
metodele similitudinii şi analizei dimensionale
9
223 Similitudinea proceselor termice
Procedeul similitudinii cunoscut şi aplicat cu succes icircn hidrodinamică a fost folosit
pentru prima dată icircn studiul convecţiei de către Nusselt El a aplicat o metodă riguroasă
pentru determinarea criteriilor de similitudine plecacircnd de la ecuaţiile diferenţiale ale
transferului de căldură
- ecuaţia de continuitate (legea conservării masei cu caracter pur hidrodinamic)
- ecuaţia de mişcare a fluidelor vacircscoase
- ecuaţia Navier-Stokes (ecuaţia de curgere) după cele trei axe de coordonate (cu
caracter pur hidrodinamic)
- ecuaţia de conservare a energiei termice şi hidraulice (cu caracter termic şi hidro-
dinamic)
- ecuaţia condiţiilor de contur
Icircn toate aceste ecuaţii s-au introdus următorii factori adimensionali care nu trebuie
confundaţi cu criteriile de similitudine şi care sunt rapoarte icircntre mărimile fizice care
intervin icircn ecuaţiile de mai sus scrise atacirct pentru original cacirct şi pentru model
bull fl = ll - pentru lungimi
bull fv=vv - pentru viteze
bull fp=pp - pentru presiuni
bull fρ=ρρ- pentru densităţi
bull fν = νν - pentru vacircscozităţi
bull fT= TT - pentru temperaturi
bull fa = aa - pentru difuzibilitatea termică
bull fα=αα- pentru convecţie
bull fλ=λλ - pentru conductibilitate
Scriind expresia fiecărui factor de scară se obţine
lplp
lvlv
ρρ
2
2= sau
Euvp
vp
=== 22 ρρ
(28)
un criteriu pur hidrodinamic denumit criteriul Euler
2
2
2
2
lvvl
lvlv
υυ
= sau
10
Re
===υυ
lvvl (29)
criteriul hidrodinamic denumit criteriul Reynolds
2
2
TT
gg
ll
vv
∆∆
sdotsdot=sdotsdotββ
υυ sau
22
vlTg
vTlg
υβ
υβ ∆
=∆ (30)
Ţinacircnd seama de (29) relaţia (30) devine
2
3GrTlg
=∆
υβ (31)
denumit criteriul Grashof
211 fff
fff TaTv = sau
Pealv
avl
=== (32)
denumit criteriul Peclet
Din cele de mai sus rezultă
1fff
ff TT
λα = sau
Null==
sdot=
sdot
λα
λα (33)
denumit criteriul Nusselt
Ecuaţia de continuitate n-a mai fost utilizată icircn stabilirea criteriilor de similitudine
deoarece raportul care intervine icircn această ecuaţie poate lua orice valoare deci nu 1 ff v
dă nici o concluzie asupra similitudinii
Icircn locul acestor criterii care utilizează mărimi independente icircntre ele se poate folosi
orice combinaţie a lor deoarece şi aceste combinaţii au un caracter adimensional (criterial)
Astfel icircn locul criteriului Peclet s-a introdus criteriul
a
Pe υ==
RePr (34)
denumit criteriul Prandtl care nu conţine decacirct mărimi caracteristice ale fluidului
Un alt criteriu rezultat din combinarea altor criterii este şi
pc
NuStsdotsdot
=sdot
=ρωα
PrRe (35)
11
denumit criteriul Stanton
Dacă se consideră ecuaţiile după axele x şi y criteriul lui Grashof nu mai apare
deoarece mişcarea fluidului nu se face şi pe verticală Icircn acest caz mişcarea fluidului şi
transmiterea de căldură prin convecţie (şi conductibilitate icircn stratul limită) vor fi
caracterizate printr-o funcţie criterială de forma
f(NuPrRe) = 0 (36)
sau
Nu=g(RePr) (37)
Criteriul lui Euler nu intră icircn funcţiiile de mai sus deoarece presiunea nu joacă un rol
direct icircn transmiterea căldurii iar influenţa ei indirectă a fost luată icircn considerare icircn
cadrul celorlalte criterii Icircn consecinţă introducerea acestui criteriu nu aduce nici o
contribuţie concludentă icircn convecţia termică
Relaţia (37) permite determinarea valorii lui α dacă se cunoaşte teoretic sau
experimental funcţia care leagă icircntre ele criteriile Nu Re şi Pr Icircn acest caz
Pr)(Reglλα = (38)
Icircn cazul mişcării pe verticală mai intervine şi criteriul Gr pe lacircngă celelalte
criterii
Dacă este cazul unei mişcări relativ lente cum se icircntacircmplă la convecţia liberă criteriul
Re icircşi pierde importanţa avacircnd valoare foarte mică aşa că se poate scrie
Nu = f(GrPr) (39)
La curgere forţată pe verticală cacircnd se suprapune convecţia liberă peste convecţia
forţată relaţia (39) devine
Nu = f(RePrGr) (40)
Icircn concluzie teoria similitudinii permite ca pe baza ecuaţiilor diferenţiale ale
convecţiei dar fără a le integra să se obţină criterii de similitudine icircntre care să se determine
pe cale experimentală ecuaţii criteriale valabile pentru toate procesele asemenea Din aceste
ecuaţii criteriale se poate determina coeficientul de convecţie α
12
224 Calculul coeficienţilor de transfer de căldură
In cazurile complexe coeficienţii de transfer de căldură se calculează din ecuaţii
criteriale care se obţin prin prelucrarea rezultatelor experimentale Ecuaţiile criteriale se obţin
pornind de la ecuaţia diferenţială cu următorul algoritm
Pasul 1 se scrie ecuaţia diferenţială Fourier-Kirchhoff
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
partpart
+part
part+
partpart
minus⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
part
part+
part
part+
part
part=⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛partpart
+partpart
+partpart
+partpart
zv
yv
xv
TczT
yT
xT
zTv
yTv
xTv
tTc zyx
pzyxp)()()(
2
2
2
2
2
2 ρρρλρ
(41)
Pasul 2 se transcrie ecuaţia difereţială icircn forma dimensională generalizată
(IV) (III) (II) (I)
02
=⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟
⎠
⎞⎜⎝
⎛+⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
lTvc
lT
lvTc
tTc ppp ρλρρ
(42)
Pasul 3 se elimină termenii care nu sunt independenţi (termenii II şi IV sunt identici
şi de aceea se reţine numai unul dintre ei)
(III) (II) (I)
02
=⎟⎠
⎞⎜⎝
⎛+⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
lT
lvTc
tTc pp λρρ
(43)
Pasul 4 primul termen se exprimă sub forma
lT
lTl
lQ
tlQ
tl
Tmct
Tc pp ααρ===== 3
2
333 (44)
şi ecuaţia dimensională generalizată devine
(III) (II) (I)
02 =⎟⎠⎞
⎜⎝⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛
lT
lvTc
lT p λρα
(45)
Se fac rapoarte adimensionale icircntre termenii ecuaţiei de mai sus obţinacircnd două criterii
de similitudine
Criteriul Nusselt se obţine raportacircnd termenul (I) la termenul (III)
λα
λα l
Tl
lT
IIIINu =sdot==
2
)()( (46)
13
Acest criteriu exprimă raportul dintre căldura totală transmisă icircn interiorul fluidului şi
căldura transmisă numai prin conductivitate
Criteriul Peclet rezultă din raportul termenilor (II) şi (III)
avlvlc
Tl
lTvc
IIIIIPe pp ==sdot==
λρ
λρ 2
)()( (47)
icircn care pc
aρλ
= este coeficientul de difuziune termică
Funcţia criterială generală este dată de relaţia
0Re0
2
0
1 =⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ll
ll
WeFrEuPeNuf (48)
Funcţia criterială se simplifică astfel
- pentru fluide omogene We=0
- icircntre Eu şi Re există o relaţie de dependenţă aşa cum rezultă din următorul raţionament
la curgerea internă
2
2vdLP ρλ=∆ de unde
dL
vPEu
22 λρ
=∆
= (49)
icircn timp ce la curgerea externă
2
2vAP cρξ=∆ deci
22
cAvPEu ξ
ρ=
∆= (50)
Deoarece (Re)f=λ şi (Re)f=ξ rezultă că Eu=f(Re) icircn consecinţă criteriul Euler
poate fi omis din ecuaţia criterială
- se preferă icircnlocuirea criteriului Pe cu criteriul Prandtl care are avantajul că este exprimat
numai icircn funcţie de constante fizice
λη
ρηρ sdot
=sdotsdot
sdotsdotsdot== pp c
lvlvTcPe
RePr (51)
- criteriul Froude este icircnlocuit cu criteriul Grashof (numit şi criteriul convecţiei libere)
14
Tlvv
lgTFrGr ∆sdotsdotsdotsdot
sdotsdot
=∆sdotsdotsdot= βη
ρβ 2
222
22Re (52)
şi ecuaţia criterială devine
0RePr0
2
0
1 =⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ll
ll
GrNuf (53)
care se explicitează icircn raport cu criteriul Nusselt şi se obţine
PrRe4
321
0
1n
nnn
ll
GrCNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdotsdot= (54)
- icircn convecţia liberă nu apare Reynolds doarece nu se poate determina viteza şi ecuaţia
criterială devine
Pr3
21
0
1n
nn
ll
GrCNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdot= (55)
- icircn convecţia forţată icircn regim turbulent nu apare Grashof iar ecuaţia criterială devine
PrRe3
21
0
1n
nn
ll
CNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdot= (56)
Ecuaţiile criteriale existente icircn literatura de specialitate sunt rezultatul prelucrării unui
număr mare de date experimentale obţinute icircn condiţii particulare şi limite bine precizate de
variaţie a parametrilor motiv pentru care şi valabilitatea acestor ecuaţii este limitată
Pentru calculul coeficientului individual de transfer de caldura α trebuie cunoscute
exact condiţiile icircn care se realizează convecţia pentru a alege din literatura de specialitate
ecuaţia criterială adecvată
Icircn literatura de specialitate sunt prezentate ecuaţii criteriale pentru fiecare tip de
convecţie
225 Analiza dimensională
Analiza dimensională este o metodă prin care se obţin informaţii despre un fenomen
pornind de la singura premiză că fenomenul poate fi descris printr-o ecuaţie dimensională
corectă şi omogenă icircntre anumite variabile Metoda are icircnsă o limitare constacircnd icircn aceea că
rezultatele obţinute sunt incomplete şi practic inutilizabile dacă nu sunt completate cu date
experimentale
Analiza dimensională iniţiată de Buckingham combină variabilele unui proces icircn
grupuri adimensionale denumite criterii convenabil alese care uşurează interpretarea
15
rezultatelor şi extind domeniul de aplicare a datelor experimentale Relaţiile de calcul
stabilite cu ajutorul analizei dimensionale şi corelate cu datele experimentale permit
determinarea coeficientului de convecţie pentru categorii largi de fenomene reale icircn baza
legilor similitudinii
Analiza dimensională contribuie icircnsă icircn mică măsură la icircnţelegerea proceselor de
convecţie deoarece nu dă nici un fel de informaţii despre natura fenomenelor considerate
Criteriile de similitudine pot fi determinate şi cu ajutorul analizei dimensionale prin
egalizarea dimensiunilor cunoscute ale unei mărimi complexe cu dimensiunile unor mărimi
simple sau complexe alese mai mult sau mai puţin arbitrar
Considerăm mărimea complexă α ale cărei dimensiuni cunoscute sunt
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡
sdotsdot grdsmJ
2α (57)
Se presupune că mărimea depinde de lungimea caracteristică a corpului de căldura
specifică a fluidului de conductibilitatea termică de viteză de vacircscozitatea cinematică şi
de densitatea fluidului Presupunerea se bazează pe analiza formulelor care exprimă de
obicei pe α Dimensiunile acestor mărimi sunt
][3
2
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡⎥⎦⎤
⎢⎣⎡
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡sdotsdot⎥
⎦
⎤⎢⎣
⎡sdot m
kgs
msmv
grdsmJ
grdkgJcml ρυλ
Icircn consecinţă se poate scrie
(58) θηεδγβ υλρα sdotsdotsdotsdotsdotsdot= cvlC
unde C este o constantă adimensională
Dacă se grupează aceşti exponenţi se obţine formula lui Nusselt
(59) εγ PrRe sdotsdot=CNu
formulă utilizată deseori pentru determinarea lui α şi care corespunde destul de bine
determinărilor experimentale icircn foarte multe cazuri practice Mărimile γ şi ε sunt nişte
numere oarecare adesea notate cu m şi n
Determinarea coeficientului de convecţie pe această cale implică icircnsă un mare număr
de măsurări experimentale şi cunoaşterea relaţiei dintre parametrii icircn cauză lucru care nu este
totdeauna realizabil
16
226 Factorii care determină şi influenţează convecţia termică
Aceşti factori sunt
a) Cauza care produce mişcarea fluidului
Dacă mişcarea fluidului este cauzată doar de diferenţa de densitate produsă de
diferenţa de temperatură icircntre particulele de fluid mai apropiate şi mai depărtate de perete
transmisia căldurii se face prin convecţie liberă
Dacă mişcarea fluidului este cauzată de un lucru mecanic din exterior (pompă
ventilator) transmisia căldurii se face prin convecţie forţată
b) Regimul de curgere al fluidului care este caracterizat prin criteriul Reynolds (Re)
Pentru curgerea fluidelor prin ţevi şi canale icircnchise există următoarele regimuri
bull convecţie icircn regim laminar (particulele de fluid nu se amestecă liniile de curent fiind
paralele) 2300Re lt
bull convecţie icircn regim tranzitoriu 410Re2300 ltlt
bull convecţie icircn regim turbulent 410Re gt
Pentru curgerea fluidului peste corpuri icircn formă de placă plană graniţa dintre laminar
şi turbulent este pentru 5105Re sdotasymp
Deoarece icircn regim laminar particulele nu se amestecă intensitatea transferului de
căldură prin convecţie este mai mare icircn regim turbulent decacirct icircn regim laminar
c) Proprietăţile fizice ale fluidului
Convecţia este influenţată icircn principal de căldura specifică cp coeficientul de
conducţie λ al fluidului (care intervine icircn stratul limită termic) difuzivitatea termică
densitatea vacircscozitatea dinamică proprietăţi care depind de temperatura fluidului şi care pot
fi găsite icircn tabele termodinamice
d) Forma şi dimensiunile suprafeţei de schimb de căldură
Geometria suprafeţei de schimb de căldură (plană cilindrică nervurată etc) şi
orientarea acesteia faţă de direcţia de curgere a fluidului afectează caracteristicile stratului
limită deci şi transferul de căldură prin convecţie
Problema transmiterii căldurii prin convecţie se reduce de fapt la determinarea
coeficientului de convecţie α
17
Dacă icircn calculele practice de transmitere a căldurii prin conducţie se poate lucra cu
valorile experimentale ale coeficientului λ luate din tabele termodinamice icircn cazul convecţiei
coeficientul α trebuie determinat pentru fiecare caz icircn parte şi depinde de cei 4 factori
prezentaţi anterior
Determinarea coeficientului de convecţie α se face pornind de la ecuaţiile diferenţiale
care intervin icircn procesul de transmitere a căldurii prin convecţie tinacircnd cont de faptul că
procesul are loc datorită mişcării fluidului ecuaţia de continuitate ecuaţiile de mişcare
(ecuaţiile Navier-Stockes) şi ecuaţia de contur (care ţine seama de faptul că fluxul unitar de
căldură transmis prin convecţie este egal cu fluxul unitar de căldură transmis prin conducţie
prin stratul limită de fluid de lacircngă perete)
Rezolvarea teoretică a acestui sistem de ecuaţii diferenţiale nu este posibilă decacirct
pentru cazuri foarte simple particulare
Din această cauză pentru determinarea coeficientului de convecţie α se face apel la
teoria similitudinii Pe baza ecuaţiilor diferenţiale sus menţionate şi a teoriei similitudinii au
fost deduse mărimile adimensionale numite invarianţi criterii de similitudine sau numere
Aceşti invarianţi se pot calcula icircn funcţie de parametrii fluidului la temperatura
respectivă (vacircscozitate densitate viteză etc)
Toţi aceşti invarianţi au aceeaşi valoare pentru sistemele şi fenomenele asemenea
Cel mai important invariant este Nu deoarece include coeficientul de convecţie α care
trebuie determinat λα lNu sdot= unde λ este coeficientul de conducţie termică a fluidului icircn
stratul limită iar l este lungimea caracteristică (diametrul icircn cazul conductelor)
Efectuacircnd experimentări pe instalaţii de laborator au fost deduse empiric relaţii de
legătură icircntre invarianţi numite ecuaţii criteriale de forma
Nu = f ( Re Pr Gr etc ) (60)
18
3 DETERMINAREA EXPERIMENTALĂ A COEFICIENTULUI DE
TRANSFER TERMIC PRIN CONVECŢIE
31 INTRODUCERE
Există patru metode de bază pentru evaluarea coeficientului de transfer termic prin
convecţie
- analiza dimensională combinată cu determinări experimentale
- determinarea analitică a soluţiilor ecuaţiilor stratului limită
- analiza aproximativă a startului limită prin metode integrale
- analogia dintre transferul de căldură masă şi impuls
Deşi fiecare dintre metode contribuie la cunoaşterea procesului transferului de căldură
nici una dintre ele nu poate rezolva singură toate problemele schimbului de căldură prin
convecţie datorită limitărilor pe care le au
Analitic prin integrarea ecuaţiei diferenţiale Fourier-Kirchhoff se obţine funcţia de
distribuţie a temperaturilor icircn interiorul fluidului icircn mişcare Această funcţie permite
determinarea gradientului de temperatură şi a potenţialului individual icircn stratul limită icircn
funcţie de care se poate stabili o relaţie de calcul al coeficientului de transfer de căldură prin
convecţie
Soluţiile analitice nu sunt icircnsă posibile de găsit decacirct pentru cazuri simple
Icircn consecinţă determinarea coeficienţilor de transfer de căldură se face experimental
pe un model fizic corelarea datelor experimentale făcacircndu-se prin ecuaţii criteriale deduse
prin metodele similitudinii şi analizei dimensionale
32 INSTALAŢIA EXPERIMENTALĂ
Măsurătorile s-au efectuat pe un model experimental de crestătură cu răcire directă
introdus icircntr-o cutie din tablă de Ol37-2K de 25 mm grosime cu volumul de 03396 m3 care
este izolat termic printr-un strat de lemn căptuşit cu plăci de azbest pe trei sferturi din
suprafaţa sa şi cu alumină pe restul de un sfert de suprafaţă
Icircn zona icircn care izolaţia termică este de alumină modelul are prevăzute termocuplurile
şi sondele de presiune
Aşezarea sondelor s-a făcut numai pe o faţă din jumătatea modelului ca urmare a
faptului că modelul experimental prezintă simetrie geometrică faţă de planele mediane
(transversal şi longitudinal)
19
Alimentarea cu aer s-a făcut de la reţeaua de aer comprimat printr-un colector de la
extremităţile căruia s-a făcut racordul prin furtunuri de cauciuc la două camere de admisie
montate sub capetele de bobină Aceste camere permit accesul aerului icircn canalul de admisie
plasat sub icircnfăşurarea de cupru
Fig 31 Modelul experimental de crestătură cu răcire directă
Fig 32 Schema experimentală
20
Din canalul de admisie aerul este evacuat icircn atmosferă prin 31 de canale radiale
identice tip fantă aşezate la 75 mm unul de altul de secţiune transversală 50 x 3 mm2 fante
practicate direct icircn icircnfăşurarea de cupru (Fig 31) Cele două capete de bobină de lungime
110 mm fiecare nu sunt izolate termic rămacircnacircnd direct icircn atmosferă iar pe o distanţă de 172
mm icircncepacircnd de la capete nu au prevăzute nici o fantă radială
Bobina modelului a fost alimentată cu energie electrică icircn curent continuu prin cele
două capete ale sale de la trei grupuri convertoare de sudură identice legate icircn paralel ca icircn
figura 32
Variaţia intensităţii curentului din bobină s-a făcut după necesităţi folosind butoanele
excitaţiilor serie şi separată aşezate pe panoul grupurilor icircntre 680 A şi 1068 A
Deoarece bobina are de-a lungul său două secţiuni transversale diferite una mai mare
icircn zona masivă a sa şi alta mai mică icircn zona fantelor radiale au rezultat pentru orice
intensitate de curent cacircte două valori pentru densităţile de curent
Existenţa a două densităţi de curent icircn bobină se traduce pentru funcţia M = M(xyzt)
Wm3 prin două valori constante M1 şi M2 la fiecare valoare a intensităţii curentului valoarea
M1 pentru zona plină a bobinei şi valoarea M2 pentru zona cu fante a bobinei
Fiecare valoare M1 rezultă din raportul puterii P1 consumată icircn zona plină care este
egală cu 0395 Pbobină şi volumul său V1 = 383 x10-3 m3 iar valoarea M2 - din raportul puterii
P2 consumată icircn zona cu fante egală cu 0605 Pbobină şi volumul său V2 = 476 x10-3 m3
Puterea electrică icircn curent continuu consumată icircn bobină s-a măsurat prin metoda
voltmetrului şi ampermetrului
Deoarece montajul aval al voltmetrului dă o eroare de măsurare redusă icircn cazul
tensiunilor mici ca icircn acest caz cacircnd tensiunea este 545 V şi curenţilor mari (680 A - 1068
A) acest montaj a fost preferat
Ca aparate de măsură s-au folosit un voltmetru magnetoelectric de clasă 03 iar cu rol
de ampermetru s-a folosit un multimetru de clasă 03 combinat cu un şunt de 1200 A 60 mV
şi 5 Ω
Pentru determinarea regimului termodinamic icircn instalaţia de răcire a bobinei de cupru
din crestătură prin măsurătorile efectuate sndasha urmărit punerea icircn evidenţă a următoarelor
mărimi
a) căderea totală de presiune icircn instalaţia de răcire funcţie de debitul de aer vehiculat
21
b) variaţia longitudinală a căderii de presiune icircn sistemul fantă admisie fantă ieşire
orificii fantă ndash funcţie de poziţia fantelor şi regimul de lucru
c) temperaturile icircn miezul de cupru al icircnfăşurării şi distribuţia lor longitudinală icircn funcţie
de regimul de icircncărcare şi debitul de fluid vehiculat
d) debitul de căldură cedat icircn fantele de răcire şi preluat de agentul vehiculat ndash icircn funcţie
de poziţia fantelor şi puterea disipată icircn instalaţie
e) repartiţia debitului agentului de răcire funcţie de poziţia fantelor
f) determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantele de răcire
g) determinarea coeficientului de pierderi de presiune considerat ca un coeficient de
rezistenţă local icircn funcţie de poziţia fantelor
Temperaturile s-au măsurat cu termocuplu cupru-constantan cu diametrul 02 mm şi
05 mm izolate icircn teflon respectiv sticlă tip Degussa
Presiunile s-au măsurat cu sonde de presiune cu diametrul 2mm racordate la tuburi U
icircn mm coloană de apă (mm CA) sau mm coloană de mercur (mm CHg)
Mărimile temperaturilor s-au măsurat cu aparate icircnregistratoare icircn icircnfăşurarea de
cupru iar cele ale fluidului s-au măsurat la intrarea icircn regim permanent cu ajutorul unui
voltmetru electronic digital şi a unui milivoltmetru cu spot luminos
Fiecare termocuplu a fost etalonat anterior icircmpreună cu aparatul de măsură cu care a
fost utilizată punctul rece fiind introdus pentru termostatare la 0oC icircntr-un vas Dewar cu
gheaţă atacirct icircn timpul etalonării cacirct şi icircn timpul măsurătorilor
Icircn scopul măsurării mărimilor de mai sus s-au montat
1) 6 sonde de presiune statică 5 icircn lungul canalului de admisie la baza crestăturii şi una
icircnainte de intrare icircn canalul de admisie
2) Debitul total de aer de răcire cu ajutorul unei diafragme standardizate măsuracircndu-se
căderea de presiune icircn diafragmă şi presiunea statică icircn aval de aceasta
3) Vitezele la ieşirea din orificiile fiecărei fante s-au măsurat cu ajutorul unei sonde Pitot
amplasate pe un suport mobil din teflon de-a lungul celor 16 fante studiate Pentru
determinarea vitezelor s-a măsurat şi temperatura la ieşirea din fiecare orificiu
4) Temperatura aerului icircn lungul canalului de admisie s-a măsurat cu ajutorul a patru
termocupluri montate icircn lungul canalului
22
5) Determinarea distribuţiei temperaturii pe icircnălţimea icircnfăşurării s-a făcut prin plantarea
icircn două secţiuni a termocuplurilor
6) Temperatura icircn masa icircnfăşurării de cupru icircn lungul icircntregului traseu de măsură cu
ajutorul a 9 termocupluri introduse prin partea laterală a crestăturii şi 2
termocuplurilor montate icircn icircnfăşurarea de cupru icircn apropierea bornelor de legătură
7) Temperaturile la suprafaţa exterioară a icircnfăşurării de cupru s-au măsurat icircn două
puncte icircn acelaşi loc unde s-au plantat termocupluri pentru măsurarea temperaturii icircn
axul icircnfăşurării pentru a putea urmări distribuţia transversală a temperaturii icircn
icircnfăşurare
Pentru determinarea gradientului radial a temperaturii icircn icircnfăşurare s-au determinat icircn
două puncte temperaturile la partea superioară şi respectiv inferioară a icircnfăşurării
33 REZULTATE EXPERIMENTALE
Experimentările s-au efectuat pentru regimuri de bază icircn care s-a variat puterea
electrică disipată icircn icircnfăşurările de cupru
PA = 2207 W PB = 2907 W PC = 4301 W PD = 5744 W la care corespund densităţile
de curent
JA = 305 Amm2 JB = 345 Amm2 JC = 404 Amm2 JD = 463 Amm2
Pentru fiecare regim de putere s-au variat debitele de agent de răcire pentru a se pune
icircn evidenţă influenţa parametrilor aerodinamici de curgere asupra temperaturii icircn icircnfăşurare
Icircn tabelul următor sunt prezentate valorile debitelor de răcire puterile electrice
disipate şi densităţile de curent pentru regimurile experimentate grupate după valorile
densităţii de curent
Regim P
[W]
J
[Amm2]
Dt
[m3h]
11 2006 297 121
A 12 2376 314 865
13 2240 306 67
8 2875 345 121
B 9 2808 341 112
10 3040 349 805
1 4149 402 118
3 4176 405 129
23
C 4 4167 403 121
5 4454 405 101
6 4563 403 80
D 2 5767 467 135
7 5722 459 123
Se observă că nu s-a putut menţine puterea constantă la diferite debite de aer de
răcire icircn cazul regimurilor de putere ABCD deoarece icircn timpul funcţionării au existat
variaţii ale rezistenţei icircnfăşurării ca urmare a modificării temperaturii cuprului precum şi mici
variaţii de tensiune
Pentru fiecare debit de agent de răcire s-au măsurat vitezele icircn cele 3 x N orificii cu
diametrul de 7 mm N fiind numărul de fante de răcire Determinările s-au efectuat din
motive de simetrie geometrică şi fizică a procesului numai pe jumătate bară rezultacircnd 3 x 16
= 48 orificii pentru care s-au efectuat măsurătorile la fiecare regim Icircn acelaşi mod s-a
procedat cu temperaturile agentului de răcire la ieşirea din orificii
Notacircnd cu presiunea dinamică măsurată cu tubul Pitot s-a determinat
temperatura medie icircn fanta j cu relaţia
ep∆
sum
sum
=
=
∆
sdot∆
= 3
1
3
1
iei
iiei
ej
p
TpT (61)
unde şi Teip∆ i reprezintă presiunile dinamice şi temperaturile la ieşire din cele 3 orificii
corespunzătoare fantei j
Debitul de aer pe fanta j s-a determinat cu relaţia
(62) sum=
sdot=3
10 3600
iifj swD ε
unde wi [ms] este viteza icircn orificiu şi rezultă din relaţia
aer
eii
pw
ρ9802 sdotsdot∆
= (63)
reprezentacircnd presiunea dinamică a fiecăreia din cele 3 găuri corespunzătoare unei fante j Ea
se determină cu ajutorul tubului Pitot mobil s0 reprezintă secţiunea transversală aceeaşi
pentru toate orificiile
Densitatea aerului s-a aproximat cu ecuaţia
[kgmfjaer T410412650 minussdotminus=ρ 3] (64)
24
valabilă icircn limitele CTC 00 10020 ltlt
Ecuaţia (62) poate fi astfel pusă sub forma simplificată
sum=
minus∆
sdotminus=
3
1410412650
1
iei
fjfj p
TAD (65)
A fiind o constantă de calcul egală cu 1935 sdot10-2
Viteza aerului icircn fanta j se calculează cu relaţia
3600sdot
=f
fjfj S
Dw (66)
unde Sf este secţiunea transversală a fantelor Sf =148110-4 m2
Pentru determinarea coeficientului local de rezistenţă al fantelor s-a folosit relaţia
aerfj
j wp
ρζ 21 sdot
∆= (67)
unde ∆p1 (mm CA) reprezintă căderea de presiune icircn sistemul alimentare fantă-fantă-sistem
de ieşire fantă
Debitul de căldură preluat de aer icircn fiecare fantă se calculează cu relaţia
[kcalh] (68)
unde T
)( ijejpafjaerfj TTcDQ minus= ρ
i reprezintă temperatura aerului la intrarea icircn fanta j rezultată din măsurătorile de
temperaturi icircn lungul canalului de admisie iar cpa = 2378
Pentru determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantă se foloseşte relaţia
)( aerpCuCu
jj TTA
Qminus
=α (69)
unde
- ACu reprezintă suprafaţa laterală a fantei ocupată de icircnfăşurarea de cupru (mai
puţin suprafaţa ocupată de izolaţie) ACu = 12410 mm2
- pCuT este temperatura peretelui icircnfăşurării de cupru icircn fantă
CTpCuo40+=θ
- aerT este temperatura medie a aerului icircn fanta j 2
efifaer
TTT
+=
Temperatura pCuT s-a aproximat prin temperatura icircn axa icircnfăşurării de Cu avacircnd icircn
vedere că la icircncărcările volumetrice de putere M [Wm3] utilizate icircn timpul experimentărilor
rezultă o cădere foarte mică de temperatură icircntre peretele fantei şi temperatura icircn ax icircntre 2
25
fante Icircntr-adevăr dacă se consideră icircncărcarea volumetrică maximă de putere icircntacirclnită icircn
cursul experimentărilor M = 072x106 Wm3 şi se utilizează pentru căderea de temperatură
ax-perete fantă relaţia
Cu
Mrtλ2
2=∆ (70)
unde r = 125 mm λ Cu = 300 kcalmsdothsdotgrd rezultă
(71) grd1870asymp∆T
ceea ce justifică alegerea temperaturii icircn axul icircnfăşurării pentru determinarea coeficientului de
transfer de căldură
Supratemperaturile θ măsurate icircn miezul barei icircn cele 13 regimuri studiate
Regim 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
1 96 995 86 80 70 64 57 44 47 365
2 116 133 107 85 77 67 61 45 47 34
3 81 855 695 65 56 50 43 295 33 23
4 895 94 80 725 625 555 46 365 395 29
5 995 109 98 825 715 65 565 465 62 395
6 1085 132 106 89 81 76 685 61 675 545
7 120 143 112 915 805 715 64 49 515 395
8 665 64 525 525 445 435 295 235 255 185
9 645 445 355 515 435 425 285 21 11 16
10 70 705 59 58 53 49 37 31 295 255
11 46 315 25 375 335 32 135 65 2 35
12 55 51 42 47 42 395 255 195 24 125
13 585 66 495 535 515 455 345 31 355 27
Măsurarea diverselor mărimi icircn cele 13 regimuri caracterizate mai sus
Regimul 1
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
71 4072 925 1735 428 148 6584 7447
72 3621 821 1539 542 145 5038 6162
725 340 847 1588 509 14 4709 6657
735 3467 902 1691 456 132 5384 8496
26
75 3135 954 1789 411 12 5172 8806
77 3209 953 1787 424 104 58 10931
82 2728 943 1768 453 92 4833 9325
88 2767 1078 2022 371 84 5892 12184
96 2842 1081 2027 405 88 6004 13295
104 2825 1016 1905 497 103 5493 13124
113 2896 1147 2151 425 124 534 14191
120 2945 1140 2138 457 147 4705 1408
125 280 1235 2316 404 173 369 11729
127 325 1168 219 466 20 4027 15638
129 3148 121 2269 44 23 282 11493
130 325 1064 1995 581 26 1888 8113
Regimul 2
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
945 4293 1075 2016 425 132 876 7063
95 3635 933 175 554 122 629 6201
955 3381 1012 1898 469 115 6305 7326
97 3109 1083 2031 412 112 6361 822
100 2747 1084 2033 419 84 5865 7676
105 2307 1111 2083 412 7 5115 7235
1125 2246 1101 2065 449 54 5401 7903
122 2161 1267 2376 366 46 6214 9648
1325 1967 1318 2472 365 48 5667 8821
144 1973 1058 1984 587 54 4382 7001
157 2098 1422 2667 373 62 605 1007
169 216 1418 2659 405 8 5771 9263
180 2171 1393 2612 447 108 4336 7637
185 2166 1425 2672 439 14 3098 5651
187 210 1424 267 444 184 1044 1942
1885 2229 1287 2413 55 22
27
Regimul 3
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
89 3337 988 1853 458 128 5667 6927
90 2910 904 1695 545 122 4344 5897
905 2664 969 1817 473 114 4175 6345
925 2382 1085 2035 382 106 408 6738
95 2211 1072 201 399 92 3957 719
99 2166 1086 2037 405 78 4317 8338
107 2087 1030 1932 485 68 4168 8795
117 196 1230 2307 37 605 481 10714
1275 1892 1278 2397 373 6 4771 1113
139 1941 1152 216 501 64 4324 10856
151 2019 1373 2572 385 7 5213 14285
164 1969 1383 2593 411 9 4245 15796
175 1967 1443 2706 403 12 3162 10543
180 210 1371 2571 461 16 1914 7909
182 210 1411 2646 44 204
183 2238 1293 2425 529 25
Regimul 4
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
81 3678 948 1778 458 132 6193 6978
81 3091 849 1592 56 118 4551 5717
815 2883 913 1712 483 102 48 667
82 2885 103 1931 382 84 5963 9262
83 2568 939 1761 46 68 5059 8535
85 251 98 1838 432 54 5527 11758
90 2287 948 1778 485 44 504 9047
98 2531 1107 2076 39 4 678 11071
107 2168 1174 2201 375 39 6025 12541
28
116 2224 1125 211 443 4 5916 13103
127 216 1275 2291 41 48 6174 14718
13 230 1263 2368 419 68 5865 14955
146 2531 1361 2552 385 96 6076 17774
147 230 1265 2372 445 132 3515 11151
149 2537 1322 2479 416 178 2805 1031
150 2486 121 2269 50 22 964 3601
Regimul 5
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
51 4627 805 1509 414 16 6608 6464
52 4462 71 1331 54 158 5567 6381
525 4111 716 1343 534 155 5022 6506
55 3636 82 1537 416 149 4864 6772
575 3393 807 1513 444 138 4518 6618
60 3141 829 1554 436 12 4508 7081
645 300 76 1425 554 10 4283 6972
68 3071 956 1793 37 7 6412 10844
74 300 1023 1918 351 88 6123 10939
79 2939 922 1729 46 94 5204 9728
84 3149 1021 1915 406 108 5929 12139
89 3087 1058 1984 396 13 5293 11507
94 3231 1116 2093 377 164 4929 16449
97 325 1075 2016 42 21 3404 13888
102 3621 1154 2164 388 274 2749 15074
1025 3382 969 1817 549 336
Regimul 6
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 5297 673 1262 465 132 7209 612
29
39 5007 636 1193 514 124 6405 648
395 488 637 1194 517 118 641 741
40 4378 709 1329 415 114 5303 7885
41 4032 702 1316 429 115 5587 7369
43 3714 713 1337 431 125 487 6862
45 362 647 1213 546 136 4052 6149
48 3764 809 1517 374 15 505 8359
52 3672 831 1558 383 16 4747 8381
57 3792 79 1481 466 17 4539 8597
61 3825 881 1652 402 177 4964 9993
64 3833 853 160 449 185 4631 9671
66 3927 939 1761 384 192 5145 11592
68 4096 909 1705 428 198 523 12535
69 4117 926 1737 415 203 5323 13294
69 425 828 1553 522 208 4864 12115
Regimul 7
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
85 5058 983 1843 47 144 9599 7545
86 4241 922 1729 525 138 722 6934
87 4113 929 1742 52 13 7188 8176
89 3939 998 1871 459 119 7583 9799
92 3658 1036 1943 435 98 7734 11581
96 3231 1084 2033 409 78 7485 10591
103 3037 1036 1943 477 63 7066 10415
110 3088 1215 2278 371 55 8994 13723
120 2898 1241 2327 385 56 825 12856
130 3074 1144 2145 494 62 7951 12935
142 2933 1344 252 389 73 839 13886
153 3082 1331 2496 43 108 7488 13063
165 3016 1393 2612 422 126 6861 12118
30
172 2778 1331 2496 478 164 4238 7604
175 3476 1362 2554 476 205 5332 10913
178 3347 1273 2387 552 252 2873 6146
Regimul 8
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
76 247 92 1725 438 105 3711 3912
77 2525 843 1581 529 96 3749 4058
78 2351 84 1575 537 86 3576 4159
80 2178 1008 189 38 76 4099 4937
83 210 921 1727 471 65 3842 4468
86 1963 1038 1946 382 56 4206 5561
93 2027 886 1661 569 5 3907 6439
100 1765 1126 2111 375 45 4298 7683
110 1909 1178 2209 379 44 5012 8738
120 1823 1105 2072 469 46 4367 8692
130 168 1216 228 417 54 4023
141 1771 1256 2355 425 68 3962
150 190 1318 2472 412 88 3866
154 170 1274 2389 45 112 2123
156 210 1318 2472 432 138 2697
157 2046 1161 2177 56 166 1269
Regimul 9
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
58 345 844 1583 394 11 5537 9344
59 33 783 1468 464 95 5163 10876
60 33 764 1432 494 79 5395 13564
625 3284 839 1573 536 66 621 18686
65 33 884 1658 398 56 6841 24284
31
69 33 944 177 37 46 7585 31026
74 33 82 1538 525 4 6734 31919
82 3238 1013 190 38 36 8214 4561
89 31 1113 2087 343 36 8804 4996
99 3296 1038 1946 438 38 8576 5165
108 31 1129 2117 403 44 8528 94138
116 31 1186 2224 394 6 8397
123 33 1282 2404 359 8 9016
126 345 1172 2198 444 106 7825
127 33 1262 2367 386 136 6822
127 33 1070 2006 541 164 4925
Regimul 10
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
36 4183 65 1219 419 125 5242 8148
36 4205 606 1136 481 115 5097 9723
37 4161 623 1168 467 104 5368 16633
375 4036 684 1283 39 88 5989 1444
39 3908 67 1256 422 74 5916 16018
41 3901 753 1412 346 6 6945 21122
43 355 599 1123 575 5 5143 16094
45 36 775 1453 36 45 7091 23087
48 3457 834 1564 33 5 6954 24138
52 36 781 1464 411 64 6664 23046
56 3669 81 1519 412 8 6497 24747
60 36 80 15 455 104 5887 22807
62 36 944 177 339 128 6499 26054
65 3837 92 1725 377 148 5974 2545
665 3851 892 1673 411 162 5468 22469
67 3781 757 1419 575 17 6408 2337
32
Regimul 11
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
74 31 872 1632 47 114 4796 10224
745 3081 809 1517 547 109 4525 11707
75 3184 819 1536 538 105 4905 15604
78 31 989 1855 383 98 590 22531
80 3036 929 1742 444 92 5543 25206
83 3043 1034 1939 372 84 6431 33252
88 2997 923 1731 493 75 5869 38561
94 30 1167 2188 329 63 7803 60752
101 31 1189 223 34 58 8488 33705
110 31 1079 2023 45 54 7831 29007
120 31 1281 2402 348 52 9372
130 31 1281 2402 377 52 9372
141 31 1371 2571 358 58 9788
150 31 130 2438 424 66 8989
157 31 1346 2524 415 8 8738
164 31 1186 2224 524 86 7491
Regimul 12
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 165 748 1402 327 10 1401 1606
39 18 566 1062 571 95 1384 1679
395 18 606 1136 505 88 1606 2175
40 1734 692 1297 392 8 1866 2353
41 1704 717 1345 372 7 2083 2789
43 1712 768 144 34 6 2475 2878
45 165 611 1146 56 5 2041 3494
48 1544 766 1436 38 51 2305 4388
52 165 944 177 266 48 3210 5639
33
59 165 786 1474 444 53 2498 5627
65 165 842 1579 427 62 2515
71 165 846 1586 464 8 2079
76 165 991 1858 364 112 1510
79 165 95 1781 413 13 95
82 165 934 1752 445 16
85 165 848 159
Regimul 13
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
20 2706 449 842 477 15 152 1875
20 25 363 681 728 154 971 1061
20 2607 409 767 574 146 132 1788
20 2591 495 928 392 14 1661 2116
205 2301 488 915 410 13 1384 1765
21 2298 497 932 404 118 1563 2151
22 2263 377 707 701 106 1682 2723
235 2233 526 986 395 98 1882 3211
25 235 587 110 345 10 2257 3600
28 2288 562 1054 421 108 1933 2248
31 235 587 11 429 12 2083
33 235 579 1086 47 141 1539
34 2401 613 1149 435 17 1208
355 1448 58 1087 518 20 726
36 25 612 1149
365 25 552 1035
34
34 INTERPRETAREA REZULTATELOR
35
Fig 33 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α la diferite regimuri
de funcţionare
36
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
222 Ecuaţia diferenţială a distribuţiei temperaturilor icircntr-un fluid icircn mişcare
(ecuaţia Fourier-Kirchhoff)
Această ecuaţie exprimă legea conservării energiei termice aplicată asupra unui volum
elementar delimitat din masa unui fluid icircn curgere Legea conservării căldurii se aplică sub
forma unui bilanţ termic efectuat pentru un volum elementar de forma paralelipipedică avacircnd
dimensiunile laturilor ∆x ∆y si ∆z raportat la un sistem de coordonate ortogonal (Fig 23)
Deoarece fluidul din elementul de volum este icircn mişcare la icircntocmirea bilanţului
termic se ţine seama că fluxul de căldură intră şi iese din elementul de volum prin două
mecanisme ce se desfăşoară simultan conductivitatea termică şi convecţia Bilanţul termic se
exprimă prin relaţia generală
eicvcdac QQQ minus=+ (11)
unde Qaccd+cv reprezintă fluxul de căldură acumulat icircn elementul de volum prin
conductivitate şi convecţie Qi ndash fluxul de căldură intrat icircn elementul de volum prin cele două
mecanisme iar Qe - fluxul de căldură ieşit din elementul de volum prin cele două mecanisme
Căldura totală acumulată icircn elementul de volum poate fi considerată ca fiind suma
acumulărilor după cele 3 direcţii ale sistemului de coordonate
aczacyacxac QQQQ ++= (12)
Fluxul de caldură convectiv poate fi exprimat prin ecuaţia calorimetrică ca produs
icircntre debitul masic de fluid căldura specifică şi temperatura fluidului
TcAvTcMQ ppm sdotsdotsdotsdot=sdotsdot= ρ (13)
De asemenea s-a considerat că produsul (ρvxT) este variabil pe direcţia x
Fig 23 Transmiterea fluxului de căldură pe direcţia x
7
Fluxul intrat şi ieşit prin conductivitate se calculează cu legea Fourier
Cu aceste observaţii rezultă
- căldura acumulată după direcţia x
( ) zyTvTvczyxT
xTQ xxxxxpxxxacx ∆∆minus+∆∆⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛
partpart
minuspartpart
= ∆+∆+ )()( ρρλλ (14)
- căldura acumulată după direcţia y
( ) zxTvTvczxxT
yTQ yyyyypyyyacy ∆∆minus+∆∆⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛partpart
minuspartpart
= ∆+∆+ )()( ρρλλ (15)
- căldura acumulată după direcţia z
( ) yxTvTvcyxzT
zTQ zzzzzpzzzacz ∆∆minus+∆∆⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛
partpart
minuspartpart
= ∆+∆+ )()( ρρλλ (16)
Acumularea de caldură icircn elementul de volum determină variaţia icircn timp a
temperaturii fluidului din elementul de volum astfel icircncacirct acumularea totală poate fi
exprimată şi prin relaţia
tTVcQ pac partpart
∆= ρ (17)
Prelucracircnd relaţiile icircn ipoteza cp şi λ constante rezultă
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
partpart
+part
part+
partpart
minus⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
part
part+
part
part+
part
part=⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛partpart
+partpart
+partpart
+partpart
zv
yv
xv
TczT
yT
xT
zTv
yTv
xTv
tTc zyx
pzyxp)()()(
2
2
2
2
2
2 ρρρλρ
(18)
Relaţia de mai sus reprezintă forma generală a ecuaţiei diferenţiale a distribuţiei
temperaturilor icircntr-un fluid icircn mişcare (ecuaţia Fourier-Kirchhoff) Aceasta poate fi scrisă
icircntr-o formă mai restracircnsă prin utilizarea operatorilor matematici
- derivata substanţială a temperaturii
zTv
yTv
xTv
tT
tTD
zyxs
partpart
+partpart
+partpart
+partpart
=d
(19)
- laplaceanul temperaturii
8
2
2
2
2
2
22
zT
yT
xTT
partpart
+partpart
+partpart
=nabla (20)
- divergenţa produsului (ρv)
zv
yv
xvv zyx
partpart
+part
part+
partpart
=nabla)()()()( ρρρρ (21)
Cu aceste notaţii ecuaţia distribuţiei temperaturilor devine
)(2 vTcTdt
TDc p
sp ρλρ nablaminusnabla= (22)
Ecuaţia de mai sus se simplifică icircn următoarele condiţii
- regim staţionar cacircnd 0=partpart
tT (23)
- fluid necompresibil cacircnd 0)( =nabla vρ (24)
şi ecuaţia devine Tdt
TDc s
p2nabla= λρ (25)
- mediu imobil cacircnd 0=== zyx vvv şi TtTc p
2nabla=partpart λρ (26)
care este tocmai ecuaţia diferenţială a conductivităţii termice
- mediu imobil si regim stationar (27) 02 =nabla T
Prin integrarea ecuaţiei diferenţiale Fourier-Kirchhoff se obţine funcţia de distribuţie
a temperaturilor in interiorul fluidului icircn mişcare Această funcţie permite determinarea
gradientului de temperatură şi a potenţialului individual icircn stratul limită icircn funcţie de care se
poate stabili o relaţie de calcul al coeficientului de transfer de caldură
Soluţii analitice nu sunt icircnsă posibile decacirct pentru cazuri simple
In aceste condiţii determinarea coeficienţilor de transfer de căldură se face
experimental corelarea datelor experimentale făcacircndu-se prin ecuaţii criteriale deduse prin
metodele similitudinii şi analizei dimensionale
9
223 Similitudinea proceselor termice
Procedeul similitudinii cunoscut şi aplicat cu succes icircn hidrodinamică a fost folosit
pentru prima dată icircn studiul convecţiei de către Nusselt El a aplicat o metodă riguroasă
pentru determinarea criteriilor de similitudine plecacircnd de la ecuaţiile diferenţiale ale
transferului de căldură
- ecuaţia de continuitate (legea conservării masei cu caracter pur hidrodinamic)
- ecuaţia de mişcare a fluidelor vacircscoase
- ecuaţia Navier-Stokes (ecuaţia de curgere) după cele trei axe de coordonate (cu
caracter pur hidrodinamic)
- ecuaţia de conservare a energiei termice şi hidraulice (cu caracter termic şi hidro-
dinamic)
- ecuaţia condiţiilor de contur
Icircn toate aceste ecuaţii s-au introdus următorii factori adimensionali care nu trebuie
confundaţi cu criteriile de similitudine şi care sunt rapoarte icircntre mărimile fizice care
intervin icircn ecuaţiile de mai sus scrise atacirct pentru original cacirct şi pentru model
bull fl = ll - pentru lungimi
bull fv=vv - pentru viteze
bull fp=pp - pentru presiuni
bull fρ=ρρ- pentru densităţi
bull fν = νν - pentru vacircscozităţi
bull fT= TT - pentru temperaturi
bull fa = aa - pentru difuzibilitatea termică
bull fα=αα- pentru convecţie
bull fλ=λλ - pentru conductibilitate
Scriind expresia fiecărui factor de scară se obţine
lplp
lvlv
ρρ
2
2= sau
Euvp
vp
=== 22 ρρ
(28)
un criteriu pur hidrodinamic denumit criteriul Euler
2
2
2
2
lvvl
lvlv
υυ
= sau
10
Re
===υυ
lvvl (29)
criteriul hidrodinamic denumit criteriul Reynolds
2
2
TT
gg
ll
vv
∆∆
sdotsdot=sdotsdotββ
υυ sau
22
vlTg
vTlg
υβ
υβ ∆
=∆ (30)
Ţinacircnd seama de (29) relaţia (30) devine
2
3GrTlg
=∆
υβ (31)
denumit criteriul Grashof
211 fff
fff TaTv = sau
Pealv
avl
=== (32)
denumit criteriul Peclet
Din cele de mai sus rezultă
1fff
ff TT
λα = sau
Null==
sdot=
sdot
λα
λα (33)
denumit criteriul Nusselt
Ecuaţia de continuitate n-a mai fost utilizată icircn stabilirea criteriilor de similitudine
deoarece raportul care intervine icircn această ecuaţie poate lua orice valoare deci nu 1 ff v
dă nici o concluzie asupra similitudinii
Icircn locul acestor criterii care utilizează mărimi independente icircntre ele se poate folosi
orice combinaţie a lor deoarece şi aceste combinaţii au un caracter adimensional (criterial)
Astfel icircn locul criteriului Peclet s-a introdus criteriul
a
Pe υ==
RePr (34)
denumit criteriul Prandtl care nu conţine decacirct mărimi caracteristice ale fluidului
Un alt criteriu rezultat din combinarea altor criterii este şi
pc
NuStsdotsdot
=sdot
=ρωα
PrRe (35)
11
denumit criteriul Stanton
Dacă se consideră ecuaţiile după axele x şi y criteriul lui Grashof nu mai apare
deoarece mişcarea fluidului nu se face şi pe verticală Icircn acest caz mişcarea fluidului şi
transmiterea de căldură prin convecţie (şi conductibilitate icircn stratul limită) vor fi
caracterizate printr-o funcţie criterială de forma
f(NuPrRe) = 0 (36)
sau
Nu=g(RePr) (37)
Criteriul lui Euler nu intră icircn funcţiiile de mai sus deoarece presiunea nu joacă un rol
direct icircn transmiterea căldurii iar influenţa ei indirectă a fost luată icircn considerare icircn
cadrul celorlalte criterii Icircn consecinţă introducerea acestui criteriu nu aduce nici o
contribuţie concludentă icircn convecţia termică
Relaţia (37) permite determinarea valorii lui α dacă se cunoaşte teoretic sau
experimental funcţia care leagă icircntre ele criteriile Nu Re şi Pr Icircn acest caz
Pr)(Reglλα = (38)
Icircn cazul mişcării pe verticală mai intervine şi criteriul Gr pe lacircngă celelalte
criterii
Dacă este cazul unei mişcări relativ lente cum se icircntacircmplă la convecţia liberă criteriul
Re icircşi pierde importanţa avacircnd valoare foarte mică aşa că se poate scrie
Nu = f(GrPr) (39)
La curgere forţată pe verticală cacircnd se suprapune convecţia liberă peste convecţia
forţată relaţia (39) devine
Nu = f(RePrGr) (40)
Icircn concluzie teoria similitudinii permite ca pe baza ecuaţiilor diferenţiale ale
convecţiei dar fără a le integra să se obţină criterii de similitudine icircntre care să se determine
pe cale experimentală ecuaţii criteriale valabile pentru toate procesele asemenea Din aceste
ecuaţii criteriale se poate determina coeficientul de convecţie α
12
224 Calculul coeficienţilor de transfer de căldură
In cazurile complexe coeficienţii de transfer de căldură se calculează din ecuaţii
criteriale care se obţin prin prelucrarea rezultatelor experimentale Ecuaţiile criteriale se obţin
pornind de la ecuaţia diferenţială cu următorul algoritm
Pasul 1 se scrie ecuaţia diferenţială Fourier-Kirchhoff
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
partpart
+part
part+
partpart
minus⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
part
part+
part
part+
part
part=⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛partpart
+partpart
+partpart
+partpart
zv
yv
xv
TczT
yT
xT
zTv
yTv
xTv
tTc zyx
pzyxp)()()(
2
2
2
2
2
2 ρρρλρ
(41)
Pasul 2 se transcrie ecuaţia difereţială icircn forma dimensională generalizată
(IV) (III) (II) (I)
02
=⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟
⎠
⎞⎜⎝
⎛+⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
lTvc
lT
lvTc
tTc ppp ρλρρ
(42)
Pasul 3 se elimină termenii care nu sunt independenţi (termenii II şi IV sunt identici
şi de aceea se reţine numai unul dintre ei)
(III) (II) (I)
02
=⎟⎠
⎞⎜⎝
⎛+⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
lT
lvTc
tTc pp λρρ
(43)
Pasul 4 primul termen se exprimă sub forma
lT
lTl
lQ
tlQ
tl
Tmct
Tc pp ααρ===== 3
2
333 (44)
şi ecuaţia dimensională generalizată devine
(III) (II) (I)
02 =⎟⎠⎞
⎜⎝⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛
lT
lvTc
lT p λρα
(45)
Se fac rapoarte adimensionale icircntre termenii ecuaţiei de mai sus obţinacircnd două criterii
de similitudine
Criteriul Nusselt se obţine raportacircnd termenul (I) la termenul (III)
λα
λα l
Tl
lT
IIIINu =sdot==
2
)()( (46)
13
Acest criteriu exprimă raportul dintre căldura totală transmisă icircn interiorul fluidului şi
căldura transmisă numai prin conductivitate
Criteriul Peclet rezultă din raportul termenilor (II) şi (III)
avlvlc
Tl
lTvc
IIIIIPe pp ==sdot==
λρ
λρ 2
)()( (47)
icircn care pc
aρλ
= este coeficientul de difuziune termică
Funcţia criterială generală este dată de relaţia
0Re0
2
0
1 =⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ll
ll
WeFrEuPeNuf (48)
Funcţia criterială se simplifică astfel
- pentru fluide omogene We=0
- icircntre Eu şi Re există o relaţie de dependenţă aşa cum rezultă din următorul raţionament
la curgerea internă
2
2vdLP ρλ=∆ de unde
dL
vPEu
22 λρ
=∆
= (49)
icircn timp ce la curgerea externă
2
2vAP cρξ=∆ deci
22
cAvPEu ξ
ρ=
∆= (50)
Deoarece (Re)f=λ şi (Re)f=ξ rezultă că Eu=f(Re) icircn consecinţă criteriul Euler
poate fi omis din ecuaţia criterială
- se preferă icircnlocuirea criteriului Pe cu criteriul Prandtl care are avantajul că este exprimat
numai icircn funcţie de constante fizice
λη
ρηρ sdot
=sdotsdot
sdotsdotsdot== pp c
lvlvTcPe
RePr (51)
- criteriul Froude este icircnlocuit cu criteriul Grashof (numit şi criteriul convecţiei libere)
14
Tlvv
lgTFrGr ∆sdotsdotsdotsdot
sdotsdot
=∆sdotsdotsdot= βη
ρβ 2
222
22Re (52)
şi ecuaţia criterială devine
0RePr0
2
0
1 =⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ll
ll
GrNuf (53)
care se explicitează icircn raport cu criteriul Nusselt şi se obţine
PrRe4
321
0
1n
nnn
ll
GrCNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdotsdot= (54)
- icircn convecţia liberă nu apare Reynolds doarece nu se poate determina viteza şi ecuaţia
criterială devine
Pr3
21
0
1n
nn
ll
GrCNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdot= (55)
- icircn convecţia forţată icircn regim turbulent nu apare Grashof iar ecuaţia criterială devine
PrRe3
21
0
1n
nn
ll
CNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdot= (56)
Ecuaţiile criteriale existente icircn literatura de specialitate sunt rezultatul prelucrării unui
număr mare de date experimentale obţinute icircn condiţii particulare şi limite bine precizate de
variaţie a parametrilor motiv pentru care şi valabilitatea acestor ecuaţii este limitată
Pentru calculul coeficientului individual de transfer de caldura α trebuie cunoscute
exact condiţiile icircn care se realizează convecţia pentru a alege din literatura de specialitate
ecuaţia criterială adecvată
Icircn literatura de specialitate sunt prezentate ecuaţii criteriale pentru fiecare tip de
convecţie
225 Analiza dimensională
Analiza dimensională este o metodă prin care se obţin informaţii despre un fenomen
pornind de la singura premiză că fenomenul poate fi descris printr-o ecuaţie dimensională
corectă şi omogenă icircntre anumite variabile Metoda are icircnsă o limitare constacircnd icircn aceea că
rezultatele obţinute sunt incomplete şi practic inutilizabile dacă nu sunt completate cu date
experimentale
Analiza dimensională iniţiată de Buckingham combină variabilele unui proces icircn
grupuri adimensionale denumite criterii convenabil alese care uşurează interpretarea
15
rezultatelor şi extind domeniul de aplicare a datelor experimentale Relaţiile de calcul
stabilite cu ajutorul analizei dimensionale şi corelate cu datele experimentale permit
determinarea coeficientului de convecţie pentru categorii largi de fenomene reale icircn baza
legilor similitudinii
Analiza dimensională contribuie icircnsă icircn mică măsură la icircnţelegerea proceselor de
convecţie deoarece nu dă nici un fel de informaţii despre natura fenomenelor considerate
Criteriile de similitudine pot fi determinate şi cu ajutorul analizei dimensionale prin
egalizarea dimensiunilor cunoscute ale unei mărimi complexe cu dimensiunile unor mărimi
simple sau complexe alese mai mult sau mai puţin arbitrar
Considerăm mărimea complexă α ale cărei dimensiuni cunoscute sunt
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡
sdotsdot grdsmJ
2α (57)
Se presupune că mărimea depinde de lungimea caracteristică a corpului de căldura
specifică a fluidului de conductibilitatea termică de viteză de vacircscozitatea cinematică şi
de densitatea fluidului Presupunerea se bazează pe analiza formulelor care exprimă de
obicei pe α Dimensiunile acestor mărimi sunt
][3
2
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡⎥⎦⎤
⎢⎣⎡
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡sdotsdot⎥
⎦
⎤⎢⎣
⎡sdot m
kgs
msmv
grdsmJ
grdkgJcml ρυλ
Icircn consecinţă se poate scrie
(58) θηεδγβ υλρα sdotsdotsdotsdotsdotsdot= cvlC
unde C este o constantă adimensională
Dacă se grupează aceşti exponenţi se obţine formula lui Nusselt
(59) εγ PrRe sdotsdot=CNu
formulă utilizată deseori pentru determinarea lui α şi care corespunde destul de bine
determinărilor experimentale icircn foarte multe cazuri practice Mărimile γ şi ε sunt nişte
numere oarecare adesea notate cu m şi n
Determinarea coeficientului de convecţie pe această cale implică icircnsă un mare număr
de măsurări experimentale şi cunoaşterea relaţiei dintre parametrii icircn cauză lucru care nu este
totdeauna realizabil
16
226 Factorii care determină şi influenţează convecţia termică
Aceşti factori sunt
a) Cauza care produce mişcarea fluidului
Dacă mişcarea fluidului este cauzată doar de diferenţa de densitate produsă de
diferenţa de temperatură icircntre particulele de fluid mai apropiate şi mai depărtate de perete
transmisia căldurii se face prin convecţie liberă
Dacă mişcarea fluidului este cauzată de un lucru mecanic din exterior (pompă
ventilator) transmisia căldurii se face prin convecţie forţată
b) Regimul de curgere al fluidului care este caracterizat prin criteriul Reynolds (Re)
Pentru curgerea fluidelor prin ţevi şi canale icircnchise există următoarele regimuri
bull convecţie icircn regim laminar (particulele de fluid nu se amestecă liniile de curent fiind
paralele) 2300Re lt
bull convecţie icircn regim tranzitoriu 410Re2300 ltlt
bull convecţie icircn regim turbulent 410Re gt
Pentru curgerea fluidului peste corpuri icircn formă de placă plană graniţa dintre laminar
şi turbulent este pentru 5105Re sdotasymp
Deoarece icircn regim laminar particulele nu se amestecă intensitatea transferului de
căldură prin convecţie este mai mare icircn regim turbulent decacirct icircn regim laminar
c) Proprietăţile fizice ale fluidului
Convecţia este influenţată icircn principal de căldura specifică cp coeficientul de
conducţie λ al fluidului (care intervine icircn stratul limită termic) difuzivitatea termică
densitatea vacircscozitatea dinamică proprietăţi care depind de temperatura fluidului şi care pot
fi găsite icircn tabele termodinamice
d) Forma şi dimensiunile suprafeţei de schimb de căldură
Geometria suprafeţei de schimb de căldură (plană cilindrică nervurată etc) şi
orientarea acesteia faţă de direcţia de curgere a fluidului afectează caracteristicile stratului
limită deci şi transferul de căldură prin convecţie
Problema transmiterii căldurii prin convecţie se reduce de fapt la determinarea
coeficientului de convecţie α
17
Dacă icircn calculele practice de transmitere a căldurii prin conducţie se poate lucra cu
valorile experimentale ale coeficientului λ luate din tabele termodinamice icircn cazul convecţiei
coeficientul α trebuie determinat pentru fiecare caz icircn parte şi depinde de cei 4 factori
prezentaţi anterior
Determinarea coeficientului de convecţie α se face pornind de la ecuaţiile diferenţiale
care intervin icircn procesul de transmitere a căldurii prin convecţie tinacircnd cont de faptul că
procesul are loc datorită mişcării fluidului ecuaţia de continuitate ecuaţiile de mişcare
(ecuaţiile Navier-Stockes) şi ecuaţia de contur (care ţine seama de faptul că fluxul unitar de
căldură transmis prin convecţie este egal cu fluxul unitar de căldură transmis prin conducţie
prin stratul limită de fluid de lacircngă perete)
Rezolvarea teoretică a acestui sistem de ecuaţii diferenţiale nu este posibilă decacirct
pentru cazuri foarte simple particulare
Din această cauză pentru determinarea coeficientului de convecţie α se face apel la
teoria similitudinii Pe baza ecuaţiilor diferenţiale sus menţionate şi a teoriei similitudinii au
fost deduse mărimile adimensionale numite invarianţi criterii de similitudine sau numere
Aceşti invarianţi se pot calcula icircn funcţie de parametrii fluidului la temperatura
respectivă (vacircscozitate densitate viteză etc)
Toţi aceşti invarianţi au aceeaşi valoare pentru sistemele şi fenomenele asemenea
Cel mai important invariant este Nu deoarece include coeficientul de convecţie α care
trebuie determinat λα lNu sdot= unde λ este coeficientul de conducţie termică a fluidului icircn
stratul limită iar l este lungimea caracteristică (diametrul icircn cazul conductelor)
Efectuacircnd experimentări pe instalaţii de laborator au fost deduse empiric relaţii de
legătură icircntre invarianţi numite ecuaţii criteriale de forma
Nu = f ( Re Pr Gr etc ) (60)
18
3 DETERMINAREA EXPERIMENTALĂ A COEFICIENTULUI DE
TRANSFER TERMIC PRIN CONVECŢIE
31 INTRODUCERE
Există patru metode de bază pentru evaluarea coeficientului de transfer termic prin
convecţie
- analiza dimensională combinată cu determinări experimentale
- determinarea analitică a soluţiilor ecuaţiilor stratului limită
- analiza aproximativă a startului limită prin metode integrale
- analogia dintre transferul de căldură masă şi impuls
Deşi fiecare dintre metode contribuie la cunoaşterea procesului transferului de căldură
nici una dintre ele nu poate rezolva singură toate problemele schimbului de căldură prin
convecţie datorită limitărilor pe care le au
Analitic prin integrarea ecuaţiei diferenţiale Fourier-Kirchhoff se obţine funcţia de
distribuţie a temperaturilor icircn interiorul fluidului icircn mişcare Această funcţie permite
determinarea gradientului de temperatură şi a potenţialului individual icircn stratul limită icircn
funcţie de care se poate stabili o relaţie de calcul al coeficientului de transfer de căldură prin
convecţie
Soluţiile analitice nu sunt icircnsă posibile de găsit decacirct pentru cazuri simple
Icircn consecinţă determinarea coeficienţilor de transfer de căldură se face experimental
pe un model fizic corelarea datelor experimentale făcacircndu-se prin ecuaţii criteriale deduse
prin metodele similitudinii şi analizei dimensionale
32 INSTALAŢIA EXPERIMENTALĂ
Măsurătorile s-au efectuat pe un model experimental de crestătură cu răcire directă
introdus icircntr-o cutie din tablă de Ol37-2K de 25 mm grosime cu volumul de 03396 m3 care
este izolat termic printr-un strat de lemn căptuşit cu plăci de azbest pe trei sferturi din
suprafaţa sa şi cu alumină pe restul de un sfert de suprafaţă
Icircn zona icircn care izolaţia termică este de alumină modelul are prevăzute termocuplurile
şi sondele de presiune
Aşezarea sondelor s-a făcut numai pe o faţă din jumătatea modelului ca urmare a
faptului că modelul experimental prezintă simetrie geometrică faţă de planele mediane
(transversal şi longitudinal)
19
Alimentarea cu aer s-a făcut de la reţeaua de aer comprimat printr-un colector de la
extremităţile căruia s-a făcut racordul prin furtunuri de cauciuc la două camere de admisie
montate sub capetele de bobină Aceste camere permit accesul aerului icircn canalul de admisie
plasat sub icircnfăşurarea de cupru
Fig 31 Modelul experimental de crestătură cu răcire directă
Fig 32 Schema experimentală
20
Din canalul de admisie aerul este evacuat icircn atmosferă prin 31 de canale radiale
identice tip fantă aşezate la 75 mm unul de altul de secţiune transversală 50 x 3 mm2 fante
practicate direct icircn icircnfăşurarea de cupru (Fig 31) Cele două capete de bobină de lungime
110 mm fiecare nu sunt izolate termic rămacircnacircnd direct icircn atmosferă iar pe o distanţă de 172
mm icircncepacircnd de la capete nu au prevăzute nici o fantă radială
Bobina modelului a fost alimentată cu energie electrică icircn curent continuu prin cele
două capete ale sale de la trei grupuri convertoare de sudură identice legate icircn paralel ca icircn
figura 32
Variaţia intensităţii curentului din bobină s-a făcut după necesităţi folosind butoanele
excitaţiilor serie şi separată aşezate pe panoul grupurilor icircntre 680 A şi 1068 A
Deoarece bobina are de-a lungul său două secţiuni transversale diferite una mai mare
icircn zona masivă a sa şi alta mai mică icircn zona fantelor radiale au rezultat pentru orice
intensitate de curent cacircte două valori pentru densităţile de curent
Existenţa a două densităţi de curent icircn bobină se traduce pentru funcţia M = M(xyzt)
Wm3 prin două valori constante M1 şi M2 la fiecare valoare a intensităţii curentului valoarea
M1 pentru zona plină a bobinei şi valoarea M2 pentru zona cu fante a bobinei
Fiecare valoare M1 rezultă din raportul puterii P1 consumată icircn zona plină care este
egală cu 0395 Pbobină şi volumul său V1 = 383 x10-3 m3 iar valoarea M2 - din raportul puterii
P2 consumată icircn zona cu fante egală cu 0605 Pbobină şi volumul său V2 = 476 x10-3 m3
Puterea electrică icircn curent continuu consumată icircn bobină s-a măsurat prin metoda
voltmetrului şi ampermetrului
Deoarece montajul aval al voltmetrului dă o eroare de măsurare redusă icircn cazul
tensiunilor mici ca icircn acest caz cacircnd tensiunea este 545 V şi curenţilor mari (680 A - 1068
A) acest montaj a fost preferat
Ca aparate de măsură s-au folosit un voltmetru magnetoelectric de clasă 03 iar cu rol
de ampermetru s-a folosit un multimetru de clasă 03 combinat cu un şunt de 1200 A 60 mV
şi 5 Ω
Pentru determinarea regimului termodinamic icircn instalaţia de răcire a bobinei de cupru
din crestătură prin măsurătorile efectuate sndasha urmărit punerea icircn evidenţă a următoarelor
mărimi
a) căderea totală de presiune icircn instalaţia de răcire funcţie de debitul de aer vehiculat
21
b) variaţia longitudinală a căderii de presiune icircn sistemul fantă admisie fantă ieşire
orificii fantă ndash funcţie de poziţia fantelor şi regimul de lucru
c) temperaturile icircn miezul de cupru al icircnfăşurării şi distribuţia lor longitudinală icircn funcţie
de regimul de icircncărcare şi debitul de fluid vehiculat
d) debitul de căldură cedat icircn fantele de răcire şi preluat de agentul vehiculat ndash icircn funcţie
de poziţia fantelor şi puterea disipată icircn instalaţie
e) repartiţia debitului agentului de răcire funcţie de poziţia fantelor
f) determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantele de răcire
g) determinarea coeficientului de pierderi de presiune considerat ca un coeficient de
rezistenţă local icircn funcţie de poziţia fantelor
Temperaturile s-au măsurat cu termocuplu cupru-constantan cu diametrul 02 mm şi
05 mm izolate icircn teflon respectiv sticlă tip Degussa
Presiunile s-au măsurat cu sonde de presiune cu diametrul 2mm racordate la tuburi U
icircn mm coloană de apă (mm CA) sau mm coloană de mercur (mm CHg)
Mărimile temperaturilor s-au măsurat cu aparate icircnregistratoare icircn icircnfăşurarea de
cupru iar cele ale fluidului s-au măsurat la intrarea icircn regim permanent cu ajutorul unui
voltmetru electronic digital şi a unui milivoltmetru cu spot luminos
Fiecare termocuplu a fost etalonat anterior icircmpreună cu aparatul de măsură cu care a
fost utilizată punctul rece fiind introdus pentru termostatare la 0oC icircntr-un vas Dewar cu
gheaţă atacirct icircn timpul etalonării cacirct şi icircn timpul măsurătorilor
Icircn scopul măsurării mărimilor de mai sus s-au montat
1) 6 sonde de presiune statică 5 icircn lungul canalului de admisie la baza crestăturii şi una
icircnainte de intrare icircn canalul de admisie
2) Debitul total de aer de răcire cu ajutorul unei diafragme standardizate măsuracircndu-se
căderea de presiune icircn diafragmă şi presiunea statică icircn aval de aceasta
3) Vitezele la ieşirea din orificiile fiecărei fante s-au măsurat cu ajutorul unei sonde Pitot
amplasate pe un suport mobil din teflon de-a lungul celor 16 fante studiate Pentru
determinarea vitezelor s-a măsurat şi temperatura la ieşirea din fiecare orificiu
4) Temperatura aerului icircn lungul canalului de admisie s-a măsurat cu ajutorul a patru
termocupluri montate icircn lungul canalului
22
5) Determinarea distribuţiei temperaturii pe icircnălţimea icircnfăşurării s-a făcut prin plantarea
icircn două secţiuni a termocuplurilor
6) Temperatura icircn masa icircnfăşurării de cupru icircn lungul icircntregului traseu de măsură cu
ajutorul a 9 termocupluri introduse prin partea laterală a crestăturii şi 2
termocuplurilor montate icircn icircnfăşurarea de cupru icircn apropierea bornelor de legătură
7) Temperaturile la suprafaţa exterioară a icircnfăşurării de cupru s-au măsurat icircn două
puncte icircn acelaşi loc unde s-au plantat termocupluri pentru măsurarea temperaturii icircn
axul icircnfăşurării pentru a putea urmări distribuţia transversală a temperaturii icircn
icircnfăşurare
Pentru determinarea gradientului radial a temperaturii icircn icircnfăşurare s-au determinat icircn
două puncte temperaturile la partea superioară şi respectiv inferioară a icircnfăşurării
33 REZULTATE EXPERIMENTALE
Experimentările s-au efectuat pentru regimuri de bază icircn care s-a variat puterea
electrică disipată icircn icircnfăşurările de cupru
PA = 2207 W PB = 2907 W PC = 4301 W PD = 5744 W la care corespund densităţile
de curent
JA = 305 Amm2 JB = 345 Amm2 JC = 404 Amm2 JD = 463 Amm2
Pentru fiecare regim de putere s-au variat debitele de agent de răcire pentru a se pune
icircn evidenţă influenţa parametrilor aerodinamici de curgere asupra temperaturii icircn icircnfăşurare
Icircn tabelul următor sunt prezentate valorile debitelor de răcire puterile electrice
disipate şi densităţile de curent pentru regimurile experimentate grupate după valorile
densităţii de curent
Regim P
[W]
J
[Amm2]
Dt
[m3h]
11 2006 297 121
A 12 2376 314 865
13 2240 306 67
8 2875 345 121
B 9 2808 341 112
10 3040 349 805
1 4149 402 118
3 4176 405 129
23
C 4 4167 403 121
5 4454 405 101
6 4563 403 80
D 2 5767 467 135
7 5722 459 123
Se observă că nu s-a putut menţine puterea constantă la diferite debite de aer de
răcire icircn cazul regimurilor de putere ABCD deoarece icircn timpul funcţionării au existat
variaţii ale rezistenţei icircnfăşurării ca urmare a modificării temperaturii cuprului precum şi mici
variaţii de tensiune
Pentru fiecare debit de agent de răcire s-au măsurat vitezele icircn cele 3 x N orificii cu
diametrul de 7 mm N fiind numărul de fante de răcire Determinările s-au efectuat din
motive de simetrie geometrică şi fizică a procesului numai pe jumătate bară rezultacircnd 3 x 16
= 48 orificii pentru care s-au efectuat măsurătorile la fiecare regim Icircn acelaşi mod s-a
procedat cu temperaturile agentului de răcire la ieşirea din orificii
Notacircnd cu presiunea dinamică măsurată cu tubul Pitot s-a determinat
temperatura medie icircn fanta j cu relaţia
ep∆
sum
sum
=
=
∆
sdot∆
= 3
1
3
1
iei
iiei
ej
p
TpT (61)
unde şi Teip∆ i reprezintă presiunile dinamice şi temperaturile la ieşire din cele 3 orificii
corespunzătoare fantei j
Debitul de aer pe fanta j s-a determinat cu relaţia
(62) sum=
sdot=3
10 3600
iifj swD ε
unde wi [ms] este viteza icircn orificiu şi rezultă din relaţia
aer
eii
pw
ρ9802 sdotsdot∆
= (63)
reprezentacircnd presiunea dinamică a fiecăreia din cele 3 găuri corespunzătoare unei fante j Ea
se determină cu ajutorul tubului Pitot mobil s0 reprezintă secţiunea transversală aceeaşi
pentru toate orificiile
Densitatea aerului s-a aproximat cu ecuaţia
[kgmfjaer T410412650 minussdotminus=ρ 3] (64)
24
valabilă icircn limitele CTC 00 10020 ltlt
Ecuaţia (62) poate fi astfel pusă sub forma simplificată
sum=
minus∆
sdotminus=
3
1410412650
1
iei
fjfj p
TAD (65)
A fiind o constantă de calcul egală cu 1935 sdot10-2
Viteza aerului icircn fanta j se calculează cu relaţia
3600sdot
=f
fjfj S
Dw (66)
unde Sf este secţiunea transversală a fantelor Sf =148110-4 m2
Pentru determinarea coeficientului local de rezistenţă al fantelor s-a folosit relaţia
aerfj
j wp
ρζ 21 sdot
∆= (67)
unde ∆p1 (mm CA) reprezintă căderea de presiune icircn sistemul alimentare fantă-fantă-sistem
de ieşire fantă
Debitul de căldură preluat de aer icircn fiecare fantă se calculează cu relaţia
[kcalh] (68)
unde T
)( ijejpafjaerfj TTcDQ minus= ρ
i reprezintă temperatura aerului la intrarea icircn fanta j rezultată din măsurătorile de
temperaturi icircn lungul canalului de admisie iar cpa = 2378
Pentru determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantă se foloseşte relaţia
)( aerpCuCu
jj TTA
Qminus
=α (69)
unde
- ACu reprezintă suprafaţa laterală a fantei ocupată de icircnfăşurarea de cupru (mai
puţin suprafaţa ocupată de izolaţie) ACu = 12410 mm2
- pCuT este temperatura peretelui icircnfăşurării de cupru icircn fantă
CTpCuo40+=θ
- aerT este temperatura medie a aerului icircn fanta j 2
efifaer
TTT
+=
Temperatura pCuT s-a aproximat prin temperatura icircn axa icircnfăşurării de Cu avacircnd icircn
vedere că la icircncărcările volumetrice de putere M [Wm3] utilizate icircn timpul experimentărilor
rezultă o cădere foarte mică de temperatură icircntre peretele fantei şi temperatura icircn ax icircntre 2
25
fante Icircntr-adevăr dacă se consideră icircncărcarea volumetrică maximă de putere icircntacirclnită icircn
cursul experimentărilor M = 072x106 Wm3 şi se utilizează pentru căderea de temperatură
ax-perete fantă relaţia
Cu
Mrtλ2
2=∆ (70)
unde r = 125 mm λ Cu = 300 kcalmsdothsdotgrd rezultă
(71) grd1870asymp∆T
ceea ce justifică alegerea temperaturii icircn axul icircnfăşurării pentru determinarea coeficientului de
transfer de căldură
Supratemperaturile θ măsurate icircn miezul barei icircn cele 13 regimuri studiate
Regim 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
1 96 995 86 80 70 64 57 44 47 365
2 116 133 107 85 77 67 61 45 47 34
3 81 855 695 65 56 50 43 295 33 23
4 895 94 80 725 625 555 46 365 395 29
5 995 109 98 825 715 65 565 465 62 395
6 1085 132 106 89 81 76 685 61 675 545
7 120 143 112 915 805 715 64 49 515 395
8 665 64 525 525 445 435 295 235 255 185
9 645 445 355 515 435 425 285 21 11 16
10 70 705 59 58 53 49 37 31 295 255
11 46 315 25 375 335 32 135 65 2 35
12 55 51 42 47 42 395 255 195 24 125
13 585 66 495 535 515 455 345 31 355 27
Măsurarea diverselor mărimi icircn cele 13 regimuri caracterizate mai sus
Regimul 1
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
71 4072 925 1735 428 148 6584 7447
72 3621 821 1539 542 145 5038 6162
725 340 847 1588 509 14 4709 6657
735 3467 902 1691 456 132 5384 8496
26
75 3135 954 1789 411 12 5172 8806
77 3209 953 1787 424 104 58 10931
82 2728 943 1768 453 92 4833 9325
88 2767 1078 2022 371 84 5892 12184
96 2842 1081 2027 405 88 6004 13295
104 2825 1016 1905 497 103 5493 13124
113 2896 1147 2151 425 124 534 14191
120 2945 1140 2138 457 147 4705 1408
125 280 1235 2316 404 173 369 11729
127 325 1168 219 466 20 4027 15638
129 3148 121 2269 44 23 282 11493
130 325 1064 1995 581 26 1888 8113
Regimul 2
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
945 4293 1075 2016 425 132 876 7063
95 3635 933 175 554 122 629 6201
955 3381 1012 1898 469 115 6305 7326
97 3109 1083 2031 412 112 6361 822
100 2747 1084 2033 419 84 5865 7676
105 2307 1111 2083 412 7 5115 7235
1125 2246 1101 2065 449 54 5401 7903
122 2161 1267 2376 366 46 6214 9648
1325 1967 1318 2472 365 48 5667 8821
144 1973 1058 1984 587 54 4382 7001
157 2098 1422 2667 373 62 605 1007
169 216 1418 2659 405 8 5771 9263
180 2171 1393 2612 447 108 4336 7637
185 2166 1425 2672 439 14 3098 5651
187 210 1424 267 444 184 1044 1942
1885 2229 1287 2413 55 22
27
Regimul 3
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
89 3337 988 1853 458 128 5667 6927
90 2910 904 1695 545 122 4344 5897
905 2664 969 1817 473 114 4175 6345
925 2382 1085 2035 382 106 408 6738
95 2211 1072 201 399 92 3957 719
99 2166 1086 2037 405 78 4317 8338
107 2087 1030 1932 485 68 4168 8795
117 196 1230 2307 37 605 481 10714
1275 1892 1278 2397 373 6 4771 1113
139 1941 1152 216 501 64 4324 10856
151 2019 1373 2572 385 7 5213 14285
164 1969 1383 2593 411 9 4245 15796
175 1967 1443 2706 403 12 3162 10543
180 210 1371 2571 461 16 1914 7909
182 210 1411 2646 44 204
183 2238 1293 2425 529 25
Regimul 4
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
81 3678 948 1778 458 132 6193 6978
81 3091 849 1592 56 118 4551 5717
815 2883 913 1712 483 102 48 667
82 2885 103 1931 382 84 5963 9262
83 2568 939 1761 46 68 5059 8535
85 251 98 1838 432 54 5527 11758
90 2287 948 1778 485 44 504 9047
98 2531 1107 2076 39 4 678 11071
107 2168 1174 2201 375 39 6025 12541
28
116 2224 1125 211 443 4 5916 13103
127 216 1275 2291 41 48 6174 14718
13 230 1263 2368 419 68 5865 14955
146 2531 1361 2552 385 96 6076 17774
147 230 1265 2372 445 132 3515 11151
149 2537 1322 2479 416 178 2805 1031
150 2486 121 2269 50 22 964 3601
Regimul 5
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
51 4627 805 1509 414 16 6608 6464
52 4462 71 1331 54 158 5567 6381
525 4111 716 1343 534 155 5022 6506
55 3636 82 1537 416 149 4864 6772
575 3393 807 1513 444 138 4518 6618
60 3141 829 1554 436 12 4508 7081
645 300 76 1425 554 10 4283 6972
68 3071 956 1793 37 7 6412 10844
74 300 1023 1918 351 88 6123 10939
79 2939 922 1729 46 94 5204 9728
84 3149 1021 1915 406 108 5929 12139
89 3087 1058 1984 396 13 5293 11507
94 3231 1116 2093 377 164 4929 16449
97 325 1075 2016 42 21 3404 13888
102 3621 1154 2164 388 274 2749 15074
1025 3382 969 1817 549 336
Regimul 6
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 5297 673 1262 465 132 7209 612
29
39 5007 636 1193 514 124 6405 648
395 488 637 1194 517 118 641 741
40 4378 709 1329 415 114 5303 7885
41 4032 702 1316 429 115 5587 7369
43 3714 713 1337 431 125 487 6862
45 362 647 1213 546 136 4052 6149
48 3764 809 1517 374 15 505 8359
52 3672 831 1558 383 16 4747 8381
57 3792 79 1481 466 17 4539 8597
61 3825 881 1652 402 177 4964 9993
64 3833 853 160 449 185 4631 9671
66 3927 939 1761 384 192 5145 11592
68 4096 909 1705 428 198 523 12535
69 4117 926 1737 415 203 5323 13294
69 425 828 1553 522 208 4864 12115
Regimul 7
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
85 5058 983 1843 47 144 9599 7545
86 4241 922 1729 525 138 722 6934
87 4113 929 1742 52 13 7188 8176
89 3939 998 1871 459 119 7583 9799
92 3658 1036 1943 435 98 7734 11581
96 3231 1084 2033 409 78 7485 10591
103 3037 1036 1943 477 63 7066 10415
110 3088 1215 2278 371 55 8994 13723
120 2898 1241 2327 385 56 825 12856
130 3074 1144 2145 494 62 7951 12935
142 2933 1344 252 389 73 839 13886
153 3082 1331 2496 43 108 7488 13063
165 3016 1393 2612 422 126 6861 12118
30
172 2778 1331 2496 478 164 4238 7604
175 3476 1362 2554 476 205 5332 10913
178 3347 1273 2387 552 252 2873 6146
Regimul 8
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
76 247 92 1725 438 105 3711 3912
77 2525 843 1581 529 96 3749 4058
78 2351 84 1575 537 86 3576 4159
80 2178 1008 189 38 76 4099 4937
83 210 921 1727 471 65 3842 4468
86 1963 1038 1946 382 56 4206 5561
93 2027 886 1661 569 5 3907 6439
100 1765 1126 2111 375 45 4298 7683
110 1909 1178 2209 379 44 5012 8738
120 1823 1105 2072 469 46 4367 8692
130 168 1216 228 417 54 4023
141 1771 1256 2355 425 68 3962
150 190 1318 2472 412 88 3866
154 170 1274 2389 45 112 2123
156 210 1318 2472 432 138 2697
157 2046 1161 2177 56 166 1269
Regimul 9
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
58 345 844 1583 394 11 5537 9344
59 33 783 1468 464 95 5163 10876
60 33 764 1432 494 79 5395 13564
625 3284 839 1573 536 66 621 18686
65 33 884 1658 398 56 6841 24284
31
69 33 944 177 37 46 7585 31026
74 33 82 1538 525 4 6734 31919
82 3238 1013 190 38 36 8214 4561
89 31 1113 2087 343 36 8804 4996
99 3296 1038 1946 438 38 8576 5165
108 31 1129 2117 403 44 8528 94138
116 31 1186 2224 394 6 8397
123 33 1282 2404 359 8 9016
126 345 1172 2198 444 106 7825
127 33 1262 2367 386 136 6822
127 33 1070 2006 541 164 4925
Regimul 10
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
36 4183 65 1219 419 125 5242 8148
36 4205 606 1136 481 115 5097 9723
37 4161 623 1168 467 104 5368 16633
375 4036 684 1283 39 88 5989 1444
39 3908 67 1256 422 74 5916 16018
41 3901 753 1412 346 6 6945 21122
43 355 599 1123 575 5 5143 16094
45 36 775 1453 36 45 7091 23087
48 3457 834 1564 33 5 6954 24138
52 36 781 1464 411 64 6664 23046
56 3669 81 1519 412 8 6497 24747
60 36 80 15 455 104 5887 22807
62 36 944 177 339 128 6499 26054
65 3837 92 1725 377 148 5974 2545
665 3851 892 1673 411 162 5468 22469
67 3781 757 1419 575 17 6408 2337
32
Regimul 11
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
74 31 872 1632 47 114 4796 10224
745 3081 809 1517 547 109 4525 11707
75 3184 819 1536 538 105 4905 15604
78 31 989 1855 383 98 590 22531
80 3036 929 1742 444 92 5543 25206
83 3043 1034 1939 372 84 6431 33252
88 2997 923 1731 493 75 5869 38561
94 30 1167 2188 329 63 7803 60752
101 31 1189 223 34 58 8488 33705
110 31 1079 2023 45 54 7831 29007
120 31 1281 2402 348 52 9372
130 31 1281 2402 377 52 9372
141 31 1371 2571 358 58 9788
150 31 130 2438 424 66 8989
157 31 1346 2524 415 8 8738
164 31 1186 2224 524 86 7491
Regimul 12
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 165 748 1402 327 10 1401 1606
39 18 566 1062 571 95 1384 1679
395 18 606 1136 505 88 1606 2175
40 1734 692 1297 392 8 1866 2353
41 1704 717 1345 372 7 2083 2789
43 1712 768 144 34 6 2475 2878
45 165 611 1146 56 5 2041 3494
48 1544 766 1436 38 51 2305 4388
52 165 944 177 266 48 3210 5639
33
59 165 786 1474 444 53 2498 5627
65 165 842 1579 427 62 2515
71 165 846 1586 464 8 2079
76 165 991 1858 364 112 1510
79 165 95 1781 413 13 95
82 165 934 1752 445 16
85 165 848 159
Regimul 13
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
20 2706 449 842 477 15 152 1875
20 25 363 681 728 154 971 1061
20 2607 409 767 574 146 132 1788
20 2591 495 928 392 14 1661 2116
205 2301 488 915 410 13 1384 1765
21 2298 497 932 404 118 1563 2151
22 2263 377 707 701 106 1682 2723
235 2233 526 986 395 98 1882 3211
25 235 587 110 345 10 2257 3600
28 2288 562 1054 421 108 1933 2248
31 235 587 11 429 12 2083
33 235 579 1086 47 141 1539
34 2401 613 1149 435 17 1208
355 1448 58 1087 518 20 726
36 25 612 1149
365 25 552 1035
34
34 INTERPRETAREA REZULTATELOR
35
Fig 33 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α la diferite regimuri
de funcţionare
36
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
Fluxul intrat şi ieşit prin conductivitate se calculează cu legea Fourier
Cu aceste observaţii rezultă
- căldura acumulată după direcţia x
( ) zyTvTvczyxT
xTQ xxxxxpxxxacx ∆∆minus+∆∆⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛
partpart
minuspartpart
= ∆+∆+ )()( ρρλλ (14)
- căldura acumulată după direcţia y
( ) zxTvTvczxxT
yTQ yyyyypyyyacy ∆∆minus+∆∆⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛partpart
minuspartpart
= ∆+∆+ )()( ρρλλ (15)
- căldura acumulată după direcţia z
( ) yxTvTvcyxzT
zTQ zzzzzpzzzacz ∆∆minus+∆∆⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛
partpart
minuspartpart
= ∆+∆+ )()( ρρλλ (16)
Acumularea de caldură icircn elementul de volum determină variaţia icircn timp a
temperaturii fluidului din elementul de volum astfel icircncacirct acumularea totală poate fi
exprimată şi prin relaţia
tTVcQ pac partpart
∆= ρ (17)
Prelucracircnd relaţiile icircn ipoteza cp şi λ constante rezultă
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
partpart
+part
part+
partpart
minus⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
part
part+
part
part+
part
part=⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛partpart
+partpart
+partpart
+partpart
zv
yv
xv
TczT
yT
xT
zTv
yTv
xTv
tTc zyx
pzyxp)()()(
2
2
2
2
2
2 ρρρλρ
(18)
Relaţia de mai sus reprezintă forma generală a ecuaţiei diferenţiale a distribuţiei
temperaturilor icircntr-un fluid icircn mişcare (ecuaţia Fourier-Kirchhoff) Aceasta poate fi scrisă
icircntr-o formă mai restracircnsă prin utilizarea operatorilor matematici
- derivata substanţială a temperaturii
zTv
yTv
xTv
tT
tTD
zyxs
partpart
+partpart
+partpart
+partpart
=d
(19)
- laplaceanul temperaturii
8
2
2
2
2
2
22
zT
yT
xTT
partpart
+partpart
+partpart
=nabla (20)
- divergenţa produsului (ρv)
zv
yv
xvv zyx
partpart
+part
part+
partpart
=nabla)()()()( ρρρρ (21)
Cu aceste notaţii ecuaţia distribuţiei temperaturilor devine
)(2 vTcTdt
TDc p
sp ρλρ nablaminusnabla= (22)
Ecuaţia de mai sus se simplifică icircn următoarele condiţii
- regim staţionar cacircnd 0=partpart
tT (23)
- fluid necompresibil cacircnd 0)( =nabla vρ (24)
şi ecuaţia devine Tdt
TDc s
p2nabla= λρ (25)
- mediu imobil cacircnd 0=== zyx vvv şi TtTc p
2nabla=partpart λρ (26)
care este tocmai ecuaţia diferenţială a conductivităţii termice
- mediu imobil si regim stationar (27) 02 =nabla T
Prin integrarea ecuaţiei diferenţiale Fourier-Kirchhoff se obţine funcţia de distribuţie
a temperaturilor in interiorul fluidului icircn mişcare Această funcţie permite determinarea
gradientului de temperatură şi a potenţialului individual icircn stratul limită icircn funcţie de care se
poate stabili o relaţie de calcul al coeficientului de transfer de caldură
Soluţii analitice nu sunt icircnsă posibile decacirct pentru cazuri simple
In aceste condiţii determinarea coeficienţilor de transfer de căldură se face
experimental corelarea datelor experimentale făcacircndu-se prin ecuaţii criteriale deduse prin
metodele similitudinii şi analizei dimensionale
9
223 Similitudinea proceselor termice
Procedeul similitudinii cunoscut şi aplicat cu succes icircn hidrodinamică a fost folosit
pentru prima dată icircn studiul convecţiei de către Nusselt El a aplicat o metodă riguroasă
pentru determinarea criteriilor de similitudine plecacircnd de la ecuaţiile diferenţiale ale
transferului de căldură
- ecuaţia de continuitate (legea conservării masei cu caracter pur hidrodinamic)
- ecuaţia de mişcare a fluidelor vacircscoase
- ecuaţia Navier-Stokes (ecuaţia de curgere) după cele trei axe de coordonate (cu
caracter pur hidrodinamic)
- ecuaţia de conservare a energiei termice şi hidraulice (cu caracter termic şi hidro-
dinamic)
- ecuaţia condiţiilor de contur
Icircn toate aceste ecuaţii s-au introdus următorii factori adimensionali care nu trebuie
confundaţi cu criteriile de similitudine şi care sunt rapoarte icircntre mărimile fizice care
intervin icircn ecuaţiile de mai sus scrise atacirct pentru original cacirct şi pentru model
bull fl = ll - pentru lungimi
bull fv=vv - pentru viteze
bull fp=pp - pentru presiuni
bull fρ=ρρ- pentru densităţi
bull fν = νν - pentru vacircscozităţi
bull fT= TT - pentru temperaturi
bull fa = aa - pentru difuzibilitatea termică
bull fα=αα- pentru convecţie
bull fλ=λλ - pentru conductibilitate
Scriind expresia fiecărui factor de scară se obţine
lplp
lvlv
ρρ
2
2= sau
Euvp
vp
=== 22 ρρ
(28)
un criteriu pur hidrodinamic denumit criteriul Euler
2
2
2
2
lvvl
lvlv
υυ
= sau
10
Re
===υυ
lvvl (29)
criteriul hidrodinamic denumit criteriul Reynolds
2
2
TT
gg
ll
vv
∆∆
sdotsdot=sdotsdotββ
υυ sau
22
vlTg
vTlg
υβ
υβ ∆
=∆ (30)
Ţinacircnd seama de (29) relaţia (30) devine
2
3GrTlg
=∆
υβ (31)
denumit criteriul Grashof
211 fff
fff TaTv = sau
Pealv
avl
=== (32)
denumit criteriul Peclet
Din cele de mai sus rezultă
1fff
ff TT
λα = sau
Null==
sdot=
sdot
λα
λα (33)
denumit criteriul Nusselt
Ecuaţia de continuitate n-a mai fost utilizată icircn stabilirea criteriilor de similitudine
deoarece raportul care intervine icircn această ecuaţie poate lua orice valoare deci nu 1 ff v
dă nici o concluzie asupra similitudinii
Icircn locul acestor criterii care utilizează mărimi independente icircntre ele se poate folosi
orice combinaţie a lor deoarece şi aceste combinaţii au un caracter adimensional (criterial)
Astfel icircn locul criteriului Peclet s-a introdus criteriul
a
Pe υ==
RePr (34)
denumit criteriul Prandtl care nu conţine decacirct mărimi caracteristice ale fluidului
Un alt criteriu rezultat din combinarea altor criterii este şi
pc
NuStsdotsdot
=sdot
=ρωα
PrRe (35)
11
denumit criteriul Stanton
Dacă se consideră ecuaţiile după axele x şi y criteriul lui Grashof nu mai apare
deoarece mişcarea fluidului nu se face şi pe verticală Icircn acest caz mişcarea fluidului şi
transmiterea de căldură prin convecţie (şi conductibilitate icircn stratul limită) vor fi
caracterizate printr-o funcţie criterială de forma
f(NuPrRe) = 0 (36)
sau
Nu=g(RePr) (37)
Criteriul lui Euler nu intră icircn funcţiiile de mai sus deoarece presiunea nu joacă un rol
direct icircn transmiterea căldurii iar influenţa ei indirectă a fost luată icircn considerare icircn
cadrul celorlalte criterii Icircn consecinţă introducerea acestui criteriu nu aduce nici o
contribuţie concludentă icircn convecţia termică
Relaţia (37) permite determinarea valorii lui α dacă se cunoaşte teoretic sau
experimental funcţia care leagă icircntre ele criteriile Nu Re şi Pr Icircn acest caz
Pr)(Reglλα = (38)
Icircn cazul mişcării pe verticală mai intervine şi criteriul Gr pe lacircngă celelalte
criterii
Dacă este cazul unei mişcări relativ lente cum se icircntacircmplă la convecţia liberă criteriul
Re icircşi pierde importanţa avacircnd valoare foarte mică aşa că se poate scrie
Nu = f(GrPr) (39)
La curgere forţată pe verticală cacircnd se suprapune convecţia liberă peste convecţia
forţată relaţia (39) devine
Nu = f(RePrGr) (40)
Icircn concluzie teoria similitudinii permite ca pe baza ecuaţiilor diferenţiale ale
convecţiei dar fără a le integra să se obţină criterii de similitudine icircntre care să se determine
pe cale experimentală ecuaţii criteriale valabile pentru toate procesele asemenea Din aceste
ecuaţii criteriale se poate determina coeficientul de convecţie α
12
224 Calculul coeficienţilor de transfer de căldură
In cazurile complexe coeficienţii de transfer de căldură se calculează din ecuaţii
criteriale care se obţin prin prelucrarea rezultatelor experimentale Ecuaţiile criteriale se obţin
pornind de la ecuaţia diferenţială cu următorul algoritm
Pasul 1 se scrie ecuaţia diferenţială Fourier-Kirchhoff
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
partpart
+part
part+
partpart
minus⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
part
part+
part
part+
part
part=⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛partpart
+partpart
+partpart
+partpart
zv
yv
xv
TczT
yT
xT
zTv
yTv
xTv
tTc zyx
pzyxp)()()(
2
2
2
2
2
2 ρρρλρ
(41)
Pasul 2 se transcrie ecuaţia difereţială icircn forma dimensională generalizată
(IV) (III) (II) (I)
02
=⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟
⎠
⎞⎜⎝
⎛+⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
lTvc
lT
lvTc
tTc ppp ρλρρ
(42)
Pasul 3 se elimină termenii care nu sunt independenţi (termenii II şi IV sunt identici
şi de aceea se reţine numai unul dintre ei)
(III) (II) (I)
02
=⎟⎠
⎞⎜⎝
⎛+⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
lT
lvTc
tTc pp λρρ
(43)
Pasul 4 primul termen se exprimă sub forma
lT
lTl
lQ
tlQ
tl
Tmct
Tc pp ααρ===== 3
2
333 (44)
şi ecuaţia dimensională generalizată devine
(III) (II) (I)
02 =⎟⎠⎞
⎜⎝⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛
lT
lvTc
lT p λρα
(45)
Se fac rapoarte adimensionale icircntre termenii ecuaţiei de mai sus obţinacircnd două criterii
de similitudine
Criteriul Nusselt se obţine raportacircnd termenul (I) la termenul (III)
λα
λα l
Tl
lT
IIIINu =sdot==
2
)()( (46)
13
Acest criteriu exprimă raportul dintre căldura totală transmisă icircn interiorul fluidului şi
căldura transmisă numai prin conductivitate
Criteriul Peclet rezultă din raportul termenilor (II) şi (III)
avlvlc
Tl
lTvc
IIIIIPe pp ==sdot==
λρ
λρ 2
)()( (47)
icircn care pc
aρλ
= este coeficientul de difuziune termică
Funcţia criterială generală este dată de relaţia
0Re0
2
0
1 =⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ll
ll
WeFrEuPeNuf (48)
Funcţia criterială se simplifică astfel
- pentru fluide omogene We=0
- icircntre Eu şi Re există o relaţie de dependenţă aşa cum rezultă din următorul raţionament
la curgerea internă
2
2vdLP ρλ=∆ de unde
dL
vPEu
22 λρ
=∆
= (49)
icircn timp ce la curgerea externă
2
2vAP cρξ=∆ deci
22
cAvPEu ξ
ρ=
∆= (50)
Deoarece (Re)f=λ şi (Re)f=ξ rezultă că Eu=f(Re) icircn consecinţă criteriul Euler
poate fi omis din ecuaţia criterială
- se preferă icircnlocuirea criteriului Pe cu criteriul Prandtl care are avantajul că este exprimat
numai icircn funcţie de constante fizice
λη
ρηρ sdot
=sdotsdot
sdotsdotsdot== pp c
lvlvTcPe
RePr (51)
- criteriul Froude este icircnlocuit cu criteriul Grashof (numit şi criteriul convecţiei libere)
14
Tlvv
lgTFrGr ∆sdotsdotsdotsdot
sdotsdot
=∆sdotsdotsdot= βη
ρβ 2
222
22Re (52)
şi ecuaţia criterială devine
0RePr0
2
0
1 =⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ll
ll
GrNuf (53)
care se explicitează icircn raport cu criteriul Nusselt şi se obţine
PrRe4
321
0
1n
nnn
ll
GrCNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdotsdot= (54)
- icircn convecţia liberă nu apare Reynolds doarece nu se poate determina viteza şi ecuaţia
criterială devine
Pr3
21
0
1n
nn
ll
GrCNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdot= (55)
- icircn convecţia forţată icircn regim turbulent nu apare Grashof iar ecuaţia criterială devine
PrRe3
21
0
1n
nn
ll
CNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdot= (56)
Ecuaţiile criteriale existente icircn literatura de specialitate sunt rezultatul prelucrării unui
număr mare de date experimentale obţinute icircn condiţii particulare şi limite bine precizate de
variaţie a parametrilor motiv pentru care şi valabilitatea acestor ecuaţii este limitată
Pentru calculul coeficientului individual de transfer de caldura α trebuie cunoscute
exact condiţiile icircn care se realizează convecţia pentru a alege din literatura de specialitate
ecuaţia criterială adecvată
Icircn literatura de specialitate sunt prezentate ecuaţii criteriale pentru fiecare tip de
convecţie
225 Analiza dimensională
Analiza dimensională este o metodă prin care se obţin informaţii despre un fenomen
pornind de la singura premiză că fenomenul poate fi descris printr-o ecuaţie dimensională
corectă şi omogenă icircntre anumite variabile Metoda are icircnsă o limitare constacircnd icircn aceea că
rezultatele obţinute sunt incomplete şi practic inutilizabile dacă nu sunt completate cu date
experimentale
Analiza dimensională iniţiată de Buckingham combină variabilele unui proces icircn
grupuri adimensionale denumite criterii convenabil alese care uşurează interpretarea
15
rezultatelor şi extind domeniul de aplicare a datelor experimentale Relaţiile de calcul
stabilite cu ajutorul analizei dimensionale şi corelate cu datele experimentale permit
determinarea coeficientului de convecţie pentru categorii largi de fenomene reale icircn baza
legilor similitudinii
Analiza dimensională contribuie icircnsă icircn mică măsură la icircnţelegerea proceselor de
convecţie deoarece nu dă nici un fel de informaţii despre natura fenomenelor considerate
Criteriile de similitudine pot fi determinate şi cu ajutorul analizei dimensionale prin
egalizarea dimensiunilor cunoscute ale unei mărimi complexe cu dimensiunile unor mărimi
simple sau complexe alese mai mult sau mai puţin arbitrar
Considerăm mărimea complexă α ale cărei dimensiuni cunoscute sunt
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡
sdotsdot grdsmJ
2α (57)
Se presupune că mărimea depinde de lungimea caracteristică a corpului de căldura
specifică a fluidului de conductibilitatea termică de viteză de vacircscozitatea cinematică şi
de densitatea fluidului Presupunerea se bazează pe analiza formulelor care exprimă de
obicei pe α Dimensiunile acestor mărimi sunt
][3
2
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡⎥⎦⎤
⎢⎣⎡
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡sdotsdot⎥
⎦
⎤⎢⎣
⎡sdot m
kgs
msmv
grdsmJ
grdkgJcml ρυλ
Icircn consecinţă se poate scrie
(58) θηεδγβ υλρα sdotsdotsdotsdotsdotsdot= cvlC
unde C este o constantă adimensională
Dacă se grupează aceşti exponenţi se obţine formula lui Nusselt
(59) εγ PrRe sdotsdot=CNu
formulă utilizată deseori pentru determinarea lui α şi care corespunde destul de bine
determinărilor experimentale icircn foarte multe cazuri practice Mărimile γ şi ε sunt nişte
numere oarecare adesea notate cu m şi n
Determinarea coeficientului de convecţie pe această cale implică icircnsă un mare număr
de măsurări experimentale şi cunoaşterea relaţiei dintre parametrii icircn cauză lucru care nu este
totdeauna realizabil
16
226 Factorii care determină şi influenţează convecţia termică
Aceşti factori sunt
a) Cauza care produce mişcarea fluidului
Dacă mişcarea fluidului este cauzată doar de diferenţa de densitate produsă de
diferenţa de temperatură icircntre particulele de fluid mai apropiate şi mai depărtate de perete
transmisia căldurii se face prin convecţie liberă
Dacă mişcarea fluidului este cauzată de un lucru mecanic din exterior (pompă
ventilator) transmisia căldurii se face prin convecţie forţată
b) Regimul de curgere al fluidului care este caracterizat prin criteriul Reynolds (Re)
Pentru curgerea fluidelor prin ţevi şi canale icircnchise există următoarele regimuri
bull convecţie icircn regim laminar (particulele de fluid nu se amestecă liniile de curent fiind
paralele) 2300Re lt
bull convecţie icircn regim tranzitoriu 410Re2300 ltlt
bull convecţie icircn regim turbulent 410Re gt
Pentru curgerea fluidului peste corpuri icircn formă de placă plană graniţa dintre laminar
şi turbulent este pentru 5105Re sdotasymp
Deoarece icircn regim laminar particulele nu se amestecă intensitatea transferului de
căldură prin convecţie este mai mare icircn regim turbulent decacirct icircn regim laminar
c) Proprietăţile fizice ale fluidului
Convecţia este influenţată icircn principal de căldura specifică cp coeficientul de
conducţie λ al fluidului (care intervine icircn stratul limită termic) difuzivitatea termică
densitatea vacircscozitatea dinamică proprietăţi care depind de temperatura fluidului şi care pot
fi găsite icircn tabele termodinamice
d) Forma şi dimensiunile suprafeţei de schimb de căldură
Geometria suprafeţei de schimb de căldură (plană cilindrică nervurată etc) şi
orientarea acesteia faţă de direcţia de curgere a fluidului afectează caracteristicile stratului
limită deci şi transferul de căldură prin convecţie
Problema transmiterii căldurii prin convecţie se reduce de fapt la determinarea
coeficientului de convecţie α
17
Dacă icircn calculele practice de transmitere a căldurii prin conducţie se poate lucra cu
valorile experimentale ale coeficientului λ luate din tabele termodinamice icircn cazul convecţiei
coeficientul α trebuie determinat pentru fiecare caz icircn parte şi depinde de cei 4 factori
prezentaţi anterior
Determinarea coeficientului de convecţie α se face pornind de la ecuaţiile diferenţiale
care intervin icircn procesul de transmitere a căldurii prin convecţie tinacircnd cont de faptul că
procesul are loc datorită mişcării fluidului ecuaţia de continuitate ecuaţiile de mişcare
(ecuaţiile Navier-Stockes) şi ecuaţia de contur (care ţine seama de faptul că fluxul unitar de
căldură transmis prin convecţie este egal cu fluxul unitar de căldură transmis prin conducţie
prin stratul limită de fluid de lacircngă perete)
Rezolvarea teoretică a acestui sistem de ecuaţii diferenţiale nu este posibilă decacirct
pentru cazuri foarte simple particulare
Din această cauză pentru determinarea coeficientului de convecţie α se face apel la
teoria similitudinii Pe baza ecuaţiilor diferenţiale sus menţionate şi a teoriei similitudinii au
fost deduse mărimile adimensionale numite invarianţi criterii de similitudine sau numere
Aceşti invarianţi se pot calcula icircn funcţie de parametrii fluidului la temperatura
respectivă (vacircscozitate densitate viteză etc)
Toţi aceşti invarianţi au aceeaşi valoare pentru sistemele şi fenomenele asemenea
Cel mai important invariant este Nu deoarece include coeficientul de convecţie α care
trebuie determinat λα lNu sdot= unde λ este coeficientul de conducţie termică a fluidului icircn
stratul limită iar l este lungimea caracteristică (diametrul icircn cazul conductelor)
Efectuacircnd experimentări pe instalaţii de laborator au fost deduse empiric relaţii de
legătură icircntre invarianţi numite ecuaţii criteriale de forma
Nu = f ( Re Pr Gr etc ) (60)
18
3 DETERMINAREA EXPERIMENTALĂ A COEFICIENTULUI DE
TRANSFER TERMIC PRIN CONVECŢIE
31 INTRODUCERE
Există patru metode de bază pentru evaluarea coeficientului de transfer termic prin
convecţie
- analiza dimensională combinată cu determinări experimentale
- determinarea analitică a soluţiilor ecuaţiilor stratului limită
- analiza aproximativă a startului limită prin metode integrale
- analogia dintre transferul de căldură masă şi impuls
Deşi fiecare dintre metode contribuie la cunoaşterea procesului transferului de căldură
nici una dintre ele nu poate rezolva singură toate problemele schimbului de căldură prin
convecţie datorită limitărilor pe care le au
Analitic prin integrarea ecuaţiei diferenţiale Fourier-Kirchhoff se obţine funcţia de
distribuţie a temperaturilor icircn interiorul fluidului icircn mişcare Această funcţie permite
determinarea gradientului de temperatură şi a potenţialului individual icircn stratul limită icircn
funcţie de care se poate stabili o relaţie de calcul al coeficientului de transfer de căldură prin
convecţie
Soluţiile analitice nu sunt icircnsă posibile de găsit decacirct pentru cazuri simple
Icircn consecinţă determinarea coeficienţilor de transfer de căldură se face experimental
pe un model fizic corelarea datelor experimentale făcacircndu-se prin ecuaţii criteriale deduse
prin metodele similitudinii şi analizei dimensionale
32 INSTALAŢIA EXPERIMENTALĂ
Măsurătorile s-au efectuat pe un model experimental de crestătură cu răcire directă
introdus icircntr-o cutie din tablă de Ol37-2K de 25 mm grosime cu volumul de 03396 m3 care
este izolat termic printr-un strat de lemn căptuşit cu plăci de azbest pe trei sferturi din
suprafaţa sa şi cu alumină pe restul de un sfert de suprafaţă
Icircn zona icircn care izolaţia termică este de alumină modelul are prevăzute termocuplurile
şi sondele de presiune
Aşezarea sondelor s-a făcut numai pe o faţă din jumătatea modelului ca urmare a
faptului că modelul experimental prezintă simetrie geometrică faţă de planele mediane
(transversal şi longitudinal)
19
Alimentarea cu aer s-a făcut de la reţeaua de aer comprimat printr-un colector de la
extremităţile căruia s-a făcut racordul prin furtunuri de cauciuc la două camere de admisie
montate sub capetele de bobină Aceste camere permit accesul aerului icircn canalul de admisie
plasat sub icircnfăşurarea de cupru
Fig 31 Modelul experimental de crestătură cu răcire directă
Fig 32 Schema experimentală
20
Din canalul de admisie aerul este evacuat icircn atmosferă prin 31 de canale radiale
identice tip fantă aşezate la 75 mm unul de altul de secţiune transversală 50 x 3 mm2 fante
practicate direct icircn icircnfăşurarea de cupru (Fig 31) Cele două capete de bobină de lungime
110 mm fiecare nu sunt izolate termic rămacircnacircnd direct icircn atmosferă iar pe o distanţă de 172
mm icircncepacircnd de la capete nu au prevăzute nici o fantă radială
Bobina modelului a fost alimentată cu energie electrică icircn curent continuu prin cele
două capete ale sale de la trei grupuri convertoare de sudură identice legate icircn paralel ca icircn
figura 32
Variaţia intensităţii curentului din bobină s-a făcut după necesităţi folosind butoanele
excitaţiilor serie şi separată aşezate pe panoul grupurilor icircntre 680 A şi 1068 A
Deoarece bobina are de-a lungul său două secţiuni transversale diferite una mai mare
icircn zona masivă a sa şi alta mai mică icircn zona fantelor radiale au rezultat pentru orice
intensitate de curent cacircte două valori pentru densităţile de curent
Existenţa a două densităţi de curent icircn bobină se traduce pentru funcţia M = M(xyzt)
Wm3 prin două valori constante M1 şi M2 la fiecare valoare a intensităţii curentului valoarea
M1 pentru zona plină a bobinei şi valoarea M2 pentru zona cu fante a bobinei
Fiecare valoare M1 rezultă din raportul puterii P1 consumată icircn zona plină care este
egală cu 0395 Pbobină şi volumul său V1 = 383 x10-3 m3 iar valoarea M2 - din raportul puterii
P2 consumată icircn zona cu fante egală cu 0605 Pbobină şi volumul său V2 = 476 x10-3 m3
Puterea electrică icircn curent continuu consumată icircn bobină s-a măsurat prin metoda
voltmetrului şi ampermetrului
Deoarece montajul aval al voltmetrului dă o eroare de măsurare redusă icircn cazul
tensiunilor mici ca icircn acest caz cacircnd tensiunea este 545 V şi curenţilor mari (680 A - 1068
A) acest montaj a fost preferat
Ca aparate de măsură s-au folosit un voltmetru magnetoelectric de clasă 03 iar cu rol
de ampermetru s-a folosit un multimetru de clasă 03 combinat cu un şunt de 1200 A 60 mV
şi 5 Ω
Pentru determinarea regimului termodinamic icircn instalaţia de răcire a bobinei de cupru
din crestătură prin măsurătorile efectuate sndasha urmărit punerea icircn evidenţă a următoarelor
mărimi
a) căderea totală de presiune icircn instalaţia de răcire funcţie de debitul de aer vehiculat
21
b) variaţia longitudinală a căderii de presiune icircn sistemul fantă admisie fantă ieşire
orificii fantă ndash funcţie de poziţia fantelor şi regimul de lucru
c) temperaturile icircn miezul de cupru al icircnfăşurării şi distribuţia lor longitudinală icircn funcţie
de regimul de icircncărcare şi debitul de fluid vehiculat
d) debitul de căldură cedat icircn fantele de răcire şi preluat de agentul vehiculat ndash icircn funcţie
de poziţia fantelor şi puterea disipată icircn instalaţie
e) repartiţia debitului agentului de răcire funcţie de poziţia fantelor
f) determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantele de răcire
g) determinarea coeficientului de pierderi de presiune considerat ca un coeficient de
rezistenţă local icircn funcţie de poziţia fantelor
Temperaturile s-au măsurat cu termocuplu cupru-constantan cu diametrul 02 mm şi
05 mm izolate icircn teflon respectiv sticlă tip Degussa
Presiunile s-au măsurat cu sonde de presiune cu diametrul 2mm racordate la tuburi U
icircn mm coloană de apă (mm CA) sau mm coloană de mercur (mm CHg)
Mărimile temperaturilor s-au măsurat cu aparate icircnregistratoare icircn icircnfăşurarea de
cupru iar cele ale fluidului s-au măsurat la intrarea icircn regim permanent cu ajutorul unui
voltmetru electronic digital şi a unui milivoltmetru cu spot luminos
Fiecare termocuplu a fost etalonat anterior icircmpreună cu aparatul de măsură cu care a
fost utilizată punctul rece fiind introdus pentru termostatare la 0oC icircntr-un vas Dewar cu
gheaţă atacirct icircn timpul etalonării cacirct şi icircn timpul măsurătorilor
Icircn scopul măsurării mărimilor de mai sus s-au montat
1) 6 sonde de presiune statică 5 icircn lungul canalului de admisie la baza crestăturii şi una
icircnainte de intrare icircn canalul de admisie
2) Debitul total de aer de răcire cu ajutorul unei diafragme standardizate măsuracircndu-se
căderea de presiune icircn diafragmă şi presiunea statică icircn aval de aceasta
3) Vitezele la ieşirea din orificiile fiecărei fante s-au măsurat cu ajutorul unei sonde Pitot
amplasate pe un suport mobil din teflon de-a lungul celor 16 fante studiate Pentru
determinarea vitezelor s-a măsurat şi temperatura la ieşirea din fiecare orificiu
4) Temperatura aerului icircn lungul canalului de admisie s-a măsurat cu ajutorul a patru
termocupluri montate icircn lungul canalului
22
5) Determinarea distribuţiei temperaturii pe icircnălţimea icircnfăşurării s-a făcut prin plantarea
icircn două secţiuni a termocuplurilor
6) Temperatura icircn masa icircnfăşurării de cupru icircn lungul icircntregului traseu de măsură cu
ajutorul a 9 termocupluri introduse prin partea laterală a crestăturii şi 2
termocuplurilor montate icircn icircnfăşurarea de cupru icircn apropierea bornelor de legătură
7) Temperaturile la suprafaţa exterioară a icircnfăşurării de cupru s-au măsurat icircn două
puncte icircn acelaşi loc unde s-au plantat termocupluri pentru măsurarea temperaturii icircn
axul icircnfăşurării pentru a putea urmări distribuţia transversală a temperaturii icircn
icircnfăşurare
Pentru determinarea gradientului radial a temperaturii icircn icircnfăşurare s-au determinat icircn
două puncte temperaturile la partea superioară şi respectiv inferioară a icircnfăşurării
33 REZULTATE EXPERIMENTALE
Experimentările s-au efectuat pentru regimuri de bază icircn care s-a variat puterea
electrică disipată icircn icircnfăşurările de cupru
PA = 2207 W PB = 2907 W PC = 4301 W PD = 5744 W la care corespund densităţile
de curent
JA = 305 Amm2 JB = 345 Amm2 JC = 404 Amm2 JD = 463 Amm2
Pentru fiecare regim de putere s-au variat debitele de agent de răcire pentru a se pune
icircn evidenţă influenţa parametrilor aerodinamici de curgere asupra temperaturii icircn icircnfăşurare
Icircn tabelul următor sunt prezentate valorile debitelor de răcire puterile electrice
disipate şi densităţile de curent pentru regimurile experimentate grupate după valorile
densităţii de curent
Regim P
[W]
J
[Amm2]
Dt
[m3h]
11 2006 297 121
A 12 2376 314 865
13 2240 306 67
8 2875 345 121
B 9 2808 341 112
10 3040 349 805
1 4149 402 118
3 4176 405 129
23
C 4 4167 403 121
5 4454 405 101
6 4563 403 80
D 2 5767 467 135
7 5722 459 123
Se observă că nu s-a putut menţine puterea constantă la diferite debite de aer de
răcire icircn cazul regimurilor de putere ABCD deoarece icircn timpul funcţionării au existat
variaţii ale rezistenţei icircnfăşurării ca urmare a modificării temperaturii cuprului precum şi mici
variaţii de tensiune
Pentru fiecare debit de agent de răcire s-au măsurat vitezele icircn cele 3 x N orificii cu
diametrul de 7 mm N fiind numărul de fante de răcire Determinările s-au efectuat din
motive de simetrie geometrică şi fizică a procesului numai pe jumătate bară rezultacircnd 3 x 16
= 48 orificii pentru care s-au efectuat măsurătorile la fiecare regim Icircn acelaşi mod s-a
procedat cu temperaturile agentului de răcire la ieşirea din orificii
Notacircnd cu presiunea dinamică măsurată cu tubul Pitot s-a determinat
temperatura medie icircn fanta j cu relaţia
ep∆
sum
sum
=
=
∆
sdot∆
= 3
1
3
1
iei
iiei
ej
p
TpT (61)
unde şi Teip∆ i reprezintă presiunile dinamice şi temperaturile la ieşire din cele 3 orificii
corespunzătoare fantei j
Debitul de aer pe fanta j s-a determinat cu relaţia
(62) sum=
sdot=3
10 3600
iifj swD ε
unde wi [ms] este viteza icircn orificiu şi rezultă din relaţia
aer
eii
pw
ρ9802 sdotsdot∆
= (63)
reprezentacircnd presiunea dinamică a fiecăreia din cele 3 găuri corespunzătoare unei fante j Ea
se determină cu ajutorul tubului Pitot mobil s0 reprezintă secţiunea transversală aceeaşi
pentru toate orificiile
Densitatea aerului s-a aproximat cu ecuaţia
[kgmfjaer T410412650 minussdotminus=ρ 3] (64)
24
valabilă icircn limitele CTC 00 10020 ltlt
Ecuaţia (62) poate fi astfel pusă sub forma simplificată
sum=
minus∆
sdotminus=
3
1410412650
1
iei
fjfj p
TAD (65)
A fiind o constantă de calcul egală cu 1935 sdot10-2
Viteza aerului icircn fanta j se calculează cu relaţia
3600sdot
=f
fjfj S
Dw (66)
unde Sf este secţiunea transversală a fantelor Sf =148110-4 m2
Pentru determinarea coeficientului local de rezistenţă al fantelor s-a folosit relaţia
aerfj
j wp
ρζ 21 sdot
∆= (67)
unde ∆p1 (mm CA) reprezintă căderea de presiune icircn sistemul alimentare fantă-fantă-sistem
de ieşire fantă
Debitul de căldură preluat de aer icircn fiecare fantă se calculează cu relaţia
[kcalh] (68)
unde T
)( ijejpafjaerfj TTcDQ minus= ρ
i reprezintă temperatura aerului la intrarea icircn fanta j rezultată din măsurătorile de
temperaturi icircn lungul canalului de admisie iar cpa = 2378
Pentru determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantă se foloseşte relaţia
)( aerpCuCu
jj TTA
Qminus
=α (69)
unde
- ACu reprezintă suprafaţa laterală a fantei ocupată de icircnfăşurarea de cupru (mai
puţin suprafaţa ocupată de izolaţie) ACu = 12410 mm2
- pCuT este temperatura peretelui icircnfăşurării de cupru icircn fantă
CTpCuo40+=θ
- aerT este temperatura medie a aerului icircn fanta j 2
efifaer
TTT
+=
Temperatura pCuT s-a aproximat prin temperatura icircn axa icircnfăşurării de Cu avacircnd icircn
vedere că la icircncărcările volumetrice de putere M [Wm3] utilizate icircn timpul experimentărilor
rezultă o cădere foarte mică de temperatură icircntre peretele fantei şi temperatura icircn ax icircntre 2
25
fante Icircntr-adevăr dacă se consideră icircncărcarea volumetrică maximă de putere icircntacirclnită icircn
cursul experimentărilor M = 072x106 Wm3 şi se utilizează pentru căderea de temperatură
ax-perete fantă relaţia
Cu
Mrtλ2
2=∆ (70)
unde r = 125 mm λ Cu = 300 kcalmsdothsdotgrd rezultă
(71) grd1870asymp∆T
ceea ce justifică alegerea temperaturii icircn axul icircnfăşurării pentru determinarea coeficientului de
transfer de căldură
Supratemperaturile θ măsurate icircn miezul barei icircn cele 13 regimuri studiate
Regim 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
1 96 995 86 80 70 64 57 44 47 365
2 116 133 107 85 77 67 61 45 47 34
3 81 855 695 65 56 50 43 295 33 23
4 895 94 80 725 625 555 46 365 395 29
5 995 109 98 825 715 65 565 465 62 395
6 1085 132 106 89 81 76 685 61 675 545
7 120 143 112 915 805 715 64 49 515 395
8 665 64 525 525 445 435 295 235 255 185
9 645 445 355 515 435 425 285 21 11 16
10 70 705 59 58 53 49 37 31 295 255
11 46 315 25 375 335 32 135 65 2 35
12 55 51 42 47 42 395 255 195 24 125
13 585 66 495 535 515 455 345 31 355 27
Măsurarea diverselor mărimi icircn cele 13 regimuri caracterizate mai sus
Regimul 1
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
71 4072 925 1735 428 148 6584 7447
72 3621 821 1539 542 145 5038 6162
725 340 847 1588 509 14 4709 6657
735 3467 902 1691 456 132 5384 8496
26
75 3135 954 1789 411 12 5172 8806
77 3209 953 1787 424 104 58 10931
82 2728 943 1768 453 92 4833 9325
88 2767 1078 2022 371 84 5892 12184
96 2842 1081 2027 405 88 6004 13295
104 2825 1016 1905 497 103 5493 13124
113 2896 1147 2151 425 124 534 14191
120 2945 1140 2138 457 147 4705 1408
125 280 1235 2316 404 173 369 11729
127 325 1168 219 466 20 4027 15638
129 3148 121 2269 44 23 282 11493
130 325 1064 1995 581 26 1888 8113
Regimul 2
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
945 4293 1075 2016 425 132 876 7063
95 3635 933 175 554 122 629 6201
955 3381 1012 1898 469 115 6305 7326
97 3109 1083 2031 412 112 6361 822
100 2747 1084 2033 419 84 5865 7676
105 2307 1111 2083 412 7 5115 7235
1125 2246 1101 2065 449 54 5401 7903
122 2161 1267 2376 366 46 6214 9648
1325 1967 1318 2472 365 48 5667 8821
144 1973 1058 1984 587 54 4382 7001
157 2098 1422 2667 373 62 605 1007
169 216 1418 2659 405 8 5771 9263
180 2171 1393 2612 447 108 4336 7637
185 2166 1425 2672 439 14 3098 5651
187 210 1424 267 444 184 1044 1942
1885 2229 1287 2413 55 22
27
Regimul 3
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
89 3337 988 1853 458 128 5667 6927
90 2910 904 1695 545 122 4344 5897
905 2664 969 1817 473 114 4175 6345
925 2382 1085 2035 382 106 408 6738
95 2211 1072 201 399 92 3957 719
99 2166 1086 2037 405 78 4317 8338
107 2087 1030 1932 485 68 4168 8795
117 196 1230 2307 37 605 481 10714
1275 1892 1278 2397 373 6 4771 1113
139 1941 1152 216 501 64 4324 10856
151 2019 1373 2572 385 7 5213 14285
164 1969 1383 2593 411 9 4245 15796
175 1967 1443 2706 403 12 3162 10543
180 210 1371 2571 461 16 1914 7909
182 210 1411 2646 44 204
183 2238 1293 2425 529 25
Regimul 4
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
81 3678 948 1778 458 132 6193 6978
81 3091 849 1592 56 118 4551 5717
815 2883 913 1712 483 102 48 667
82 2885 103 1931 382 84 5963 9262
83 2568 939 1761 46 68 5059 8535
85 251 98 1838 432 54 5527 11758
90 2287 948 1778 485 44 504 9047
98 2531 1107 2076 39 4 678 11071
107 2168 1174 2201 375 39 6025 12541
28
116 2224 1125 211 443 4 5916 13103
127 216 1275 2291 41 48 6174 14718
13 230 1263 2368 419 68 5865 14955
146 2531 1361 2552 385 96 6076 17774
147 230 1265 2372 445 132 3515 11151
149 2537 1322 2479 416 178 2805 1031
150 2486 121 2269 50 22 964 3601
Regimul 5
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
51 4627 805 1509 414 16 6608 6464
52 4462 71 1331 54 158 5567 6381
525 4111 716 1343 534 155 5022 6506
55 3636 82 1537 416 149 4864 6772
575 3393 807 1513 444 138 4518 6618
60 3141 829 1554 436 12 4508 7081
645 300 76 1425 554 10 4283 6972
68 3071 956 1793 37 7 6412 10844
74 300 1023 1918 351 88 6123 10939
79 2939 922 1729 46 94 5204 9728
84 3149 1021 1915 406 108 5929 12139
89 3087 1058 1984 396 13 5293 11507
94 3231 1116 2093 377 164 4929 16449
97 325 1075 2016 42 21 3404 13888
102 3621 1154 2164 388 274 2749 15074
1025 3382 969 1817 549 336
Regimul 6
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 5297 673 1262 465 132 7209 612
29
39 5007 636 1193 514 124 6405 648
395 488 637 1194 517 118 641 741
40 4378 709 1329 415 114 5303 7885
41 4032 702 1316 429 115 5587 7369
43 3714 713 1337 431 125 487 6862
45 362 647 1213 546 136 4052 6149
48 3764 809 1517 374 15 505 8359
52 3672 831 1558 383 16 4747 8381
57 3792 79 1481 466 17 4539 8597
61 3825 881 1652 402 177 4964 9993
64 3833 853 160 449 185 4631 9671
66 3927 939 1761 384 192 5145 11592
68 4096 909 1705 428 198 523 12535
69 4117 926 1737 415 203 5323 13294
69 425 828 1553 522 208 4864 12115
Regimul 7
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
85 5058 983 1843 47 144 9599 7545
86 4241 922 1729 525 138 722 6934
87 4113 929 1742 52 13 7188 8176
89 3939 998 1871 459 119 7583 9799
92 3658 1036 1943 435 98 7734 11581
96 3231 1084 2033 409 78 7485 10591
103 3037 1036 1943 477 63 7066 10415
110 3088 1215 2278 371 55 8994 13723
120 2898 1241 2327 385 56 825 12856
130 3074 1144 2145 494 62 7951 12935
142 2933 1344 252 389 73 839 13886
153 3082 1331 2496 43 108 7488 13063
165 3016 1393 2612 422 126 6861 12118
30
172 2778 1331 2496 478 164 4238 7604
175 3476 1362 2554 476 205 5332 10913
178 3347 1273 2387 552 252 2873 6146
Regimul 8
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
76 247 92 1725 438 105 3711 3912
77 2525 843 1581 529 96 3749 4058
78 2351 84 1575 537 86 3576 4159
80 2178 1008 189 38 76 4099 4937
83 210 921 1727 471 65 3842 4468
86 1963 1038 1946 382 56 4206 5561
93 2027 886 1661 569 5 3907 6439
100 1765 1126 2111 375 45 4298 7683
110 1909 1178 2209 379 44 5012 8738
120 1823 1105 2072 469 46 4367 8692
130 168 1216 228 417 54 4023
141 1771 1256 2355 425 68 3962
150 190 1318 2472 412 88 3866
154 170 1274 2389 45 112 2123
156 210 1318 2472 432 138 2697
157 2046 1161 2177 56 166 1269
Regimul 9
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
58 345 844 1583 394 11 5537 9344
59 33 783 1468 464 95 5163 10876
60 33 764 1432 494 79 5395 13564
625 3284 839 1573 536 66 621 18686
65 33 884 1658 398 56 6841 24284
31
69 33 944 177 37 46 7585 31026
74 33 82 1538 525 4 6734 31919
82 3238 1013 190 38 36 8214 4561
89 31 1113 2087 343 36 8804 4996
99 3296 1038 1946 438 38 8576 5165
108 31 1129 2117 403 44 8528 94138
116 31 1186 2224 394 6 8397
123 33 1282 2404 359 8 9016
126 345 1172 2198 444 106 7825
127 33 1262 2367 386 136 6822
127 33 1070 2006 541 164 4925
Regimul 10
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
36 4183 65 1219 419 125 5242 8148
36 4205 606 1136 481 115 5097 9723
37 4161 623 1168 467 104 5368 16633
375 4036 684 1283 39 88 5989 1444
39 3908 67 1256 422 74 5916 16018
41 3901 753 1412 346 6 6945 21122
43 355 599 1123 575 5 5143 16094
45 36 775 1453 36 45 7091 23087
48 3457 834 1564 33 5 6954 24138
52 36 781 1464 411 64 6664 23046
56 3669 81 1519 412 8 6497 24747
60 36 80 15 455 104 5887 22807
62 36 944 177 339 128 6499 26054
65 3837 92 1725 377 148 5974 2545
665 3851 892 1673 411 162 5468 22469
67 3781 757 1419 575 17 6408 2337
32
Regimul 11
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
74 31 872 1632 47 114 4796 10224
745 3081 809 1517 547 109 4525 11707
75 3184 819 1536 538 105 4905 15604
78 31 989 1855 383 98 590 22531
80 3036 929 1742 444 92 5543 25206
83 3043 1034 1939 372 84 6431 33252
88 2997 923 1731 493 75 5869 38561
94 30 1167 2188 329 63 7803 60752
101 31 1189 223 34 58 8488 33705
110 31 1079 2023 45 54 7831 29007
120 31 1281 2402 348 52 9372
130 31 1281 2402 377 52 9372
141 31 1371 2571 358 58 9788
150 31 130 2438 424 66 8989
157 31 1346 2524 415 8 8738
164 31 1186 2224 524 86 7491
Regimul 12
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 165 748 1402 327 10 1401 1606
39 18 566 1062 571 95 1384 1679
395 18 606 1136 505 88 1606 2175
40 1734 692 1297 392 8 1866 2353
41 1704 717 1345 372 7 2083 2789
43 1712 768 144 34 6 2475 2878
45 165 611 1146 56 5 2041 3494
48 1544 766 1436 38 51 2305 4388
52 165 944 177 266 48 3210 5639
33
59 165 786 1474 444 53 2498 5627
65 165 842 1579 427 62 2515
71 165 846 1586 464 8 2079
76 165 991 1858 364 112 1510
79 165 95 1781 413 13 95
82 165 934 1752 445 16
85 165 848 159
Regimul 13
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
20 2706 449 842 477 15 152 1875
20 25 363 681 728 154 971 1061
20 2607 409 767 574 146 132 1788
20 2591 495 928 392 14 1661 2116
205 2301 488 915 410 13 1384 1765
21 2298 497 932 404 118 1563 2151
22 2263 377 707 701 106 1682 2723
235 2233 526 986 395 98 1882 3211
25 235 587 110 345 10 2257 3600
28 2288 562 1054 421 108 1933 2248
31 235 587 11 429 12 2083
33 235 579 1086 47 141 1539
34 2401 613 1149 435 17 1208
355 1448 58 1087 518 20 726
36 25 612 1149
365 25 552 1035
34
34 INTERPRETAREA REZULTATELOR
35
Fig 33 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α la diferite regimuri
de funcţionare
36
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
2
2
2
2
2
22
zT
yT
xTT
partpart
+partpart
+partpart
=nabla (20)
- divergenţa produsului (ρv)
zv
yv
xvv zyx
partpart
+part
part+
partpart
=nabla)()()()( ρρρρ (21)
Cu aceste notaţii ecuaţia distribuţiei temperaturilor devine
)(2 vTcTdt
TDc p
sp ρλρ nablaminusnabla= (22)
Ecuaţia de mai sus se simplifică icircn următoarele condiţii
- regim staţionar cacircnd 0=partpart
tT (23)
- fluid necompresibil cacircnd 0)( =nabla vρ (24)
şi ecuaţia devine Tdt
TDc s
p2nabla= λρ (25)
- mediu imobil cacircnd 0=== zyx vvv şi TtTc p
2nabla=partpart λρ (26)
care este tocmai ecuaţia diferenţială a conductivităţii termice
- mediu imobil si regim stationar (27) 02 =nabla T
Prin integrarea ecuaţiei diferenţiale Fourier-Kirchhoff se obţine funcţia de distribuţie
a temperaturilor in interiorul fluidului icircn mişcare Această funcţie permite determinarea
gradientului de temperatură şi a potenţialului individual icircn stratul limită icircn funcţie de care se
poate stabili o relaţie de calcul al coeficientului de transfer de caldură
Soluţii analitice nu sunt icircnsă posibile decacirct pentru cazuri simple
In aceste condiţii determinarea coeficienţilor de transfer de căldură se face
experimental corelarea datelor experimentale făcacircndu-se prin ecuaţii criteriale deduse prin
metodele similitudinii şi analizei dimensionale
9
223 Similitudinea proceselor termice
Procedeul similitudinii cunoscut şi aplicat cu succes icircn hidrodinamică a fost folosit
pentru prima dată icircn studiul convecţiei de către Nusselt El a aplicat o metodă riguroasă
pentru determinarea criteriilor de similitudine plecacircnd de la ecuaţiile diferenţiale ale
transferului de căldură
- ecuaţia de continuitate (legea conservării masei cu caracter pur hidrodinamic)
- ecuaţia de mişcare a fluidelor vacircscoase
- ecuaţia Navier-Stokes (ecuaţia de curgere) după cele trei axe de coordonate (cu
caracter pur hidrodinamic)
- ecuaţia de conservare a energiei termice şi hidraulice (cu caracter termic şi hidro-
dinamic)
- ecuaţia condiţiilor de contur
Icircn toate aceste ecuaţii s-au introdus următorii factori adimensionali care nu trebuie
confundaţi cu criteriile de similitudine şi care sunt rapoarte icircntre mărimile fizice care
intervin icircn ecuaţiile de mai sus scrise atacirct pentru original cacirct şi pentru model
bull fl = ll - pentru lungimi
bull fv=vv - pentru viteze
bull fp=pp - pentru presiuni
bull fρ=ρρ- pentru densităţi
bull fν = νν - pentru vacircscozităţi
bull fT= TT - pentru temperaturi
bull fa = aa - pentru difuzibilitatea termică
bull fα=αα- pentru convecţie
bull fλ=λλ - pentru conductibilitate
Scriind expresia fiecărui factor de scară se obţine
lplp
lvlv
ρρ
2
2= sau
Euvp
vp
=== 22 ρρ
(28)
un criteriu pur hidrodinamic denumit criteriul Euler
2
2
2
2
lvvl
lvlv
υυ
= sau
10
Re
===υυ
lvvl (29)
criteriul hidrodinamic denumit criteriul Reynolds
2
2
TT
gg
ll
vv
∆∆
sdotsdot=sdotsdotββ
υυ sau
22
vlTg
vTlg
υβ
υβ ∆
=∆ (30)
Ţinacircnd seama de (29) relaţia (30) devine
2
3GrTlg
=∆
υβ (31)
denumit criteriul Grashof
211 fff
fff TaTv = sau
Pealv
avl
=== (32)
denumit criteriul Peclet
Din cele de mai sus rezultă
1fff
ff TT
λα = sau
Null==
sdot=
sdot
λα
λα (33)
denumit criteriul Nusselt
Ecuaţia de continuitate n-a mai fost utilizată icircn stabilirea criteriilor de similitudine
deoarece raportul care intervine icircn această ecuaţie poate lua orice valoare deci nu 1 ff v
dă nici o concluzie asupra similitudinii
Icircn locul acestor criterii care utilizează mărimi independente icircntre ele se poate folosi
orice combinaţie a lor deoarece şi aceste combinaţii au un caracter adimensional (criterial)
Astfel icircn locul criteriului Peclet s-a introdus criteriul
a
Pe υ==
RePr (34)
denumit criteriul Prandtl care nu conţine decacirct mărimi caracteristice ale fluidului
Un alt criteriu rezultat din combinarea altor criterii este şi
pc
NuStsdotsdot
=sdot
=ρωα
PrRe (35)
11
denumit criteriul Stanton
Dacă se consideră ecuaţiile după axele x şi y criteriul lui Grashof nu mai apare
deoarece mişcarea fluidului nu se face şi pe verticală Icircn acest caz mişcarea fluidului şi
transmiterea de căldură prin convecţie (şi conductibilitate icircn stratul limită) vor fi
caracterizate printr-o funcţie criterială de forma
f(NuPrRe) = 0 (36)
sau
Nu=g(RePr) (37)
Criteriul lui Euler nu intră icircn funcţiiile de mai sus deoarece presiunea nu joacă un rol
direct icircn transmiterea căldurii iar influenţa ei indirectă a fost luată icircn considerare icircn
cadrul celorlalte criterii Icircn consecinţă introducerea acestui criteriu nu aduce nici o
contribuţie concludentă icircn convecţia termică
Relaţia (37) permite determinarea valorii lui α dacă se cunoaşte teoretic sau
experimental funcţia care leagă icircntre ele criteriile Nu Re şi Pr Icircn acest caz
Pr)(Reglλα = (38)
Icircn cazul mişcării pe verticală mai intervine şi criteriul Gr pe lacircngă celelalte
criterii
Dacă este cazul unei mişcări relativ lente cum se icircntacircmplă la convecţia liberă criteriul
Re icircşi pierde importanţa avacircnd valoare foarte mică aşa că se poate scrie
Nu = f(GrPr) (39)
La curgere forţată pe verticală cacircnd se suprapune convecţia liberă peste convecţia
forţată relaţia (39) devine
Nu = f(RePrGr) (40)
Icircn concluzie teoria similitudinii permite ca pe baza ecuaţiilor diferenţiale ale
convecţiei dar fără a le integra să se obţină criterii de similitudine icircntre care să se determine
pe cale experimentală ecuaţii criteriale valabile pentru toate procesele asemenea Din aceste
ecuaţii criteriale se poate determina coeficientul de convecţie α
12
224 Calculul coeficienţilor de transfer de căldură
In cazurile complexe coeficienţii de transfer de căldură se calculează din ecuaţii
criteriale care se obţin prin prelucrarea rezultatelor experimentale Ecuaţiile criteriale se obţin
pornind de la ecuaţia diferenţială cu următorul algoritm
Pasul 1 se scrie ecuaţia diferenţială Fourier-Kirchhoff
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
partpart
+part
part+
partpart
minus⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
part
part+
part
part+
part
part=⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛partpart
+partpart
+partpart
+partpart
zv
yv
xv
TczT
yT
xT
zTv
yTv
xTv
tTc zyx
pzyxp)()()(
2
2
2
2
2
2 ρρρλρ
(41)
Pasul 2 se transcrie ecuaţia difereţială icircn forma dimensională generalizată
(IV) (III) (II) (I)
02
=⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟
⎠
⎞⎜⎝
⎛+⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
lTvc
lT
lvTc
tTc ppp ρλρρ
(42)
Pasul 3 se elimină termenii care nu sunt independenţi (termenii II şi IV sunt identici
şi de aceea se reţine numai unul dintre ei)
(III) (II) (I)
02
=⎟⎠
⎞⎜⎝
⎛+⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
lT
lvTc
tTc pp λρρ
(43)
Pasul 4 primul termen se exprimă sub forma
lT
lTl
lQ
tlQ
tl
Tmct
Tc pp ααρ===== 3
2
333 (44)
şi ecuaţia dimensională generalizată devine
(III) (II) (I)
02 =⎟⎠⎞
⎜⎝⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛
lT
lvTc
lT p λρα
(45)
Se fac rapoarte adimensionale icircntre termenii ecuaţiei de mai sus obţinacircnd două criterii
de similitudine
Criteriul Nusselt se obţine raportacircnd termenul (I) la termenul (III)
λα
λα l
Tl
lT
IIIINu =sdot==
2
)()( (46)
13
Acest criteriu exprimă raportul dintre căldura totală transmisă icircn interiorul fluidului şi
căldura transmisă numai prin conductivitate
Criteriul Peclet rezultă din raportul termenilor (II) şi (III)
avlvlc
Tl
lTvc
IIIIIPe pp ==sdot==
λρ
λρ 2
)()( (47)
icircn care pc
aρλ
= este coeficientul de difuziune termică
Funcţia criterială generală este dată de relaţia
0Re0
2
0
1 =⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ll
ll
WeFrEuPeNuf (48)
Funcţia criterială se simplifică astfel
- pentru fluide omogene We=0
- icircntre Eu şi Re există o relaţie de dependenţă aşa cum rezultă din următorul raţionament
la curgerea internă
2
2vdLP ρλ=∆ de unde
dL
vPEu
22 λρ
=∆
= (49)
icircn timp ce la curgerea externă
2
2vAP cρξ=∆ deci
22
cAvPEu ξ
ρ=
∆= (50)
Deoarece (Re)f=λ şi (Re)f=ξ rezultă că Eu=f(Re) icircn consecinţă criteriul Euler
poate fi omis din ecuaţia criterială
- se preferă icircnlocuirea criteriului Pe cu criteriul Prandtl care are avantajul că este exprimat
numai icircn funcţie de constante fizice
λη
ρηρ sdot
=sdotsdot
sdotsdotsdot== pp c
lvlvTcPe
RePr (51)
- criteriul Froude este icircnlocuit cu criteriul Grashof (numit şi criteriul convecţiei libere)
14
Tlvv
lgTFrGr ∆sdotsdotsdotsdot
sdotsdot
=∆sdotsdotsdot= βη
ρβ 2
222
22Re (52)
şi ecuaţia criterială devine
0RePr0
2
0
1 =⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ll
ll
GrNuf (53)
care se explicitează icircn raport cu criteriul Nusselt şi se obţine
PrRe4
321
0
1n
nnn
ll
GrCNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdotsdot= (54)
- icircn convecţia liberă nu apare Reynolds doarece nu se poate determina viteza şi ecuaţia
criterială devine
Pr3
21
0
1n
nn
ll
GrCNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdot= (55)
- icircn convecţia forţată icircn regim turbulent nu apare Grashof iar ecuaţia criterială devine
PrRe3
21
0
1n
nn
ll
CNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdot= (56)
Ecuaţiile criteriale existente icircn literatura de specialitate sunt rezultatul prelucrării unui
număr mare de date experimentale obţinute icircn condiţii particulare şi limite bine precizate de
variaţie a parametrilor motiv pentru care şi valabilitatea acestor ecuaţii este limitată
Pentru calculul coeficientului individual de transfer de caldura α trebuie cunoscute
exact condiţiile icircn care se realizează convecţia pentru a alege din literatura de specialitate
ecuaţia criterială adecvată
Icircn literatura de specialitate sunt prezentate ecuaţii criteriale pentru fiecare tip de
convecţie
225 Analiza dimensională
Analiza dimensională este o metodă prin care se obţin informaţii despre un fenomen
pornind de la singura premiză că fenomenul poate fi descris printr-o ecuaţie dimensională
corectă şi omogenă icircntre anumite variabile Metoda are icircnsă o limitare constacircnd icircn aceea că
rezultatele obţinute sunt incomplete şi practic inutilizabile dacă nu sunt completate cu date
experimentale
Analiza dimensională iniţiată de Buckingham combină variabilele unui proces icircn
grupuri adimensionale denumite criterii convenabil alese care uşurează interpretarea
15
rezultatelor şi extind domeniul de aplicare a datelor experimentale Relaţiile de calcul
stabilite cu ajutorul analizei dimensionale şi corelate cu datele experimentale permit
determinarea coeficientului de convecţie pentru categorii largi de fenomene reale icircn baza
legilor similitudinii
Analiza dimensională contribuie icircnsă icircn mică măsură la icircnţelegerea proceselor de
convecţie deoarece nu dă nici un fel de informaţii despre natura fenomenelor considerate
Criteriile de similitudine pot fi determinate şi cu ajutorul analizei dimensionale prin
egalizarea dimensiunilor cunoscute ale unei mărimi complexe cu dimensiunile unor mărimi
simple sau complexe alese mai mult sau mai puţin arbitrar
Considerăm mărimea complexă α ale cărei dimensiuni cunoscute sunt
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡
sdotsdot grdsmJ
2α (57)
Se presupune că mărimea depinde de lungimea caracteristică a corpului de căldura
specifică a fluidului de conductibilitatea termică de viteză de vacircscozitatea cinematică şi
de densitatea fluidului Presupunerea se bazează pe analiza formulelor care exprimă de
obicei pe α Dimensiunile acestor mărimi sunt
][3
2
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡⎥⎦⎤
⎢⎣⎡
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡sdotsdot⎥
⎦
⎤⎢⎣
⎡sdot m
kgs
msmv
grdsmJ
grdkgJcml ρυλ
Icircn consecinţă se poate scrie
(58) θηεδγβ υλρα sdotsdotsdotsdotsdotsdot= cvlC
unde C este o constantă adimensională
Dacă se grupează aceşti exponenţi se obţine formula lui Nusselt
(59) εγ PrRe sdotsdot=CNu
formulă utilizată deseori pentru determinarea lui α şi care corespunde destul de bine
determinărilor experimentale icircn foarte multe cazuri practice Mărimile γ şi ε sunt nişte
numere oarecare adesea notate cu m şi n
Determinarea coeficientului de convecţie pe această cale implică icircnsă un mare număr
de măsurări experimentale şi cunoaşterea relaţiei dintre parametrii icircn cauză lucru care nu este
totdeauna realizabil
16
226 Factorii care determină şi influenţează convecţia termică
Aceşti factori sunt
a) Cauza care produce mişcarea fluidului
Dacă mişcarea fluidului este cauzată doar de diferenţa de densitate produsă de
diferenţa de temperatură icircntre particulele de fluid mai apropiate şi mai depărtate de perete
transmisia căldurii se face prin convecţie liberă
Dacă mişcarea fluidului este cauzată de un lucru mecanic din exterior (pompă
ventilator) transmisia căldurii se face prin convecţie forţată
b) Regimul de curgere al fluidului care este caracterizat prin criteriul Reynolds (Re)
Pentru curgerea fluidelor prin ţevi şi canale icircnchise există următoarele regimuri
bull convecţie icircn regim laminar (particulele de fluid nu se amestecă liniile de curent fiind
paralele) 2300Re lt
bull convecţie icircn regim tranzitoriu 410Re2300 ltlt
bull convecţie icircn regim turbulent 410Re gt
Pentru curgerea fluidului peste corpuri icircn formă de placă plană graniţa dintre laminar
şi turbulent este pentru 5105Re sdotasymp
Deoarece icircn regim laminar particulele nu se amestecă intensitatea transferului de
căldură prin convecţie este mai mare icircn regim turbulent decacirct icircn regim laminar
c) Proprietăţile fizice ale fluidului
Convecţia este influenţată icircn principal de căldura specifică cp coeficientul de
conducţie λ al fluidului (care intervine icircn stratul limită termic) difuzivitatea termică
densitatea vacircscozitatea dinamică proprietăţi care depind de temperatura fluidului şi care pot
fi găsite icircn tabele termodinamice
d) Forma şi dimensiunile suprafeţei de schimb de căldură
Geometria suprafeţei de schimb de căldură (plană cilindrică nervurată etc) şi
orientarea acesteia faţă de direcţia de curgere a fluidului afectează caracteristicile stratului
limită deci şi transferul de căldură prin convecţie
Problema transmiterii căldurii prin convecţie se reduce de fapt la determinarea
coeficientului de convecţie α
17
Dacă icircn calculele practice de transmitere a căldurii prin conducţie se poate lucra cu
valorile experimentale ale coeficientului λ luate din tabele termodinamice icircn cazul convecţiei
coeficientul α trebuie determinat pentru fiecare caz icircn parte şi depinde de cei 4 factori
prezentaţi anterior
Determinarea coeficientului de convecţie α se face pornind de la ecuaţiile diferenţiale
care intervin icircn procesul de transmitere a căldurii prin convecţie tinacircnd cont de faptul că
procesul are loc datorită mişcării fluidului ecuaţia de continuitate ecuaţiile de mişcare
(ecuaţiile Navier-Stockes) şi ecuaţia de contur (care ţine seama de faptul că fluxul unitar de
căldură transmis prin convecţie este egal cu fluxul unitar de căldură transmis prin conducţie
prin stratul limită de fluid de lacircngă perete)
Rezolvarea teoretică a acestui sistem de ecuaţii diferenţiale nu este posibilă decacirct
pentru cazuri foarte simple particulare
Din această cauză pentru determinarea coeficientului de convecţie α se face apel la
teoria similitudinii Pe baza ecuaţiilor diferenţiale sus menţionate şi a teoriei similitudinii au
fost deduse mărimile adimensionale numite invarianţi criterii de similitudine sau numere
Aceşti invarianţi se pot calcula icircn funcţie de parametrii fluidului la temperatura
respectivă (vacircscozitate densitate viteză etc)
Toţi aceşti invarianţi au aceeaşi valoare pentru sistemele şi fenomenele asemenea
Cel mai important invariant este Nu deoarece include coeficientul de convecţie α care
trebuie determinat λα lNu sdot= unde λ este coeficientul de conducţie termică a fluidului icircn
stratul limită iar l este lungimea caracteristică (diametrul icircn cazul conductelor)
Efectuacircnd experimentări pe instalaţii de laborator au fost deduse empiric relaţii de
legătură icircntre invarianţi numite ecuaţii criteriale de forma
Nu = f ( Re Pr Gr etc ) (60)
18
3 DETERMINAREA EXPERIMENTALĂ A COEFICIENTULUI DE
TRANSFER TERMIC PRIN CONVECŢIE
31 INTRODUCERE
Există patru metode de bază pentru evaluarea coeficientului de transfer termic prin
convecţie
- analiza dimensională combinată cu determinări experimentale
- determinarea analitică a soluţiilor ecuaţiilor stratului limită
- analiza aproximativă a startului limită prin metode integrale
- analogia dintre transferul de căldură masă şi impuls
Deşi fiecare dintre metode contribuie la cunoaşterea procesului transferului de căldură
nici una dintre ele nu poate rezolva singură toate problemele schimbului de căldură prin
convecţie datorită limitărilor pe care le au
Analitic prin integrarea ecuaţiei diferenţiale Fourier-Kirchhoff se obţine funcţia de
distribuţie a temperaturilor icircn interiorul fluidului icircn mişcare Această funcţie permite
determinarea gradientului de temperatură şi a potenţialului individual icircn stratul limită icircn
funcţie de care se poate stabili o relaţie de calcul al coeficientului de transfer de căldură prin
convecţie
Soluţiile analitice nu sunt icircnsă posibile de găsit decacirct pentru cazuri simple
Icircn consecinţă determinarea coeficienţilor de transfer de căldură se face experimental
pe un model fizic corelarea datelor experimentale făcacircndu-se prin ecuaţii criteriale deduse
prin metodele similitudinii şi analizei dimensionale
32 INSTALAŢIA EXPERIMENTALĂ
Măsurătorile s-au efectuat pe un model experimental de crestătură cu răcire directă
introdus icircntr-o cutie din tablă de Ol37-2K de 25 mm grosime cu volumul de 03396 m3 care
este izolat termic printr-un strat de lemn căptuşit cu plăci de azbest pe trei sferturi din
suprafaţa sa şi cu alumină pe restul de un sfert de suprafaţă
Icircn zona icircn care izolaţia termică este de alumină modelul are prevăzute termocuplurile
şi sondele de presiune
Aşezarea sondelor s-a făcut numai pe o faţă din jumătatea modelului ca urmare a
faptului că modelul experimental prezintă simetrie geometrică faţă de planele mediane
(transversal şi longitudinal)
19
Alimentarea cu aer s-a făcut de la reţeaua de aer comprimat printr-un colector de la
extremităţile căruia s-a făcut racordul prin furtunuri de cauciuc la două camere de admisie
montate sub capetele de bobină Aceste camere permit accesul aerului icircn canalul de admisie
plasat sub icircnfăşurarea de cupru
Fig 31 Modelul experimental de crestătură cu răcire directă
Fig 32 Schema experimentală
20
Din canalul de admisie aerul este evacuat icircn atmosferă prin 31 de canale radiale
identice tip fantă aşezate la 75 mm unul de altul de secţiune transversală 50 x 3 mm2 fante
practicate direct icircn icircnfăşurarea de cupru (Fig 31) Cele două capete de bobină de lungime
110 mm fiecare nu sunt izolate termic rămacircnacircnd direct icircn atmosferă iar pe o distanţă de 172
mm icircncepacircnd de la capete nu au prevăzute nici o fantă radială
Bobina modelului a fost alimentată cu energie electrică icircn curent continuu prin cele
două capete ale sale de la trei grupuri convertoare de sudură identice legate icircn paralel ca icircn
figura 32
Variaţia intensităţii curentului din bobină s-a făcut după necesităţi folosind butoanele
excitaţiilor serie şi separată aşezate pe panoul grupurilor icircntre 680 A şi 1068 A
Deoarece bobina are de-a lungul său două secţiuni transversale diferite una mai mare
icircn zona masivă a sa şi alta mai mică icircn zona fantelor radiale au rezultat pentru orice
intensitate de curent cacircte două valori pentru densităţile de curent
Existenţa a două densităţi de curent icircn bobină se traduce pentru funcţia M = M(xyzt)
Wm3 prin două valori constante M1 şi M2 la fiecare valoare a intensităţii curentului valoarea
M1 pentru zona plină a bobinei şi valoarea M2 pentru zona cu fante a bobinei
Fiecare valoare M1 rezultă din raportul puterii P1 consumată icircn zona plină care este
egală cu 0395 Pbobină şi volumul său V1 = 383 x10-3 m3 iar valoarea M2 - din raportul puterii
P2 consumată icircn zona cu fante egală cu 0605 Pbobină şi volumul său V2 = 476 x10-3 m3
Puterea electrică icircn curent continuu consumată icircn bobină s-a măsurat prin metoda
voltmetrului şi ampermetrului
Deoarece montajul aval al voltmetrului dă o eroare de măsurare redusă icircn cazul
tensiunilor mici ca icircn acest caz cacircnd tensiunea este 545 V şi curenţilor mari (680 A - 1068
A) acest montaj a fost preferat
Ca aparate de măsură s-au folosit un voltmetru magnetoelectric de clasă 03 iar cu rol
de ampermetru s-a folosit un multimetru de clasă 03 combinat cu un şunt de 1200 A 60 mV
şi 5 Ω
Pentru determinarea regimului termodinamic icircn instalaţia de răcire a bobinei de cupru
din crestătură prin măsurătorile efectuate sndasha urmărit punerea icircn evidenţă a următoarelor
mărimi
a) căderea totală de presiune icircn instalaţia de răcire funcţie de debitul de aer vehiculat
21
b) variaţia longitudinală a căderii de presiune icircn sistemul fantă admisie fantă ieşire
orificii fantă ndash funcţie de poziţia fantelor şi regimul de lucru
c) temperaturile icircn miezul de cupru al icircnfăşurării şi distribuţia lor longitudinală icircn funcţie
de regimul de icircncărcare şi debitul de fluid vehiculat
d) debitul de căldură cedat icircn fantele de răcire şi preluat de agentul vehiculat ndash icircn funcţie
de poziţia fantelor şi puterea disipată icircn instalaţie
e) repartiţia debitului agentului de răcire funcţie de poziţia fantelor
f) determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantele de răcire
g) determinarea coeficientului de pierderi de presiune considerat ca un coeficient de
rezistenţă local icircn funcţie de poziţia fantelor
Temperaturile s-au măsurat cu termocuplu cupru-constantan cu diametrul 02 mm şi
05 mm izolate icircn teflon respectiv sticlă tip Degussa
Presiunile s-au măsurat cu sonde de presiune cu diametrul 2mm racordate la tuburi U
icircn mm coloană de apă (mm CA) sau mm coloană de mercur (mm CHg)
Mărimile temperaturilor s-au măsurat cu aparate icircnregistratoare icircn icircnfăşurarea de
cupru iar cele ale fluidului s-au măsurat la intrarea icircn regim permanent cu ajutorul unui
voltmetru electronic digital şi a unui milivoltmetru cu spot luminos
Fiecare termocuplu a fost etalonat anterior icircmpreună cu aparatul de măsură cu care a
fost utilizată punctul rece fiind introdus pentru termostatare la 0oC icircntr-un vas Dewar cu
gheaţă atacirct icircn timpul etalonării cacirct şi icircn timpul măsurătorilor
Icircn scopul măsurării mărimilor de mai sus s-au montat
1) 6 sonde de presiune statică 5 icircn lungul canalului de admisie la baza crestăturii şi una
icircnainte de intrare icircn canalul de admisie
2) Debitul total de aer de răcire cu ajutorul unei diafragme standardizate măsuracircndu-se
căderea de presiune icircn diafragmă şi presiunea statică icircn aval de aceasta
3) Vitezele la ieşirea din orificiile fiecărei fante s-au măsurat cu ajutorul unei sonde Pitot
amplasate pe un suport mobil din teflon de-a lungul celor 16 fante studiate Pentru
determinarea vitezelor s-a măsurat şi temperatura la ieşirea din fiecare orificiu
4) Temperatura aerului icircn lungul canalului de admisie s-a măsurat cu ajutorul a patru
termocupluri montate icircn lungul canalului
22
5) Determinarea distribuţiei temperaturii pe icircnălţimea icircnfăşurării s-a făcut prin plantarea
icircn două secţiuni a termocuplurilor
6) Temperatura icircn masa icircnfăşurării de cupru icircn lungul icircntregului traseu de măsură cu
ajutorul a 9 termocupluri introduse prin partea laterală a crestăturii şi 2
termocuplurilor montate icircn icircnfăşurarea de cupru icircn apropierea bornelor de legătură
7) Temperaturile la suprafaţa exterioară a icircnfăşurării de cupru s-au măsurat icircn două
puncte icircn acelaşi loc unde s-au plantat termocupluri pentru măsurarea temperaturii icircn
axul icircnfăşurării pentru a putea urmări distribuţia transversală a temperaturii icircn
icircnfăşurare
Pentru determinarea gradientului radial a temperaturii icircn icircnfăşurare s-au determinat icircn
două puncte temperaturile la partea superioară şi respectiv inferioară a icircnfăşurării
33 REZULTATE EXPERIMENTALE
Experimentările s-au efectuat pentru regimuri de bază icircn care s-a variat puterea
electrică disipată icircn icircnfăşurările de cupru
PA = 2207 W PB = 2907 W PC = 4301 W PD = 5744 W la care corespund densităţile
de curent
JA = 305 Amm2 JB = 345 Amm2 JC = 404 Amm2 JD = 463 Amm2
Pentru fiecare regim de putere s-au variat debitele de agent de răcire pentru a se pune
icircn evidenţă influenţa parametrilor aerodinamici de curgere asupra temperaturii icircn icircnfăşurare
Icircn tabelul următor sunt prezentate valorile debitelor de răcire puterile electrice
disipate şi densităţile de curent pentru regimurile experimentate grupate după valorile
densităţii de curent
Regim P
[W]
J
[Amm2]
Dt
[m3h]
11 2006 297 121
A 12 2376 314 865
13 2240 306 67
8 2875 345 121
B 9 2808 341 112
10 3040 349 805
1 4149 402 118
3 4176 405 129
23
C 4 4167 403 121
5 4454 405 101
6 4563 403 80
D 2 5767 467 135
7 5722 459 123
Se observă că nu s-a putut menţine puterea constantă la diferite debite de aer de
răcire icircn cazul regimurilor de putere ABCD deoarece icircn timpul funcţionării au existat
variaţii ale rezistenţei icircnfăşurării ca urmare a modificării temperaturii cuprului precum şi mici
variaţii de tensiune
Pentru fiecare debit de agent de răcire s-au măsurat vitezele icircn cele 3 x N orificii cu
diametrul de 7 mm N fiind numărul de fante de răcire Determinările s-au efectuat din
motive de simetrie geometrică şi fizică a procesului numai pe jumătate bară rezultacircnd 3 x 16
= 48 orificii pentru care s-au efectuat măsurătorile la fiecare regim Icircn acelaşi mod s-a
procedat cu temperaturile agentului de răcire la ieşirea din orificii
Notacircnd cu presiunea dinamică măsurată cu tubul Pitot s-a determinat
temperatura medie icircn fanta j cu relaţia
ep∆
sum
sum
=
=
∆
sdot∆
= 3
1
3
1
iei
iiei
ej
p
TpT (61)
unde şi Teip∆ i reprezintă presiunile dinamice şi temperaturile la ieşire din cele 3 orificii
corespunzătoare fantei j
Debitul de aer pe fanta j s-a determinat cu relaţia
(62) sum=
sdot=3
10 3600
iifj swD ε
unde wi [ms] este viteza icircn orificiu şi rezultă din relaţia
aer
eii
pw
ρ9802 sdotsdot∆
= (63)
reprezentacircnd presiunea dinamică a fiecăreia din cele 3 găuri corespunzătoare unei fante j Ea
se determină cu ajutorul tubului Pitot mobil s0 reprezintă secţiunea transversală aceeaşi
pentru toate orificiile
Densitatea aerului s-a aproximat cu ecuaţia
[kgmfjaer T410412650 minussdotminus=ρ 3] (64)
24
valabilă icircn limitele CTC 00 10020 ltlt
Ecuaţia (62) poate fi astfel pusă sub forma simplificată
sum=
minus∆
sdotminus=
3
1410412650
1
iei
fjfj p
TAD (65)
A fiind o constantă de calcul egală cu 1935 sdot10-2
Viteza aerului icircn fanta j se calculează cu relaţia
3600sdot
=f
fjfj S
Dw (66)
unde Sf este secţiunea transversală a fantelor Sf =148110-4 m2
Pentru determinarea coeficientului local de rezistenţă al fantelor s-a folosit relaţia
aerfj
j wp
ρζ 21 sdot
∆= (67)
unde ∆p1 (mm CA) reprezintă căderea de presiune icircn sistemul alimentare fantă-fantă-sistem
de ieşire fantă
Debitul de căldură preluat de aer icircn fiecare fantă se calculează cu relaţia
[kcalh] (68)
unde T
)( ijejpafjaerfj TTcDQ minus= ρ
i reprezintă temperatura aerului la intrarea icircn fanta j rezultată din măsurătorile de
temperaturi icircn lungul canalului de admisie iar cpa = 2378
Pentru determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantă se foloseşte relaţia
)( aerpCuCu
jj TTA
Qminus
=α (69)
unde
- ACu reprezintă suprafaţa laterală a fantei ocupată de icircnfăşurarea de cupru (mai
puţin suprafaţa ocupată de izolaţie) ACu = 12410 mm2
- pCuT este temperatura peretelui icircnfăşurării de cupru icircn fantă
CTpCuo40+=θ
- aerT este temperatura medie a aerului icircn fanta j 2
efifaer
TTT
+=
Temperatura pCuT s-a aproximat prin temperatura icircn axa icircnfăşurării de Cu avacircnd icircn
vedere că la icircncărcările volumetrice de putere M [Wm3] utilizate icircn timpul experimentărilor
rezultă o cădere foarte mică de temperatură icircntre peretele fantei şi temperatura icircn ax icircntre 2
25
fante Icircntr-adevăr dacă se consideră icircncărcarea volumetrică maximă de putere icircntacirclnită icircn
cursul experimentărilor M = 072x106 Wm3 şi se utilizează pentru căderea de temperatură
ax-perete fantă relaţia
Cu
Mrtλ2
2=∆ (70)
unde r = 125 mm λ Cu = 300 kcalmsdothsdotgrd rezultă
(71) grd1870asymp∆T
ceea ce justifică alegerea temperaturii icircn axul icircnfăşurării pentru determinarea coeficientului de
transfer de căldură
Supratemperaturile θ măsurate icircn miezul barei icircn cele 13 regimuri studiate
Regim 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
1 96 995 86 80 70 64 57 44 47 365
2 116 133 107 85 77 67 61 45 47 34
3 81 855 695 65 56 50 43 295 33 23
4 895 94 80 725 625 555 46 365 395 29
5 995 109 98 825 715 65 565 465 62 395
6 1085 132 106 89 81 76 685 61 675 545
7 120 143 112 915 805 715 64 49 515 395
8 665 64 525 525 445 435 295 235 255 185
9 645 445 355 515 435 425 285 21 11 16
10 70 705 59 58 53 49 37 31 295 255
11 46 315 25 375 335 32 135 65 2 35
12 55 51 42 47 42 395 255 195 24 125
13 585 66 495 535 515 455 345 31 355 27
Măsurarea diverselor mărimi icircn cele 13 regimuri caracterizate mai sus
Regimul 1
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
71 4072 925 1735 428 148 6584 7447
72 3621 821 1539 542 145 5038 6162
725 340 847 1588 509 14 4709 6657
735 3467 902 1691 456 132 5384 8496
26
75 3135 954 1789 411 12 5172 8806
77 3209 953 1787 424 104 58 10931
82 2728 943 1768 453 92 4833 9325
88 2767 1078 2022 371 84 5892 12184
96 2842 1081 2027 405 88 6004 13295
104 2825 1016 1905 497 103 5493 13124
113 2896 1147 2151 425 124 534 14191
120 2945 1140 2138 457 147 4705 1408
125 280 1235 2316 404 173 369 11729
127 325 1168 219 466 20 4027 15638
129 3148 121 2269 44 23 282 11493
130 325 1064 1995 581 26 1888 8113
Regimul 2
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
945 4293 1075 2016 425 132 876 7063
95 3635 933 175 554 122 629 6201
955 3381 1012 1898 469 115 6305 7326
97 3109 1083 2031 412 112 6361 822
100 2747 1084 2033 419 84 5865 7676
105 2307 1111 2083 412 7 5115 7235
1125 2246 1101 2065 449 54 5401 7903
122 2161 1267 2376 366 46 6214 9648
1325 1967 1318 2472 365 48 5667 8821
144 1973 1058 1984 587 54 4382 7001
157 2098 1422 2667 373 62 605 1007
169 216 1418 2659 405 8 5771 9263
180 2171 1393 2612 447 108 4336 7637
185 2166 1425 2672 439 14 3098 5651
187 210 1424 267 444 184 1044 1942
1885 2229 1287 2413 55 22
27
Regimul 3
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
89 3337 988 1853 458 128 5667 6927
90 2910 904 1695 545 122 4344 5897
905 2664 969 1817 473 114 4175 6345
925 2382 1085 2035 382 106 408 6738
95 2211 1072 201 399 92 3957 719
99 2166 1086 2037 405 78 4317 8338
107 2087 1030 1932 485 68 4168 8795
117 196 1230 2307 37 605 481 10714
1275 1892 1278 2397 373 6 4771 1113
139 1941 1152 216 501 64 4324 10856
151 2019 1373 2572 385 7 5213 14285
164 1969 1383 2593 411 9 4245 15796
175 1967 1443 2706 403 12 3162 10543
180 210 1371 2571 461 16 1914 7909
182 210 1411 2646 44 204
183 2238 1293 2425 529 25
Regimul 4
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
81 3678 948 1778 458 132 6193 6978
81 3091 849 1592 56 118 4551 5717
815 2883 913 1712 483 102 48 667
82 2885 103 1931 382 84 5963 9262
83 2568 939 1761 46 68 5059 8535
85 251 98 1838 432 54 5527 11758
90 2287 948 1778 485 44 504 9047
98 2531 1107 2076 39 4 678 11071
107 2168 1174 2201 375 39 6025 12541
28
116 2224 1125 211 443 4 5916 13103
127 216 1275 2291 41 48 6174 14718
13 230 1263 2368 419 68 5865 14955
146 2531 1361 2552 385 96 6076 17774
147 230 1265 2372 445 132 3515 11151
149 2537 1322 2479 416 178 2805 1031
150 2486 121 2269 50 22 964 3601
Regimul 5
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
51 4627 805 1509 414 16 6608 6464
52 4462 71 1331 54 158 5567 6381
525 4111 716 1343 534 155 5022 6506
55 3636 82 1537 416 149 4864 6772
575 3393 807 1513 444 138 4518 6618
60 3141 829 1554 436 12 4508 7081
645 300 76 1425 554 10 4283 6972
68 3071 956 1793 37 7 6412 10844
74 300 1023 1918 351 88 6123 10939
79 2939 922 1729 46 94 5204 9728
84 3149 1021 1915 406 108 5929 12139
89 3087 1058 1984 396 13 5293 11507
94 3231 1116 2093 377 164 4929 16449
97 325 1075 2016 42 21 3404 13888
102 3621 1154 2164 388 274 2749 15074
1025 3382 969 1817 549 336
Regimul 6
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 5297 673 1262 465 132 7209 612
29
39 5007 636 1193 514 124 6405 648
395 488 637 1194 517 118 641 741
40 4378 709 1329 415 114 5303 7885
41 4032 702 1316 429 115 5587 7369
43 3714 713 1337 431 125 487 6862
45 362 647 1213 546 136 4052 6149
48 3764 809 1517 374 15 505 8359
52 3672 831 1558 383 16 4747 8381
57 3792 79 1481 466 17 4539 8597
61 3825 881 1652 402 177 4964 9993
64 3833 853 160 449 185 4631 9671
66 3927 939 1761 384 192 5145 11592
68 4096 909 1705 428 198 523 12535
69 4117 926 1737 415 203 5323 13294
69 425 828 1553 522 208 4864 12115
Regimul 7
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
85 5058 983 1843 47 144 9599 7545
86 4241 922 1729 525 138 722 6934
87 4113 929 1742 52 13 7188 8176
89 3939 998 1871 459 119 7583 9799
92 3658 1036 1943 435 98 7734 11581
96 3231 1084 2033 409 78 7485 10591
103 3037 1036 1943 477 63 7066 10415
110 3088 1215 2278 371 55 8994 13723
120 2898 1241 2327 385 56 825 12856
130 3074 1144 2145 494 62 7951 12935
142 2933 1344 252 389 73 839 13886
153 3082 1331 2496 43 108 7488 13063
165 3016 1393 2612 422 126 6861 12118
30
172 2778 1331 2496 478 164 4238 7604
175 3476 1362 2554 476 205 5332 10913
178 3347 1273 2387 552 252 2873 6146
Regimul 8
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
76 247 92 1725 438 105 3711 3912
77 2525 843 1581 529 96 3749 4058
78 2351 84 1575 537 86 3576 4159
80 2178 1008 189 38 76 4099 4937
83 210 921 1727 471 65 3842 4468
86 1963 1038 1946 382 56 4206 5561
93 2027 886 1661 569 5 3907 6439
100 1765 1126 2111 375 45 4298 7683
110 1909 1178 2209 379 44 5012 8738
120 1823 1105 2072 469 46 4367 8692
130 168 1216 228 417 54 4023
141 1771 1256 2355 425 68 3962
150 190 1318 2472 412 88 3866
154 170 1274 2389 45 112 2123
156 210 1318 2472 432 138 2697
157 2046 1161 2177 56 166 1269
Regimul 9
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
58 345 844 1583 394 11 5537 9344
59 33 783 1468 464 95 5163 10876
60 33 764 1432 494 79 5395 13564
625 3284 839 1573 536 66 621 18686
65 33 884 1658 398 56 6841 24284
31
69 33 944 177 37 46 7585 31026
74 33 82 1538 525 4 6734 31919
82 3238 1013 190 38 36 8214 4561
89 31 1113 2087 343 36 8804 4996
99 3296 1038 1946 438 38 8576 5165
108 31 1129 2117 403 44 8528 94138
116 31 1186 2224 394 6 8397
123 33 1282 2404 359 8 9016
126 345 1172 2198 444 106 7825
127 33 1262 2367 386 136 6822
127 33 1070 2006 541 164 4925
Regimul 10
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
36 4183 65 1219 419 125 5242 8148
36 4205 606 1136 481 115 5097 9723
37 4161 623 1168 467 104 5368 16633
375 4036 684 1283 39 88 5989 1444
39 3908 67 1256 422 74 5916 16018
41 3901 753 1412 346 6 6945 21122
43 355 599 1123 575 5 5143 16094
45 36 775 1453 36 45 7091 23087
48 3457 834 1564 33 5 6954 24138
52 36 781 1464 411 64 6664 23046
56 3669 81 1519 412 8 6497 24747
60 36 80 15 455 104 5887 22807
62 36 944 177 339 128 6499 26054
65 3837 92 1725 377 148 5974 2545
665 3851 892 1673 411 162 5468 22469
67 3781 757 1419 575 17 6408 2337
32
Regimul 11
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
74 31 872 1632 47 114 4796 10224
745 3081 809 1517 547 109 4525 11707
75 3184 819 1536 538 105 4905 15604
78 31 989 1855 383 98 590 22531
80 3036 929 1742 444 92 5543 25206
83 3043 1034 1939 372 84 6431 33252
88 2997 923 1731 493 75 5869 38561
94 30 1167 2188 329 63 7803 60752
101 31 1189 223 34 58 8488 33705
110 31 1079 2023 45 54 7831 29007
120 31 1281 2402 348 52 9372
130 31 1281 2402 377 52 9372
141 31 1371 2571 358 58 9788
150 31 130 2438 424 66 8989
157 31 1346 2524 415 8 8738
164 31 1186 2224 524 86 7491
Regimul 12
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 165 748 1402 327 10 1401 1606
39 18 566 1062 571 95 1384 1679
395 18 606 1136 505 88 1606 2175
40 1734 692 1297 392 8 1866 2353
41 1704 717 1345 372 7 2083 2789
43 1712 768 144 34 6 2475 2878
45 165 611 1146 56 5 2041 3494
48 1544 766 1436 38 51 2305 4388
52 165 944 177 266 48 3210 5639
33
59 165 786 1474 444 53 2498 5627
65 165 842 1579 427 62 2515
71 165 846 1586 464 8 2079
76 165 991 1858 364 112 1510
79 165 95 1781 413 13 95
82 165 934 1752 445 16
85 165 848 159
Regimul 13
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
20 2706 449 842 477 15 152 1875
20 25 363 681 728 154 971 1061
20 2607 409 767 574 146 132 1788
20 2591 495 928 392 14 1661 2116
205 2301 488 915 410 13 1384 1765
21 2298 497 932 404 118 1563 2151
22 2263 377 707 701 106 1682 2723
235 2233 526 986 395 98 1882 3211
25 235 587 110 345 10 2257 3600
28 2288 562 1054 421 108 1933 2248
31 235 587 11 429 12 2083
33 235 579 1086 47 141 1539
34 2401 613 1149 435 17 1208
355 1448 58 1087 518 20 726
36 25 612 1149
365 25 552 1035
34
34 INTERPRETAREA REZULTATELOR
35
Fig 33 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α la diferite regimuri
de funcţionare
36
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
223 Similitudinea proceselor termice
Procedeul similitudinii cunoscut şi aplicat cu succes icircn hidrodinamică a fost folosit
pentru prima dată icircn studiul convecţiei de către Nusselt El a aplicat o metodă riguroasă
pentru determinarea criteriilor de similitudine plecacircnd de la ecuaţiile diferenţiale ale
transferului de căldură
- ecuaţia de continuitate (legea conservării masei cu caracter pur hidrodinamic)
- ecuaţia de mişcare a fluidelor vacircscoase
- ecuaţia Navier-Stokes (ecuaţia de curgere) după cele trei axe de coordonate (cu
caracter pur hidrodinamic)
- ecuaţia de conservare a energiei termice şi hidraulice (cu caracter termic şi hidro-
dinamic)
- ecuaţia condiţiilor de contur
Icircn toate aceste ecuaţii s-au introdus următorii factori adimensionali care nu trebuie
confundaţi cu criteriile de similitudine şi care sunt rapoarte icircntre mărimile fizice care
intervin icircn ecuaţiile de mai sus scrise atacirct pentru original cacirct şi pentru model
bull fl = ll - pentru lungimi
bull fv=vv - pentru viteze
bull fp=pp - pentru presiuni
bull fρ=ρρ- pentru densităţi
bull fν = νν - pentru vacircscozităţi
bull fT= TT - pentru temperaturi
bull fa = aa - pentru difuzibilitatea termică
bull fα=αα- pentru convecţie
bull fλ=λλ - pentru conductibilitate
Scriind expresia fiecărui factor de scară se obţine
lplp
lvlv
ρρ
2
2= sau
Euvp
vp
=== 22 ρρ
(28)
un criteriu pur hidrodinamic denumit criteriul Euler
2
2
2
2
lvvl
lvlv
υυ
= sau
10
Re
===υυ
lvvl (29)
criteriul hidrodinamic denumit criteriul Reynolds
2
2
TT
gg
ll
vv
∆∆
sdotsdot=sdotsdotββ
υυ sau
22
vlTg
vTlg
υβ
υβ ∆
=∆ (30)
Ţinacircnd seama de (29) relaţia (30) devine
2
3GrTlg
=∆
υβ (31)
denumit criteriul Grashof
211 fff
fff TaTv = sau
Pealv
avl
=== (32)
denumit criteriul Peclet
Din cele de mai sus rezultă
1fff
ff TT
λα = sau
Null==
sdot=
sdot
λα
λα (33)
denumit criteriul Nusselt
Ecuaţia de continuitate n-a mai fost utilizată icircn stabilirea criteriilor de similitudine
deoarece raportul care intervine icircn această ecuaţie poate lua orice valoare deci nu 1 ff v
dă nici o concluzie asupra similitudinii
Icircn locul acestor criterii care utilizează mărimi independente icircntre ele se poate folosi
orice combinaţie a lor deoarece şi aceste combinaţii au un caracter adimensional (criterial)
Astfel icircn locul criteriului Peclet s-a introdus criteriul
a
Pe υ==
RePr (34)
denumit criteriul Prandtl care nu conţine decacirct mărimi caracteristice ale fluidului
Un alt criteriu rezultat din combinarea altor criterii este şi
pc
NuStsdotsdot
=sdot
=ρωα
PrRe (35)
11
denumit criteriul Stanton
Dacă se consideră ecuaţiile după axele x şi y criteriul lui Grashof nu mai apare
deoarece mişcarea fluidului nu se face şi pe verticală Icircn acest caz mişcarea fluidului şi
transmiterea de căldură prin convecţie (şi conductibilitate icircn stratul limită) vor fi
caracterizate printr-o funcţie criterială de forma
f(NuPrRe) = 0 (36)
sau
Nu=g(RePr) (37)
Criteriul lui Euler nu intră icircn funcţiiile de mai sus deoarece presiunea nu joacă un rol
direct icircn transmiterea căldurii iar influenţa ei indirectă a fost luată icircn considerare icircn
cadrul celorlalte criterii Icircn consecinţă introducerea acestui criteriu nu aduce nici o
contribuţie concludentă icircn convecţia termică
Relaţia (37) permite determinarea valorii lui α dacă se cunoaşte teoretic sau
experimental funcţia care leagă icircntre ele criteriile Nu Re şi Pr Icircn acest caz
Pr)(Reglλα = (38)
Icircn cazul mişcării pe verticală mai intervine şi criteriul Gr pe lacircngă celelalte
criterii
Dacă este cazul unei mişcări relativ lente cum se icircntacircmplă la convecţia liberă criteriul
Re icircşi pierde importanţa avacircnd valoare foarte mică aşa că se poate scrie
Nu = f(GrPr) (39)
La curgere forţată pe verticală cacircnd se suprapune convecţia liberă peste convecţia
forţată relaţia (39) devine
Nu = f(RePrGr) (40)
Icircn concluzie teoria similitudinii permite ca pe baza ecuaţiilor diferenţiale ale
convecţiei dar fără a le integra să se obţină criterii de similitudine icircntre care să se determine
pe cale experimentală ecuaţii criteriale valabile pentru toate procesele asemenea Din aceste
ecuaţii criteriale se poate determina coeficientul de convecţie α
12
224 Calculul coeficienţilor de transfer de căldură
In cazurile complexe coeficienţii de transfer de căldură se calculează din ecuaţii
criteriale care se obţin prin prelucrarea rezultatelor experimentale Ecuaţiile criteriale se obţin
pornind de la ecuaţia diferenţială cu următorul algoritm
Pasul 1 se scrie ecuaţia diferenţială Fourier-Kirchhoff
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
partpart
+part
part+
partpart
minus⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
part
part+
part
part+
part
part=⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛partpart
+partpart
+partpart
+partpart
zv
yv
xv
TczT
yT
xT
zTv
yTv
xTv
tTc zyx
pzyxp)()()(
2
2
2
2
2
2 ρρρλρ
(41)
Pasul 2 se transcrie ecuaţia difereţială icircn forma dimensională generalizată
(IV) (III) (II) (I)
02
=⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟
⎠
⎞⎜⎝
⎛+⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
lTvc
lT
lvTc
tTc ppp ρλρρ
(42)
Pasul 3 se elimină termenii care nu sunt independenţi (termenii II şi IV sunt identici
şi de aceea se reţine numai unul dintre ei)
(III) (II) (I)
02
=⎟⎠
⎞⎜⎝
⎛+⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
lT
lvTc
tTc pp λρρ
(43)
Pasul 4 primul termen se exprimă sub forma
lT
lTl
lQ
tlQ
tl
Tmct
Tc pp ααρ===== 3
2
333 (44)
şi ecuaţia dimensională generalizată devine
(III) (II) (I)
02 =⎟⎠⎞
⎜⎝⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛
lT
lvTc
lT p λρα
(45)
Se fac rapoarte adimensionale icircntre termenii ecuaţiei de mai sus obţinacircnd două criterii
de similitudine
Criteriul Nusselt se obţine raportacircnd termenul (I) la termenul (III)
λα
λα l
Tl
lT
IIIINu =sdot==
2
)()( (46)
13
Acest criteriu exprimă raportul dintre căldura totală transmisă icircn interiorul fluidului şi
căldura transmisă numai prin conductivitate
Criteriul Peclet rezultă din raportul termenilor (II) şi (III)
avlvlc
Tl
lTvc
IIIIIPe pp ==sdot==
λρ
λρ 2
)()( (47)
icircn care pc
aρλ
= este coeficientul de difuziune termică
Funcţia criterială generală este dată de relaţia
0Re0
2
0
1 =⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ll
ll
WeFrEuPeNuf (48)
Funcţia criterială se simplifică astfel
- pentru fluide omogene We=0
- icircntre Eu şi Re există o relaţie de dependenţă aşa cum rezultă din următorul raţionament
la curgerea internă
2
2vdLP ρλ=∆ de unde
dL
vPEu
22 λρ
=∆
= (49)
icircn timp ce la curgerea externă
2
2vAP cρξ=∆ deci
22
cAvPEu ξ
ρ=
∆= (50)
Deoarece (Re)f=λ şi (Re)f=ξ rezultă că Eu=f(Re) icircn consecinţă criteriul Euler
poate fi omis din ecuaţia criterială
- se preferă icircnlocuirea criteriului Pe cu criteriul Prandtl care are avantajul că este exprimat
numai icircn funcţie de constante fizice
λη
ρηρ sdot
=sdotsdot
sdotsdotsdot== pp c
lvlvTcPe
RePr (51)
- criteriul Froude este icircnlocuit cu criteriul Grashof (numit şi criteriul convecţiei libere)
14
Tlvv
lgTFrGr ∆sdotsdotsdotsdot
sdotsdot
=∆sdotsdotsdot= βη
ρβ 2
222
22Re (52)
şi ecuaţia criterială devine
0RePr0
2
0
1 =⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ll
ll
GrNuf (53)
care se explicitează icircn raport cu criteriul Nusselt şi se obţine
PrRe4
321
0
1n
nnn
ll
GrCNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdotsdot= (54)
- icircn convecţia liberă nu apare Reynolds doarece nu se poate determina viteza şi ecuaţia
criterială devine
Pr3
21
0
1n
nn
ll
GrCNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdot= (55)
- icircn convecţia forţată icircn regim turbulent nu apare Grashof iar ecuaţia criterială devine
PrRe3
21
0
1n
nn
ll
CNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdot= (56)
Ecuaţiile criteriale existente icircn literatura de specialitate sunt rezultatul prelucrării unui
număr mare de date experimentale obţinute icircn condiţii particulare şi limite bine precizate de
variaţie a parametrilor motiv pentru care şi valabilitatea acestor ecuaţii este limitată
Pentru calculul coeficientului individual de transfer de caldura α trebuie cunoscute
exact condiţiile icircn care se realizează convecţia pentru a alege din literatura de specialitate
ecuaţia criterială adecvată
Icircn literatura de specialitate sunt prezentate ecuaţii criteriale pentru fiecare tip de
convecţie
225 Analiza dimensională
Analiza dimensională este o metodă prin care se obţin informaţii despre un fenomen
pornind de la singura premiză că fenomenul poate fi descris printr-o ecuaţie dimensională
corectă şi omogenă icircntre anumite variabile Metoda are icircnsă o limitare constacircnd icircn aceea că
rezultatele obţinute sunt incomplete şi practic inutilizabile dacă nu sunt completate cu date
experimentale
Analiza dimensională iniţiată de Buckingham combină variabilele unui proces icircn
grupuri adimensionale denumite criterii convenabil alese care uşurează interpretarea
15
rezultatelor şi extind domeniul de aplicare a datelor experimentale Relaţiile de calcul
stabilite cu ajutorul analizei dimensionale şi corelate cu datele experimentale permit
determinarea coeficientului de convecţie pentru categorii largi de fenomene reale icircn baza
legilor similitudinii
Analiza dimensională contribuie icircnsă icircn mică măsură la icircnţelegerea proceselor de
convecţie deoarece nu dă nici un fel de informaţii despre natura fenomenelor considerate
Criteriile de similitudine pot fi determinate şi cu ajutorul analizei dimensionale prin
egalizarea dimensiunilor cunoscute ale unei mărimi complexe cu dimensiunile unor mărimi
simple sau complexe alese mai mult sau mai puţin arbitrar
Considerăm mărimea complexă α ale cărei dimensiuni cunoscute sunt
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡
sdotsdot grdsmJ
2α (57)
Se presupune că mărimea depinde de lungimea caracteristică a corpului de căldura
specifică a fluidului de conductibilitatea termică de viteză de vacircscozitatea cinematică şi
de densitatea fluidului Presupunerea se bazează pe analiza formulelor care exprimă de
obicei pe α Dimensiunile acestor mărimi sunt
][3
2
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡⎥⎦⎤
⎢⎣⎡
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡sdotsdot⎥
⎦
⎤⎢⎣
⎡sdot m
kgs
msmv
grdsmJ
grdkgJcml ρυλ
Icircn consecinţă se poate scrie
(58) θηεδγβ υλρα sdotsdotsdotsdotsdotsdot= cvlC
unde C este o constantă adimensională
Dacă se grupează aceşti exponenţi se obţine formula lui Nusselt
(59) εγ PrRe sdotsdot=CNu
formulă utilizată deseori pentru determinarea lui α şi care corespunde destul de bine
determinărilor experimentale icircn foarte multe cazuri practice Mărimile γ şi ε sunt nişte
numere oarecare adesea notate cu m şi n
Determinarea coeficientului de convecţie pe această cale implică icircnsă un mare număr
de măsurări experimentale şi cunoaşterea relaţiei dintre parametrii icircn cauză lucru care nu este
totdeauna realizabil
16
226 Factorii care determină şi influenţează convecţia termică
Aceşti factori sunt
a) Cauza care produce mişcarea fluidului
Dacă mişcarea fluidului este cauzată doar de diferenţa de densitate produsă de
diferenţa de temperatură icircntre particulele de fluid mai apropiate şi mai depărtate de perete
transmisia căldurii se face prin convecţie liberă
Dacă mişcarea fluidului este cauzată de un lucru mecanic din exterior (pompă
ventilator) transmisia căldurii se face prin convecţie forţată
b) Regimul de curgere al fluidului care este caracterizat prin criteriul Reynolds (Re)
Pentru curgerea fluidelor prin ţevi şi canale icircnchise există următoarele regimuri
bull convecţie icircn regim laminar (particulele de fluid nu se amestecă liniile de curent fiind
paralele) 2300Re lt
bull convecţie icircn regim tranzitoriu 410Re2300 ltlt
bull convecţie icircn regim turbulent 410Re gt
Pentru curgerea fluidului peste corpuri icircn formă de placă plană graniţa dintre laminar
şi turbulent este pentru 5105Re sdotasymp
Deoarece icircn regim laminar particulele nu se amestecă intensitatea transferului de
căldură prin convecţie este mai mare icircn regim turbulent decacirct icircn regim laminar
c) Proprietăţile fizice ale fluidului
Convecţia este influenţată icircn principal de căldura specifică cp coeficientul de
conducţie λ al fluidului (care intervine icircn stratul limită termic) difuzivitatea termică
densitatea vacircscozitatea dinamică proprietăţi care depind de temperatura fluidului şi care pot
fi găsite icircn tabele termodinamice
d) Forma şi dimensiunile suprafeţei de schimb de căldură
Geometria suprafeţei de schimb de căldură (plană cilindrică nervurată etc) şi
orientarea acesteia faţă de direcţia de curgere a fluidului afectează caracteristicile stratului
limită deci şi transferul de căldură prin convecţie
Problema transmiterii căldurii prin convecţie se reduce de fapt la determinarea
coeficientului de convecţie α
17
Dacă icircn calculele practice de transmitere a căldurii prin conducţie se poate lucra cu
valorile experimentale ale coeficientului λ luate din tabele termodinamice icircn cazul convecţiei
coeficientul α trebuie determinat pentru fiecare caz icircn parte şi depinde de cei 4 factori
prezentaţi anterior
Determinarea coeficientului de convecţie α se face pornind de la ecuaţiile diferenţiale
care intervin icircn procesul de transmitere a căldurii prin convecţie tinacircnd cont de faptul că
procesul are loc datorită mişcării fluidului ecuaţia de continuitate ecuaţiile de mişcare
(ecuaţiile Navier-Stockes) şi ecuaţia de contur (care ţine seama de faptul că fluxul unitar de
căldură transmis prin convecţie este egal cu fluxul unitar de căldură transmis prin conducţie
prin stratul limită de fluid de lacircngă perete)
Rezolvarea teoretică a acestui sistem de ecuaţii diferenţiale nu este posibilă decacirct
pentru cazuri foarte simple particulare
Din această cauză pentru determinarea coeficientului de convecţie α se face apel la
teoria similitudinii Pe baza ecuaţiilor diferenţiale sus menţionate şi a teoriei similitudinii au
fost deduse mărimile adimensionale numite invarianţi criterii de similitudine sau numere
Aceşti invarianţi se pot calcula icircn funcţie de parametrii fluidului la temperatura
respectivă (vacircscozitate densitate viteză etc)
Toţi aceşti invarianţi au aceeaşi valoare pentru sistemele şi fenomenele asemenea
Cel mai important invariant este Nu deoarece include coeficientul de convecţie α care
trebuie determinat λα lNu sdot= unde λ este coeficientul de conducţie termică a fluidului icircn
stratul limită iar l este lungimea caracteristică (diametrul icircn cazul conductelor)
Efectuacircnd experimentări pe instalaţii de laborator au fost deduse empiric relaţii de
legătură icircntre invarianţi numite ecuaţii criteriale de forma
Nu = f ( Re Pr Gr etc ) (60)
18
3 DETERMINAREA EXPERIMENTALĂ A COEFICIENTULUI DE
TRANSFER TERMIC PRIN CONVECŢIE
31 INTRODUCERE
Există patru metode de bază pentru evaluarea coeficientului de transfer termic prin
convecţie
- analiza dimensională combinată cu determinări experimentale
- determinarea analitică a soluţiilor ecuaţiilor stratului limită
- analiza aproximativă a startului limită prin metode integrale
- analogia dintre transferul de căldură masă şi impuls
Deşi fiecare dintre metode contribuie la cunoaşterea procesului transferului de căldură
nici una dintre ele nu poate rezolva singură toate problemele schimbului de căldură prin
convecţie datorită limitărilor pe care le au
Analitic prin integrarea ecuaţiei diferenţiale Fourier-Kirchhoff se obţine funcţia de
distribuţie a temperaturilor icircn interiorul fluidului icircn mişcare Această funcţie permite
determinarea gradientului de temperatură şi a potenţialului individual icircn stratul limită icircn
funcţie de care se poate stabili o relaţie de calcul al coeficientului de transfer de căldură prin
convecţie
Soluţiile analitice nu sunt icircnsă posibile de găsit decacirct pentru cazuri simple
Icircn consecinţă determinarea coeficienţilor de transfer de căldură se face experimental
pe un model fizic corelarea datelor experimentale făcacircndu-se prin ecuaţii criteriale deduse
prin metodele similitudinii şi analizei dimensionale
32 INSTALAŢIA EXPERIMENTALĂ
Măsurătorile s-au efectuat pe un model experimental de crestătură cu răcire directă
introdus icircntr-o cutie din tablă de Ol37-2K de 25 mm grosime cu volumul de 03396 m3 care
este izolat termic printr-un strat de lemn căptuşit cu plăci de azbest pe trei sferturi din
suprafaţa sa şi cu alumină pe restul de un sfert de suprafaţă
Icircn zona icircn care izolaţia termică este de alumină modelul are prevăzute termocuplurile
şi sondele de presiune
Aşezarea sondelor s-a făcut numai pe o faţă din jumătatea modelului ca urmare a
faptului că modelul experimental prezintă simetrie geometrică faţă de planele mediane
(transversal şi longitudinal)
19
Alimentarea cu aer s-a făcut de la reţeaua de aer comprimat printr-un colector de la
extremităţile căruia s-a făcut racordul prin furtunuri de cauciuc la două camere de admisie
montate sub capetele de bobină Aceste camere permit accesul aerului icircn canalul de admisie
plasat sub icircnfăşurarea de cupru
Fig 31 Modelul experimental de crestătură cu răcire directă
Fig 32 Schema experimentală
20
Din canalul de admisie aerul este evacuat icircn atmosferă prin 31 de canale radiale
identice tip fantă aşezate la 75 mm unul de altul de secţiune transversală 50 x 3 mm2 fante
practicate direct icircn icircnfăşurarea de cupru (Fig 31) Cele două capete de bobină de lungime
110 mm fiecare nu sunt izolate termic rămacircnacircnd direct icircn atmosferă iar pe o distanţă de 172
mm icircncepacircnd de la capete nu au prevăzute nici o fantă radială
Bobina modelului a fost alimentată cu energie electrică icircn curent continuu prin cele
două capete ale sale de la trei grupuri convertoare de sudură identice legate icircn paralel ca icircn
figura 32
Variaţia intensităţii curentului din bobină s-a făcut după necesităţi folosind butoanele
excitaţiilor serie şi separată aşezate pe panoul grupurilor icircntre 680 A şi 1068 A
Deoarece bobina are de-a lungul său două secţiuni transversale diferite una mai mare
icircn zona masivă a sa şi alta mai mică icircn zona fantelor radiale au rezultat pentru orice
intensitate de curent cacircte două valori pentru densităţile de curent
Existenţa a două densităţi de curent icircn bobină se traduce pentru funcţia M = M(xyzt)
Wm3 prin două valori constante M1 şi M2 la fiecare valoare a intensităţii curentului valoarea
M1 pentru zona plină a bobinei şi valoarea M2 pentru zona cu fante a bobinei
Fiecare valoare M1 rezultă din raportul puterii P1 consumată icircn zona plină care este
egală cu 0395 Pbobină şi volumul său V1 = 383 x10-3 m3 iar valoarea M2 - din raportul puterii
P2 consumată icircn zona cu fante egală cu 0605 Pbobină şi volumul său V2 = 476 x10-3 m3
Puterea electrică icircn curent continuu consumată icircn bobină s-a măsurat prin metoda
voltmetrului şi ampermetrului
Deoarece montajul aval al voltmetrului dă o eroare de măsurare redusă icircn cazul
tensiunilor mici ca icircn acest caz cacircnd tensiunea este 545 V şi curenţilor mari (680 A - 1068
A) acest montaj a fost preferat
Ca aparate de măsură s-au folosit un voltmetru magnetoelectric de clasă 03 iar cu rol
de ampermetru s-a folosit un multimetru de clasă 03 combinat cu un şunt de 1200 A 60 mV
şi 5 Ω
Pentru determinarea regimului termodinamic icircn instalaţia de răcire a bobinei de cupru
din crestătură prin măsurătorile efectuate sndasha urmărit punerea icircn evidenţă a următoarelor
mărimi
a) căderea totală de presiune icircn instalaţia de răcire funcţie de debitul de aer vehiculat
21
b) variaţia longitudinală a căderii de presiune icircn sistemul fantă admisie fantă ieşire
orificii fantă ndash funcţie de poziţia fantelor şi regimul de lucru
c) temperaturile icircn miezul de cupru al icircnfăşurării şi distribuţia lor longitudinală icircn funcţie
de regimul de icircncărcare şi debitul de fluid vehiculat
d) debitul de căldură cedat icircn fantele de răcire şi preluat de agentul vehiculat ndash icircn funcţie
de poziţia fantelor şi puterea disipată icircn instalaţie
e) repartiţia debitului agentului de răcire funcţie de poziţia fantelor
f) determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantele de răcire
g) determinarea coeficientului de pierderi de presiune considerat ca un coeficient de
rezistenţă local icircn funcţie de poziţia fantelor
Temperaturile s-au măsurat cu termocuplu cupru-constantan cu diametrul 02 mm şi
05 mm izolate icircn teflon respectiv sticlă tip Degussa
Presiunile s-au măsurat cu sonde de presiune cu diametrul 2mm racordate la tuburi U
icircn mm coloană de apă (mm CA) sau mm coloană de mercur (mm CHg)
Mărimile temperaturilor s-au măsurat cu aparate icircnregistratoare icircn icircnfăşurarea de
cupru iar cele ale fluidului s-au măsurat la intrarea icircn regim permanent cu ajutorul unui
voltmetru electronic digital şi a unui milivoltmetru cu spot luminos
Fiecare termocuplu a fost etalonat anterior icircmpreună cu aparatul de măsură cu care a
fost utilizată punctul rece fiind introdus pentru termostatare la 0oC icircntr-un vas Dewar cu
gheaţă atacirct icircn timpul etalonării cacirct şi icircn timpul măsurătorilor
Icircn scopul măsurării mărimilor de mai sus s-au montat
1) 6 sonde de presiune statică 5 icircn lungul canalului de admisie la baza crestăturii şi una
icircnainte de intrare icircn canalul de admisie
2) Debitul total de aer de răcire cu ajutorul unei diafragme standardizate măsuracircndu-se
căderea de presiune icircn diafragmă şi presiunea statică icircn aval de aceasta
3) Vitezele la ieşirea din orificiile fiecărei fante s-au măsurat cu ajutorul unei sonde Pitot
amplasate pe un suport mobil din teflon de-a lungul celor 16 fante studiate Pentru
determinarea vitezelor s-a măsurat şi temperatura la ieşirea din fiecare orificiu
4) Temperatura aerului icircn lungul canalului de admisie s-a măsurat cu ajutorul a patru
termocupluri montate icircn lungul canalului
22
5) Determinarea distribuţiei temperaturii pe icircnălţimea icircnfăşurării s-a făcut prin plantarea
icircn două secţiuni a termocuplurilor
6) Temperatura icircn masa icircnfăşurării de cupru icircn lungul icircntregului traseu de măsură cu
ajutorul a 9 termocupluri introduse prin partea laterală a crestăturii şi 2
termocuplurilor montate icircn icircnfăşurarea de cupru icircn apropierea bornelor de legătură
7) Temperaturile la suprafaţa exterioară a icircnfăşurării de cupru s-au măsurat icircn două
puncte icircn acelaşi loc unde s-au plantat termocupluri pentru măsurarea temperaturii icircn
axul icircnfăşurării pentru a putea urmări distribuţia transversală a temperaturii icircn
icircnfăşurare
Pentru determinarea gradientului radial a temperaturii icircn icircnfăşurare s-au determinat icircn
două puncte temperaturile la partea superioară şi respectiv inferioară a icircnfăşurării
33 REZULTATE EXPERIMENTALE
Experimentările s-au efectuat pentru regimuri de bază icircn care s-a variat puterea
electrică disipată icircn icircnfăşurările de cupru
PA = 2207 W PB = 2907 W PC = 4301 W PD = 5744 W la care corespund densităţile
de curent
JA = 305 Amm2 JB = 345 Amm2 JC = 404 Amm2 JD = 463 Amm2
Pentru fiecare regim de putere s-au variat debitele de agent de răcire pentru a se pune
icircn evidenţă influenţa parametrilor aerodinamici de curgere asupra temperaturii icircn icircnfăşurare
Icircn tabelul următor sunt prezentate valorile debitelor de răcire puterile electrice
disipate şi densităţile de curent pentru regimurile experimentate grupate după valorile
densităţii de curent
Regim P
[W]
J
[Amm2]
Dt
[m3h]
11 2006 297 121
A 12 2376 314 865
13 2240 306 67
8 2875 345 121
B 9 2808 341 112
10 3040 349 805
1 4149 402 118
3 4176 405 129
23
C 4 4167 403 121
5 4454 405 101
6 4563 403 80
D 2 5767 467 135
7 5722 459 123
Se observă că nu s-a putut menţine puterea constantă la diferite debite de aer de
răcire icircn cazul regimurilor de putere ABCD deoarece icircn timpul funcţionării au existat
variaţii ale rezistenţei icircnfăşurării ca urmare a modificării temperaturii cuprului precum şi mici
variaţii de tensiune
Pentru fiecare debit de agent de răcire s-au măsurat vitezele icircn cele 3 x N orificii cu
diametrul de 7 mm N fiind numărul de fante de răcire Determinările s-au efectuat din
motive de simetrie geometrică şi fizică a procesului numai pe jumătate bară rezultacircnd 3 x 16
= 48 orificii pentru care s-au efectuat măsurătorile la fiecare regim Icircn acelaşi mod s-a
procedat cu temperaturile agentului de răcire la ieşirea din orificii
Notacircnd cu presiunea dinamică măsurată cu tubul Pitot s-a determinat
temperatura medie icircn fanta j cu relaţia
ep∆
sum
sum
=
=
∆
sdot∆
= 3
1
3
1
iei
iiei
ej
p
TpT (61)
unde şi Teip∆ i reprezintă presiunile dinamice şi temperaturile la ieşire din cele 3 orificii
corespunzătoare fantei j
Debitul de aer pe fanta j s-a determinat cu relaţia
(62) sum=
sdot=3
10 3600
iifj swD ε
unde wi [ms] este viteza icircn orificiu şi rezultă din relaţia
aer
eii
pw
ρ9802 sdotsdot∆
= (63)
reprezentacircnd presiunea dinamică a fiecăreia din cele 3 găuri corespunzătoare unei fante j Ea
se determină cu ajutorul tubului Pitot mobil s0 reprezintă secţiunea transversală aceeaşi
pentru toate orificiile
Densitatea aerului s-a aproximat cu ecuaţia
[kgmfjaer T410412650 minussdotminus=ρ 3] (64)
24
valabilă icircn limitele CTC 00 10020 ltlt
Ecuaţia (62) poate fi astfel pusă sub forma simplificată
sum=
minus∆
sdotminus=
3
1410412650
1
iei
fjfj p
TAD (65)
A fiind o constantă de calcul egală cu 1935 sdot10-2
Viteza aerului icircn fanta j se calculează cu relaţia
3600sdot
=f
fjfj S
Dw (66)
unde Sf este secţiunea transversală a fantelor Sf =148110-4 m2
Pentru determinarea coeficientului local de rezistenţă al fantelor s-a folosit relaţia
aerfj
j wp
ρζ 21 sdot
∆= (67)
unde ∆p1 (mm CA) reprezintă căderea de presiune icircn sistemul alimentare fantă-fantă-sistem
de ieşire fantă
Debitul de căldură preluat de aer icircn fiecare fantă se calculează cu relaţia
[kcalh] (68)
unde T
)( ijejpafjaerfj TTcDQ minus= ρ
i reprezintă temperatura aerului la intrarea icircn fanta j rezultată din măsurătorile de
temperaturi icircn lungul canalului de admisie iar cpa = 2378
Pentru determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantă se foloseşte relaţia
)( aerpCuCu
jj TTA
Qminus
=α (69)
unde
- ACu reprezintă suprafaţa laterală a fantei ocupată de icircnfăşurarea de cupru (mai
puţin suprafaţa ocupată de izolaţie) ACu = 12410 mm2
- pCuT este temperatura peretelui icircnfăşurării de cupru icircn fantă
CTpCuo40+=θ
- aerT este temperatura medie a aerului icircn fanta j 2
efifaer
TTT
+=
Temperatura pCuT s-a aproximat prin temperatura icircn axa icircnfăşurării de Cu avacircnd icircn
vedere că la icircncărcările volumetrice de putere M [Wm3] utilizate icircn timpul experimentărilor
rezultă o cădere foarte mică de temperatură icircntre peretele fantei şi temperatura icircn ax icircntre 2
25
fante Icircntr-adevăr dacă se consideră icircncărcarea volumetrică maximă de putere icircntacirclnită icircn
cursul experimentărilor M = 072x106 Wm3 şi se utilizează pentru căderea de temperatură
ax-perete fantă relaţia
Cu
Mrtλ2
2=∆ (70)
unde r = 125 mm λ Cu = 300 kcalmsdothsdotgrd rezultă
(71) grd1870asymp∆T
ceea ce justifică alegerea temperaturii icircn axul icircnfăşurării pentru determinarea coeficientului de
transfer de căldură
Supratemperaturile θ măsurate icircn miezul barei icircn cele 13 regimuri studiate
Regim 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
1 96 995 86 80 70 64 57 44 47 365
2 116 133 107 85 77 67 61 45 47 34
3 81 855 695 65 56 50 43 295 33 23
4 895 94 80 725 625 555 46 365 395 29
5 995 109 98 825 715 65 565 465 62 395
6 1085 132 106 89 81 76 685 61 675 545
7 120 143 112 915 805 715 64 49 515 395
8 665 64 525 525 445 435 295 235 255 185
9 645 445 355 515 435 425 285 21 11 16
10 70 705 59 58 53 49 37 31 295 255
11 46 315 25 375 335 32 135 65 2 35
12 55 51 42 47 42 395 255 195 24 125
13 585 66 495 535 515 455 345 31 355 27
Măsurarea diverselor mărimi icircn cele 13 regimuri caracterizate mai sus
Regimul 1
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
71 4072 925 1735 428 148 6584 7447
72 3621 821 1539 542 145 5038 6162
725 340 847 1588 509 14 4709 6657
735 3467 902 1691 456 132 5384 8496
26
75 3135 954 1789 411 12 5172 8806
77 3209 953 1787 424 104 58 10931
82 2728 943 1768 453 92 4833 9325
88 2767 1078 2022 371 84 5892 12184
96 2842 1081 2027 405 88 6004 13295
104 2825 1016 1905 497 103 5493 13124
113 2896 1147 2151 425 124 534 14191
120 2945 1140 2138 457 147 4705 1408
125 280 1235 2316 404 173 369 11729
127 325 1168 219 466 20 4027 15638
129 3148 121 2269 44 23 282 11493
130 325 1064 1995 581 26 1888 8113
Regimul 2
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
945 4293 1075 2016 425 132 876 7063
95 3635 933 175 554 122 629 6201
955 3381 1012 1898 469 115 6305 7326
97 3109 1083 2031 412 112 6361 822
100 2747 1084 2033 419 84 5865 7676
105 2307 1111 2083 412 7 5115 7235
1125 2246 1101 2065 449 54 5401 7903
122 2161 1267 2376 366 46 6214 9648
1325 1967 1318 2472 365 48 5667 8821
144 1973 1058 1984 587 54 4382 7001
157 2098 1422 2667 373 62 605 1007
169 216 1418 2659 405 8 5771 9263
180 2171 1393 2612 447 108 4336 7637
185 2166 1425 2672 439 14 3098 5651
187 210 1424 267 444 184 1044 1942
1885 2229 1287 2413 55 22
27
Regimul 3
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
89 3337 988 1853 458 128 5667 6927
90 2910 904 1695 545 122 4344 5897
905 2664 969 1817 473 114 4175 6345
925 2382 1085 2035 382 106 408 6738
95 2211 1072 201 399 92 3957 719
99 2166 1086 2037 405 78 4317 8338
107 2087 1030 1932 485 68 4168 8795
117 196 1230 2307 37 605 481 10714
1275 1892 1278 2397 373 6 4771 1113
139 1941 1152 216 501 64 4324 10856
151 2019 1373 2572 385 7 5213 14285
164 1969 1383 2593 411 9 4245 15796
175 1967 1443 2706 403 12 3162 10543
180 210 1371 2571 461 16 1914 7909
182 210 1411 2646 44 204
183 2238 1293 2425 529 25
Regimul 4
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
81 3678 948 1778 458 132 6193 6978
81 3091 849 1592 56 118 4551 5717
815 2883 913 1712 483 102 48 667
82 2885 103 1931 382 84 5963 9262
83 2568 939 1761 46 68 5059 8535
85 251 98 1838 432 54 5527 11758
90 2287 948 1778 485 44 504 9047
98 2531 1107 2076 39 4 678 11071
107 2168 1174 2201 375 39 6025 12541
28
116 2224 1125 211 443 4 5916 13103
127 216 1275 2291 41 48 6174 14718
13 230 1263 2368 419 68 5865 14955
146 2531 1361 2552 385 96 6076 17774
147 230 1265 2372 445 132 3515 11151
149 2537 1322 2479 416 178 2805 1031
150 2486 121 2269 50 22 964 3601
Regimul 5
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
51 4627 805 1509 414 16 6608 6464
52 4462 71 1331 54 158 5567 6381
525 4111 716 1343 534 155 5022 6506
55 3636 82 1537 416 149 4864 6772
575 3393 807 1513 444 138 4518 6618
60 3141 829 1554 436 12 4508 7081
645 300 76 1425 554 10 4283 6972
68 3071 956 1793 37 7 6412 10844
74 300 1023 1918 351 88 6123 10939
79 2939 922 1729 46 94 5204 9728
84 3149 1021 1915 406 108 5929 12139
89 3087 1058 1984 396 13 5293 11507
94 3231 1116 2093 377 164 4929 16449
97 325 1075 2016 42 21 3404 13888
102 3621 1154 2164 388 274 2749 15074
1025 3382 969 1817 549 336
Regimul 6
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 5297 673 1262 465 132 7209 612
29
39 5007 636 1193 514 124 6405 648
395 488 637 1194 517 118 641 741
40 4378 709 1329 415 114 5303 7885
41 4032 702 1316 429 115 5587 7369
43 3714 713 1337 431 125 487 6862
45 362 647 1213 546 136 4052 6149
48 3764 809 1517 374 15 505 8359
52 3672 831 1558 383 16 4747 8381
57 3792 79 1481 466 17 4539 8597
61 3825 881 1652 402 177 4964 9993
64 3833 853 160 449 185 4631 9671
66 3927 939 1761 384 192 5145 11592
68 4096 909 1705 428 198 523 12535
69 4117 926 1737 415 203 5323 13294
69 425 828 1553 522 208 4864 12115
Regimul 7
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
85 5058 983 1843 47 144 9599 7545
86 4241 922 1729 525 138 722 6934
87 4113 929 1742 52 13 7188 8176
89 3939 998 1871 459 119 7583 9799
92 3658 1036 1943 435 98 7734 11581
96 3231 1084 2033 409 78 7485 10591
103 3037 1036 1943 477 63 7066 10415
110 3088 1215 2278 371 55 8994 13723
120 2898 1241 2327 385 56 825 12856
130 3074 1144 2145 494 62 7951 12935
142 2933 1344 252 389 73 839 13886
153 3082 1331 2496 43 108 7488 13063
165 3016 1393 2612 422 126 6861 12118
30
172 2778 1331 2496 478 164 4238 7604
175 3476 1362 2554 476 205 5332 10913
178 3347 1273 2387 552 252 2873 6146
Regimul 8
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
76 247 92 1725 438 105 3711 3912
77 2525 843 1581 529 96 3749 4058
78 2351 84 1575 537 86 3576 4159
80 2178 1008 189 38 76 4099 4937
83 210 921 1727 471 65 3842 4468
86 1963 1038 1946 382 56 4206 5561
93 2027 886 1661 569 5 3907 6439
100 1765 1126 2111 375 45 4298 7683
110 1909 1178 2209 379 44 5012 8738
120 1823 1105 2072 469 46 4367 8692
130 168 1216 228 417 54 4023
141 1771 1256 2355 425 68 3962
150 190 1318 2472 412 88 3866
154 170 1274 2389 45 112 2123
156 210 1318 2472 432 138 2697
157 2046 1161 2177 56 166 1269
Regimul 9
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
58 345 844 1583 394 11 5537 9344
59 33 783 1468 464 95 5163 10876
60 33 764 1432 494 79 5395 13564
625 3284 839 1573 536 66 621 18686
65 33 884 1658 398 56 6841 24284
31
69 33 944 177 37 46 7585 31026
74 33 82 1538 525 4 6734 31919
82 3238 1013 190 38 36 8214 4561
89 31 1113 2087 343 36 8804 4996
99 3296 1038 1946 438 38 8576 5165
108 31 1129 2117 403 44 8528 94138
116 31 1186 2224 394 6 8397
123 33 1282 2404 359 8 9016
126 345 1172 2198 444 106 7825
127 33 1262 2367 386 136 6822
127 33 1070 2006 541 164 4925
Regimul 10
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
36 4183 65 1219 419 125 5242 8148
36 4205 606 1136 481 115 5097 9723
37 4161 623 1168 467 104 5368 16633
375 4036 684 1283 39 88 5989 1444
39 3908 67 1256 422 74 5916 16018
41 3901 753 1412 346 6 6945 21122
43 355 599 1123 575 5 5143 16094
45 36 775 1453 36 45 7091 23087
48 3457 834 1564 33 5 6954 24138
52 36 781 1464 411 64 6664 23046
56 3669 81 1519 412 8 6497 24747
60 36 80 15 455 104 5887 22807
62 36 944 177 339 128 6499 26054
65 3837 92 1725 377 148 5974 2545
665 3851 892 1673 411 162 5468 22469
67 3781 757 1419 575 17 6408 2337
32
Regimul 11
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
74 31 872 1632 47 114 4796 10224
745 3081 809 1517 547 109 4525 11707
75 3184 819 1536 538 105 4905 15604
78 31 989 1855 383 98 590 22531
80 3036 929 1742 444 92 5543 25206
83 3043 1034 1939 372 84 6431 33252
88 2997 923 1731 493 75 5869 38561
94 30 1167 2188 329 63 7803 60752
101 31 1189 223 34 58 8488 33705
110 31 1079 2023 45 54 7831 29007
120 31 1281 2402 348 52 9372
130 31 1281 2402 377 52 9372
141 31 1371 2571 358 58 9788
150 31 130 2438 424 66 8989
157 31 1346 2524 415 8 8738
164 31 1186 2224 524 86 7491
Regimul 12
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 165 748 1402 327 10 1401 1606
39 18 566 1062 571 95 1384 1679
395 18 606 1136 505 88 1606 2175
40 1734 692 1297 392 8 1866 2353
41 1704 717 1345 372 7 2083 2789
43 1712 768 144 34 6 2475 2878
45 165 611 1146 56 5 2041 3494
48 1544 766 1436 38 51 2305 4388
52 165 944 177 266 48 3210 5639
33
59 165 786 1474 444 53 2498 5627
65 165 842 1579 427 62 2515
71 165 846 1586 464 8 2079
76 165 991 1858 364 112 1510
79 165 95 1781 413 13 95
82 165 934 1752 445 16
85 165 848 159
Regimul 13
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
20 2706 449 842 477 15 152 1875
20 25 363 681 728 154 971 1061
20 2607 409 767 574 146 132 1788
20 2591 495 928 392 14 1661 2116
205 2301 488 915 410 13 1384 1765
21 2298 497 932 404 118 1563 2151
22 2263 377 707 701 106 1682 2723
235 2233 526 986 395 98 1882 3211
25 235 587 110 345 10 2257 3600
28 2288 562 1054 421 108 1933 2248
31 235 587 11 429 12 2083
33 235 579 1086 47 141 1539
34 2401 613 1149 435 17 1208
355 1448 58 1087 518 20 726
36 25 612 1149
365 25 552 1035
34
34 INTERPRETAREA REZULTATELOR
35
Fig 33 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α la diferite regimuri
de funcţionare
36
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
Re
===υυ
lvvl (29)
criteriul hidrodinamic denumit criteriul Reynolds
2
2
TT
gg
ll
vv
∆∆
sdotsdot=sdotsdotββ
υυ sau
22
vlTg
vTlg
υβ
υβ ∆
=∆ (30)
Ţinacircnd seama de (29) relaţia (30) devine
2
3GrTlg
=∆
υβ (31)
denumit criteriul Grashof
211 fff
fff TaTv = sau
Pealv
avl
=== (32)
denumit criteriul Peclet
Din cele de mai sus rezultă
1fff
ff TT
λα = sau
Null==
sdot=
sdot
λα
λα (33)
denumit criteriul Nusselt
Ecuaţia de continuitate n-a mai fost utilizată icircn stabilirea criteriilor de similitudine
deoarece raportul care intervine icircn această ecuaţie poate lua orice valoare deci nu 1 ff v
dă nici o concluzie asupra similitudinii
Icircn locul acestor criterii care utilizează mărimi independente icircntre ele se poate folosi
orice combinaţie a lor deoarece şi aceste combinaţii au un caracter adimensional (criterial)
Astfel icircn locul criteriului Peclet s-a introdus criteriul
a
Pe υ==
RePr (34)
denumit criteriul Prandtl care nu conţine decacirct mărimi caracteristice ale fluidului
Un alt criteriu rezultat din combinarea altor criterii este şi
pc
NuStsdotsdot
=sdot
=ρωα
PrRe (35)
11
denumit criteriul Stanton
Dacă se consideră ecuaţiile după axele x şi y criteriul lui Grashof nu mai apare
deoarece mişcarea fluidului nu se face şi pe verticală Icircn acest caz mişcarea fluidului şi
transmiterea de căldură prin convecţie (şi conductibilitate icircn stratul limită) vor fi
caracterizate printr-o funcţie criterială de forma
f(NuPrRe) = 0 (36)
sau
Nu=g(RePr) (37)
Criteriul lui Euler nu intră icircn funcţiiile de mai sus deoarece presiunea nu joacă un rol
direct icircn transmiterea căldurii iar influenţa ei indirectă a fost luată icircn considerare icircn
cadrul celorlalte criterii Icircn consecinţă introducerea acestui criteriu nu aduce nici o
contribuţie concludentă icircn convecţia termică
Relaţia (37) permite determinarea valorii lui α dacă se cunoaşte teoretic sau
experimental funcţia care leagă icircntre ele criteriile Nu Re şi Pr Icircn acest caz
Pr)(Reglλα = (38)
Icircn cazul mişcării pe verticală mai intervine şi criteriul Gr pe lacircngă celelalte
criterii
Dacă este cazul unei mişcări relativ lente cum se icircntacircmplă la convecţia liberă criteriul
Re icircşi pierde importanţa avacircnd valoare foarte mică aşa că se poate scrie
Nu = f(GrPr) (39)
La curgere forţată pe verticală cacircnd se suprapune convecţia liberă peste convecţia
forţată relaţia (39) devine
Nu = f(RePrGr) (40)
Icircn concluzie teoria similitudinii permite ca pe baza ecuaţiilor diferenţiale ale
convecţiei dar fără a le integra să se obţină criterii de similitudine icircntre care să se determine
pe cale experimentală ecuaţii criteriale valabile pentru toate procesele asemenea Din aceste
ecuaţii criteriale se poate determina coeficientul de convecţie α
12
224 Calculul coeficienţilor de transfer de căldură
In cazurile complexe coeficienţii de transfer de căldură se calculează din ecuaţii
criteriale care se obţin prin prelucrarea rezultatelor experimentale Ecuaţiile criteriale se obţin
pornind de la ecuaţia diferenţială cu următorul algoritm
Pasul 1 se scrie ecuaţia diferenţială Fourier-Kirchhoff
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
partpart
+part
part+
partpart
minus⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
part
part+
part
part+
part
part=⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛partpart
+partpart
+partpart
+partpart
zv
yv
xv
TczT
yT
xT
zTv
yTv
xTv
tTc zyx
pzyxp)()()(
2
2
2
2
2
2 ρρρλρ
(41)
Pasul 2 se transcrie ecuaţia difereţială icircn forma dimensională generalizată
(IV) (III) (II) (I)
02
=⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟
⎠
⎞⎜⎝
⎛+⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
lTvc
lT
lvTc
tTc ppp ρλρρ
(42)
Pasul 3 se elimină termenii care nu sunt independenţi (termenii II şi IV sunt identici
şi de aceea se reţine numai unul dintre ei)
(III) (II) (I)
02
=⎟⎠
⎞⎜⎝
⎛+⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
lT
lvTc
tTc pp λρρ
(43)
Pasul 4 primul termen se exprimă sub forma
lT
lTl
lQ
tlQ
tl
Tmct
Tc pp ααρ===== 3
2
333 (44)
şi ecuaţia dimensională generalizată devine
(III) (II) (I)
02 =⎟⎠⎞
⎜⎝⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛
lT
lvTc
lT p λρα
(45)
Se fac rapoarte adimensionale icircntre termenii ecuaţiei de mai sus obţinacircnd două criterii
de similitudine
Criteriul Nusselt se obţine raportacircnd termenul (I) la termenul (III)
λα
λα l
Tl
lT
IIIINu =sdot==
2
)()( (46)
13
Acest criteriu exprimă raportul dintre căldura totală transmisă icircn interiorul fluidului şi
căldura transmisă numai prin conductivitate
Criteriul Peclet rezultă din raportul termenilor (II) şi (III)
avlvlc
Tl
lTvc
IIIIIPe pp ==sdot==
λρ
λρ 2
)()( (47)
icircn care pc
aρλ
= este coeficientul de difuziune termică
Funcţia criterială generală este dată de relaţia
0Re0
2
0
1 =⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ll
ll
WeFrEuPeNuf (48)
Funcţia criterială se simplifică astfel
- pentru fluide omogene We=0
- icircntre Eu şi Re există o relaţie de dependenţă aşa cum rezultă din următorul raţionament
la curgerea internă
2
2vdLP ρλ=∆ de unde
dL
vPEu
22 λρ
=∆
= (49)
icircn timp ce la curgerea externă
2
2vAP cρξ=∆ deci
22
cAvPEu ξ
ρ=
∆= (50)
Deoarece (Re)f=λ şi (Re)f=ξ rezultă că Eu=f(Re) icircn consecinţă criteriul Euler
poate fi omis din ecuaţia criterială
- se preferă icircnlocuirea criteriului Pe cu criteriul Prandtl care are avantajul că este exprimat
numai icircn funcţie de constante fizice
λη
ρηρ sdot
=sdotsdot
sdotsdotsdot== pp c
lvlvTcPe
RePr (51)
- criteriul Froude este icircnlocuit cu criteriul Grashof (numit şi criteriul convecţiei libere)
14
Tlvv
lgTFrGr ∆sdotsdotsdotsdot
sdotsdot
=∆sdotsdotsdot= βη
ρβ 2
222
22Re (52)
şi ecuaţia criterială devine
0RePr0
2
0
1 =⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ll
ll
GrNuf (53)
care se explicitează icircn raport cu criteriul Nusselt şi se obţine
PrRe4
321
0
1n
nnn
ll
GrCNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdotsdot= (54)
- icircn convecţia liberă nu apare Reynolds doarece nu se poate determina viteza şi ecuaţia
criterială devine
Pr3
21
0
1n
nn
ll
GrCNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdot= (55)
- icircn convecţia forţată icircn regim turbulent nu apare Grashof iar ecuaţia criterială devine
PrRe3
21
0
1n
nn
ll
CNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdot= (56)
Ecuaţiile criteriale existente icircn literatura de specialitate sunt rezultatul prelucrării unui
număr mare de date experimentale obţinute icircn condiţii particulare şi limite bine precizate de
variaţie a parametrilor motiv pentru care şi valabilitatea acestor ecuaţii este limitată
Pentru calculul coeficientului individual de transfer de caldura α trebuie cunoscute
exact condiţiile icircn care se realizează convecţia pentru a alege din literatura de specialitate
ecuaţia criterială adecvată
Icircn literatura de specialitate sunt prezentate ecuaţii criteriale pentru fiecare tip de
convecţie
225 Analiza dimensională
Analiza dimensională este o metodă prin care se obţin informaţii despre un fenomen
pornind de la singura premiză că fenomenul poate fi descris printr-o ecuaţie dimensională
corectă şi omogenă icircntre anumite variabile Metoda are icircnsă o limitare constacircnd icircn aceea că
rezultatele obţinute sunt incomplete şi practic inutilizabile dacă nu sunt completate cu date
experimentale
Analiza dimensională iniţiată de Buckingham combină variabilele unui proces icircn
grupuri adimensionale denumite criterii convenabil alese care uşurează interpretarea
15
rezultatelor şi extind domeniul de aplicare a datelor experimentale Relaţiile de calcul
stabilite cu ajutorul analizei dimensionale şi corelate cu datele experimentale permit
determinarea coeficientului de convecţie pentru categorii largi de fenomene reale icircn baza
legilor similitudinii
Analiza dimensională contribuie icircnsă icircn mică măsură la icircnţelegerea proceselor de
convecţie deoarece nu dă nici un fel de informaţii despre natura fenomenelor considerate
Criteriile de similitudine pot fi determinate şi cu ajutorul analizei dimensionale prin
egalizarea dimensiunilor cunoscute ale unei mărimi complexe cu dimensiunile unor mărimi
simple sau complexe alese mai mult sau mai puţin arbitrar
Considerăm mărimea complexă α ale cărei dimensiuni cunoscute sunt
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡
sdotsdot grdsmJ
2α (57)
Se presupune că mărimea depinde de lungimea caracteristică a corpului de căldura
specifică a fluidului de conductibilitatea termică de viteză de vacircscozitatea cinematică şi
de densitatea fluidului Presupunerea se bazează pe analiza formulelor care exprimă de
obicei pe α Dimensiunile acestor mărimi sunt
][3
2
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡⎥⎦⎤
⎢⎣⎡
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡sdotsdot⎥
⎦
⎤⎢⎣
⎡sdot m
kgs
msmv
grdsmJ
grdkgJcml ρυλ
Icircn consecinţă se poate scrie
(58) θηεδγβ υλρα sdotsdotsdotsdotsdotsdot= cvlC
unde C este o constantă adimensională
Dacă se grupează aceşti exponenţi se obţine formula lui Nusselt
(59) εγ PrRe sdotsdot=CNu
formulă utilizată deseori pentru determinarea lui α şi care corespunde destul de bine
determinărilor experimentale icircn foarte multe cazuri practice Mărimile γ şi ε sunt nişte
numere oarecare adesea notate cu m şi n
Determinarea coeficientului de convecţie pe această cale implică icircnsă un mare număr
de măsurări experimentale şi cunoaşterea relaţiei dintre parametrii icircn cauză lucru care nu este
totdeauna realizabil
16
226 Factorii care determină şi influenţează convecţia termică
Aceşti factori sunt
a) Cauza care produce mişcarea fluidului
Dacă mişcarea fluidului este cauzată doar de diferenţa de densitate produsă de
diferenţa de temperatură icircntre particulele de fluid mai apropiate şi mai depărtate de perete
transmisia căldurii se face prin convecţie liberă
Dacă mişcarea fluidului este cauzată de un lucru mecanic din exterior (pompă
ventilator) transmisia căldurii se face prin convecţie forţată
b) Regimul de curgere al fluidului care este caracterizat prin criteriul Reynolds (Re)
Pentru curgerea fluidelor prin ţevi şi canale icircnchise există următoarele regimuri
bull convecţie icircn regim laminar (particulele de fluid nu se amestecă liniile de curent fiind
paralele) 2300Re lt
bull convecţie icircn regim tranzitoriu 410Re2300 ltlt
bull convecţie icircn regim turbulent 410Re gt
Pentru curgerea fluidului peste corpuri icircn formă de placă plană graniţa dintre laminar
şi turbulent este pentru 5105Re sdotasymp
Deoarece icircn regim laminar particulele nu se amestecă intensitatea transferului de
căldură prin convecţie este mai mare icircn regim turbulent decacirct icircn regim laminar
c) Proprietăţile fizice ale fluidului
Convecţia este influenţată icircn principal de căldura specifică cp coeficientul de
conducţie λ al fluidului (care intervine icircn stratul limită termic) difuzivitatea termică
densitatea vacircscozitatea dinamică proprietăţi care depind de temperatura fluidului şi care pot
fi găsite icircn tabele termodinamice
d) Forma şi dimensiunile suprafeţei de schimb de căldură
Geometria suprafeţei de schimb de căldură (plană cilindrică nervurată etc) şi
orientarea acesteia faţă de direcţia de curgere a fluidului afectează caracteristicile stratului
limită deci şi transferul de căldură prin convecţie
Problema transmiterii căldurii prin convecţie se reduce de fapt la determinarea
coeficientului de convecţie α
17
Dacă icircn calculele practice de transmitere a căldurii prin conducţie se poate lucra cu
valorile experimentale ale coeficientului λ luate din tabele termodinamice icircn cazul convecţiei
coeficientul α trebuie determinat pentru fiecare caz icircn parte şi depinde de cei 4 factori
prezentaţi anterior
Determinarea coeficientului de convecţie α se face pornind de la ecuaţiile diferenţiale
care intervin icircn procesul de transmitere a căldurii prin convecţie tinacircnd cont de faptul că
procesul are loc datorită mişcării fluidului ecuaţia de continuitate ecuaţiile de mişcare
(ecuaţiile Navier-Stockes) şi ecuaţia de contur (care ţine seama de faptul că fluxul unitar de
căldură transmis prin convecţie este egal cu fluxul unitar de căldură transmis prin conducţie
prin stratul limită de fluid de lacircngă perete)
Rezolvarea teoretică a acestui sistem de ecuaţii diferenţiale nu este posibilă decacirct
pentru cazuri foarte simple particulare
Din această cauză pentru determinarea coeficientului de convecţie α se face apel la
teoria similitudinii Pe baza ecuaţiilor diferenţiale sus menţionate şi a teoriei similitudinii au
fost deduse mărimile adimensionale numite invarianţi criterii de similitudine sau numere
Aceşti invarianţi se pot calcula icircn funcţie de parametrii fluidului la temperatura
respectivă (vacircscozitate densitate viteză etc)
Toţi aceşti invarianţi au aceeaşi valoare pentru sistemele şi fenomenele asemenea
Cel mai important invariant este Nu deoarece include coeficientul de convecţie α care
trebuie determinat λα lNu sdot= unde λ este coeficientul de conducţie termică a fluidului icircn
stratul limită iar l este lungimea caracteristică (diametrul icircn cazul conductelor)
Efectuacircnd experimentări pe instalaţii de laborator au fost deduse empiric relaţii de
legătură icircntre invarianţi numite ecuaţii criteriale de forma
Nu = f ( Re Pr Gr etc ) (60)
18
3 DETERMINAREA EXPERIMENTALĂ A COEFICIENTULUI DE
TRANSFER TERMIC PRIN CONVECŢIE
31 INTRODUCERE
Există patru metode de bază pentru evaluarea coeficientului de transfer termic prin
convecţie
- analiza dimensională combinată cu determinări experimentale
- determinarea analitică a soluţiilor ecuaţiilor stratului limită
- analiza aproximativă a startului limită prin metode integrale
- analogia dintre transferul de căldură masă şi impuls
Deşi fiecare dintre metode contribuie la cunoaşterea procesului transferului de căldură
nici una dintre ele nu poate rezolva singură toate problemele schimbului de căldură prin
convecţie datorită limitărilor pe care le au
Analitic prin integrarea ecuaţiei diferenţiale Fourier-Kirchhoff se obţine funcţia de
distribuţie a temperaturilor icircn interiorul fluidului icircn mişcare Această funcţie permite
determinarea gradientului de temperatură şi a potenţialului individual icircn stratul limită icircn
funcţie de care se poate stabili o relaţie de calcul al coeficientului de transfer de căldură prin
convecţie
Soluţiile analitice nu sunt icircnsă posibile de găsit decacirct pentru cazuri simple
Icircn consecinţă determinarea coeficienţilor de transfer de căldură se face experimental
pe un model fizic corelarea datelor experimentale făcacircndu-se prin ecuaţii criteriale deduse
prin metodele similitudinii şi analizei dimensionale
32 INSTALAŢIA EXPERIMENTALĂ
Măsurătorile s-au efectuat pe un model experimental de crestătură cu răcire directă
introdus icircntr-o cutie din tablă de Ol37-2K de 25 mm grosime cu volumul de 03396 m3 care
este izolat termic printr-un strat de lemn căptuşit cu plăci de azbest pe trei sferturi din
suprafaţa sa şi cu alumină pe restul de un sfert de suprafaţă
Icircn zona icircn care izolaţia termică este de alumină modelul are prevăzute termocuplurile
şi sondele de presiune
Aşezarea sondelor s-a făcut numai pe o faţă din jumătatea modelului ca urmare a
faptului că modelul experimental prezintă simetrie geometrică faţă de planele mediane
(transversal şi longitudinal)
19
Alimentarea cu aer s-a făcut de la reţeaua de aer comprimat printr-un colector de la
extremităţile căruia s-a făcut racordul prin furtunuri de cauciuc la două camere de admisie
montate sub capetele de bobină Aceste camere permit accesul aerului icircn canalul de admisie
plasat sub icircnfăşurarea de cupru
Fig 31 Modelul experimental de crestătură cu răcire directă
Fig 32 Schema experimentală
20
Din canalul de admisie aerul este evacuat icircn atmosferă prin 31 de canale radiale
identice tip fantă aşezate la 75 mm unul de altul de secţiune transversală 50 x 3 mm2 fante
practicate direct icircn icircnfăşurarea de cupru (Fig 31) Cele două capete de bobină de lungime
110 mm fiecare nu sunt izolate termic rămacircnacircnd direct icircn atmosferă iar pe o distanţă de 172
mm icircncepacircnd de la capete nu au prevăzute nici o fantă radială
Bobina modelului a fost alimentată cu energie electrică icircn curent continuu prin cele
două capete ale sale de la trei grupuri convertoare de sudură identice legate icircn paralel ca icircn
figura 32
Variaţia intensităţii curentului din bobină s-a făcut după necesităţi folosind butoanele
excitaţiilor serie şi separată aşezate pe panoul grupurilor icircntre 680 A şi 1068 A
Deoarece bobina are de-a lungul său două secţiuni transversale diferite una mai mare
icircn zona masivă a sa şi alta mai mică icircn zona fantelor radiale au rezultat pentru orice
intensitate de curent cacircte două valori pentru densităţile de curent
Existenţa a două densităţi de curent icircn bobină se traduce pentru funcţia M = M(xyzt)
Wm3 prin două valori constante M1 şi M2 la fiecare valoare a intensităţii curentului valoarea
M1 pentru zona plină a bobinei şi valoarea M2 pentru zona cu fante a bobinei
Fiecare valoare M1 rezultă din raportul puterii P1 consumată icircn zona plină care este
egală cu 0395 Pbobină şi volumul său V1 = 383 x10-3 m3 iar valoarea M2 - din raportul puterii
P2 consumată icircn zona cu fante egală cu 0605 Pbobină şi volumul său V2 = 476 x10-3 m3
Puterea electrică icircn curent continuu consumată icircn bobină s-a măsurat prin metoda
voltmetrului şi ampermetrului
Deoarece montajul aval al voltmetrului dă o eroare de măsurare redusă icircn cazul
tensiunilor mici ca icircn acest caz cacircnd tensiunea este 545 V şi curenţilor mari (680 A - 1068
A) acest montaj a fost preferat
Ca aparate de măsură s-au folosit un voltmetru magnetoelectric de clasă 03 iar cu rol
de ampermetru s-a folosit un multimetru de clasă 03 combinat cu un şunt de 1200 A 60 mV
şi 5 Ω
Pentru determinarea regimului termodinamic icircn instalaţia de răcire a bobinei de cupru
din crestătură prin măsurătorile efectuate sndasha urmărit punerea icircn evidenţă a următoarelor
mărimi
a) căderea totală de presiune icircn instalaţia de răcire funcţie de debitul de aer vehiculat
21
b) variaţia longitudinală a căderii de presiune icircn sistemul fantă admisie fantă ieşire
orificii fantă ndash funcţie de poziţia fantelor şi regimul de lucru
c) temperaturile icircn miezul de cupru al icircnfăşurării şi distribuţia lor longitudinală icircn funcţie
de regimul de icircncărcare şi debitul de fluid vehiculat
d) debitul de căldură cedat icircn fantele de răcire şi preluat de agentul vehiculat ndash icircn funcţie
de poziţia fantelor şi puterea disipată icircn instalaţie
e) repartiţia debitului agentului de răcire funcţie de poziţia fantelor
f) determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantele de răcire
g) determinarea coeficientului de pierderi de presiune considerat ca un coeficient de
rezistenţă local icircn funcţie de poziţia fantelor
Temperaturile s-au măsurat cu termocuplu cupru-constantan cu diametrul 02 mm şi
05 mm izolate icircn teflon respectiv sticlă tip Degussa
Presiunile s-au măsurat cu sonde de presiune cu diametrul 2mm racordate la tuburi U
icircn mm coloană de apă (mm CA) sau mm coloană de mercur (mm CHg)
Mărimile temperaturilor s-au măsurat cu aparate icircnregistratoare icircn icircnfăşurarea de
cupru iar cele ale fluidului s-au măsurat la intrarea icircn regim permanent cu ajutorul unui
voltmetru electronic digital şi a unui milivoltmetru cu spot luminos
Fiecare termocuplu a fost etalonat anterior icircmpreună cu aparatul de măsură cu care a
fost utilizată punctul rece fiind introdus pentru termostatare la 0oC icircntr-un vas Dewar cu
gheaţă atacirct icircn timpul etalonării cacirct şi icircn timpul măsurătorilor
Icircn scopul măsurării mărimilor de mai sus s-au montat
1) 6 sonde de presiune statică 5 icircn lungul canalului de admisie la baza crestăturii şi una
icircnainte de intrare icircn canalul de admisie
2) Debitul total de aer de răcire cu ajutorul unei diafragme standardizate măsuracircndu-se
căderea de presiune icircn diafragmă şi presiunea statică icircn aval de aceasta
3) Vitezele la ieşirea din orificiile fiecărei fante s-au măsurat cu ajutorul unei sonde Pitot
amplasate pe un suport mobil din teflon de-a lungul celor 16 fante studiate Pentru
determinarea vitezelor s-a măsurat şi temperatura la ieşirea din fiecare orificiu
4) Temperatura aerului icircn lungul canalului de admisie s-a măsurat cu ajutorul a patru
termocupluri montate icircn lungul canalului
22
5) Determinarea distribuţiei temperaturii pe icircnălţimea icircnfăşurării s-a făcut prin plantarea
icircn două secţiuni a termocuplurilor
6) Temperatura icircn masa icircnfăşurării de cupru icircn lungul icircntregului traseu de măsură cu
ajutorul a 9 termocupluri introduse prin partea laterală a crestăturii şi 2
termocuplurilor montate icircn icircnfăşurarea de cupru icircn apropierea bornelor de legătură
7) Temperaturile la suprafaţa exterioară a icircnfăşurării de cupru s-au măsurat icircn două
puncte icircn acelaşi loc unde s-au plantat termocupluri pentru măsurarea temperaturii icircn
axul icircnfăşurării pentru a putea urmări distribuţia transversală a temperaturii icircn
icircnfăşurare
Pentru determinarea gradientului radial a temperaturii icircn icircnfăşurare s-au determinat icircn
două puncte temperaturile la partea superioară şi respectiv inferioară a icircnfăşurării
33 REZULTATE EXPERIMENTALE
Experimentările s-au efectuat pentru regimuri de bază icircn care s-a variat puterea
electrică disipată icircn icircnfăşurările de cupru
PA = 2207 W PB = 2907 W PC = 4301 W PD = 5744 W la care corespund densităţile
de curent
JA = 305 Amm2 JB = 345 Amm2 JC = 404 Amm2 JD = 463 Amm2
Pentru fiecare regim de putere s-au variat debitele de agent de răcire pentru a se pune
icircn evidenţă influenţa parametrilor aerodinamici de curgere asupra temperaturii icircn icircnfăşurare
Icircn tabelul următor sunt prezentate valorile debitelor de răcire puterile electrice
disipate şi densităţile de curent pentru regimurile experimentate grupate după valorile
densităţii de curent
Regim P
[W]
J
[Amm2]
Dt
[m3h]
11 2006 297 121
A 12 2376 314 865
13 2240 306 67
8 2875 345 121
B 9 2808 341 112
10 3040 349 805
1 4149 402 118
3 4176 405 129
23
C 4 4167 403 121
5 4454 405 101
6 4563 403 80
D 2 5767 467 135
7 5722 459 123
Se observă că nu s-a putut menţine puterea constantă la diferite debite de aer de
răcire icircn cazul regimurilor de putere ABCD deoarece icircn timpul funcţionării au existat
variaţii ale rezistenţei icircnfăşurării ca urmare a modificării temperaturii cuprului precum şi mici
variaţii de tensiune
Pentru fiecare debit de agent de răcire s-au măsurat vitezele icircn cele 3 x N orificii cu
diametrul de 7 mm N fiind numărul de fante de răcire Determinările s-au efectuat din
motive de simetrie geometrică şi fizică a procesului numai pe jumătate bară rezultacircnd 3 x 16
= 48 orificii pentru care s-au efectuat măsurătorile la fiecare regim Icircn acelaşi mod s-a
procedat cu temperaturile agentului de răcire la ieşirea din orificii
Notacircnd cu presiunea dinamică măsurată cu tubul Pitot s-a determinat
temperatura medie icircn fanta j cu relaţia
ep∆
sum
sum
=
=
∆
sdot∆
= 3
1
3
1
iei
iiei
ej
p
TpT (61)
unde şi Teip∆ i reprezintă presiunile dinamice şi temperaturile la ieşire din cele 3 orificii
corespunzătoare fantei j
Debitul de aer pe fanta j s-a determinat cu relaţia
(62) sum=
sdot=3
10 3600
iifj swD ε
unde wi [ms] este viteza icircn orificiu şi rezultă din relaţia
aer
eii
pw
ρ9802 sdotsdot∆
= (63)
reprezentacircnd presiunea dinamică a fiecăreia din cele 3 găuri corespunzătoare unei fante j Ea
se determină cu ajutorul tubului Pitot mobil s0 reprezintă secţiunea transversală aceeaşi
pentru toate orificiile
Densitatea aerului s-a aproximat cu ecuaţia
[kgmfjaer T410412650 minussdotminus=ρ 3] (64)
24
valabilă icircn limitele CTC 00 10020 ltlt
Ecuaţia (62) poate fi astfel pusă sub forma simplificată
sum=
minus∆
sdotminus=
3
1410412650
1
iei
fjfj p
TAD (65)
A fiind o constantă de calcul egală cu 1935 sdot10-2
Viteza aerului icircn fanta j se calculează cu relaţia
3600sdot
=f
fjfj S
Dw (66)
unde Sf este secţiunea transversală a fantelor Sf =148110-4 m2
Pentru determinarea coeficientului local de rezistenţă al fantelor s-a folosit relaţia
aerfj
j wp
ρζ 21 sdot
∆= (67)
unde ∆p1 (mm CA) reprezintă căderea de presiune icircn sistemul alimentare fantă-fantă-sistem
de ieşire fantă
Debitul de căldură preluat de aer icircn fiecare fantă se calculează cu relaţia
[kcalh] (68)
unde T
)( ijejpafjaerfj TTcDQ minus= ρ
i reprezintă temperatura aerului la intrarea icircn fanta j rezultată din măsurătorile de
temperaturi icircn lungul canalului de admisie iar cpa = 2378
Pentru determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantă se foloseşte relaţia
)( aerpCuCu
jj TTA
Qminus
=α (69)
unde
- ACu reprezintă suprafaţa laterală a fantei ocupată de icircnfăşurarea de cupru (mai
puţin suprafaţa ocupată de izolaţie) ACu = 12410 mm2
- pCuT este temperatura peretelui icircnfăşurării de cupru icircn fantă
CTpCuo40+=θ
- aerT este temperatura medie a aerului icircn fanta j 2
efifaer
TTT
+=
Temperatura pCuT s-a aproximat prin temperatura icircn axa icircnfăşurării de Cu avacircnd icircn
vedere că la icircncărcările volumetrice de putere M [Wm3] utilizate icircn timpul experimentărilor
rezultă o cădere foarte mică de temperatură icircntre peretele fantei şi temperatura icircn ax icircntre 2
25
fante Icircntr-adevăr dacă se consideră icircncărcarea volumetrică maximă de putere icircntacirclnită icircn
cursul experimentărilor M = 072x106 Wm3 şi se utilizează pentru căderea de temperatură
ax-perete fantă relaţia
Cu
Mrtλ2
2=∆ (70)
unde r = 125 mm λ Cu = 300 kcalmsdothsdotgrd rezultă
(71) grd1870asymp∆T
ceea ce justifică alegerea temperaturii icircn axul icircnfăşurării pentru determinarea coeficientului de
transfer de căldură
Supratemperaturile θ măsurate icircn miezul barei icircn cele 13 regimuri studiate
Regim 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
1 96 995 86 80 70 64 57 44 47 365
2 116 133 107 85 77 67 61 45 47 34
3 81 855 695 65 56 50 43 295 33 23
4 895 94 80 725 625 555 46 365 395 29
5 995 109 98 825 715 65 565 465 62 395
6 1085 132 106 89 81 76 685 61 675 545
7 120 143 112 915 805 715 64 49 515 395
8 665 64 525 525 445 435 295 235 255 185
9 645 445 355 515 435 425 285 21 11 16
10 70 705 59 58 53 49 37 31 295 255
11 46 315 25 375 335 32 135 65 2 35
12 55 51 42 47 42 395 255 195 24 125
13 585 66 495 535 515 455 345 31 355 27
Măsurarea diverselor mărimi icircn cele 13 regimuri caracterizate mai sus
Regimul 1
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
71 4072 925 1735 428 148 6584 7447
72 3621 821 1539 542 145 5038 6162
725 340 847 1588 509 14 4709 6657
735 3467 902 1691 456 132 5384 8496
26
75 3135 954 1789 411 12 5172 8806
77 3209 953 1787 424 104 58 10931
82 2728 943 1768 453 92 4833 9325
88 2767 1078 2022 371 84 5892 12184
96 2842 1081 2027 405 88 6004 13295
104 2825 1016 1905 497 103 5493 13124
113 2896 1147 2151 425 124 534 14191
120 2945 1140 2138 457 147 4705 1408
125 280 1235 2316 404 173 369 11729
127 325 1168 219 466 20 4027 15638
129 3148 121 2269 44 23 282 11493
130 325 1064 1995 581 26 1888 8113
Regimul 2
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
945 4293 1075 2016 425 132 876 7063
95 3635 933 175 554 122 629 6201
955 3381 1012 1898 469 115 6305 7326
97 3109 1083 2031 412 112 6361 822
100 2747 1084 2033 419 84 5865 7676
105 2307 1111 2083 412 7 5115 7235
1125 2246 1101 2065 449 54 5401 7903
122 2161 1267 2376 366 46 6214 9648
1325 1967 1318 2472 365 48 5667 8821
144 1973 1058 1984 587 54 4382 7001
157 2098 1422 2667 373 62 605 1007
169 216 1418 2659 405 8 5771 9263
180 2171 1393 2612 447 108 4336 7637
185 2166 1425 2672 439 14 3098 5651
187 210 1424 267 444 184 1044 1942
1885 2229 1287 2413 55 22
27
Regimul 3
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
89 3337 988 1853 458 128 5667 6927
90 2910 904 1695 545 122 4344 5897
905 2664 969 1817 473 114 4175 6345
925 2382 1085 2035 382 106 408 6738
95 2211 1072 201 399 92 3957 719
99 2166 1086 2037 405 78 4317 8338
107 2087 1030 1932 485 68 4168 8795
117 196 1230 2307 37 605 481 10714
1275 1892 1278 2397 373 6 4771 1113
139 1941 1152 216 501 64 4324 10856
151 2019 1373 2572 385 7 5213 14285
164 1969 1383 2593 411 9 4245 15796
175 1967 1443 2706 403 12 3162 10543
180 210 1371 2571 461 16 1914 7909
182 210 1411 2646 44 204
183 2238 1293 2425 529 25
Regimul 4
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
81 3678 948 1778 458 132 6193 6978
81 3091 849 1592 56 118 4551 5717
815 2883 913 1712 483 102 48 667
82 2885 103 1931 382 84 5963 9262
83 2568 939 1761 46 68 5059 8535
85 251 98 1838 432 54 5527 11758
90 2287 948 1778 485 44 504 9047
98 2531 1107 2076 39 4 678 11071
107 2168 1174 2201 375 39 6025 12541
28
116 2224 1125 211 443 4 5916 13103
127 216 1275 2291 41 48 6174 14718
13 230 1263 2368 419 68 5865 14955
146 2531 1361 2552 385 96 6076 17774
147 230 1265 2372 445 132 3515 11151
149 2537 1322 2479 416 178 2805 1031
150 2486 121 2269 50 22 964 3601
Regimul 5
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
51 4627 805 1509 414 16 6608 6464
52 4462 71 1331 54 158 5567 6381
525 4111 716 1343 534 155 5022 6506
55 3636 82 1537 416 149 4864 6772
575 3393 807 1513 444 138 4518 6618
60 3141 829 1554 436 12 4508 7081
645 300 76 1425 554 10 4283 6972
68 3071 956 1793 37 7 6412 10844
74 300 1023 1918 351 88 6123 10939
79 2939 922 1729 46 94 5204 9728
84 3149 1021 1915 406 108 5929 12139
89 3087 1058 1984 396 13 5293 11507
94 3231 1116 2093 377 164 4929 16449
97 325 1075 2016 42 21 3404 13888
102 3621 1154 2164 388 274 2749 15074
1025 3382 969 1817 549 336
Regimul 6
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 5297 673 1262 465 132 7209 612
29
39 5007 636 1193 514 124 6405 648
395 488 637 1194 517 118 641 741
40 4378 709 1329 415 114 5303 7885
41 4032 702 1316 429 115 5587 7369
43 3714 713 1337 431 125 487 6862
45 362 647 1213 546 136 4052 6149
48 3764 809 1517 374 15 505 8359
52 3672 831 1558 383 16 4747 8381
57 3792 79 1481 466 17 4539 8597
61 3825 881 1652 402 177 4964 9993
64 3833 853 160 449 185 4631 9671
66 3927 939 1761 384 192 5145 11592
68 4096 909 1705 428 198 523 12535
69 4117 926 1737 415 203 5323 13294
69 425 828 1553 522 208 4864 12115
Regimul 7
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
85 5058 983 1843 47 144 9599 7545
86 4241 922 1729 525 138 722 6934
87 4113 929 1742 52 13 7188 8176
89 3939 998 1871 459 119 7583 9799
92 3658 1036 1943 435 98 7734 11581
96 3231 1084 2033 409 78 7485 10591
103 3037 1036 1943 477 63 7066 10415
110 3088 1215 2278 371 55 8994 13723
120 2898 1241 2327 385 56 825 12856
130 3074 1144 2145 494 62 7951 12935
142 2933 1344 252 389 73 839 13886
153 3082 1331 2496 43 108 7488 13063
165 3016 1393 2612 422 126 6861 12118
30
172 2778 1331 2496 478 164 4238 7604
175 3476 1362 2554 476 205 5332 10913
178 3347 1273 2387 552 252 2873 6146
Regimul 8
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
76 247 92 1725 438 105 3711 3912
77 2525 843 1581 529 96 3749 4058
78 2351 84 1575 537 86 3576 4159
80 2178 1008 189 38 76 4099 4937
83 210 921 1727 471 65 3842 4468
86 1963 1038 1946 382 56 4206 5561
93 2027 886 1661 569 5 3907 6439
100 1765 1126 2111 375 45 4298 7683
110 1909 1178 2209 379 44 5012 8738
120 1823 1105 2072 469 46 4367 8692
130 168 1216 228 417 54 4023
141 1771 1256 2355 425 68 3962
150 190 1318 2472 412 88 3866
154 170 1274 2389 45 112 2123
156 210 1318 2472 432 138 2697
157 2046 1161 2177 56 166 1269
Regimul 9
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
58 345 844 1583 394 11 5537 9344
59 33 783 1468 464 95 5163 10876
60 33 764 1432 494 79 5395 13564
625 3284 839 1573 536 66 621 18686
65 33 884 1658 398 56 6841 24284
31
69 33 944 177 37 46 7585 31026
74 33 82 1538 525 4 6734 31919
82 3238 1013 190 38 36 8214 4561
89 31 1113 2087 343 36 8804 4996
99 3296 1038 1946 438 38 8576 5165
108 31 1129 2117 403 44 8528 94138
116 31 1186 2224 394 6 8397
123 33 1282 2404 359 8 9016
126 345 1172 2198 444 106 7825
127 33 1262 2367 386 136 6822
127 33 1070 2006 541 164 4925
Regimul 10
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
36 4183 65 1219 419 125 5242 8148
36 4205 606 1136 481 115 5097 9723
37 4161 623 1168 467 104 5368 16633
375 4036 684 1283 39 88 5989 1444
39 3908 67 1256 422 74 5916 16018
41 3901 753 1412 346 6 6945 21122
43 355 599 1123 575 5 5143 16094
45 36 775 1453 36 45 7091 23087
48 3457 834 1564 33 5 6954 24138
52 36 781 1464 411 64 6664 23046
56 3669 81 1519 412 8 6497 24747
60 36 80 15 455 104 5887 22807
62 36 944 177 339 128 6499 26054
65 3837 92 1725 377 148 5974 2545
665 3851 892 1673 411 162 5468 22469
67 3781 757 1419 575 17 6408 2337
32
Regimul 11
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
74 31 872 1632 47 114 4796 10224
745 3081 809 1517 547 109 4525 11707
75 3184 819 1536 538 105 4905 15604
78 31 989 1855 383 98 590 22531
80 3036 929 1742 444 92 5543 25206
83 3043 1034 1939 372 84 6431 33252
88 2997 923 1731 493 75 5869 38561
94 30 1167 2188 329 63 7803 60752
101 31 1189 223 34 58 8488 33705
110 31 1079 2023 45 54 7831 29007
120 31 1281 2402 348 52 9372
130 31 1281 2402 377 52 9372
141 31 1371 2571 358 58 9788
150 31 130 2438 424 66 8989
157 31 1346 2524 415 8 8738
164 31 1186 2224 524 86 7491
Regimul 12
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 165 748 1402 327 10 1401 1606
39 18 566 1062 571 95 1384 1679
395 18 606 1136 505 88 1606 2175
40 1734 692 1297 392 8 1866 2353
41 1704 717 1345 372 7 2083 2789
43 1712 768 144 34 6 2475 2878
45 165 611 1146 56 5 2041 3494
48 1544 766 1436 38 51 2305 4388
52 165 944 177 266 48 3210 5639
33
59 165 786 1474 444 53 2498 5627
65 165 842 1579 427 62 2515
71 165 846 1586 464 8 2079
76 165 991 1858 364 112 1510
79 165 95 1781 413 13 95
82 165 934 1752 445 16
85 165 848 159
Regimul 13
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
20 2706 449 842 477 15 152 1875
20 25 363 681 728 154 971 1061
20 2607 409 767 574 146 132 1788
20 2591 495 928 392 14 1661 2116
205 2301 488 915 410 13 1384 1765
21 2298 497 932 404 118 1563 2151
22 2263 377 707 701 106 1682 2723
235 2233 526 986 395 98 1882 3211
25 235 587 110 345 10 2257 3600
28 2288 562 1054 421 108 1933 2248
31 235 587 11 429 12 2083
33 235 579 1086 47 141 1539
34 2401 613 1149 435 17 1208
355 1448 58 1087 518 20 726
36 25 612 1149
365 25 552 1035
34
34 INTERPRETAREA REZULTATELOR
35
Fig 33 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α la diferite regimuri
de funcţionare
36
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
denumit criteriul Stanton
Dacă se consideră ecuaţiile după axele x şi y criteriul lui Grashof nu mai apare
deoarece mişcarea fluidului nu se face şi pe verticală Icircn acest caz mişcarea fluidului şi
transmiterea de căldură prin convecţie (şi conductibilitate icircn stratul limită) vor fi
caracterizate printr-o funcţie criterială de forma
f(NuPrRe) = 0 (36)
sau
Nu=g(RePr) (37)
Criteriul lui Euler nu intră icircn funcţiiile de mai sus deoarece presiunea nu joacă un rol
direct icircn transmiterea căldurii iar influenţa ei indirectă a fost luată icircn considerare icircn
cadrul celorlalte criterii Icircn consecinţă introducerea acestui criteriu nu aduce nici o
contribuţie concludentă icircn convecţia termică
Relaţia (37) permite determinarea valorii lui α dacă se cunoaşte teoretic sau
experimental funcţia care leagă icircntre ele criteriile Nu Re şi Pr Icircn acest caz
Pr)(Reglλα = (38)
Icircn cazul mişcării pe verticală mai intervine şi criteriul Gr pe lacircngă celelalte
criterii
Dacă este cazul unei mişcări relativ lente cum se icircntacircmplă la convecţia liberă criteriul
Re icircşi pierde importanţa avacircnd valoare foarte mică aşa că se poate scrie
Nu = f(GrPr) (39)
La curgere forţată pe verticală cacircnd se suprapune convecţia liberă peste convecţia
forţată relaţia (39) devine
Nu = f(RePrGr) (40)
Icircn concluzie teoria similitudinii permite ca pe baza ecuaţiilor diferenţiale ale
convecţiei dar fără a le integra să se obţină criterii de similitudine icircntre care să se determine
pe cale experimentală ecuaţii criteriale valabile pentru toate procesele asemenea Din aceste
ecuaţii criteriale se poate determina coeficientul de convecţie α
12
224 Calculul coeficienţilor de transfer de căldură
In cazurile complexe coeficienţii de transfer de căldură se calculează din ecuaţii
criteriale care se obţin prin prelucrarea rezultatelor experimentale Ecuaţiile criteriale se obţin
pornind de la ecuaţia diferenţială cu următorul algoritm
Pasul 1 se scrie ecuaţia diferenţială Fourier-Kirchhoff
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
partpart
+part
part+
partpart
minus⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
part
part+
part
part+
part
part=⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛partpart
+partpart
+partpart
+partpart
zv
yv
xv
TczT
yT
xT
zTv
yTv
xTv
tTc zyx
pzyxp)()()(
2
2
2
2
2
2 ρρρλρ
(41)
Pasul 2 se transcrie ecuaţia difereţială icircn forma dimensională generalizată
(IV) (III) (II) (I)
02
=⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟
⎠
⎞⎜⎝
⎛+⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
lTvc
lT
lvTc
tTc ppp ρλρρ
(42)
Pasul 3 se elimină termenii care nu sunt independenţi (termenii II şi IV sunt identici
şi de aceea se reţine numai unul dintre ei)
(III) (II) (I)
02
=⎟⎠
⎞⎜⎝
⎛+⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
lT
lvTc
tTc pp λρρ
(43)
Pasul 4 primul termen se exprimă sub forma
lT
lTl
lQ
tlQ
tl
Tmct
Tc pp ααρ===== 3
2
333 (44)
şi ecuaţia dimensională generalizată devine
(III) (II) (I)
02 =⎟⎠⎞
⎜⎝⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛
lT
lvTc
lT p λρα
(45)
Se fac rapoarte adimensionale icircntre termenii ecuaţiei de mai sus obţinacircnd două criterii
de similitudine
Criteriul Nusselt se obţine raportacircnd termenul (I) la termenul (III)
λα
λα l
Tl
lT
IIIINu =sdot==
2
)()( (46)
13
Acest criteriu exprimă raportul dintre căldura totală transmisă icircn interiorul fluidului şi
căldura transmisă numai prin conductivitate
Criteriul Peclet rezultă din raportul termenilor (II) şi (III)
avlvlc
Tl
lTvc
IIIIIPe pp ==sdot==
λρ
λρ 2
)()( (47)
icircn care pc
aρλ
= este coeficientul de difuziune termică
Funcţia criterială generală este dată de relaţia
0Re0
2
0
1 =⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ll
ll
WeFrEuPeNuf (48)
Funcţia criterială se simplifică astfel
- pentru fluide omogene We=0
- icircntre Eu şi Re există o relaţie de dependenţă aşa cum rezultă din următorul raţionament
la curgerea internă
2
2vdLP ρλ=∆ de unde
dL
vPEu
22 λρ
=∆
= (49)
icircn timp ce la curgerea externă
2
2vAP cρξ=∆ deci
22
cAvPEu ξ
ρ=
∆= (50)
Deoarece (Re)f=λ şi (Re)f=ξ rezultă că Eu=f(Re) icircn consecinţă criteriul Euler
poate fi omis din ecuaţia criterială
- se preferă icircnlocuirea criteriului Pe cu criteriul Prandtl care are avantajul că este exprimat
numai icircn funcţie de constante fizice
λη
ρηρ sdot
=sdotsdot
sdotsdotsdot== pp c
lvlvTcPe
RePr (51)
- criteriul Froude este icircnlocuit cu criteriul Grashof (numit şi criteriul convecţiei libere)
14
Tlvv
lgTFrGr ∆sdotsdotsdotsdot
sdotsdot
=∆sdotsdotsdot= βη
ρβ 2
222
22Re (52)
şi ecuaţia criterială devine
0RePr0
2
0
1 =⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ll
ll
GrNuf (53)
care se explicitează icircn raport cu criteriul Nusselt şi se obţine
PrRe4
321
0
1n
nnn
ll
GrCNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdotsdot= (54)
- icircn convecţia liberă nu apare Reynolds doarece nu se poate determina viteza şi ecuaţia
criterială devine
Pr3
21
0
1n
nn
ll
GrCNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdot= (55)
- icircn convecţia forţată icircn regim turbulent nu apare Grashof iar ecuaţia criterială devine
PrRe3
21
0
1n
nn
ll
CNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdot= (56)
Ecuaţiile criteriale existente icircn literatura de specialitate sunt rezultatul prelucrării unui
număr mare de date experimentale obţinute icircn condiţii particulare şi limite bine precizate de
variaţie a parametrilor motiv pentru care şi valabilitatea acestor ecuaţii este limitată
Pentru calculul coeficientului individual de transfer de caldura α trebuie cunoscute
exact condiţiile icircn care se realizează convecţia pentru a alege din literatura de specialitate
ecuaţia criterială adecvată
Icircn literatura de specialitate sunt prezentate ecuaţii criteriale pentru fiecare tip de
convecţie
225 Analiza dimensională
Analiza dimensională este o metodă prin care se obţin informaţii despre un fenomen
pornind de la singura premiză că fenomenul poate fi descris printr-o ecuaţie dimensională
corectă şi omogenă icircntre anumite variabile Metoda are icircnsă o limitare constacircnd icircn aceea că
rezultatele obţinute sunt incomplete şi practic inutilizabile dacă nu sunt completate cu date
experimentale
Analiza dimensională iniţiată de Buckingham combină variabilele unui proces icircn
grupuri adimensionale denumite criterii convenabil alese care uşurează interpretarea
15
rezultatelor şi extind domeniul de aplicare a datelor experimentale Relaţiile de calcul
stabilite cu ajutorul analizei dimensionale şi corelate cu datele experimentale permit
determinarea coeficientului de convecţie pentru categorii largi de fenomene reale icircn baza
legilor similitudinii
Analiza dimensională contribuie icircnsă icircn mică măsură la icircnţelegerea proceselor de
convecţie deoarece nu dă nici un fel de informaţii despre natura fenomenelor considerate
Criteriile de similitudine pot fi determinate şi cu ajutorul analizei dimensionale prin
egalizarea dimensiunilor cunoscute ale unei mărimi complexe cu dimensiunile unor mărimi
simple sau complexe alese mai mult sau mai puţin arbitrar
Considerăm mărimea complexă α ale cărei dimensiuni cunoscute sunt
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡
sdotsdot grdsmJ
2α (57)
Se presupune că mărimea depinde de lungimea caracteristică a corpului de căldura
specifică a fluidului de conductibilitatea termică de viteză de vacircscozitatea cinematică şi
de densitatea fluidului Presupunerea se bazează pe analiza formulelor care exprimă de
obicei pe α Dimensiunile acestor mărimi sunt
][3
2
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡⎥⎦⎤
⎢⎣⎡
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡sdotsdot⎥
⎦
⎤⎢⎣
⎡sdot m
kgs
msmv
grdsmJ
grdkgJcml ρυλ
Icircn consecinţă se poate scrie
(58) θηεδγβ υλρα sdotsdotsdotsdotsdotsdot= cvlC
unde C este o constantă adimensională
Dacă se grupează aceşti exponenţi se obţine formula lui Nusselt
(59) εγ PrRe sdotsdot=CNu
formulă utilizată deseori pentru determinarea lui α şi care corespunde destul de bine
determinărilor experimentale icircn foarte multe cazuri practice Mărimile γ şi ε sunt nişte
numere oarecare adesea notate cu m şi n
Determinarea coeficientului de convecţie pe această cale implică icircnsă un mare număr
de măsurări experimentale şi cunoaşterea relaţiei dintre parametrii icircn cauză lucru care nu este
totdeauna realizabil
16
226 Factorii care determină şi influenţează convecţia termică
Aceşti factori sunt
a) Cauza care produce mişcarea fluidului
Dacă mişcarea fluidului este cauzată doar de diferenţa de densitate produsă de
diferenţa de temperatură icircntre particulele de fluid mai apropiate şi mai depărtate de perete
transmisia căldurii se face prin convecţie liberă
Dacă mişcarea fluidului este cauzată de un lucru mecanic din exterior (pompă
ventilator) transmisia căldurii se face prin convecţie forţată
b) Regimul de curgere al fluidului care este caracterizat prin criteriul Reynolds (Re)
Pentru curgerea fluidelor prin ţevi şi canale icircnchise există următoarele regimuri
bull convecţie icircn regim laminar (particulele de fluid nu se amestecă liniile de curent fiind
paralele) 2300Re lt
bull convecţie icircn regim tranzitoriu 410Re2300 ltlt
bull convecţie icircn regim turbulent 410Re gt
Pentru curgerea fluidului peste corpuri icircn formă de placă plană graniţa dintre laminar
şi turbulent este pentru 5105Re sdotasymp
Deoarece icircn regim laminar particulele nu se amestecă intensitatea transferului de
căldură prin convecţie este mai mare icircn regim turbulent decacirct icircn regim laminar
c) Proprietăţile fizice ale fluidului
Convecţia este influenţată icircn principal de căldura specifică cp coeficientul de
conducţie λ al fluidului (care intervine icircn stratul limită termic) difuzivitatea termică
densitatea vacircscozitatea dinamică proprietăţi care depind de temperatura fluidului şi care pot
fi găsite icircn tabele termodinamice
d) Forma şi dimensiunile suprafeţei de schimb de căldură
Geometria suprafeţei de schimb de căldură (plană cilindrică nervurată etc) şi
orientarea acesteia faţă de direcţia de curgere a fluidului afectează caracteristicile stratului
limită deci şi transferul de căldură prin convecţie
Problema transmiterii căldurii prin convecţie se reduce de fapt la determinarea
coeficientului de convecţie α
17
Dacă icircn calculele practice de transmitere a căldurii prin conducţie se poate lucra cu
valorile experimentale ale coeficientului λ luate din tabele termodinamice icircn cazul convecţiei
coeficientul α trebuie determinat pentru fiecare caz icircn parte şi depinde de cei 4 factori
prezentaţi anterior
Determinarea coeficientului de convecţie α se face pornind de la ecuaţiile diferenţiale
care intervin icircn procesul de transmitere a căldurii prin convecţie tinacircnd cont de faptul că
procesul are loc datorită mişcării fluidului ecuaţia de continuitate ecuaţiile de mişcare
(ecuaţiile Navier-Stockes) şi ecuaţia de contur (care ţine seama de faptul că fluxul unitar de
căldură transmis prin convecţie este egal cu fluxul unitar de căldură transmis prin conducţie
prin stratul limită de fluid de lacircngă perete)
Rezolvarea teoretică a acestui sistem de ecuaţii diferenţiale nu este posibilă decacirct
pentru cazuri foarte simple particulare
Din această cauză pentru determinarea coeficientului de convecţie α se face apel la
teoria similitudinii Pe baza ecuaţiilor diferenţiale sus menţionate şi a teoriei similitudinii au
fost deduse mărimile adimensionale numite invarianţi criterii de similitudine sau numere
Aceşti invarianţi se pot calcula icircn funcţie de parametrii fluidului la temperatura
respectivă (vacircscozitate densitate viteză etc)
Toţi aceşti invarianţi au aceeaşi valoare pentru sistemele şi fenomenele asemenea
Cel mai important invariant este Nu deoarece include coeficientul de convecţie α care
trebuie determinat λα lNu sdot= unde λ este coeficientul de conducţie termică a fluidului icircn
stratul limită iar l este lungimea caracteristică (diametrul icircn cazul conductelor)
Efectuacircnd experimentări pe instalaţii de laborator au fost deduse empiric relaţii de
legătură icircntre invarianţi numite ecuaţii criteriale de forma
Nu = f ( Re Pr Gr etc ) (60)
18
3 DETERMINAREA EXPERIMENTALĂ A COEFICIENTULUI DE
TRANSFER TERMIC PRIN CONVECŢIE
31 INTRODUCERE
Există patru metode de bază pentru evaluarea coeficientului de transfer termic prin
convecţie
- analiza dimensională combinată cu determinări experimentale
- determinarea analitică a soluţiilor ecuaţiilor stratului limită
- analiza aproximativă a startului limită prin metode integrale
- analogia dintre transferul de căldură masă şi impuls
Deşi fiecare dintre metode contribuie la cunoaşterea procesului transferului de căldură
nici una dintre ele nu poate rezolva singură toate problemele schimbului de căldură prin
convecţie datorită limitărilor pe care le au
Analitic prin integrarea ecuaţiei diferenţiale Fourier-Kirchhoff se obţine funcţia de
distribuţie a temperaturilor icircn interiorul fluidului icircn mişcare Această funcţie permite
determinarea gradientului de temperatură şi a potenţialului individual icircn stratul limită icircn
funcţie de care se poate stabili o relaţie de calcul al coeficientului de transfer de căldură prin
convecţie
Soluţiile analitice nu sunt icircnsă posibile de găsit decacirct pentru cazuri simple
Icircn consecinţă determinarea coeficienţilor de transfer de căldură se face experimental
pe un model fizic corelarea datelor experimentale făcacircndu-se prin ecuaţii criteriale deduse
prin metodele similitudinii şi analizei dimensionale
32 INSTALAŢIA EXPERIMENTALĂ
Măsurătorile s-au efectuat pe un model experimental de crestătură cu răcire directă
introdus icircntr-o cutie din tablă de Ol37-2K de 25 mm grosime cu volumul de 03396 m3 care
este izolat termic printr-un strat de lemn căptuşit cu plăci de azbest pe trei sferturi din
suprafaţa sa şi cu alumină pe restul de un sfert de suprafaţă
Icircn zona icircn care izolaţia termică este de alumină modelul are prevăzute termocuplurile
şi sondele de presiune
Aşezarea sondelor s-a făcut numai pe o faţă din jumătatea modelului ca urmare a
faptului că modelul experimental prezintă simetrie geometrică faţă de planele mediane
(transversal şi longitudinal)
19
Alimentarea cu aer s-a făcut de la reţeaua de aer comprimat printr-un colector de la
extremităţile căruia s-a făcut racordul prin furtunuri de cauciuc la două camere de admisie
montate sub capetele de bobină Aceste camere permit accesul aerului icircn canalul de admisie
plasat sub icircnfăşurarea de cupru
Fig 31 Modelul experimental de crestătură cu răcire directă
Fig 32 Schema experimentală
20
Din canalul de admisie aerul este evacuat icircn atmosferă prin 31 de canale radiale
identice tip fantă aşezate la 75 mm unul de altul de secţiune transversală 50 x 3 mm2 fante
practicate direct icircn icircnfăşurarea de cupru (Fig 31) Cele două capete de bobină de lungime
110 mm fiecare nu sunt izolate termic rămacircnacircnd direct icircn atmosferă iar pe o distanţă de 172
mm icircncepacircnd de la capete nu au prevăzute nici o fantă radială
Bobina modelului a fost alimentată cu energie electrică icircn curent continuu prin cele
două capete ale sale de la trei grupuri convertoare de sudură identice legate icircn paralel ca icircn
figura 32
Variaţia intensităţii curentului din bobină s-a făcut după necesităţi folosind butoanele
excitaţiilor serie şi separată aşezate pe panoul grupurilor icircntre 680 A şi 1068 A
Deoarece bobina are de-a lungul său două secţiuni transversale diferite una mai mare
icircn zona masivă a sa şi alta mai mică icircn zona fantelor radiale au rezultat pentru orice
intensitate de curent cacircte două valori pentru densităţile de curent
Existenţa a două densităţi de curent icircn bobină se traduce pentru funcţia M = M(xyzt)
Wm3 prin două valori constante M1 şi M2 la fiecare valoare a intensităţii curentului valoarea
M1 pentru zona plină a bobinei şi valoarea M2 pentru zona cu fante a bobinei
Fiecare valoare M1 rezultă din raportul puterii P1 consumată icircn zona plină care este
egală cu 0395 Pbobină şi volumul său V1 = 383 x10-3 m3 iar valoarea M2 - din raportul puterii
P2 consumată icircn zona cu fante egală cu 0605 Pbobină şi volumul său V2 = 476 x10-3 m3
Puterea electrică icircn curent continuu consumată icircn bobină s-a măsurat prin metoda
voltmetrului şi ampermetrului
Deoarece montajul aval al voltmetrului dă o eroare de măsurare redusă icircn cazul
tensiunilor mici ca icircn acest caz cacircnd tensiunea este 545 V şi curenţilor mari (680 A - 1068
A) acest montaj a fost preferat
Ca aparate de măsură s-au folosit un voltmetru magnetoelectric de clasă 03 iar cu rol
de ampermetru s-a folosit un multimetru de clasă 03 combinat cu un şunt de 1200 A 60 mV
şi 5 Ω
Pentru determinarea regimului termodinamic icircn instalaţia de răcire a bobinei de cupru
din crestătură prin măsurătorile efectuate sndasha urmărit punerea icircn evidenţă a următoarelor
mărimi
a) căderea totală de presiune icircn instalaţia de răcire funcţie de debitul de aer vehiculat
21
b) variaţia longitudinală a căderii de presiune icircn sistemul fantă admisie fantă ieşire
orificii fantă ndash funcţie de poziţia fantelor şi regimul de lucru
c) temperaturile icircn miezul de cupru al icircnfăşurării şi distribuţia lor longitudinală icircn funcţie
de regimul de icircncărcare şi debitul de fluid vehiculat
d) debitul de căldură cedat icircn fantele de răcire şi preluat de agentul vehiculat ndash icircn funcţie
de poziţia fantelor şi puterea disipată icircn instalaţie
e) repartiţia debitului agentului de răcire funcţie de poziţia fantelor
f) determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantele de răcire
g) determinarea coeficientului de pierderi de presiune considerat ca un coeficient de
rezistenţă local icircn funcţie de poziţia fantelor
Temperaturile s-au măsurat cu termocuplu cupru-constantan cu diametrul 02 mm şi
05 mm izolate icircn teflon respectiv sticlă tip Degussa
Presiunile s-au măsurat cu sonde de presiune cu diametrul 2mm racordate la tuburi U
icircn mm coloană de apă (mm CA) sau mm coloană de mercur (mm CHg)
Mărimile temperaturilor s-au măsurat cu aparate icircnregistratoare icircn icircnfăşurarea de
cupru iar cele ale fluidului s-au măsurat la intrarea icircn regim permanent cu ajutorul unui
voltmetru electronic digital şi a unui milivoltmetru cu spot luminos
Fiecare termocuplu a fost etalonat anterior icircmpreună cu aparatul de măsură cu care a
fost utilizată punctul rece fiind introdus pentru termostatare la 0oC icircntr-un vas Dewar cu
gheaţă atacirct icircn timpul etalonării cacirct şi icircn timpul măsurătorilor
Icircn scopul măsurării mărimilor de mai sus s-au montat
1) 6 sonde de presiune statică 5 icircn lungul canalului de admisie la baza crestăturii şi una
icircnainte de intrare icircn canalul de admisie
2) Debitul total de aer de răcire cu ajutorul unei diafragme standardizate măsuracircndu-se
căderea de presiune icircn diafragmă şi presiunea statică icircn aval de aceasta
3) Vitezele la ieşirea din orificiile fiecărei fante s-au măsurat cu ajutorul unei sonde Pitot
amplasate pe un suport mobil din teflon de-a lungul celor 16 fante studiate Pentru
determinarea vitezelor s-a măsurat şi temperatura la ieşirea din fiecare orificiu
4) Temperatura aerului icircn lungul canalului de admisie s-a măsurat cu ajutorul a patru
termocupluri montate icircn lungul canalului
22
5) Determinarea distribuţiei temperaturii pe icircnălţimea icircnfăşurării s-a făcut prin plantarea
icircn două secţiuni a termocuplurilor
6) Temperatura icircn masa icircnfăşurării de cupru icircn lungul icircntregului traseu de măsură cu
ajutorul a 9 termocupluri introduse prin partea laterală a crestăturii şi 2
termocuplurilor montate icircn icircnfăşurarea de cupru icircn apropierea bornelor de legătură
7) Temperaturile la suprafaţa exterioară a icircnfăşurării de cupru s-au măsurat icircn două
puncte icircn acelaşi loc unde s-au plantat termocupluri pentru măsurarea temperaturii icircn
axul icircnfăşurării pentru a putea urmări distribuţia transversală a temperaturii icircn
icircnfăşurare
Pentru determinarea gradientului radial a temperaturii icircn icircnfăşurare s-au determinat icircn
două puncte temperaturile la partea superioară şi respectiv inferioară a icircnfăşurării
33 REZULTATE EXPERIMENTALE
Experimentările s-au efectuat pentru regimuri de bază icircn care s-a variat puterea
electrică disipată icircn icircnfăşurările de cupru
PA = 2207 W PB = 2907 W PC = 4301 W PD = 5744 W la care corespund densităţile
de curent
JA = 305 Amm2 JB = 345 Amm2 JC = 404 Amm2 JD = 463 Amm2
Pentru fiecare regim de putere s-au variat debitele de agent de răcire pentru a se pune
icircn evidenţă influenţa parametrilor aerodinamici de curgere asupra temperaturii icircn icircnfăşurare
Icircn tabelul următor sunt prezentate valorile debitelor de răcire puterile electrice
disipate şi densităţile de curent pentru regimurile experimentate grupate după valorile
densităţii de curent
Regim P
[W]
J
[Amm2]
Dt
[m3h]
11 2006 297 121
A 12 2376 314 865
13 2240 306 67
8 2875 345 121
B 9 2808 341 112
10 3040 349 805
1 4149 402 118
3 4176 405 129
23
C 4 4167 403 121
5 4454 405 101
6 4563 403 80
D 2 5767 467 135
7 5722 459 123
Se observă că nu s-a putut menţine puterea constantă la diferite debite de aer de
răcire icircn cazul regimurilor de putere ABCD deoarece icircn timpul funcţionării au existat
variaţii ale rezistenţei icircnfăşurării ca urmare a modificării temperaturii cuprului precum şi mici
variaţii de tensiune
Pentru fiecare debit de agent de răcire s-au măsurat vitezele icircn cele 3 x N orificii cu
diametrul de 7 mm N fiind numărul de fante de răcire Determinările s-au efectuat din
motive de simetrie geometrică şi fizică a procesului numai pe jumătate bară rezultacircnd 3 x 16
= 48 orificii pentru care s-au efectuat măsurătorile la fiecare regim Icircn acelaşi mod s-a
procedat cu temperaturile agentului de răcire la ieşirea din orificii
Notacircnd cu presiunea dinamică măsurată cu tubul Pitot s-a determinat
temperatura medie icircn fanta j cu relaţia
ep∆
sum
sum
=
=
∆
sdot∆
= 3
1
3
1
iei
iiei
ej
p
TpT (61)
unde şi Teip∆ i reprezintă presiunile dinamice şi temperaturile la ieşire din cele 3 orificii
corespunzătoare fantei j
Debitul de aer pe fanta j s-a determinat cu relaţia
(62) sum=
sdot=3
10 3600
iifj swD ε
unde wi [ms] este viteza icircn orificiu şi rezultă din relaţia
aer
eii
pw
ρ9802 sdotsdot∆
= (63)
reprezentacircnd presiunea dinamică a fiecăreia din cele 3 găuri corespunzătoare unei fante j Ea
se determină cu ajutorul tubului Pitot mobil s0 reprezintă secţiunea transversală aceeaşi
pentru toate orificiile
Densitatea aerului s-a aproximat cu ecuaţia
[kgmfjaer T410412650 minussdotminus=ρ 3] (64)
24
valabilă icircn limitele CTC 00 10020 ltlt
Ecuaţia (62) poate fi astfel pusă sub forma simplificată
sum=
minus∆
sdotminus=
3
1410412650
1
iei
fjfj p
TAD (65)
A fiind o constantă de calcul egală cu 1935 sdot10-2
Viteza aerului icircn fanta j se calculează cu relaţia
3600sdot
=f
fjfj S
Dw (66)
unde Sf este secţiunea transversală a fantelor Sf =148110-4 m2
Pentru determinarea coeficientului local de rezistenţă al fantelor s-a folosit relaţia
aerfj
j wp
ρζ 21 sdot
∆= (67)
unde ∆p1 (mm CA) reprezintă căderea de presiune icircn sistemul alimentare fantă-fantă-sistem
de ieşire fantă
Debitul de căldură preluat de aer icircn fiecare fantă se calculează cu relaţia
[kcalh] (68)
unde T
)( ijejpafjaerfj TTcDQ minus= ρ
i reprezintă temperatura aerului la intrarea icircn fanta j rezultată din măsurătorile de
temperaturi icircn lungul canalului de admisie iar cpa = 2378
Pentru determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantă se foloseşte relaţia
)( aerpCuCu
jj TTA
Qminus
=α (69)
unde
- ACu reprezintă suprafaţa laterală a fantei ocupată de icircnfăşurarea de cupru (mai
puţin suprafaţa ocupată de izolaţie) ACu = 12410 mm2
- pCuT este temperatura peretelui icircnfăşurării de cupru icircn fantă
CTpCuo40+=θ
- aerT este temperatura medie a aerului icircn fanta j 2
efifaer
TTT
+=
Temperatura pCuT s-a aproximat prin temperatura icircn axa icircnfăşurării de Cu avacircnd icircn
vedere că la icircncărcările volumetrice de putere M [Wm3] utilizate icircn timpul experimentărilor
rezultă o cădere foarte mică de temperatură icircntre peretele fantei şi temperatura icircn ax icircntre 2
25
fante Icircntr-adevăr dacă se consideră icircncărcarea volumetrică maximă de putere icircntacirclnită icircn
cursul experimentărilor M = 072x106 Wm3 şi se utilizează pentru căderea de temperatură
ax-perete fantă relaţia
Cu
Mrtλ2
2=∆ (70)
unde r = 125 mm λ Cu = 300 kcalmsdothsdotgrd rezultă
(71) grd1870asymp∆T
ceea ce justifică alegerea temperaturii icircn axul icircnfăşurării pentru determinarea coeficientului de
transfer de căldură
Supratemperaturile θ măsurate icircn miezul barei icircn cele 13 regimuri studiate
Regim 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
1 96 995 86 80 70 64 57 44 47 365
2 116 133 107 85 77 67 61 45 47 34
3 81 855 695 65 56 50 43 295 33 23
4 895 94 80 725 625 555 46 365 395 29
5 995 109 98 825 715 65 565 465 62 395
6 1085 132 106 89 81 76 685 61 675 545
7 120 143 112 915 805 715 64 49 515 395
8 665 64 525 525 445 435 295 235 255 185
9 645 445 355 515 435 425 285 21 11 16
10 70 705 59 58 53 49 37 31 295 255
11 46 315 25 375 335 32 135 65 2 35
12 55 51 42 47 42 395 255 195 24 125
13 585 66 495 535 515 455 345 31 355 27
Măsurarea diverselor mărimi icircn cele 13 regimuri caracterizate mai sus
Regimul 1
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
71 4072 925 1735 428 148 6584 7447
72 3621 821 1539 542 145 5038 6162
725 340 847 1588 509 14 4709 6657
735 3467 902 1691 456 132 5384 8496
26
75 3135 954 1789 411 12 5172 8806
77 3209 953 1787 424 104 58 10931
82 2728 943 1768 453 92 4833 9325
88 2767 1078 2022 371 84 5892 12184
96 2842 1081 2027 405 88 6004 13295
104 2825 1016 1905 497 103 5493 13124
113 2896 1147 2151 425 124 534 14191
120 2945 1140 2138 457 147 4705 1408
125 280 1235 2316 404 173 369 11729
127 325 1168 219 466 20 4027 15638
129 3148 121 2269 44 23 282 11493
130 325 1064 1995 581 26 1888 8113
Regimul 2
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
945 4293 1075 2016 425 132 876 7063
95 3635 933 175 554 122 629 6201
955 3381 1012 1898 469 115 6305 7326
97 3109 1083 2031 412 112 6361 822
100 2747 1084 2033 419 84 5865 7676
105 2307 1111 2083 412 7 5115 7235
1125 2246 1101 2065 449 54 5401 7903
122 2161 1267 2376 366 46 6214 9648
1325 1967 1318 2472 365 48 5667 8821
144 1973 1058 1984 587 54 4382 7001
157 2098 1422 2667 373 62 605 1007
169 216 1418 2659 405 8 5771 9263
180 2171 1393 2612 447 108 4336 7637
185 2166 1425 2672 439 14 3098 5651
187 210 1424 267 444 184 1044 1942
1885 2229 1287 2413 55 22
27
Regimul 3
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
89 3337 988 1853 458 128 5667 6927
90 2910 904 1695 545 122 4344 5897
905 2664 969 1817 473 114 4175 6345
925 2382 1085 2035 382 106 408 6738
95 2211 1072 201 399 92 3957 719
99 2166 1086 2037 405 78 4317 8338
107 2087 1030 1932 485 68 4168 8795
117 196 1230 2307 37 605 481 10714
1275 1892 1278 2397 373 6 4771 1113
139 1941 1152 216 501 64 4324 10856
151 2019 1373 2572 385 7 5213 14285
164 1969 1383 2593 411 9 4245 15796
175 1967 1443 2706 403 12 3162 10543
180 210 1371 2571 461 16 1914 7909
182 210 1411 2646 44 204
183 2238 1293 2425 529 25
Regimul 4
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
81 3678 948 1778 458 132 6193 6978
81 3091 849 1592 56 118 4551 5717
815 2883 913 1712 483 102 48 667
82 2885 103 1931 382 84 5963 9262
83 2568 939 1761 46 68 5059 8535
85 251 98 1838 432 54 5527 11758
90 2287 948 1778 485 44 504 9047
98 2531 1107 2076 39 4 678 11071
107 2168 1174 2201 375 39 6025 12541
28
116 2224 1125 211 443 4 5916 13103
127 216 1275 2291 41 48 6174 14718
13 230 1263 2368 419 68 5865 14955
146 2531 1361 2552 385 96 6076 17774
147 230 1265 2372 445 132 3515 11151
149 2537 1322 2479 416 178 2805 1031
150 2486 121 2269 50 22 964 3601
Regimul 5
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
51 4627 805 1509 414 16 6608 6464
52 4462 71 1331 54 158 5567 6381
525 4111 716 1343 534 155 5022 6506
55 3636 82 1537 416 149 4864 6772
575 3393 807 1513 444 138 4518 6618
60 3141 829 1554 436 12 4508 7081
645 300 76 1425 554 10 4283 6972
68 3071 956 1793 37 7 6412 10844
74 300 1023 1918 351 88 6123 10939
79 2939 922 1729 46 94 5204 9728
84 3149 1021 1915 406 108 5929 12139
89 3087 1058 1984 396 13 5293 11507
94 3231 1116 2093 377 164 4929 16449
97 325 1075 2016 42 21 3404 13888
102 3621 1154 2164 388 274 2749 15074
1025 3382 969 1817 549 336
Regimul 6
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 5297 673 1262 465 132 7209 612
29
39 5007 636 1193 514 124 6405 648
395 488 637 1194 517 118 641 741
40 4378 709 1329 415 114 5303 7885
41 4032 702 1316 429 115 5587 7369
43 3714 713 1337 431 125 487 6862
45 362 647 1213 546 136 4052 6149
48 3764 809 1517 374 15 505 8359
52 3672 831 1558 383 16 4747 8381
57 3792 79 1481 466 17 4539 8597
61 3825 881 1652 402 177 4964 9993
64 3833 853 160 449 185 4631 9671
66 3927 939 1761 384 192 5145 11592
68 4096 909 1705 428 198 523 12535
69 4117 926 1737 415 203 5323 13294
69 425 828 1553 522 208 4864 12115
Regimul 7
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
85 5058 983 1843 47 144 9599 7545
86 4241 922 1729 525 138 722 6934
87 4113 929 1742 52 13 7188 8176
89 3939 998 1871 459 119 7583 9799
92 3658 1036 1943 435 98 7734 11581
96 3231 1084 2033 409 78 7485 10591
103 3037 1036 1943 477 63 7066 10415
110 3088 1215 2278 371 55 8994 13723
120 2898 1241 2327 385 56 825 12856
130 3074 1144 2145 494 62 7951 12935
142 2933 1344 252 389 73 839 13886
153 3082 1331 2496 43 108 7488 13063
165 3016 1393 2612 422 126 6861 12118
30
172 2778 1331 2496 478 164 4238 7604
175 3476 1362 2554 476 205 5332 10913
178 3347 1273 2387 552 252 2873 6146
Regimul 8
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
76 247 92 1725 438 105 3711 3912
77 2525 843 1581 529 96 3749 4058
78 2351 84 1575 537 86 3576 4159
80 2178 1008 189 38 76 4099 4937
83 210 921 1727 471 65 3842 4468
86 1963 1038 1946 382 56 4206 5561
93 2027 886 1661 569 5 3907 6439
100 1765 1126 2111 375 45 4298 7683
110 1909 1178 2209 379 44 5012 8738
120 1823 1105 2072 469 46 4367 8692
130 168 1216 228 417 54 4023
141 1771 1256 2355 425 68 3962
150 190 1318 2472 412 88 3866
154 170 1274 2389 45 112 2123
156 210 1318 2472 432 138 2697
157 2046 1161 2177 56 166 1269
Regimul 9
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
58 345 844 1583 394 11 5537 9344
59 33 783 1468 464 95 5163 10876
60 33 764 1432 494 79 5395 13564
625 3284 839 1573 536 66 621 18686
65 33 884 1658 398 56 6841 24284
31
69 33 944 177 37 46 7585 31026
74 33 82 1538 525 4 6734 31919
82 3238 1013 190 38 36 8214 4561
89 31 1113 2087 343 36 8804 4996
99 3296 1038 1946 438 38 8576 5165
108 31 1129 2117 403 44 8528 94138
116 31 1186 2224 394 6 8397
123 33 1282 2404 359 8 9016
126 345 1172 2198 444 106 7825
127 33 1262 2367 386 136 6822
127 33 1070 2006 541 164 4925
Regimul 10
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
36 4183 65 1219 419 125 5242 8148
36 4205 606 1136 481 115 5097 9723
37 4161 623 1168 467 104 5368 16633
375 4036 684 1283 39 88 5989 1444
39 3908 67 1256 422 74 5916 16018
41 3901 753 1412 346 6 6945 21122
43 355 599 1123 575 5 5143 16094
45 36 775 1453 36 45 7091 23087
48 3457 834 1564 33 5 6954 24138
52 36 781 1464 411 64 6664 23046
56 3669 81 1519 412 8 6497 24747
60 36 80 15 455 104 5887 22807
62 36 944 177 339 128 6499 26054
65 3837 92 1725 377 148 5974 2545
665 3851 892 1673 411 162 5468 22469
67 3781 757 1419 575 17 6408 2337
32
Regimul 11
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
74 31 872 1632 47 114 4796 10224
745 3081 809 1517 547 109 4525 11707
75 3184 819 1536 538 105 4905 15604
78 31 989 1855 383 98 590 22531
80 3036 929 1742 444 92 5543 25206
83 3043 1034 1939 372 84 6431 33252
88 2997 923 1731 493 75 5869 38561
94 30 1167 2188 329 63 7803 60752
101 31 1189 223 34 58 8488 33705
110 31 1079 2023 45 54 7831 29007
120 31 1281 2402 348 52 9372
130 31 1281 2402 377 52 9372
141 31 1371 2571 358 58 9788
150 31 130 2438 424 66 8989
157 31 1346 2524 415 8 8738
164 31 1186 2224 524 86 7491
Regimul 12
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 165 748 1402 327 10 1401 1606
39 18 566 1062 571 95 1384 1679
395 18 606 1136 505 88 1606 2175
40 1734 692 1297 392 8 1866 2353
41 1704 717 1345 372 7 2083 2789
43 1712 768 144 34 6 2475 2878
45 165 611 1146 56 5 2041 3494
48 1544 766 1436 38 51 2305 4388
52 165 944 177 266 48 3210 5639
33
59 165 786 1474 444 53 2498 5627
65 165 842 1579 427 62 2515
71 165 846 1586 464 8 2079
76 165 991 1858 364 112 1510
79 165 95 1781 413 13 95
82 165 934 1752 445 16
85 165 848 159
Regimul 13
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
20 2706 449 842 477 15 152 1875
20 25 363 681 728 154 971 1061
20 2607 409 767 574 146 132 1788
20 2591 495 928 392 14 1661 2116
205 2301 488 915 410 13 1384 1765
21 2298 497 932 404 118 1563 2151
22 2263 377 707 701 106 1682 2723
235 2233 526 986 395 98 1882 3211
25 235 587 110 345 10 2257 3600
28 2288 562 1054 421 108 1933 2248
31 235 587 11 429 12 2083
33 235 579 1086 47 141 1539
34 2401 613 1149 435 17 1208
355 1448 58 1087 518 20 726
36 25 612 1149
365 25 552 1035
34
34 INTERPRETAREA REZULTATELOR
35
Fig 33 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α la diferite regimuri
de funcţionare
36
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
224 Calculul coeficienţilor de transfer de căldură
In cazurile complexe coeficienţii de transfer de căldură se calculează din ecuaţii
criteriale care se obţin prin prelucrarea rezultatelor experimentale Ecuaţiile criteriale se obţin
pornind de la ecuaţia diferenţială cu următorul algoritm
Pasul 1 se scrie ecuaţia diferenţială Fourier-Kirchhoff
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
partpart
+part
part+
partpart
minus⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
part
part+
part
part+
part
part=⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛partpart
+partpart
+partpart
+partpart
zv
yv
xv
TczT
yT
xT
zTv
yTv
xTv
tTc zyx
pzyxp)()()(
2
2
2
2
2
2 ρρρλρ
(41)
Pasul 2 se transcrie ecuaţia difereţială icircn forma dimensională generalizată
(IV) (III) (II) (I)
02
=⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟
⎠
⎞⎜⎝
⎛+⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
lTvc
lT
lvTc
tTc ppp ρλρρ
(42)
Pasul 3 se elimină termenii care nu sunt independenţi (termenii II şi IV sunt identici
şi de aceea se reţine numai unul dintre ei)
(III) (II) (I)
02
=⎟⎠
⎞⎜⎝
⎛+⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
lT
lvTc
tTc pp λρρ
(43)
Pasul 4 primul termen se exprimă sub forma
lT
lTl
lQ
tlQ
tl
Tmct
Tc pp ααρ===== 3
2
333 (44)
şi ecuaţia dimensională generalizată devine
(III) (II) (I)
02 =⎟⎠⎞
⎜⎝⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛
lT
lvTc
lT p λρα
(45)
Se fac rapoarte adimensionale icircntre termenii ecuaţiei de mai sus obţinacircnd două criterii
de similitudine
Criteriul Nusselt se obţine raportacircnd termenul (I) la termenul (III)
λα
λα l
Tl
lT
IIIINu =sdot==
2
)()( (46)
13
Acest criteriu exprimă raportul dintre căldura totală transmisă icircn interiorul fluidului şi
căldura transmisă numai prin conductivitate
Criteriul Peclet rezultă din raportul termenilor (II) şi (III)
avlvlc
Tl
lTvc
IIIIIPe pp ==sdot==
λρ
λρ 2
)()( (47)
icircn care pc
aρλ
= este coeficientul de difuziune termică
Funcţia criterială generală este dată de relaţia
0Re0
2
0
1 =⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ll
ll
WeFrEuPeNuf (48)
Funcţia criterială se simplifică astfel
- pentru fluide omogene We=0
- icircntre Eu şi Re există o relaţie de dependenţă aşa cum rezultă din următorul raţionament
la curgerea internă
2
2vdLP ρλ=∆ de unde
dL
vPEu
22 λρ
=∆
= (49)
icircn timp ce la curgerea externă
2
2vAP cρξ=∆ deci
22
cAvPEu ξ
ρ=
∆= (50)
Deoarece (Re)f=λ şi (Re)f=ξ rezultă că Eu=f(Re) icircn consecinţă criteriul Euler
poate fi omis din ecuaţia criterială
- se preferă icircnlocuirea criteriului Pe cu criteriul Prandtl care are avantajul că este exprimat
numai icircn funcţie de constante fizice
λη
ρηρ sdot
=sdotsdot
sdotsdotsdot== pp c
lvlvTcPe
RePr (51)
- criteriul Froude este icircnlocuit cu criteriul Grashof (numit şi criteriul convecţiei libere)
14
Tlvv
lgTFrGr ∆sdotsdotsdotsdot
sdotsdot
=∆sdotsdotsdot= βη
ρβ 2
222
22Re (52)
şi ecuaţia criterială devine
0RePr0
2
0
1 =⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ll
ll
GrNuf (53)
care se explicitează icircn raport cu criteriul Nusselt şi se obţine
PrRe4
321
0
1n
nnn
ll
GrCNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdotsdot= (54)
- icircn convecţia liberă nu apare Reynolds doarece nu se poate determina viteza şi ecuaţia
criterială devine
Pr3
21
0
1n
nn
ll
GrCNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdot= (55)
- icircn convecţia forţată icircn regim turbulent nu apare Grashof iar ecuaţia criterială devine
PrRe3
21
0
1n
nn
ll
CNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdot= (56)
Ecuaţiile criteriale existente icircn literatura de specialitate sunt rezultatul prelucrării unui
număr mare de date experimentale obţinute icircn condiţii particulare şi limite bine precizate de
variaţie a parametrilor motiv pentru care şi valabilitatea acestor ecuaţii este limitată
Pentru calculul coeficientului individual de transfer de caldura α trebuie cunoscute
exact condiţiile icircn care se realizează convecţia pentru a alege din literatura de specialitate
ecuaţia criterială adecvată
Icircn literatura de specialitate sunt prezentate ecuaţii criteriale pentru fiecare tip de
convecţie
225 Analiza dimensională
Analiza dimensională este o metodă prin care se obţin informaţii despre un fenomen
pornind de la singura premiză că fenomenul poate fi descris printr-o ecuaţie dimensională
corectă şi omogenă icircntre anumite variabile Metoda are icircnsă o limitare constacircnd icircn aceea că
rezultatele obţinute sunt incomplete şi practic inutilizabile dacă nu sunt completate cu date
experimentale
Analiza dimensională iniţiată de Buckingham combină variabilele unui proces icircn
grupuri adimensionale denumite criterii convenabil alese care uşurează interpretarea
15
rezultatelor şi extind domeniul de aplicare a datelor experimentale Relaţiile de calcul
stabilite cu ajutorul analizei dimensionale şi corelate cu datele experimentale permit
determinarea coeficientului de convecţie pentru categorii largi de fenomene reale icircn baza
legilor similitudinii
Analiza dimensională contribuie icircnsă icircn mică măsură la icircnţelegerea proceselor de
convecţie deoarece nu dă nici un fel de informaţii despre natura fenomenelor considerate
Criteriile de similitudine pot fi determinate şi cu ajutorul analizei dimensionale prin
egalizarea dimensiunilor cunoscute ale unei mărimi complexe cu dimensiunile unor mărimi
simple sau complexe alese mai mult sau mai puţin arbitrar
Considerăm mărimea complexă α ale cărei dimensiuni cunoscute sunt
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡
sdotsdot grdsmJ
2α (57)
Se presupune că mărimea depinde de lungimea caracteristică a corpului de căldura
specifică a fluidului de conductibilitatea termică de viteză de vacircscozitatea cinematică şi
de densitatea fluidului Presupunerea se bazează pe analiza formulelor care exprimă de
obicei pe α Dimensiunile acestor mărimi sunt
][3
2
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡⎥⎦⎤
⎢⎣⎡
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡sdotsdot⎥
⎦
⎤⎢⎣
⎡sdot m
kgs
msmv
grdsmJ
grdkgJcml ρυλ
Icircn consecinţă se poate scrie
(58) θηεδγβ υλρα sdotsdotsdotsdotsdotsdot= cvlC
unde C este o constantă adimensională
Dacă se grupează aceşti exponenţi se obţine formula lui Nusselt
(59) εγ PrRe sdotsdot=CNu
formulă utilizată deseori pentru determinarea lui α şi care corespunde destul de bine
determinărilor experimentale icircn foarte multe cazuri practice Mărimile γ şi ε sunt nişte
numere oarecare adesea notate cu m şi n
Determinarea coeficientului de convecţie pe această cale implică icircnsă un mare număr
de măsurări experimentale şi cunoaşterea relaţiei dintre parametrii icircn cauză lucru care nu este
totdeauna realizabil
16
226 Factorii care determină şi influenţează convecţia termică
Aceşti factori sunt
a) Cauza care produce mişcarea fluidului
Dacă mişcarea fluidului este cauzată doar de diferenţa de densitate produsă de
diferenţa de temperatură icircntre particulele de fluid mai apropiate şi mai depărtate de perete
transmisia căldurii se face prin convecţie liberă
Dacă mişcarea fluidului este cauzată de un lucru mecanic din exterior (pompă
ventilator) transmisia căldurii se face prin convecţie forţată
b) Regimul de curgere al fluidului care este caracterizat prin criteriul Reynolds (Re)
Pentru curgerea fluidelor prin ţevi şi canale icircnchise există următoarele regimuri
bull convecţie icircn regim laminar (particulele de fluid nu se amestecă liniile de curent fiind
paralele) 2300Re lt
bull convecţie icircn regim tranzitoriu 410Re2300 ltlt
bull convecţie icircn regim turbulent 410Re gt
Pentru curgerea fluidului peste corpuri icircn formă de placă plană graniţa dintre laminar
şi turbulent este pentru 5105Re sdotasymp
Deoarece icircn regim laminar particulele nu se amestecă intensitatea transferului de
căldură prin convecţie este mai mare icircn regim turbulent decacirct icircn regim laminar
c) Proprietăţile fizice ale fluidului
Convecţia este influenţată icircn principal de căldura specifică cp coeficientul de
conducţie λ al fluidului (care intervine icircn stratul limită termic) difuzivitatea termică
densitatea vacircscozitatea dinamică proprietăţi care depind de temperatura fluidului şi care pot
fi găsite icircn tabele termodinamice
d) Forma şi dimensiunile suprafeţei de schimb de căldură
Geometria suprafeţei de schimb de căldură (plană cilindrică nervurată etc) şi
orientarea acesteia faţă de direcţia de curgere a fluidului afectează caracteristicile stratului
limită deci şi transferul de căldură prin convecţie
Problema transmiterii căldurii prin convecţie se reduce de fapt la determinarea
coeficientului de convecţie α
17
Dacă icircn calculele practice de transmitere a căldurii prin conducţie se poate lucra cu
valorile experimentale ale coeficientului λ luate din tabele termodinamice icircn cazul convecţiei
coeficientul α trebuie determinat pentru fiecare caz icircn parte şi depinde de cei 4 factori
prezentaţi anterior
Determinarea coeficientului de convecţie α se face pornind de la ecuaţiile diferenţiale
care intervin icircn procesul de transmitere a căldurii prin convecţie tinacircnd cont de faptul că
procesul are loc datorită mişcării fluidului ecuaţia de continuitate ecuaţiile de mişcare
(ecuaţiile Navier-Stockes) şi ecuaţia de contur (care ţine seama de faptul că fluxul unitar de
căldură transmis prin convecţie este egal cu fluxul unitar de căldură transmis prin conducţie
prin stratul limită de fluid de lacircngă perete)
Rezolvarea teoretică a acestui sistem de ecuaţii diferenţiale nu este posibilă decacirct
pentru cazuri foarte simple particulare
Din această cauză pentru determinarea coeficientului de convecţie α se face apel la
teoria similitudinii Pe baza ecuaţiilor diferenţiale sus menţionate şi a teoriei similitudinii au
fost deduse mărimile adimensionale numite invarianţi criterii de similitudine sau numere
Aceşti invarianţi se pot calcula icircn funcţie de parametrii fluidului la temperatura
respectivă (vacircscozitate densitate viteză etc)
Toţi aceşti invarianţi au aceeaşi valoare pentru sistemele şi fenomenele asemenea
Cel mai important invariant este Nu deoarece include coeficientul de convecţie α care
trebuie determinat λα lNu sdot= unde λ este coeficientul de conducţie termică a fluidului icircn
stratul limită iar l este lungimea caracteristică (diametrul icircn cazul conductelor)
Efectuacircnd experimentări pe instalaţii de laborator au fost deduse empiric relaţii de
legătură icircntre invarianţi numite ecuaţii criteriale de forma
Nu = f ( Re Pr Gr etc ) (60)
18
3 DETERMINAREA EXPERIMENTALĂ A COEFICIENTULUI DE
TRANSFER TERMIC PRIN CONVECŢIE
31 INTRODUCERE
Există patru metode de bază pentru evaluarea coeficientului de transfer termic prin
convecţie
- analiza dimensională combinată cu determinări experimentale
- determinarea analitică a soluţiilor ecuaţiilor stratului limită
- analiza aproximativă a startului limită prin metode integrale
- analogia dintre transferul de căldură masă şi impuls
Deşi fiecare dintre metode contribuie la cunoaşterea procesului transferului de căldură
nici una dintre ele nu poate rezolva singură toate problemele schimbului de căldură prin
convecţie datorită limitărilor pe care le au
Analitic prin integrarea ecuaţiei diferenţiale Fourier-Kirchhoff se obţine funcţia de
distribuţie a temperaturilor icircn interiorul fluidului icircn mişcare Această funcţie permite
determinarea gradientului de temperatură şi a potenţialului individual icircn stratul limită icircn
funcţie de care se poate stabili o relaţie de calcul al coeficientului de transfer de căldură prin
convecţie
Soluţiile analitice nu sunt icircnsă posibile de găsit decacirct pentru cazuri simple
Icircn consecinţă determinarea coeficienţilor de transfer de căldură se face experimental
pe un model fizic corelarea datelor experimentale făcacircndu-se prin ecuaţii criteriale deduse
prin metodele similitudinii şi analizei dimensionale
32 INSTALAŢIA EXPERIMENTALĂ
Măsurătorile s-au efectuat pe un model experimental de crestătură cu răcire directă
introdus icircntr-o cutie din tablă de Ol37-2K de 25 mm grosime cu volumul de 03396 m3 care
este izolat termic printr-un strat de lemn căptuşit cu plăci de azbest pe trei sferturi din
suprafaţa sa şi cu alumină pe restul de un sfert de suprafaţă
Icircn zona icircn care izolaţia termică este de alumină modelul are prevăzute termocuplurile
şi sondele de presiune
Aşezarea sondelor s-a făcut numai pe o faţă din jumătatea modelului ca urmare a
faptului că modelul experimental prezintă simetrie geometrică faţă de planele mediane
(transversal şi longitudinal)
19
Alimentarea cu aer s-a făcut de la reţeaua de aer comprimat printr-un colector de la
extremităţile căruia s-a făcut racordul prin furtunuri de cauciuc la două camere de admisie
montate sub capetele de bobină Aceste camere permit accesul aerului icircn canalul de admisie
plasat sub icircnfăşurarea de cupru
Fig 31 Modelul experimental de crestătură cu răcire directă
Fig 32 Schema experimentală
20
Din canalul de admisie aerul este evacuat icircn atmosferă prin 31 de canale radiale
identice tip fantă aşezate la 75 mm unul de altul de secţiune transversală 50 x 3 mm2 fante
practicate direct icircn icircnfăşurarea de cupru (Fig 31) Cele două capete de bobină de lungime
110 mm fiecare nu sunt izolate termic rămacircnacircnd direct icircn atmosferă iar pe o distanţă de 172
mm icircncepacircnd de la capete nu au prevăzute nici o fantă radială
Bobina modelului a fost alimentată cu energie electrică icircn curent continuu prin cele
două capete ale sale de la trei grupuri convertoare de sudură identice legate icircn paralel ca icircn
figura 32
Variaţia intensităţii curentului din bobină s-a făcut după necesităţi folosind butoanele
excitaţiilor serie şi separată aşezate pe panoul grupurilor icircntre 680 A şi 1068 A
Deoarece bobina are de-a lungul său două secţiuni transversale diferite una mai mare
icircn zona masivă a sa şi alta mai mică icircn zona fantelor radiale au rezultat pentru orice
intensitate de curent cacircte două valori pentru densităţile de curent
Existenţa a două densităţi de curent icircn bobină se traduce pentru funcţia M = M(xyzt)
Wm3 prin două valori constante M1 şi M2 la fiecare valoare a intensităţii curentului valoarea
M1 pentru zona plină a bobinei şi valoarea M2 pentru zona cu fante a bobinei
Fiecare valoare M1 rezultă din raportul puterii P1 consumată icircn zona plină care este
egală cu 0395 Pbobină şi volumul său V1 = 383 x10-3 m3 iar valoarea M2 - din raportul puterii
P2 consumată icircn zona cu fante egală cu 0605 Pbobină şi volumul său V2 = 476 x10-3 m3
Puterea electrică icircn curent continuu consumată icircn bobină s-a măsurat prin metoda
voltmetrului şi ampermetrului
Deoarece montajul aval al voltmetrului dă o eroare de măsurare redusă icircn cazul
tensiunilor mici ca icircn acest caz cacircnd tensiunea este 545 V şi curenţilor mari (680 A - 1068
A) acest montaj a fost preferat
Ca aparate de măsură s-au folosit un voltmetru magnetoelectric de clasă 03 iar cu rol
de ampermetru s-a folosit un multimetru de clasă 03 combinat cu un şunt de 1200 A 60 mV
şi 5 Ω
Pentru determinarea regimului termodinamic icircn instalaţia de răcire a bobinei de cupru
din crestătură prin măsurătorile efectuate sndasha urmărit punerea icircn evidenţă a următoarelor
mărimi
a) căderea totală de presiune icircn instalaţia de răcire funcţie de debitul de aer vehiculat
21
b) variaţia longitudinală a căderii de presiune icircn sistemul fantă admisie fantă ieşire
orificii fantă ndash funcţie de poziţia fantelor şi regimul de lucru
c) temperaturile icircn miezul de cupru al icircnfăşurării şi distribuţia lor longitudinală icircn funcţie
de regimul de icircncărcare şi debitul de fluid vehiculat
d) debitul de căldură cedat icircn fantele de răcire şi preluat de agentul vehiculat ndash icircn funcţie
de poziţia fantelor şi puterea disipată icircn instalaţie
e) repartiţia debitului agentului de răcire funcţie de poziţia fantelor
f) determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantele de răcire
g) determinarea coeficientului de pierderi de presiune considerat ca un coeficient de
rezistenţă local icircn funcţie de poziţia fantelor
Temperaturile s-au măsurat cu termocuplu cupru-constantan cu diametrul 02 mm şi
05 mm izolate icircn teflon respectiv sticlă tip Degussa
Presiunile s-au măsurat cu sonde de presiune cu diametrul 2mm racordate la tuburi U
icircn mm coloană de apă (mm CA) sau mm coloană de mercur (mm CHg)
Mărimile temperaturilor s-au măsurat cu aparate icircnregistratoare icircn icircnfăşurarea de
cupru iar cele ale fluidului s-au măsurat la intrarea icircn regim permanent cu ajutorul unui
voltmetru electronic digital şi a unui milivoltmetru cu spot luminos
Fiecare termocuplu a fost etalonat anterior icircmpreună cu aparatul de măsură cu care a
fost utilizată punctul rece fiind introdus pentru termostatare la 0oC icircntr-un vas Dewar cu
gheaţă atacirct icircn timpul etalonării cacirct şi icircn timpul măsurătorilor
Icircn scopul măsurării mărimilor de mai sus s-au montat
1) 6 sonde de presiune statică 5 icircn lungul canalului de admisie la baza crestăturii şi una
icircnainte de intrare icircn canalul de admisie
2) Debitul total de aer de răcire cu ajutorul unei diafragme standardizate măsuracircndu-se
căderea de presiune icircn diafragmă şi presiunea statică icircn aval de aceasta
3) Vitezele la ieşirea din orificiile fiecărei fante s-au măsurat cu ajutorul unei sonde Pitot
amplasate pe un suport mobil din teflon de-a lungul celor 16 fante studiate Pentru
determinarea vitezelor s-a măsurat şi temperatura la ieşirea din fiecare orificiu
4) Temperatura aerului icircn lungul canalului de admisie s-a măsurat cu ajutorul a patru
termocupluri montate icircn lungul canalului
22
5) Determinarea distribuţiei temperaturii pe icircnălţimea icircnfăşurării s-a făcut prin plantarea
icircn două secţiuni a termocuplurilor
6) Temperatura icircn masa icircnfăşurării de cupru icircn lungul icircntregului traseu de măsură cu
ajutorul a 9 termocupluri introduse prin partea laterală a crestăturii şi 2
termocuplurilor montate icircn icircnfăşurarea de cupru icircn apropierea bornelor de legătură
7) Temperaturile la suprafaţa exterioară a icircnfăşurării de cupru s-au măsurat icircn două
puncte icircn acelaşi loc unde s-au plantat termocupluri pentru măsurarea temperaturii icircn
axul icircnfăşurării pentru a putea urmări distribuţia transversală a temperaturii icircn
icircnfăşurare
Pentru determinarea gradientului radial a temperaturii icircn icircnfăşurare s-au determinat icircn
două puncte temperaturile la partea superioară şi respectiv inferioară a icircnfăşurării
33 REZULTATE EXPERIMENTALE
Experimentările s-au efectuat pentru regimuri de bază icircn care s-a variat puterea
electrică disipată icircn icircnfăşurările de cupru
PA = 2207 W PB = 2907 W PC = 4301 W PD = 5744 W la care corespund densităţile
de curent
JA = 305 Amm2 JB = 345 Amm2 JC = 404 Amm2 JD = 463 Amm2
Pentru fiecare regim de putere s-au variat debitele de agent de răcire pentru a se pune
icircn evidenţă influenţa parametrilor aerodinamici de curgere asupra temperaturii icircn icircnfăşurare
Icircn tabelul următor sunt prezentate valorile debitelor de răcire puterile electrice
disipate şi densităţile de curent pentru regimurile experimentate grupate după valorile
densităţii de curent
Regim P
[W]
J
[Amm2]
Dt
[m3h]
11 2006 297 121
A 12 2376 314 865
13 2240 306 67
8 2875 345 121
B 9 2808 341 112
10 3040 349 805
1 4149 402 118
3 4176 405 129
23
C 4 4167 403 121
5 4454 405 101
6 4563 403 80
D 2 5767 467 135
7 5722 459 123
Se observă că nu s-a putut menţine puterea constantă la diferite debite de aer de
răcire icircn cazul regimurilor de putere ABCD deoarece icircn timpul funcţionării au existat
variaţii ale rezistenţei icircnfăşurării ca urmare a modificării temperaturii cuprului precum şi mici
variaţii de tensiune
Pentru fiecare debit de agent de răcire s-au măsurat vitezele icircn cele 3 x N orificii cu
diametrul de 7 mm N fiind numărul de fante de răcire Determinările s-au efectuat din
motive de simetrie geometrică şi fizică a procesului numai pe jumătate bară rezultacircnd 3 x 16
= 48 orificii pentru care s-au efectuat măsurătorile la fiecare regim Icircn acelaşi mod s-a
procedat cu temperaturile agentului de răcire la ieşirea din orificii
Notacircnd cu presiunea dinamică măsurată cu tubul Pitot s-a determinat
temperatura medie icircn fanta j cu relaţia
ep∆
sum
sum
=
=
∆
sdot∆
= 3
1
3
1
iei
iiei
ej
p
TpT (61)
unde şi Teip∆ i reprezintă presiunile dinamice şi temperaturile la ieşire din cele 3 orificii
corespunzătoare fantei j
Debitul de aer pe fanta j s-a determinat cu relaţia
(62) sum=
sdot=3
10 3600
iifj swD ε
unde wi [ms] este viteza icircn orificiu şi rezultă din relaţia
aer
eii
pw
ρ9802 sdotsdot∆
= (63)
reprezentacircnd presiunea dinamică a fiecăreia din cele 3 găuri corespunzătoare unei fante j Ea
se determină cu ajutorul tubului Pitot mobil s0 reprezintă secţiunea transversală aceeaşi
pentru toate orificiile
Densitatea aerului s-a aproximat cu ecuaţia
[kgmfjaer T410412650 minussdotminus=ρ 3] (64)
24
valabilă icircn limitele CTC 00 10020 ltlt
Ecuaţia (62) poate fi astfel pusă sub forma simplificată
sum=
minus∆
sdotminus=
3
1410412650
1
iei
fjfj p
TAD (65)
A fiind o constantă de calcul egală cu 1935 sdot10-2
Viteza aerului icircn fanta j se calculează cu relaţia
3600sdot
=f
fjfj S
Dw (66)
unde Sf este secţiunea transversală a fantelor Sf =148110-4 m2
Pentru determinarea coeficientului local de rezistenţă al fantelor s-a folosit relaţia
aerfj
j wp
ρζ 21 sdot
∆= (67)
unde ∆p1 (mm CA) reprezintă căderea de presiune icircn sistemul alimentare fantă-fantă-sistem
de ieşire fantă
Debitul de căldură preluat de aer icircn fiecare fantă se calculează cu relaţia
[kcalh] (68)
unde T
)( ijejpafjaerfj TTcDQ minus= ρ
i reprezintă temperatura aerului la intrarea icircn fanta j rezultată din măsurătorile de
temperaturi icircn lungul canalului de admisie iar cpa = 2378
Pentru determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantă se foloseşte relaţia
)( aerpCuCu
jj TTA
Qminus
=α (69)
unde
- ACu reprezintă suprafaţa laterală a fantei ocupată de icircnfăşurarea de cupru (mai
puţin suprafaţa ocupată de izolaţie) ACu = 12410 mm2
- pCuT este temperatura peretelui icircnfăşurării de cupru icircn fantă
CTpCuo40+=θ
- aerT este temperatura medie a aerului icircn fanta j 2
efifaer
TTT
+=
Temperatura pCuT s-a aproximat prin temperatura icircn axa icircnfăşurării de Cu avacircnd icircn
vedere că la icircncărcările volumetrice de putere M [Wm3] utilizate icircn timpul experimentărilor
rezultă o cădere foarte mică de temperatură icircntre peretele fantei şi temperatura icircn ax icircntre 2
25
fante Icircntr-adevăr dacă se consideră icircncărcarea volumetrică maximă de putere icircntacirclnită icircn
cursul experimentărilor M = 072x106 Wm3 şi se utilizează pentru căderea de temperatură
ax-perete fantă relaţia
Cu
Mrtλ2
2=∆ (70)
unde r = 125 mm λ Cu = 300 kcalmsdothsdotgrd rezultă
(71) grd1870asymp∆T
ceea ce justifică alegerea temperaturii icircn axul icircnfăşurării pentru determinarea coeficientului de
transfer de căldură
Supratemperaturile θ măsurate icircn miezul barei icircn cele 13 regimuri studiate
Regim 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
1 96 995 86 80 70 64 57 44 47 365
2 116 133 107 85 77 67 61 45 47 34
3 81 855 695 65 56 50 43 295 33 23
4 895 94 80 725 625 555 46 365 395 29
5 995 109 98 825 715 65 565 465 62 395
6 1085 132 106 89 81 76 685 61 675 545
7 120 143 112 915 805 715 64 49 515 395
8 665 64 525 525 445 435 295 235 255 185
9 645 445 355 515 435 425 285 21 11 16
10 70 705 59 58 53 49 37 31 295 255
11 46 315 25 375 335 32 135 65 2 35
12 55 51 42 47 42 395 255 195 24 125
13 585 66 495 535 515 455 345 31 355 27
Măsurarea diverselor mărimi icircn cele 13 regimuri caracterizate mai sus
Regimul 1
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
71 4072 925 1735 428 148 6584 7447
72 3621 821 1539 542 145 5038 6162
725 340 847 1588 509 14 4709 6657
735 3467 902 1691 456 132 5384 8496
26
75 3135 954 1789 411 12 5172 8806
77 3209 953 1787 424 104 58 10931
82 2728 943 1768 453 92 4833 9325
88 2767 1078 2022 371 84 5892 12184
96 2842 1081 2027 405 88 6004 13295
104 2825 1016 1905 497 103 5493 13124
113 2896 1147 2151 425 124 534 14191
120 2945 1140 2138 457 147 4705 1408
125 280 1235 2316 404 173 369 11729
127 325 1168 219 466 20 4027 15638
129 3148 121 2269 44 23 282 11493
130 325 1064 1995 581 26 1888 8113
Regimul 2
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
945 4293 1075 2016 425 132 876 7063
95 3635 933 175 554 122 629 6201
955 3381 1012 1898 469 115 6305 7326
97 3109 1083 2031 412 112 6361 822
100 2747 1084 2033 419 84 5865 7676
105 2307 1111 2083 412 7 5115 7235
1125 2246 1101 2065 449 54 5401 7903
122 2161 1267 2376 366 46 6214 9648
1325 1967 1318 2472 365 48 5667 8821
144 1973 1058 1984 587 54 4382 7001
157 2098 1422 2667 373 62 605 1007
169 216 1418 2659 405 8 5771 9263
180 2171 1393 2612 447 108 4336 7637
185 2166 1425 2672 439 14 3098 5651
187 210 1424 267 444 184 1044 1942
1885 2229 1287 2413 55 22
27
Regimul 3
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
89 3337 988 1853 458 128 5667 6927
90 2910 904 1695 545 122 4344 5897
905 2664 969 1817 473 114 4175 6345
925 2382 1085 2035 382 106 408 6738
95 2211 1072 201 399 92 3957 719
99 2166 1086 2037 405 78 4317 8338
107 2087 1030 1932 485 68 4168 8795
117 196 1230 2307 37 605 481 10714
1275 1892 1278 2397 373 6 4771 1113
139 1941 1152 216 501 64 4324 10856
151 2019 1373 2572 385 7 5213 14285
164 1969 1383 2593 411 9 4245 15796
175 1967 1443 2706 403 12 3162 10543
180 210 1371 2571 461 16 1914 7909
182 210 1411 2646 44 204
183 2238 1293 2425 529 25
Regimul 4
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
81 3678 948 1778 458 132 6193 6978
81 3091 849 1592 56 118 4551 5717
815 2883 913 1712 483 102 48 667
82 2885 103 1931 382 84 5963 9262
83 2568 939 1761 46 68 5059 8535
85 251 98 1838 432 54 5527 11758
90 2287 948 1778 485 44 504 9047
98 2531 1107 2076 39 4 678 11071
107 2168 1174 2201 375 39 6025 12541
28
116 2224 1125 211 443 4 5916 13103
127 216 1275 2291 41 48 6174 14718
13 230 1263 2368 419 68 5865 14955
146 2531 1361 2552 385 96 6076 17774
147 230 1265 2372 445 132 3515 11151
149 2537 1322 2479 416 178 2805 1031
150 2486 121 2269 50 22 964 3601
Regimul 5
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
51 4627 805 1509 414 16 6608 6464
52 4462 71 1331 54 158 5567 6381
525 4111 716 1343 534 155 5022 6506
55 3636 82 1537 416 149 4864 6772
575 3393 807 1513 444 138 4518 6618
60 3141 829 1554 436 12 4508 7081
645 300 76 1425 554 10 4283 6972
68 3071 956 1793 37 7 6412 10844
74 300 1023 1918 351 88 6123 10939
79 2939 922 1729 46 94 5204 9728
84 3149 1021 1915 406 108 5929 12139
89 3087 1058 1984 396 13 5293 11507
94 3231 1116 2093 377 164 4929 16449
97 325 1075 2016 42 21 3404 13888
102 3621 1154 2164 388 274 2749 15074
1025 3382 969 1817 549 336
Regimul 6
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 5297 673 1262 465 132 7209 612
29
39 5007 636 1193 514 124 6405 648
395 488 637 1194 517 118 641 741
40 4378 709 1329 415 114 5303 7885
41 4032 702 1316 429 115 5587 7369
43 3714 713 1337 431 125 487 6862
45 362 647 1213 546 136 4052 6149
48 3764 809 1517 374 15 505 8359
52 3672 831 1558 383 16 4747 8381
57 3792 79 1481 466 17 4539 8597
61 3825 881 1652 402 177 4964 9993
64 3833 853 160 449 185 4631 9671
66 3927 939 1761 384 192 5145 11592
68 4096 909 1705 428 198 523 12535
69 4117 926 1737 415 203 5323 13294
69 425 828 1553 522 208 4864 12115
Regimul 7
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
85 5058 983 1843 47 144 9599 7545
86 4241 922 1729 525 138 722 6934
87 4113 929 1742 52 13 7188 8176
89 3939 998 1871 459 119 7583 9799
92 3658 1036 1943 435 98 7734 11581
96 3231 1084 2033 409 78 7485 10591
103 3037 1036 1943 477 63 7066 10415
110 3088 1215 2278 371 55 8994 13723
120 2898 1241 2327 385 56 825 12856
130 3074 1144 2145 494 62 7951 12935
142 2933 1344 252 389 73 839 13886
153 3082 1331 2496 43 108 7488 13063
165 3016 1393 2612 422 126 6861 12118
30
172 2778 1331 2496 478 164 4238 7604
175 3476 1362 2554 476 205 5332 10913
178 3347 1273 2387 552 252 2873 6146
Regimul 8
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
76 247 92 1725 438 105 3711 3912
77 2525 843 1581 529 96 3749 4058
78 2351 84 1575 537 86 3576 4159
80 2178 1008 189 38 76 4099 4937
83 210 921 1727 471 65 3842 4468
86 1963 1038 1946 382 56 4206 5561
93 2027 886 1661 569 5 3907 6439
100 1765 1126 2111 375 45 4298 7683
110 1909 1178 2209 379 44 5012 8738
120 1823 1105 2072 469 46 4367 8692
130 168 1216 228 417 54 4023
141 1771 1256 2355 425 68 3962
150 190 1318 2472 412 88 3866
154 170 1274 2389 45 112 2123
156 210 1318 2472 432 138 2697
157 2046 1161 2177 56 166 1269
Regimul 9
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
58 345 844 1583 394 11 5537 9344
59 33 783 1468 464 95 5163 10876
60 33 764 1432 494 79 5395 13564
625 3284 839 1573 536 66 621 18686
65 33 884 1658 398 56 6841 24284
31
69 33 944 177 37 46 7585 31026
74 33 82 1538 525 4 6734 31919
82 3238 1013 190 38 36 8214 4561
89 31 1113 2087 343 36 8804 4996
99 3296 1038 1946 438 38 8576 5165
108 31 1129 2117 403 44 8528 94138
116 31 1186 2224 394 6 8397
123 33 1282 2404 359 8 9016
126 345 1172 2198 444 106 7825
127 33 1262 2367 386 136 6822
127 33 1070 2006 541 164 4925
Regimul 10
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
36 4183 65 1219 419 125 5242 8148
36 4205 606 1136 481 115 5097 9723
37 4161 623 1168 467 104 5368 16633
375 4036 684 1283 39 88 5989 1444
39 3908 67 1256 422 74 5916 16018
41 3901 753 1412 346 6 6945 21122
43 355 599 1123 575 5 5143 16094
45 36 775 1453 36 45 7091 23087
48 3457 834 1564 33 5 6954 24138
52 36 781 1464 411 64 6664 23046
56 3669 81 1519 412 8 6497 24747
60 36 80 15 455 104 5887 22807
62 36 944 177 339 128 6499 26054
65 3837 92 1725 377 148 5974 2545
665 3851 892 1673 411 162 5468 22469
67 3781 757 1419 575 17 6408 2337
32
Regimul 11
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
74 31 872 1632 47 114 4796 10224
745 3081 809 1517 547 109 4525 11707
75 3184 819 1536 538 105 4905 15604
78 31 989 1855 383 98 590 22531
80 3036 929 1742 444 92 5543 25206
83 3043 1034 1939 372 84 6431 33252
88 2997 923 1731 493 75 5869 38561
94 30 1167 2188 329 63 7803 60752
101 31 1189 223 34 58 8488 33705
110 31 1079 2023 45 54 7831 29007
120 31 1281 2402 348 52 9372
130 31 1281 2402 377 52 9372
141 31 1371 2571 358 58 9788
150 31 130 2438 424 66 8989
157 31 1346 2524 415 8 8738
164 31 1186 2224 524 86 7491
Regimul 12
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 165 748 1402 327 10 1401 1606
39 18 566 1062 571 95 1384 1679
395 18 606 1136 505 88 1606 2175
40 1734 692 1297 392 8 1866 2353
41 1704 717 1345 372 7 2083 2789
43 1712 768 144 34 6 2475 2878
45 165 611 1146 56 5 2041 3494
48 1544 766 1436 38 51 2305 4388
52 165 944 177 266 48 3210 5639
33
59 165 786 1474 444 53 2498 5627
65 165 842 1579 427 62 2515
71 165 846 1586 464 8 2079
76 165 991 1858 364 112 1510
79 165 95 1781 413 13 95
82 165 934 1752 445 16
85 165 848 159
Regimul 13
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
20 2706 449 842 477 15 152 1875
20 25 363 681 728 154 971 1061
20 2607 409 767 574 146 132 1788
20 2591 495 928 392 14 1661 2116
205 2301 488 915 410 13 1384 1765
21 2298 497 932 404 118 1563 2151
22 2263 377 707 701 106 1682 2723
235 2233 526 986 395 98 1882 3211
25 235 587 110 345 10 2257 3600
28 2288 562 1054 421 108 1933 2248
31 235 587 11 429 12 2083
33 235 579 1086 47 141 1539
34 2401 613 1149 435 17 1208
355 1448 58 1087 518 20 726
36 25 612 1149
365 25 552 1035
34
34 INTERPRETAREA REZULTATELOR
35
Fig 33 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α la diferite regimuri
de funcţionare
36
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
Acest criteriu exprimă raportul dintre căldura totală transmisă icircn interiorul fluidului şi
căldura transmisă numai prin conductivitate
Criteriul Peclet rezultă din raportul termenilor (II) şi (III)
avlvlc
Tl
lTvc
IIIIIPe pp ==sdot==
λρ
λρ 2
)()( (47)
icircn care pc
aρλ
= este coeficientul de difuziune termică
Funcţia criterială generală este dată de relaţia
0Re0
2
0
1 =⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ll
ll
WeFrEuPeNuf (48)
Funcţia criterială se simplifică astfel
- pentru fluide omogene We=0
- icircntre Eu şi Re există o relaţie de dependenţă aşa cum rezultă din următorul raţionament
la curgerea internă
2
2vdLP ρλ=∆ de unde
dL
vPEu
22 λρ
=∆
= (49)
icircn timp ce la curgerea externă
2
2vAP cρξ=∆ deci
22
cAvPEu ξ
ρ=
∆= (50)
Deoarece (Re)f=λ şi (Re)f=ξ rezultă că Eu=f(Re) icircn consecinţă criteriul Euler
poate fi omis din ecuaţia criterială
- se preferă icircnlocuirea criteriului Pe cu criteriul Prandtl care are avantajul că este exprimat
numai icircn funcţie de constante fizice
λη
ρηρ sdot
=sdotsdot
sdotsdotsdot== pp c
lvlvTcPe
RePr (51)
- criteriul Froude este icircnlocuit cu criteriul Grashof (numit şi criteriul convecţiei libere)
14
Tlvv
lgTFrGr ∆sdotsdotsdotsdot
sdotsdot
=∆sdotsdotsdot= βη
ρβ 2
222
22Re (52)
şi ecuaţia criterială devine
0RePr0
2
0
1 =⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ll
ll
GrNuf (53)
care se explicitează icircn raport cu criteriul Nusselt şi se obţine
PrRe4
321
0
1n
nnn
ll
GrCNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdotsdot= (54)
- icircn convecţia liberă nu apare Reynolds doarece nu se poate determina viteza şi ecuaţia
criterială devine
Pr3
21
0
1n
nn
ll
GrCNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdot= (55)
- icircn convecţia forţată icircn regim turbulent nu apare Grashof iar ecuaţia criterială devine
PrRe3
21
0
1n
nn
ll
CNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdot= (56)
Ecuaţiile criteriale existente icircn literatura de specialitate sunt rezultatul prelucrării unui
număr mare de date experimentale obţinute icircn condiţii particulare şi limite bine precizate de
variaţie a parametrilor motiv pentru care şi valabilitatea acestor ecuaţii este limitată
Pentru calculul coeficientului individual de transfer de caldura α trebuie cunoscute
exact condiţiile icircn care se realizează convecţia pentru a alege din literatura de specialitate
ecuaţia criterială adecvată
Icircn literatura de specialitate sunt prezentate ecuaţii criteriale pentru fiecare tip de
convecţie
225 Analiza dimensională
Analiza dimensională este o metodă prin care se obţin informaţii despre un fenomen
pornind de la singura premiză că fenomenul poate fi descris printr-o ecuaţie dimensională
corectă şi omogenă icircntre anumite variabile Metoda are icircnsă o limitare constacircnd icircn aceea că
rezultatele obţinute sunt incomplete şi practic inutilizabile dacă nu sunt completate cu date
experimentale
Analiza dimensională iniţiată de Buckingham combină variabilele unui proces icircn
grupuri adimensionale denumite criterii convenabil alese care uşurează interpretarea
15
rezultatelor şi extind domeniul de aplicare a datelor experimentale Relaţiile de calcul
stabilite cu ajutorul analizei dimensionale şi corelate cu datele experimentale permit
determinarea coeficientului de convecţie pentru categorii largi de fenomene reale icircn baza
legilor similitudinii
Analiza dimensională contribuie icircnsă icircn mică măsură la icircnţelegerea proceselor de
convecţie deoarece nu dă nici un fel de informaţii despre natura fenomenelor considerate
Criteriile de similitudine pot fi determinate şi cu ajutorul analizei dimensionale prin
egalizarea dimensiunilor cunoscute ale unei mărimi complexe cu dimensiunile unor mărimi
simple sau complexe alese mai mult sau mai puţin arbitrar
Considerăm mărimea complexă α ale cărei dimensiuni cunoscute sunt
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡
sdotsdot grdsmJ
2α (57)
Se presupune că mărimea depinde de lungimea caracteristică a corpului de căldura
specifică a fluidului de conductibilitatea termică de viteză de vacircscozitatea cinematică şi
de densitatea fluidului Presupunerea se bazează pe analiza formulelor care exprimă de
obicei pe α Dimensiunile acestor mărimi sunt
][3
2
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡⎥⎦⎤
⎢⎣⎡
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡sdotsdot⎥
⎦
⎤⎢⎣
⎡sdot m
kgs
msmv
grdsmJ
grdkgJcml ρυλ
Icircn consecinţă se poate scrie
(58) θηεδγβ υλρα sdotsdotsdotsdotsdotsdot= cvlC
unde C este o constantă adimensională
Dacă se grupează aceşti exponenţi se obţine formula lui Nusselt
(59) εγ PrRe sdotsdot=CNu
formulă utilizată deseori pentru determinarea lui α şi care corespunde destul de bine
determinărilor experimentale icircn foarte multe cazuri practice Mărimile γ şi ε sunt nişte
numere oarecare adesea notate cu m şi n
Determinarea coeficientului de convecţie pe această cale implică icircnsă un mare număr
de măsurări experimentale şi cunoaşterea relaţiei dintre parametrii icircn cauză lucru care nu este
totdeauna realizabil
16
226 Factorii care determină şi influenţează convecţia termică
Aceşti factori sunt
a) Cauza care produce mişcarea fluidului
Dacă mişcarea fluidului este cauzată doar de diferenţa de densitate produsă de
diferenţa de temperatură icircntre particulele de fluid mai apropiate şi mai depărtate de perete
transmisia căldurii se face prin convecţie liberă
Dacă mişcarea fluidului este cauzată de un lucru mecanic din exterior (pompă
ventilator) transmisia căldurii se face prin convecţie forţată
b) Regimul de curgere al fluidului care este caracterizat prin criteriul Reynolds (Re)
Pentru curgerea fluidelor prin ţevi şi canale icircnchise există următoarele regimuri
bull convecţie icircn regim laminar (particulele de fluid nu se amestecă liniile de curent fiind
paralele) 2300Re lt
bull convecţie icircn regim tranzitoriu 410Re2300 ltlt
bull convecţie icircn regim turbulent 410Re gt
Pentru curgerea fluidului peste corpuri icircn formă de placă plană graniţa dintre laminar
şi turbulent este pentru 5105Re sdotasymp
Deoarece icircn regim laminar particulele nu se amestecă intensitatea transferului de
căldură prin convecţie este mai mare icircn regim turbulent decacirct icircn regim laminar
c) Proprietăţile fizice ale fluidului
Convecţia este influenţată icircn principal de căldura specifică cp coeficientul de
conducţie λ al fluidului (care intervine icircn stratul limită termic) difuzivitatea termică
densitatea vacircscozitatea dinamică proprietăţi care depind de temperatura fluidului şi care pot
fi găsite icircn tabele termodinamice
d) Forma şi dimensiunile suprafeţei de schimb de căldură
Geometria suprafeţei de schimb de căldură (plană cilindrică nervurată etc) şi
orientarea acesteia faţă de direcţia de curgere a fluidului afectează caracteristicile stratului
limită deci şi transferul de căldură prin convecţie
Problema transmiterii căldurii prin convecţie se reduce de fapt la determinarea
coeficientului de convecţie α
17
Dacă icircn calculele practice de transmitere a căldurii prin conducţie se poate lucra cu
valorile experimentale ale coeficientului λ luate din tabele termodinamice icircn cazul convecţiei
coeficientul α trebuie determinat pentru fiecare caz icircn parte şi depinde de cei 4 factori
prezentaţi anterior
Determinarea coeficientului de convecţie α se face pornind de la ecuaţiile diferenţiale
care intervin icircn procesul de transmitere a căldurii prin convecţie tinacircnd cont de faptul că
procesul are loc datorită mişcării fluidului ecuaţia de continuitate ecuaţiile de mişcare
(ecuaţiile Navier-Stockes) şi ecuaţia de contur (care ţine seama de faptul că fluxul unitar de
căldură transmis prin convecţie este egal cu fluxul unitar de căldură transmis prin conducţie
prin stratul limită de fluid de lacircngă perete)
Rezolvarea teoretică a acestui sistem de ecuaţii diferenţiale nu este posibilă decacirct
pentru cazuri foarte simple particulare
Din această cauză pentru determinarea coeficientului de convecţie α se face apel la
teoria similitudinii Pe baza ecuaţiilor diferenţiale sus menţionate şi a teoriei similitudinii au
fost deduse mărimile adimensionale numite invarianţi criterii de similitudine sau numere
Aceşti invarianţi se pot calcula icircn funcţie de parametrii fluidului la temperatura
respectivă (vacircscozitate densitate viteză etc)
Toţi aceşti invarianţi au aceeaşi valoare pentru sistemele şi fenomenele asemenea
Cel mai important invariant este Nu deoarece include coeficientul de convecţie α care
trebuie determinat λα lNu sdot= unde λ este coeficientul de conducţie termică a fluidului icircn
stratul limită iar l este lungimea caracteristică (diametrul icircn cazul conductelor)
Efectuacircnd experimentări pe instalaţii de laborator au fost deduse empiric relaţii de
legătură icircntre invarianţi numite ecuaţii criteriale de forma
Nu = f ( Re Pr Gr etc ) (60)
18
3 DETERMINAREA EXPERIMENTALĂ A COEFICIENTULUI DE
TRANSFER TERMIC PRIN CONVECŢIE
31 INTRODUCERE
Există patru metode de bază pentru evaluarea coeficientului de transfer termic prin
convecţie
- analiza dimensională combinată cu determinări experimentale
- determinarea analitică a soluţiilor ecuaţiilor stratului limită
- analiza aproximativă a startului limită prin metode integrale
- analogia dintre transferul de căldură masă şi impuls
Deşi fiecare dintre metode contribuie la cunoaşterea procesului transferului de căldură
nici una dintre ele nu poate rezolva singură toate problemele schimbului de căldură prin
convecţie datorită limitărilor pe care le au
Analitic prin integrarea ecuaţiei diferenţiale Fourier-Kirchhoff se obţine funcţia de
distribuţie a temperaturilor icircn interiorul fluidului icircn mişcare Această funcţie permite
determinarea gradientului de temperatură şi a potenţialului individual icircn stratul limită icircn
funcţie de care se poate stabili o relaţie de calcul al coeficientului de transfer de căldură prin
convecţie
Soluţiile analitice nu sunt icircnsă posibile de găsit decacirct pentru cazuri simple
Icircn consecinţă determinarea coeficienţilor de transfer de căldură se face experimental
pe un model fizic corelarea datelor experimentale făcacircndu-se prin ecuaţii criteriale deduse
prin metodele similitudinii şi analizei dimensionale
32 INSTALAŢIA EXPERIMENTALĂ
Măsurătorile s-au efectuat pe un model experimental de crestătură cu răcire directă
introdus icircntr-o cutie din tablă de Ol37-2K de 25 mm grosime cu volumul de 03396 m3 care
este izolat termic printr-un strat de lemn căptuşit cu plăci de azbest pe trei sferturi din
suprafaţa sa şi cu alumină pe restul de un sfert de suprafaţă
Icircn zona icircn care izolaţia termică este de alumină modelul are prevăzute termocuplurile
şi sondele de presiune
Aşezarea sondelor s-a făcut numai pe o faţă din jumătatea modelului ca urmare a
faptului că modelul experimental prezintă simetrie geometrică faţă de planele mediane
(transversal şi longitudinal)
19
Alimentarea cu aer s-a făcut de la reţeaua de aer comprimat printr-un colector de la
extremităţile căruia s-a făcut racordul prin furtunuri de cauciuc la două camere de admisie
montate sub capetele de bobină Aceste camere permit accesul aerului icircn canalul de admisie
plasat sub icircnfăşurarea de cupru
Fig 31 Modelul experimental de crestătură cu răcire directă
Fig 32 Schema experimentală
20
Din canalul de admisie aerul este evacuat icircn atmosferă prin 31 de canale radiale
identice tip fantă aşezate la 75 mm unul de altul de secţiune transversală 50 x 3 mm2 fante
practicate direct icircn icircnfăşurarea de cupru (Fig 31) Cele două capete de bobină de lungime
110 mm fiecare nu sunt izolate termic rămacircnacircnd direct icircn atmosferă iar pe o distanţă de 172
mm icircncepacircnd de la capete nu au prevăzute nici o fantă radială
Bobina modelului a fost alimentată cu energie electrică icircn curent continuu prin cele
două capete ale sale de la trei grupuri convertoare de sudură identice legate icircn paralel ca icircn
figura 32
Variaţia intensităţii curentului din bobină s-a făcut după necesităţi folosind butoanele
excitaţiilor serie şi separată aşezate pe panoul grupurilor icircntre 680 A şi 1068 A
Deoarece bobina are de-a lungul său două secţiuni transversale diferite una mai mare
icircn zona masivă a sa şi alta mai mică icircn zona fantelor radiale au rezultat pentru orice
intensitate de curent cacircte două valori pentru densităţile de curent
Existenţa a două densităţi de curent icircn bobină se traduce pentru funcţia M = M(xyzt)
Wm3 prin două valori constante M1 şi M2 la fiecare valoare a intensităţii curentului valoarea
M1 pentru zona plină a bobinei şi valoarea M2 pentru zona cu fante a bobinei
Fiecare valoare M1 rezultă din raportul puterii P1 consumată icircn zona plină care este
egală cu 0395 Pbobină şi volumul său V1 = 383 x10-3 m3 iar valoarea M2 - din raportul puterii
P2 consumată icircn zona cu fante egală cu 0605 Pbobină şi volumul său V2 = 476 x10-3 m3
Puterea electrică icircn curent continuu consumată icircn bobină s-a măsurat prin metoda
voltmetrului şi ampermetrului
Deoarece montajul aval al voltmetrului dă o eroare de măsurare redusă icircn cazul
tensiunilor mici ca icircn acest caz cacircnd tensiunea este 545 V şi curenţilor mari (680 A - 1068
A) acest montaj a fost preferat
Ca aparate de măsură s-au folosit un voltmetru magnetoelectric de clasă 03 iar cu rol
de ampermetru s-a folosit un multimetru de clasă 03 combinat cu un şunt de 1200 A 60 mV
şi 5 Ω
Pentru determinarea regimului termodinamic icircn instalaţia de răcire a bobinei de cupru
din crestătură prin măsurătorile efectuate sndasha urmărit punerea icircn evidenţă a următoarelor
mărimi
a) căderea totală de presiune icircn instalaţia de răcire funcţie de debitul de aer vehiculat
21
b) variaţia longitudinală a căderii de presiune icircn sistemul fantă admisie fantă ieşire
orificii fantă ndash funcţie de poziţia fantelor şi regimul de lucru
c) temperaturile icircn miezul de cupru al icircnfăşurării şi distribuţia lor longitudinală icircn funcţie
de regimul de icircncărcare şi debitul de fluid vehiculat
d) debitul de căldură cedat icircn fantele de răcire şi preluat de agentul vehiculat ndash icircn funcţie
de poziţia fantelor şi puterea disipată icircn instalaţie
e) repartiţia debitului agentului de răcire funcţie de poziţia fantelor
f) determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantele de răcire
g) determinarea coeficientului de pierderi de presiune considerat ca un coeficient de
rezistenţă local icircn funcţie de poziţia fantelor
Temperaturile s-au măsurat cu termocuplu cupru-constantan cu diametrul 02 mm şi
05 mm izolate icircn teflon respectiv sticlă tip Degussa
Presiunile s-au măsurat cu sonde de presiune cu diametrul 2mm racordate la tuburi U
icircn mm coloană de apă (mm CA) sau mm coloană de mercur (mm CHg)
Mărimile temperaturilor s-au măsurat cu aparate icircnregistratoare icircn icircnfăşurarea de
cupru iar cele ale fluidului s-au măsurat la intrarea icircn regim permanent cu ajutorul unui
voltmetru electronic digital şi a unui milivoltmetru cu spot luminos
Fiecare termocuplu a fost etalonat anterior icircmpreună cu aparatul de măsură cu care a
fost utilizată punctul rece fiind introdus pentru termostatare la 0oC icircntr-un vas Dewar cu
gheaţă atacirct icircn timpul etalonării cacirct şi icircn timpul măsurătorilor
Icircn scopul măsurării mărimilor de mai sus s-au montat
1) 6 sonde de presiune statică 5 icircn lungul canalului de admisie la baza crestăturii şi una
icircnainte de intrare icircn canalul de admisie
2) Debitul total de aer de răcire cu ajutorul unei diafragme standardizate măsuracircndu-se
căderea de presiune icircn diafragmă şi presiunea statică icircn aval de aceasta
3) Vitezele la ieşirea din orificiile fiecărei fante s-au măsurat cu ajutorul unei sonde Pitot
amplasate pe un suport mobil din teflon de-a lungul celor 16 fante studiate Pentru
determinarea vitezelor s-a măsurat şi temperatura la ieşirea din fiecare orificiu
4) Temperatura aerului icircn lungul canalului de admisie s-a măsurat cu ajutorul a patru
termocupluri montate icircn lungul canalului
22
5) Determinarea distribuţiei temperaturii pe icircnălţimea icircnfăşurării s-a făcut prin plantarea
icircn două secţiuni a termocuplurilor
6) Temperatura icircn masa icircnfăşurării de cupru icircn lungul icircntregului traseu de măsură cu
ajutorul a 9 termocupluri introduse prin partea laterală a crestăturii şi 2
termocuplurilor montate icircn icircnfăşurarea de cupru icircn apropierea bornelor de legătură
7) Temperaturile la suprafaţa exterioară a icircnfăşurării de cupru s-au măsurat icircn două
puncte icircn acelaşi loc unde s-au plantat termocupluri pentru măsurarea temperaturii icircn
axul icircnfăşurării pentru a putea urmări distribuţia transversală a temperaturii icircn
icircnfăşurare
Pentru determinarea gradientului radial a temperaturii icircn icircnfăşurare s-au determinat icircn
două puncte temperaturile la partea superioară şi respectiv inferioară a icircnfăşurării
33 REZULTATE EXPERIMENTALE
Experimentările s-au efectuat pentru regimuri de bază icircn care s-a variat puterea
electrică disipată icircn icircnfăşurările de cupru
PA = 2207 W PB = 2907 W PC = 4301 W PD = 5744 W la care corespund densităţile
de curent
JA = 305 Amm2 JB = 345 Amm2 JC = 404 Amm2 JD = 463 Amm2
Pentru fiecare regim de putere s-au variat debitele de agent de răcire pentru a se pune
icircn evidenţă influenţa parametrilor aerodinamici de curgere asupra temperaturii icircn icircnfăşurare
Icircn tabelul următor sunt prezentate valorile debitelor de răcire puterile electrice
disipate şi densităţile de curent pentru regimurile experimentate grupate după valorile
densităţii de curent
Regim P
[W]
J
[Amm2]
Dt
[m3h]
11 2006 297 121
A 12 2376 314 865
13 2240 306 67
8 2875 345 121
B 9 2808 341 112
10 3040 349 805
1 4149 402 118
3 4176 405 129
23
C 4 4167 403 121
5 4454 405 101
6 4563 403 80
D 2 5767 467 135
7 5722 459 123
Se observă că nu s-a putut menţine puterea constantă la diferite debite de aer de
răcire icircn cazul regimurilor de putere ABCD deoarece icircn timpul funcţionării au existat
variaţii ale rezistenţei icircnfăşurării ca urmare a modificării temperaturii cuprului precum şi mici
variaţii de tensiune
Pentru fiecare debit de agent de răcire s-au măsurat vitezele icircn cele 3 x N orificii cu
diametrul de 7 mm N fiind numărul de fante de răcire Determinările s-au efectuat din
motive de simetrie geometrică şi fizică a procesului numai pe jumătate bară rezultacircnd 3 x 16
= 48 orificii pentru care s-au efectuat măsurătorile la fiecare regim Icircn acelaşi mod s-a
procedat cu temperaturile agentului de răcire la ieşirea din orificii
Notacircnd cu presiunea dinamică măsurată cu tubul Pitot s-a determinat
temperatura medie icircn fanta j cu relaţia
ep∆
sum
sum
=
=
∆
sdot∆
= 3
1
3
1
iei
iiei
ej
p
TpT (61)
unde şi Teip∆ i reprezintă presiunile dinamice şi temperaturile la ieşire din cele 3 orificii
corespunzătoare fantei j
Debitul de aer pe fanta j s-a determinat cu relaţia
(62) sum=
sdot=3
10 3600
iifj swD ε
unde wi [ms] este viteza icircn orificiu şi rezultă din relaţia
aer
eii
pw
ρ9802 sdotsdot∆
= (63)
reprezentacircnd presiunea dinamică a fiecăreia din cele 3 găuri corespunzătoare unei fante j Ea
se determină cu ajutorul tubului Pitot mobil s0 reprezintă secţiunea transversală aceeaşi
pentru toate orificiile
Densitatea aerului s-a aproximat cu ecuaţia
[kgmfjaer T410412650 minussdotminus=ρ 3] (64)
24
valabilă icircn limitele CTC 00 10020 ltlt
Ecuaţia (62) poate fi astfel pusă sub forma simplificată
sum=
minus∆
sdotminus=
3
1410412650
1
iei
fjfj p
TAD (65)
A fiind o constantă de calcul egală cu 1935 sdot10-2
Viteza aerului icircn fanta j se calculează cu relaţia
3600sdot
=f
fjfj S
Dw (66)
unde Sf este secţiunea transversală a fantelor Sf =148110-4 m2
Pentru determinarea coeficientului local de rezistenţă al fantelor s-a folosit relaţia
aerfj
j wp
ρζ 21 sdot
∆= (67)
unde ∆p1 (mm CA) reprezintă căderea de presiune icircn sistemul alimentare fantă-fantă-sistem
de ieşire fantă
Debitul de căldură preluat de aer icircn fiecare fantă se calculează cu relaţia
[kcalh] (68)
unde T
)( ijejpafjaerfj TTcDQ minus= ρ
i reprezintă temperatura aerului la intrarea icircn fanta j rezultată din măsurătorile de
temperaturi icircn lungul canalului de admisie iar cpa = 2378
Pentru determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantă se foloseşte relaţia
)( aerpCuCu
jj TTA
Qminus
=α (69)
unde
- ACu reprezintă suprafaţa laterală a fantei ocupată de icircnfăşurarea de cupru (mai
puţin suprafaţa ocupată de izolaţie) ACu = 12410 mm2
- pCuT este temperatura peretelui icircnfăşurării de cupru icircn fantă
CTpCuo40+=θ
- aerT este temperatura medie a aerului icircn fanta j 2
efifaer
TTT
+=
Temperatura pCuT s-a aproximat prin temperatura icircn axa icircnfăşurării de Cu avacircnd icircn
vedere că la icircncărcările volumetrice de putere M [Wm3] utilizate icircn timpul experimentărilor
rezultă o cădere foarte mică de temperatură icircntre peretele fantei şi temperatura icircn ax icircntre 2
25
fante Icircntr-adevăr dacă se consideră icircncărcarea volumetrică maximă de putere icircntacirclnită icircn
cursul experimentărilor M = 072x106 Wm3 şi se utilizează pentru căderea de temperatură
ax-perete fantă relaţia
Cu
Mrtλ2
2=∆ (70)
unde r = 125 mm λ Cu = 300 kcalmsdothsdotgrd rezultă
(71) grd1870asymp∆T
ceea ce justifică alegerea temperaturii icircn axul icircnfăşurării pentru determinarea coeficientului de
transfer de căldură
Supratemperaturile θ măsurate icircn miezul barei icircn cele 13 regimuri studiate
Regim 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
1 96 995 86 80 70 64 57 44 47 365
2 116 133 107 85 77 67 61 45 47 34
3 81 855 695 65 56 50 43 295 33 23
4 895 94 80 725 625 555 46 365 395 29
5 995 109 98 825 715 65 565 465 62 395
6 1085 132 106 89 81 76 685 61 675 545
7 120 143 112 915 805 715 64 49 515 395
8 665 64 525 525 445 435 295 235 255 185
9 645 445 355 515 435 425 285 21 11 16
10 70 705 59 58 53 49 37 31 295 255
11 46 315 25 375 335 32 135 65 2 35
12 55 51 42 47 42 395 255 195 24 125
13 585 66 495 535 515 455 345 31 355 27
Măsurarea diverselor mărimi icircn cele 13 regimuri caracterizate mai sus
Regimul 1
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
71 4072 925 1735 428 148 6584 7447
72 3621 821 1539 542 145 5038 6162
725 340 847 1588 509 14 4709 6657
735 3467 902 1691 456 132 5384 8496
26
75 3135 954 1789 411 12 5172 8806
77 3209 953 1787 424 104 58 10931
82 2728 943 1768 453 92 4833 9325
88 2767 1078 2022 371 84 5892 12184
96 2842 1081 2027 405 88 6004 13295
104 2825 1016 1905 497 103 5493 13124
113 2896 1147 2151 425 124 534 14191
120 2945 1140 2138 457 147 4705 1408
125 280 1235 2316 404 173 369 11729
127 325 1168 219 466 20 4027 15638
129 3148 121 2269 44 23 282 11493
130 325 1064 1995 581 26 1888 8113
Regimul 2
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
945 4293 1075 2016 425 132 876 7063
95 3635 933 175 554 122 629 6201
955 3381 1012 1898 469 115 6305 7326
97 3109 1083 2031 412 112 6361 822
100 2747 1084 2033 419 84 5865 7676
105 2307 1111 2083 412 7 5115 7235
1125 2246 1101 2065 449 54 5401 7903
122 2161 1267 2376 366 46 6214 9648
1325 1967 1318 2472 365 48 5667 8821
144 1973 1058 1984 587 54 4382 7001
157 2098 1422 2667 373 62 605 1007
169 216 1418 2659 405 8 5771 9263
180 2171 1393 2612 447 108 4336 7637
185 2166 1425 2672 439 14 3098 5651
187 210 1424 267 444 184 1044 1942
1885 2229 1287 2413 55 22
27
Regimul 3
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
89 3337 988 1853 458 128 5667 6927
90 2910 904 1695 545 122 4344 5897
905 2664 969 1817 473 114 4175 6345
925 2382 1085 2035 382 106 408 6738
95 2211 1072 201 399 92 3957 719
99 2166 1086 2037 405 78 4317 8338
107 2087 1030 1932 485 68 4168 8795
117 196 1230 2307 37 605 481 10714
1275 1892 1278 2397 373 6 4771 1113
139 1941 1152 216 501 64 4324 10856
151 2019 1373 2572 385 7 5213 14285
164 1969 1383 2593 411 9 4245 15796
175 1967 1443 2706 403 12 3162 10543
180 210 1371 2571 461 16 1914 7909
182 210 1411 2646 44 204
183 2238 1293 2425 529 25
Regimul 4
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
81 3678 948 1778 458 132 6193 6978
81 3091 849 1592 56 118 4551 5717
815 2883 913 1712 483 102 48 667
82 2885 103 1931 382 84 5963 9262
83 2568 939 1761 46 68 5059 8535
85 251 98 1838 432 54 5527 11758
90 2287 948 1778 485 44 504 9047
98 2531 1107 2076 39 4 678 11071
107 2168 1174 2201 375 39 6025 12541
28
116 2224 1125 211 443 4 5916 13103
127 216 1275 2291 41 48 6174 14718
13 230 1263 2368 419 68 5865 14955
146 2531 1361 2552 385 96 6076 17774
147 230 1265 2372 445 132 3515 11151
149 2537 1322 2479 416 178 2805 1031
150 2486 121 2269 50 22 964 3601
Regimul 5
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
51 4627 805 1509 414 16 6608 6464
52 4462 71 1331 54 158 5567 6381
525 4111 716 1343 534 155 5022 6506
55 3636 82 1537 416 149 4864 6772
575 3393 807 1513 444 138 4518 6618
60 3141 829 1554 436 12 4508 7081
645 300 76 1425 554 10 4283 6972
68 3071 956 1793 37 7 6412 10844
74 300 1023 1918 351 88 6123 10939
79 2939 922 1729 46 94 5204 9728
84 3149 1021 1915 406 108 5929 12139
89 3087 1058 1984 396 13 5293 11507
94 3231 1116 2093 377 164 4929 16449
97 325 1075 2016 42 21 3404 13888
102 3621 1154 2164 388 274 2749 15074
1025 3382 969 1817 549 336
Regimul 6
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 5297 673 1262 465 132 7209 612
29
39 5007 636 1193 514 124 6405 648
395 488 637 1194 517 118 641 741
40 4378 709 1329 415 114 5303 7885
41 4032 702 1316 429 115 5587 7369
43 3714 713 1337 431 125 487 6862
45 362 647 1213 546 136 4052 6149
48 3764 809 1517 374 15 505 8359
52 3672 831 1558 383 16 4747 8381
57 3792 79 1481 466 17 4539 8597
61 3825 881 1652 402 177 4964 9993
64 3833 853 160 449 185 4631 9671
66 3927 939 1761 384 192 5145 11592
68 4096 909 1705 428 198 523 12535
69 4117 926 1737 415 203 5323 13294
69 425 828 1553 522 208 4864 12115
Regimul 7
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
85 5058 983 1843 47 144 9599 7545
86 4241 922 1729 525 138 722 6934
87 4113 929 1742 52 13 7188 8176
89 3939 998 1871 459 119 7583 9799
92 3658 1036 1943 435 98 7734 11581
96 3231 1084 2033 409 78 7485 10591
103 3037 1036 1943 477 63 7066 10415
110 3088 1215 2278 371 55 8994 13723
120 2898 1241 2327 385 56 825 12856
130 3074 1144 2145 494 62 7951 12935
142 2933 1344 252 389 73 839 13886
153 3082 1331 2496 43 108 7488 13063
165 3016 1393 2612 422 126 6861 12118
30
172 2778 1331 2496 478 164 4238 7604
175 3476 1362 2554 476 205 5332 10913
178 3347 1273 2387 552 252 2873 6146
Regimul 8
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
76 247 92 1725 438 105 3711 3912
77 2525 843 1581 529 96 3749 4058
78 2351 84 1575 537 86 3576 4159
80 2178 1008 189 38 76 4099 4937
83 210 921 1727 471 65 3842 4468
86 1963 1038 1946 382 56 4206 5561
93 2027 886 1661 569 5 3907 6439
100 1765 1126 2111 375 45 4298 7683
110 1909 1178 2209 379 44 5012 8738
120 1823 1105 2072 469 46 4367 8692
130 168 1216 228 417 54 4023
141 1771 1256 2355 425 68 3962
150 190 1318 2472 412 88 3866
154 170 1274 2389 45 112 2123
156 210 1318 2472 432 138 2697
157 2046 1161 2177 56 166 1269
Regimul 9
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
58 345 844 1583 394 11 5537 9344
59 33 783 1468 464 95 5163 10876
60 33 764 1432 494 79 5395 13564
625 3284 839 1573 536 66 621 18686
65 33 884 1658 398 56 6841 24284
31
69 33 944 177 37 46 7585 31026
74 33 82 1538 525 4 6734 31919
82 3238 1013 190 38 36 8214 4561
89 31 1113 2087 343 36 8804 4996
99 3296 1038 1946 438 38 8576 5165
108 31 1129 2117 403 44 8528 94138
116 31 1186 2224 394 6 8397
123 33 1282 2404 359 8 9016
126 345 1172 2198 444 106 7825
127 33 1262 2367 386 136 6822
127 33 1070 2006 541 164 4925
Regimul 10
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
36 4183 65 1219 419 125 5242 8148
36 4205 606 1136 481 115 5097 9723
37 4161 623 1168 467 104 5368 16633
375 4036 684 1283 39 88 5989 1444
39 3908 67 1256 422 74 5916 16018
41 3901 753 1412 346 6 6945 21122
43 355 599 1123 575 5 5143 16094
45 36 775 1453 36 45 7091 23087
48 3457 834 1564 33 5 6954 24138
52 36 781 1464 411 64 6664 23046
56 3669 81 1519 412 8 6497 24747
60 36 80 15 455 104 5887 22807
62 36 944 177 339 128 6499 26054
65 3837 92 1725 377 148 5974 2545
665 3851 892 1673 411 162 5468 22469
67 3781 757 1419 575 17 6408 2337
32
Regimul 11
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
74 31 872 1632 47 114 4796 10224
745 3081 809 1517 547 109 4525 11707
75 3184 819 1536 538 105 4905 15604
78 31 989 1855 383 98 590 22531
80 3036 929 1742 444 92 5543 25206
83 3043 1034 1939 372 84 6431 33252
88 2997 923 1731 493 75 5869 38561
94 30 1167 2188 329 63 7803 60752
101 31 1189 223 34 58 8488 33705
110 31 1079 2023 45 54 7831 29007
120 31 1281 2402 348 52 9372
130 31 1281 2402 377 52 9372
141 31 1371 2571 358 58 9788
150 31 130 2438 424 66 8989
157 31 1346 2524 415 8 8738
164 31 1186 2224 524 86 7491
Regimul 12
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 165 748 1402 327 10 1401 1606
39 18 566 1062 571 95 1384 1679
395 18 606 1136 505 88 1606 2175
40 1734 692 1297 392 8 1866 2353
41 1704 717 1345 372 7 2083 2789
43 1712 768 144 34 6 2475 2878
45 165 611 1146 56 5 2041 3494
48 1544 766 1436 38 51 2305 4388
52 165 944 177 266 48 3210 5639
33
59 165 786 1474 444 53 2498 5627
65 165 842 1579 427 62 2515
71 165 846 1586 464 8 2079
76 165 991 1858 364 112 1510
79 165 95 1781 413 13 95
82 165 934 1752 445 16
85 165 848 159
Regimul 13
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
20 2706 449 842 477 15 152 1875
20 25 363 681 728 154 971 1061
20 2607 409 767 574 146 132 1788
20 2591 495 928 392 14 1661 2116
205 2301 488 915 410 13 1384 1765
21 2298 497 932 404 118 1563 2151
22 2263 377 707 701 106 1682 2723
235 2233 526 986 395 98 1882 3211
25 235 587 110 345 10 2257 3600
28 2288 562 1054 421 108 1933 2248
31 235 587 11 429 12 2083
33 235 579 1086 47 141 1539
34 2401 613 1149 435 17 1208
355 1448 58 1087 518 20 726
36 25 612 1149
365 25 552 1035
34
34 INTERPRETAREA REZULTATELOR
35
Fig 33 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α la diferite regimuri
de funcţionare
36
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
Tlvv
lgTFrGr ∆sdotsdotsdotsdot
sdotsdot
=∆sdotsdotsdot= βη
ρβ 2
222
22Re (52)
şi ecuaţia criterială devine
0RePr0
2
0
1 =⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ll
ll
GrNuf (53)
care se explicitează icircn raport cu criteriul Nusselt şi se obţine
PrRe4
321
0
1n
nnn
ll
GrCNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdotsdot= (54)
- icircn convecţia liberă nu apare Reynolds doarece nu se poate determina viteza şi ecuaţia
criterială devine
Pr3
21
0
1n
nn
ll
GrCNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdot= (55)
- icircn convecţia forţată icircn regim turbulent nu apare Grashof iar ecuaţia criterială devine
PrRe3
21
0
1n
nn
ll
CNu ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛sdotsdot= (56)
Ecuaţiile criteriale existente icircn literatura de specialitate sunt rezultatul prelucrării unui
număr mare de date experimentale obţinute icircn condiţii particulare şi limite bine precizate de
variaţie a parametrilor motiv pentru care şi valabilitatea acestor ecuaţii este limitată
Pentru calculul coeficientului individual de transfer de caldura α trebuie cunoscute
exact condiţiile icircn care se realizează convecţia pentru a alege din literatura de specialitate
ecuaţia criterială adecvată
Icircn literatura de specialitate sunt prezentate ecuaţii criteriale pentru fiecare tip de
convecţie
225 Analiza dimensională
Analiza dimensională este o metodă prin care se obţin informaţii despre un fenomen
pornind de la singura premiză că fenomenul poate fi descris printr-o ecuaţie dimensională
corectă şi omogenă icircntre anumite variabile Metoda are icircnsă o limitare constacircnd icircn aceea că
rezultatele obţinute sunt incomplete şi practic inutilizabile dacă nu sunt completate cu date
experimentale
Analiza dimensională iniţiată de Buckingham combină variabilele unui proces icircn
grupuri adimensionale denumite criterii convenabil alese care uşurează interpretarea
15
rezultatelor şi extind domeniul de aplicare a datelor experimentale Relaţiile de calcul
stabilite cu ajutorul analizei dimensionale şi corelate cu datele experimentale permit
determinarea coeficientului de convecţie pentru categorii largi de fenomene reale icircn baza
legilor similitudinii
Analiza dimensională contribuie icircnsă icircn mică măsură la icircnţelegerea proceselor de
convecţie deoarece nu dă nici un fel de informaţii despre natura fenomenelor considerate
Criteriile de similitudine pot fi determinate şi cu ajutorul analizei dimensionale prin
egalizarea dimensiunilor cunoscute ale unei mărimi complexe cu dimensiunile unor mărimi
simple sau complexe alese mai mult sau mai puţin arbitrar
Considerăm mărimea complexă α ale cărei dimensiuni cunoscute sunt
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡
sdotsdot grdsmJ
2α (57)
Se presupune că mărimea depinde de lungimea caracteristică a corpului de căldura
specifică a fluidului de conductibilitatea termică de viteză de vacircscozitatea cinematică şi
de densitatea fluidului Presupunerea se bazează pe analiza formulelor care exprimă de
obicei pe α Dimensiunile acestor mărimi sunt
][3
2
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡⎥⎦⎤
⎢⎣⎡
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡sdotsdot⎥
⎦
⎤⎢⎣
⎡sdot m
kgs
msmv
grdsmJ
grdkgJcml ρυλ
Icircn consecinţă se poate scrie
(58) θηεδγβ υλρα sdotsdotsdotsdotsdotsdot= cvlC
unde C este o constantă adimensională
Dacă se grupează aceşti exponenţi se obţine formula lui Nusselt
(59) εγ PrRe sdotsdot=CNu
formulă utilizată deseori pentru determinarea lui α şi care corespunde destul de bine
determinărilor experimentale icircn foarte multe cazuri practice Mărimile γ şi ε sunt nişte
numere oarecare adesea notate cu m şi n
Determinarea coeficientului de convecţie pe această cale implică icircnsă un mare număr
de măsurări experimentale şi cunoaşterea relaţiei dintre parametrii icircn cauză lucru care nu este
totdeauna realizabil
16
226 Factorii care determină şi influenţează convecţia termică
Aceşti factori sunt
a) Cauza care produce mişcarea fluidului
Dacă mişcarea fluidului este cauzată doar de diferenţa de densitate produsă de
diferenţa de temperatură icircntre particulele de fluid mai apropiate şi mai depărtate de perete
transmisia căldurii se face prin convecţie liberă
Dacă mişcarea fluidului este cauzată de un lucru mecanic din exterior (pompă
ventilator) transmisia căldurii se face prin convecţie forţată
b) Regimul de curgere al fluidului care este caracterizat prin criteriul Reynolds (Re)
Pentru curgerea fluidelor prin ţevi şi canale icircnchise există următoarele regimuri
bull convecţie icircn regim laminar (particulele de fluid nu se amestecă liniile de curent fiind
paralele) 2300Re lt
bull convecţie icircn regim tranzitoriu 410Re2300 ltlt
bull convecţie icircn regim turbulent 410Re gt
Pentru curgerea fluidului peste corpuri icircn formă de placă plană graniţa dintre laminar
şi turbulent este pentru 5105Re sdotasymp
Deoarece icircn regim laminar particulele nu se amestecă intensitatea transferului de
căldură prin convecţie este mai mare icircn regim turbulent decacirct icircn regim laminar
c) Proprietăţile fizice ale fluidului
Convecţia este influenţată icircn principal de căldura specifică cp coeficientul de
conducţie λ al fluidului (care intervine icircn stratul limită termic) difuzivitatea termică
densitatea vacircscozitatea dinamică proprietăţi care depind de temperatura fluidului şi care pot
fi găsite icircn tabele termodinamice
d) Forma şi dimensiunile suprafeţei de schimb de căldură
Geometria suprafeţei de schimb de căldură (plană cilindrică nervurată etc) şi
orientarea acesteia faţă de direcţia de curgere a fluidului afectează caracteristicile stratului
limită deci şi transferul de căldură prin convecţie
Problema transmiterii căldurii prin convecţie se reduce de fapt la determinarea
coeficientului de convecţie α
17
Dacă icircn calculele practice de transmitere a căldurii prin conducţie se poate lucra cu
valorile experimentale ale coeficientului λ luate din tabele termodinamice icircn cazul convecţiei
coeficientul α trebuie determinat pentru fiecare caz icircn parte şi depinde de cei 4 factori
prezentaţi anterior
Determinarea coeficientului de convecţie α se face pornind de la ecuaţiile diferenţiale
care intervin icircn procesul de transmitere a căldurii prin convecţie tinacircnd cont de faptul că
procesul are loc datorită mişcării fluidului ecuaţia de continuitate ecuaţiile de mişcare
(ecuaţiile Navier-Stockes) şi ecuaţia de contur (care ţine seama de faptul că fluxul unitar de
căldură transmis prin convecţie este egal cu fluxul unitar de căldură transmis prin conducţie
prin stratul limită de fluid de lacircngă perete)
Rezolvarea teoretică a acestui sistem de ecuaţii diferenţiale nu este posibilă decacirct
pentru cazuri foarte simple particulare
Din această cauză pentru determinarea coeficientului de convecţie α se face apel la
teoria similitudinii Pe baza ecuaţiilor diferenţiale sus menţionate şi a teoriei similitudinii au
fost deduse mărimile adimensionale numite invarianţi criterii de similitudine sau numere
Aceşti invarianţi se pot calcula icircn funcţie de parametrii fluidului la temperatura
respectivă (vacircscozitate densitate viteză etc)
Toţi aceşti invarianţi au aceeaşi valoare pentru sistemele şi fenomenele asemenea
Cel mai important invariant este Nu deoarece include coeficientul de convecţie α care
trebuie determinat λα lNu sdot= unde λ este coeficientul de conducţie termică a fluidului icircn
stratul limită iar l este lungimea caracteristică (diametrul icircn cazul conductelor)
Efectuacircnd experimentări pe instalaţii de laborator au fost deduse empiric relaţii de
legătură icircntre invarianţi numite ecuaţii criteriale de forma
Nu = f ( Re Pr Gr etc ) (60)
18
3 DETERMINAREA EXPERIMENTALĂ A COEFICIENTULUI DE
TRANSFER TERMIC PRIN CONVECŢIE
31 INTRODUCERE
Există patru metode de bază pentru evaluarea coeficientului de transfer termic prin
convecţie
- analiza dimensională combinată cu determinări experimentale
- determinarea analitică a soluţiilor ecuaţiilor stratului limită
- analiza aproximativă a startului limită prin metode integrale
- analogia dintre transferul de căldură masă şi impuls
Deşi fiecare dintre metode contribuie la cunoaşterea procesului transferului de căldură
nici una dintre ele nu poate rezolva singură toate problemele schimbului de căldură prin
convecţie datorită limitărilor pe care le au
Analitic prin integrarea ecuaţiei diferenţiale Fourier-Kirchhoff se obţine funcţia de
distribuţie a temperaturilor icircn interiorul fluidului icircn mişcare Această funcţie permite
determinarea gradientului de temperatură şi a potenţialului individual icircn stratul limită icircn
funcţie de care se poate stabili o relaţie de calcul al coeficientului de transfer de căldură prin
convecţie
Soluţiile analitice nu sunt icircnsă posibile de găsit decacirct pentru cazuri simple
Icircn consecinţă determinarea coeficienţilor de transfer de căldură se face experimental
pe un model fizic corelarea datelor experimentale făcacircndu-se prin ecuaţii criteriale deduse
prin metodele similitudinii şi analizei dimensionale
32 INSTALAŢIA EXPERIMENTALĂ
Măsurătorile s-au efectuat pe un model experimental de crestătură cu răcire directă
introdus icircntr-o cutie din tablă de Ol37-2K de 25 mm grosime cu volumul de 03396 m3 care
este izolat termic printr-un strat de lemn căptuşit cu plăci de azbest pe trei sferturi din
suprafaţa sa şi cu alumină pe restul de un sfert de suprafaţă
Icircn zona icircn care izolaţia termică este de alumină modelul are prevăzute termocuplurile
şi sondele de presiune
Aşezarea sondelor s-a făcut numai pe o faţă din jumătatea modelului ca urmare a
faptului că modelul experimental prezintă simetrie geometrică faţă de planele mediane
(transversal şi longitudinal)
19
Alimentarea cu aer s-a făcut de la reţeaua de aer comprimat printr-un colector de la
extremităţile căruia s-a făcut racordul prin furtunuri de cauciuc la două camere de admisie
montate sub capetele de bobină Aceste camere permit accesul aerului icircn canalul de admisie
plasat sub icircnfăşurarea de cupru
Fig 31 Modelul experimental de crestătură cu răcire directă
Fig 32 Schema experimentală
20
Din canalul de admisie aerul este evacuat icircn atmosferă prin 31 de canale radiale
identice tip fantă aşezate la 75 mm unul de altul de secţiune transversală 50 x 3 mm2 fante
practicate direct icircn icircnfăşurarea de cupru (Fig 31) Cele două capete de bobină de lungime
110 mm fiecare nu sunt izolate termic rămacircnacircnd direct icircn atmosferă iar pe o distanţă de 172
mm icircncepacircnd de la capete nu au prevăzute nici o fantă radială
Bobina modelului a fost alimentată cu energie electrică icircn curent continuu prin cele
două capete ale sale de la trei grupuri convertoare de sudură identice legate icircn paralel ca icircn
figura 32
Variaţia intensităţii curentului din bobină s-a făcut după necesităţi folosind butoanele
excitaţiilor serie şi separată aşezate pe panoul grupurilor icircntre 680 A şi 1068 A
Deoarece bobina are de-a lungul său două secţiuni transversale diferite una mai mare
icircn zona masivă a sa şi alta mai mică icircn zona fantelor radiale au rezultat pentru orice
intensitate de curent cacircte două valori pentru densităţile de curent
Existenţa a două densităţi de curent icircn bobină se traduce pentru funcţia M = M(xyzt)
Wm3 prin două valori constante M1 şi M2 la fiecare valoare a intensităţii curentului valoarea
M1 pentru zona plină a bobinei şi valoarea M2 pentru zona cu fante a bobinei
Fiecare valoare M1 rezultă din raportul puterii P1 consumată icircn zona plină care este
egală cu 0395 Pbobină şi volumul său V1 = 383 x10-3 m3 iar valoarea M2 - din raportul puterii
P2 consumată icircn zona cu fante egală cu 0605 Pbobină şi volumul său V2 = 476 x10-3 m3
Puterea electrică icircn curent continuu consumată icircn bobină s-a măsurat prin metoda
voltmetrului şi ampermetrului
Deoarece montajul aval al voltmetrului dă o eroare de măsurare redusă icircn cazul
tensiunilor mici ca icircn acest caz cacircnd tensiunea este 545 V şi curenţilor mari (680 A - 1068
A) acest montaj a fost preferat
Ca aparate de măsură s-au folosit un voltmetru magnetoelectric de clasă 03 iar cu rol
de ampermetru s-a folosit un multimetru de clasă 03 combinat cu un şunt de 1200 A 60 mV
şi 5 Ω
Pentru determinarea regimului termodinamic icircn instalaţia de răcire a bobinei de cupru
din crestătură prin măsurătorile efectuate sndasha urmărit punerea icircn evidenţă a următoarelor
mărimi
a) căderea totală de presiune icircn instalaţia de răcire funcţie de debitul de aer vehiculat
21
b) variaţia longitudinală a căderii de presiune icircn sistemul fantă admisie fantă ieşire
orificii fantă ndash funcţie de poziţia fantelor şi regimul de lucru
c) temperaturile icircn miezul de cupru al icircnfăşurării şi distribuţia lor longitudinală icircn funcţie
de regimul de icircncărcare şi debitul de fluid vehiculat
d) debitul de căldură cedat icircn fantele de răcire şi preluat de agentul vehiculat ndash icircn funcţie
de poziţia fantelor şi puterea disipată icircn instalaţie
e) repartiţia debitului agentului de răcire funcţie de poziţia fantelor
f) determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantele de răcire
g) determinarea coeficientului de pierderi de presiune considerat ca un coeficient de
rezistenţă local icircn funcţie de poziţia fantelor
Temperaturile s-au măsurat cu termocuplu cupru-constantan cu diametrul 02 mm şi
05 mm izolate icircn teflon respectiv sticlă tip Degussa
Presiunile s-au măsurat cu sonde de presiune cu diametrul 2mm racordate la tuburi U
icircn mm coloană de apă (mm CA) sau mm coloană de mercur (mm CHg)
Mărimile temperaturilor s-au măsurat cu aparate icircnregistratoare icircn icircnfăşurarea de
cupru iar cele ale fluidului s-au măsurat la intrarea icircn regim permanent cu ajutorul unui
voltmetru electronic digital şi a unui milivoltmetru cu spot luminos
Fiecare termocuplu a fost etalonat anterior icircmpreună cu aparatul de măsură cu care a
fost utilizată punctul rece fiind introdus pentru termostatare la 0oC icircntr-un vas Dewar cu
gheaţă atacirct icircn timpul etalonării cacirct şi icircn timpul măsurătorilor
Icircn scopul măsurării mărimilor de mai sus s-au montat
1) 6 sonde de presiune statică 5 icircn lungul canalului de admisie la baza crestăturii şi una
icircnainte de intrare icircn canalul de admisie
2) Debitul total de aer de răcire cu ajutorul unei diafragme standardizate măsuracircndu-se
căderea de presiune icircn diafragmă şi presiunea statică icircn aval de aceasta
3) Vitezele la ieşirea din orificiile fiecărei fante s-au măsurat cu ajutorul unei sonde Pitot
amplasate pe un suport mobil din teflon de-a lungul celor 16 fante studiate Pentru
determinarea vitezelor s-a măsurat şi temperatura la ieşirea din fiecare orificiu
4) Temperatura aerului icircn lungul canalului de admisie s-a măsurat cu ajutorul a patru
termocupluri montate icircn lungul canalului
22
5) Determinarea distribuţiei temperaturii pe icircnălţimea icircnfăşurării s-a făcut prin plantarea
icircn două secţiuni a termocuplurilor
6) Temperatura icircn masa icircnfăşurării de cupru icircn lungul icircntregului traseu de măsură cu
ajutorul a 9 termocupluri introduse prin partea laterală a crestăturii şi 2
termocuplurilor montate icircn icircnfăşurarea de cupru icircn apropierea bornelor de legătură
7) Temperaturile la suprafaţa exterioară a icircnfăşurării de cupru s-au măsurat icircn două
puncte icircn acelaşi loc unde s-au plantat termocupluri pentru măsurarea temperaturii icircn
axul icircnfăşurării pentru a putea urmări distribuţia transversală a temperaturii icircn
icircnfăşurare
Pentru determinarea gradientului radial a temperaturii icircn icircnfăşurare s-au determinat icircn
două puncte temperaturile la partea superioară şi respectiv inferioară a icircnfăşurării
33 REZULTATE EXPERIMENTALE
Experimentările s-au efectuat pentru regimuri de bază icircn care s-a variat puterea
electrică disipată icircn icircnfăşurările de cupru
PA = 2207 W PB = 2907 W PC = 4301 W PD = 5744 W la care corespund densităţile
de curent
JA = 305 Amm2 JB = 345 Amm2 JC = 404 Amm2 JD = 463 Amm2
Pentru fiecare regim de putere s-au variat debitele de agent de răcire pentru a se pune
icircn evidenţă influenţa parametrilor aerodinamici de curgere asupra temperaturii icircn icircnfăşurare
Icircn tabelul următor sunt prezentate valorile debitelor de răcire puterile electrice
disipate şi densităţile de curent pentru regimurile experimentate grupate după valorile
densităţii de curent
Regim P
[W]
J
[Amm2]
Dt
[m3h]
11 2006 297 121
A 12 2376 314 865
13 2240 306 67
8 2875 345 121
B 9 2808 341 112
10 3040 349 805
1 4149 402 118
3 4176 405 129
23
C 4 4167 403 121
5 4454 405 101
6 4563 403 80
D 2 5767 467 135
7 5722 459 123
Se observă că nu s-a putut menţine puterea constantă la diferite debite de aer de
răcire icircn cazul regimurilor de putere ABCD deoarece icircn timpul funcţionării au existat
variaţii ale rezistenţei icircnfăşurării ca urmare a modificării temperaturii cuprului precum şi mici
variaţii de tensiune
Pentru fiecare debit de agent de răcire s-au măsurat vitezele icircn cele 3 x N orificii cu
diametrul de 7 mm N fiind numărul de fante de răcire Determinările s-au efectuat din
motive de simetrie geometrică şi fizică a procesului numai pe jumătate bară rezultacircnd 3 x 16
= 48 orificii pentru care s-au efectuat măsurătorile la fiecare regim Icircn acelaşi mod s-a
procedat cu temperaturile agentului de răcire la ieşirea din orificii
Notacircnd cu presiunea dinamică măsurată cu tubul Pitot s-a determinat
temperatura medie icircn fanta j cu relaţia
ep∆
sum
sum
=
=
∆
sdot∆
= 3
1
3
1
iei
iiei
ej
p
TpT (61)
unde şi Teip∆ i reprezintă presiunile dinamice şi temperaturile la ieşire din cele 3 orificii
corespunzătoare fantei j
Debitul de aer pe fanta j s-a determinat cu relaţia
(62) sum=
sdot=3
10 3600
iifj swD ε
unde wi [ms] este viteza icircn orificiu şi rezultă din relaţia
aer
eii
pw
ρ9802 sdotsdot∆
= (63)
reprezentacircnd presiunea dinamică a fiecăreia din cele 3 găuri corespunzătoare unei fante j Ea
se determină cu ajutorul tubului Pitot mobil s0 reprezintă secţiunea transversală aceeaşi
pentru toate orificiile
Densitatea aerului s-a aproximat cu ecuaţia
[kgmfjaer T410412650 minussdotminus=ρ 3] (64)
24
valabilă icircn limitele CTC 00 10020 ltlt
Ecuaţia (62) poate fi astfel pusă sub forma simplificată
sum=
minus∆
sdotminus=
3
1410412650
1
iei
fjfj p
TAD (65)
A fiind o constantă de calcul egală cu 1935 sdot10-2
Viteza aerului icircn fanta j se calculează cu relaţia
3600sdot
=f
fjfj S
Dw (66)
unde Sf este secţiunea transversală a fantelor Sf =148110-4 m2
Pentru determinarea coeficientului local de rezistenţă al fantelor s-a folosit relaţia
aerfj
j wp
ρζ 21 sdot
∆= (67)
unde ∆p1 (mm CA) reprezintă căderea de presiune icircn sistemul alimentare fantă-fantă-sistem
de ieşire fantă
Debitul de căldură preluat de aer icircn fiecare fantă se calculează cu relaţia
[kcalh] (68)
unde T
)( ijejpafjaerfj TTcDQ minus= ρ
i reprezintă temperatura aerului la intrarea icircn fanta j rezultată din măsurătorile de
temperaturi icircn lungul canalului de admisie iar cpa = 2378
Pentru determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantă se foloseşte relaţia
)( aerpCuCu
jj TTA
Qminus
=α (69)
unde
- ACu reprezintă suprafaţa laterală a fantei ocupată de icircnfăşurarea de cupru (mai
puţin suprafaţa ocupată de izolaţie) ACu = 12410 mm2
- pCuT este temperatura peretelui icircnfăşurării de cupru icircn fantă
CTpCuo40+=θ
- aerT este temperatura medie a aerului icircn fanta j 2
efifaer
TTT
+=
Temperatura pCuT s-a aproximat prin temperatura icircn axa icircnfăşurării de Cu avacircnd icircn
vedere că la icircncărcările volumetrice de putere M [Wm3] utilizate icircn timpul experimentărilor
rezultă o cădere foarte mică de temperatură icircntre peretele fantei şi temperatura icircn ax icircntre 2
25
fante Icircntr-adevăr dacă se consideră icircncărcarea volumetrică maximă de putere icircntacirclnită icircn
cursul experimentărilor M = 072x106 Wm3 şi se utilizează pentru căderea de temperatură
ax-perete fantă relaţia
Cu
Mrtλ2
2=∆ (70)
unde r = 125 mm λ Cu = 300 kcalmsdothsdotgrd rezultă
(71) grd1870asymp∆T
ceea ce justifică alegerea temperaturii icircn axul icircnfăşurării pentru determinarea coeficientului de
transfer de căldură
Supratemperaturile θ măsurate icircn miezul barei icircn cele 13 regimuri studiate
Regim 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
1 96 995 86 80 70 64 57 44 47 365
2 116 133 107 85 77 67 61 45 47 34
3 81 855 695 65 56 50 43 295 33 23
4 895 94 80 725 625 555 46 365 395 29
5 995 109 98 825 715 65 565 465 62 395
6 1085 132 106 89 81 76 685 61 675 545
7 120 143 112 915 805 715 64 49 515 395
8 665 64 525 525 445 435 295 235 255 185
9 645 445 355 515 435 425 285 21 11 16
10 70 705 59 58 53 49 37 31 295 255
11 46 315 25 375 335 32 135 65 2 35
12 55 51 42 47 42 395 255 195 24 125
13 585 66 495 535 515 455 345 31 355 27
Măsurarea diverselor mărimi icircn cele 13 regimuri caracterizate mai sus
Regimul 1
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
71 4072 925 1735 428 148 6584 7447
72 3621 821 1539 542 145 5038 6162
725 340 847 1588 509 14 4709 6657
735 3467 902 1691 456 132 5384 8496
26
75 3135 954 1789 411 12 5172 8806
77 3209 953 1787 424 104 58 10931
82 2728 943 1768 453 92 4833 9325
88 2767 1078 2022 371 84 5892 12184
96 2842 1081 2027 405 88 6004 13295
104 2825 1016 1905 497 103 5493 13124
113 2896 1147 2151 425 124 534 14191
120 2945 1140 2138 457 147 4705 1408
125 280 1235 2316 404 173 369 11729
127 325 1168 219 466 20 4027 15638
129 3148 121 2269 44 23 282 11493
130 325 1064 1995 581 26 1888 8113
Regimul 2
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
945 4293 1075 2016 425 132 876 7063
95 3635 933 175 554 122 629 6201
955 3381 1012 1898 469 115 6305 7326
97 3109 1083 2031 412 112 6361 822
100 2747 1084 2033 419 84 5865 7676
105 2307 1111 2083 412 7 5115 7235
1125 2246 1101 2065 449 54 5401 7903
122 2161 1267 2376 366 46 6214 9648
1325 1967 1318 2472 365 48 5667 8821
144 1973 1058 1984 587 54 4382 7001
157 2098 1422 2667 373 62 605 1007
169 216 1418 2659 405 8 5771 9263
180 2171 1393 2612 447 108 4336 7637
185 2166 1425 2672 439 14 3098 5651
187 210 1424 267 444 184 1044 1942
1885 2229 1287 2413 55 22
27
Regimul 3
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
89 3337 988 1853 458 128 5667 6927
90 2910 904 1695 545 122 4344 5897
905 2664 969 1817 473 114 4175 6345
925 2382 1085 2035 382 106 408 6738
95 2211 1072 201 399 92 3957 719
99 2166 1086 2037 405 78 4317 8338
107 2087 1030 1932 485 68 4168 8795
117 196 1230 2307 37 605 481 10714
1275 1892 1278 2397 373 6 4771 1113
139 1941 1152 216 501 64 4324 10856
151 2019 1373 2572 385 7 5213 14285
164 1969 1383 2593 411 9 4245 15796
175 1967 1443 2706 403 12 3162 10543
180 210 1371 2571 461 16 1914 7909
182 210 1411 2646 44 204
183 2238 1293 2425 529 25
Regimul 4
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
81 3678 948 1778 458 132 6193 6978
81 3091 849 1592 56 118 4551 5717
815 2883 913 1712 483 102 48 667
82 2885 103 1931 382 84 5963 9262
83 2568 939 1761 46 68 5059 8535
85 251 98 1838 432 54 5527 11758
90 2287 948 1778 485 44 504 9047
98 2531 1107 2076 39 4 678 11071
107 2168 1174 2201 375 39 6025 12541
28
116 2224 1125 211 443 4 5916 13103
127 216 1275 2291 41 48 6174 14718
13 230 1263 2368 419 68 5865 14955
146 2531 1361 2552 385 96 6076 17774
147 230 1265 2372 445 132 3515 11151
149 2537 1322 2479 416 178 2805 1031
150 2486 121 2269 50 22 964 3601
Regimul 5
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
51 4627 805 1509 414 16 6608 6464
52 4462 71 1331 54 158 5567 6381
525 4111 716 1343 534 155 5022 6506
55 3636 82 1537 416 149 4864 6772
575 3393 807 1513 444 138 4518 6618
60 3141 829 1554 436 12 4508 7081
645 300 76 1425 554 10 4283 6972
68 3071 956 1793 37 7 6412 10844
74 300 1023 1918 351 88 6123 10939
79 2939 922 1729 46 94 5204 9728
84 3149 1021 1915 406 108 5929 12139
89 3087 1058 1984 396 13 5293 11507
94 3231 1116 2093 377 164 4929 16449
97 325 1075 2016 42 21 3404 13888
102 3621 1154 2164 388 274 2749 15074
1025 3382 969 1817 549 336
Regimul 6
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 5297 673 1262 465 132 7209 612
29
39 5007 636 1193 514 124 6405 648
395 488 637 1194 517 118 641 741
40 4378 709 1329 415 114 5303 7885
41 4032 702 1316 429 115 5587 7369
43 3714 713 1337 431 125 487 6862
45 362 647 1213 546 136 4052 6149
48 3764 809 1517 374 15 505 8359
52 3672 831 1558 383 16 4747 8381
57 3792 79 1481 466 17 4539 8597
61 3825 881 1652 402 177 4964 9993
64 3833 853 160 449 185 4631 9671
66 3927 939 1761 384 192 5145 11592
68 4096 909 1705 428 198 523 12535
69 4117 926 1737 415 203 5323 13294
69 425 828 1553 522 208 4864 12115
Regimul 7
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
85 5058 983 1843 47 144 9599 7545
86 4241 922 1729 525 138 722 6934
87 4113 929 1742 52 13 7188 8176
89 3939 998 1871 459 119 7583 9799
92 3658 1036 1943 435 98 7734 11581
96 3231 1084 2033 409 78 7485 10591
103 3037 1036 1943 477 63 7066 10415
110 3088 1215 2278 371 55 8994 13723
120 2898 1241 2327 385 56 825 12856
130 3074 1144 2145 494 62 7951 12935
142 2933 1344 252 389 73 839 13886
153 3082 1331 2496 43 108 7488 13063
165 3016 1393 2612 422 126 6861 12118
30
172 2778 1331 2496 478 164 4238 7604
175 3476 1362 2554 476 205 5332 10913
178 3347 1273 2387 552 252 2873 6146
Regimul 8
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
76 247 92 1725 438 105 3711 3912
77 2525 843 1581 529 96 3749 4058
78 2351 84 1575 537 86 3576 4159
80 2178 1008 189 38 76 4099 4937
83 210 921 1727 471 65 3842 4468
86 1963 1038 1946 382 56 4206 5561
93 2027 886 1661 569 5 3907 6439
100 1765 1126 2111 375 45 4298 7683
110 1909 1178 2209 379 44 5012 8738
120 1823 1105 2072 469 46 4367 8692
130 168 1216 228 417 54 4023
141 1771 1256 2355 425 68 3962
150 190 1318 2472 412 88 3866
154 170 1274 2389 45 112 2123
156 210 1318 2472 432 138 2697
157 2046 1161 2177 56 166 1269
Regimul 9
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
58 345 844 1583 394 11 5537 9344
59 33 783 1468 464 95 5163 10876
60 33 764 1432 494 79 5395 13564
625 3284 839 1573 536 66 621 18686
65 33 884 1658 398 56 6841 24284
31
69 33 944 177 37 46 7585 31026
74 33 82 1538 525 4 6734 31919
82 3238 1013 190 38 36 8214 4561
89 31 1113 2087 343 36 8804 4996
99 3296 1038 1946 438 38 8576 5165
108 31 1129 2117 403 44 8528 94138
116 31 1186 2224 394 6 8397
123 33 1282 2404 359 8 9016
126 345 1172 2198 444 106 7825
127 33 1262 2367 386 136 6822
127 33 1070 2006 541 164 4925
Regimul 10
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
36 4183 65 1219 419 125 5242 8148
36 4205 606 1136 481 115 5097 9723
37 4161 623 1168 467 104 5368 16633
375 4036 684 1283 39 88 5989 1444
39 3908 67 1256 422 74 5916 16018
41 3901 753 1412 346 6 6945 21122
43 355 599 1123 575 5 5143 16094
45 36 775 1453 36 45 7091 23087
48 3457 834 1564 33 5 6954 24138
52 36 781 1464 411 64 6664 23046
56 3669 81 1519 412 8 6497 24747
60 36 80 15 455 104 5887 22807
62 36 944 177 339 128 6499 26054
65 3837 92 1725 377 148 5974 2545
665 3851 892 1673 411 162 5468 22469
67 3781 757 1419 575 17 6408 2337
32
Regimul 11
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
74 31 872 1632 47 114 4796 10224
745 3081 809 1517 547 109 4525 11707
75 3184 819 1536 538 105 4905 15604
78 31 989 1855 383 98 590 22531
80 3036 929 1742 444 92 5543 25206
83 3043 1034 1939 372 84 6431 33252
88 2997 923 1731 493 75 5869 38561
94 30 1167 2188 329 63 7803 60752
101 31 1189 223 34 58 8488 33705
110 31 1079 2023 45 54 7831 29007
120 31 1281 2402 348 52 9372
130 31 1281 2402 377 52 9372
141 31 1371 2571 358 58 9788
150 31 130 2438 424 66 8989
157 31 1346 2524 415 8 8738
164 31 1186 2224 524 86 7491
Regimul 12
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 165 748 1402 327 10 1401 1606
39 18 566 1062 571 95 1384 1679
395 18 606 1136 505 88 1606 2175
40 1734 692 1297 392 8 1866 2353
41 1704 717 1345 372 7 2083 2789
43 1712 768 144 34 6 2475 2878
45 165 611 1146 56 5 2041 3494
48 1544 766 1436 38 51 2305 4388
52 165 944 177 266 48 3210 5639
33
59 165 786 1474 444 53 2498 5627
65 165 842 1579 427 62 2515
71 165 846 1586 464 8 2079
76 165 991 1858 364 112 1510
79 165 95 1781 413 13 95
82 165 934 1752 445 16
85 165 848 159
Regimul 13
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
20 2706 449 842 477 15 152 1875
20 25 363 681 728 154 971 1061
20 2607 409 767 574 146 132 1788
20 2591 495 928 392 14 1661 2116
205 2301 488 915 410 13 1384 1765
21 2298 497 932 404 118 1563 2151
22 2263 377 707 701 106 1682 2723
235 2233 526 986 395 98 1882 3211
25 235 587 110 345 10 2257 3600
28 2288 562 1054 421 108 1933 2248
31 235 587 11 429 12 2083
33 235 579 1086 47 141 1539
34 2401 613 1149 435 17 1208
355 1448 58 1087 518 20 726
36 25 612 1149
365 25 552 1035
34
34 INTERPRETAREA REZULTATELOR
35
Fig 33 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α la diferite regimuri
de funcţionare
36
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
rezultatelor şi extind domeniul de aplicare a datelor experimentale Relaţiile de calcul
stabilite cu ajutorul analizei dimensionale şi corelate cu datele experimentale permit
determinarea coeficientului de convecţie pentru categorii largi de fenomene reale icircn baza
legilor similitudinii
Analiza dimensională contribuie icircnsă icircn mică măsură la icircnţelegerea proceselor de
convecţie deoarece nu dă nici un fel de informaţii despre natura fenomenelor considerate
Criteriile de similitudine pot fi determinate şi cu ajutorul analizei dimensionale prin
egalizarea dimensiunilor cunoscute ale unei mărimi complexe cu dimensiunile unor mărimi
simple sau complexe alese mai mult sau mai puţin arbitrar
Considerăm mărimea complexă α ale cărei dimensiuni cunoscute sunt
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡
sdotsdot grdsmJ
2α (57)
Se presupune că mărimea depinde de lungimea caracteristică a corpului de căldura
specifică a fluidului de conductibilitatea termică de viteză de vacircscozitatea cinematică şi
de densitatea fluidului Presupunerea se bazează pe analiza formulelor care exprimă de
obicei pe α Dimensiunile acestor mărimi sunt
][3
2
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡⎥⎦⎤
⎢⎣⎡
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡sdotsdot⎥
⎦
⎤⎢⎣
⎡sdot m
kgs
msmv
grdsmJ
grdkgJcml ρυλ
Icircn consecinţă se poate scrie
(58) θηεδγβ υλρα sdotsdotsdotsdotsdotsdot= cvlC
unde C este o constantă adimensională
Dacă se grupează aceşti exponenţi se obţine formula lui Nusselt
(59) εγ PrRe sdotsdot=CNu
formulă utilizată deseori pentru determinarea lui α şi care corespunde destul de bine
determinărilor experimentale icircn foarte multe cazuri practice Mărimile γ şi ε sunt nişte
numere oarecare adesea notate cu m şi n
Determinarea coeficientului de convecţie pe această cale implică icircnsă un mare număr
de măsurări experimentale şi cunoaşterea relaţiei dintre parametrii icircn cauză lucru care nu este
totdeauna realizabil
16
226 Factorii care determină şi influenţează convecţia termică
Aceşti factori sunt
a) Cauza care produce mişcarea fluidului
Dacă mişcarea fluidului este cauzată doar de diferenţa de densitate produsă de
diferenţa de temperatură icircntre particulele de fluid mai apropiate şi mai depărtate de perete
transmisia căldurii se face prin convecţie liberă
Dacă mişcarea fluidului este cauzată de un lucru mecanic din exterior (pompă
ventilator) transmisia căldurii se face prin convecţie forţată
b) Regimul de curgere al fluidului care este caracterizat prin criteriul Reynolds (Re)
Pentru curgerea fluidelor prin ţevi şi canale icircnchise există următoarele regimuri
bull convecţie icircn regim laminar (particulele de fluid nu se amestecă liniile de curent fiind
paralele) 2300Re lt
bull convecţie icircn regim tranzitoriu 410Re2300 ltlt
bull convecţie icircn regim turbulent 410Re gt
Pentru curgerea fluidului peste corpuri icircn formă de placă plană graniţa dintre laminar
şi turbulent este pentru 5105Re sdotasymp
Deoarece icircn regim laminar particulele nu se amestecă intensitatea transferului de
căldură prin convecţie este mai mare icircn regim turbulent decacirct icircn regim laminar
c) Proprietăţile fizice ale fluidului
Convecţia este influenţată icircn principal de căldura specifică cp coeficientul de
conducţie λ al fluidului (care intervine icircn stratul limită termic) difuzivitatea termică
densitatea vacircscozitatea dinamică proprietăţi care depind de temperatura fluidului şi care pot
fi găsite icircn tabele termodinamice
d) Forma şi dimensiunile suprafeţei de schimb de căldură
Geometria suprafeţei de schimb de căldură (plană cilindrică nervurată etc) şi
orientarea acesteia faţă de direcţia de curgere a fluidului afectează caracteristicile stratului
limită deci şi transferul de căldură prin convecţie
Problema transmiterii căldurii prin convecţie se reduce de fapt la determinarea
coeficientului de convecţie α
17
Dacă icircn calculele practice de transmitere a căldurii prin conducţie se poate lucra cu
valorile experimentale ale coeficientului λ luate din tabele termodinamice icircn cazul convecţiei
coeficientul α trebuie determinat pentru fiecare caz icircn parte şi depinde de cei 4 factori
prezentaţi anterior
Determinarea coeficientului de convecţie α se face pornind de la ecuaţiile diferenţiale
care intervin icircn procesul de transmitere a căldurii prin convecţie tinacircnd cont de faptul că
procesul are loc datorită mişcării fluidului ecuaţia de continuitate ecuaţiile de mişcare
(ecuaţiile Navier-Stockes) şi ecuaţia de contur (care ţine seama de faptul că fluxul unitar de
căldură transmis prin convecţie este egal cu fluxul unitar de căldură transmis prin conducţie
prin stratul limită de fluid de lacircngă perete)
Rezolvarea teoretică a acestui sistem de ecuaţii diferenţiale nu este posibilă decacirct
pentru cazuri foarte simple particulare
Din această cauză pentru determinarea coeficientului de convecţie α se face apel la
teoria similitudinii Pe baza ecuaţiilor diferenţiale sus menţionate şi a teoriei similitudinii au
fost deduse mărimile adimensionale numite invarianţi criterii de similitudine sau numere
Aceşti invarianţi se pot calcula icircn funcţie de parametrii fluidului la temperatura
respectivă (vacircscozitate densitate viteză etc)
Toţi aceşti invarianţi au aceeaşi valoare pentru sistemele şi fenomenele asemenea
Cel mai important invariant este Nu deoarece include coeficientul de convecţie α care
trebuie determinat λα lNu sdot= unde λ este coeficientul de conducţie termică a fluidului icircn
stratul limită iar l este lungimea caracteristică (diametrul icircn cazul conductelor)
Efectuacircnd experimentări pe instalaţii de laborator au fost deduse empiric relaţii de
legătură icircntre invarianţi numite ecuaţii criteriale de forma
Nu = f ( Re Pr Gr etc ) (60)
18
3 DETERMINAREA EXPERIMENTALĂ A COEFICIENTULUI DE
TRANSFER TERMIC PRIN CONVECŢIE
31 INTRODUCERE
Există patru metode de bază pentru evaluarea coeficientului de transfer termic prin
convecţie
- analiza dimensională combinată cu determinări experimentale
- determinarea analitică a soluţiilor ecuaţiilor stratului limită
- analiza aproximativă a startului limită prin metode integrale
- analogia dintre transferul de căldură masă şi impuls
Deşi fiecare dintre metode contribuie la cunoaşterea procesului transferului de căldură
nici una dintre ele nu poate rezolva singură toate problemele schimbului de căldură prin
convecţie datorită limitărilor pe care le au
Analitic prin integrarea ecuaţiei diferenţiale Fourier-Kirchhoff se obţine funcţia de
distribuţie a temperaturilor icircn interiorul fluidului icircn mişcare Această funcţie permite
determinarea gradientului de temperatură şi a potenţialului individual icircn stratul limită icircn
funcţie de care se poate stabili o relaţie de calcul al coeficientului de transfer de căldură prin
convecţie
Soluţiile analitice nu sunt icircnsă posibile de găsit decacirct pentru cazuri simple
Icircn consecinţă determinarea coeficienţilor de transfer de căldură se face experimental
pe un model fizic corelarea datelor experimentale făcacircndu-se prin ecuaţii criteriale deduse
prin metodele similitudinii şi analizei dimensionale
32 INSTALAŢIA EXPERIMENTALĂ
Măsurătorile s-au efectuat pe un model experimental de crestătură cu răcire directă
introdus icircntr-o cutie din tablă de Ol37-2K de 25 mm grosime cu volumul de 03396 m3 care
este izolat termic printr-un strat de lemn căptuşit cu plăci de azbest pe trei sferturi din
suprafaţa sa şi cu alumină pe restul de un sfert de suprafaţă
Icircn zona icircn care izolaţia termică este de alumină modelul are prevăzute termocuplurile
şi sondele de presiune
Aşezarea sondelor s-a făcut numai pe o faţă din jumătatea modelului ca urmare a
faptului că modelul experimental prezintă simetrie geometrică faţă de planele mediane
(transversal şi longitudinal)
19
Alimentarea cu aer s-a făcut de la reţeaua de aer comprimat printr-un colector de la
extremităţile căruia s-a făcut racordul prin furtunuri de cauciuc la două camere de admisie
montate sub capetele de bobină Aceste camere permit accesul aerului icircn canalul de admisie
plasat sub icircnfăşurarea de cupru
Fig 31 Modelul experimental de crestătură cu răcire directă
Fig 32 Schema experimentală
20
Din canalul de admisie aerul este evacuat icircn atmosferă prin 31 de canale radiale
identice tip fantă aşezate la 75 mm unul de altul de secţiune transversală 50 x 3 mm2 fante
practicate direct icircn icircnfăşurarea de cupru (Fig 31) Cele două capete de bobină de lungime
110 mm fiecare nu sunt izolate termic rămacircnacircnd direct icircn atmosferă iar pe o distanţă de 172
mm icircncepacircnd de la capete nu au prevăzute nici o fantă radială
Bobina modelului a fost alimentată cu energie electrică icircn curent continuu prin cele
două capete ale sale de la trei grupuri convertoare de sudură identice legate icircn paralel ca icircn
figura 32
Variaţia intensităţii curentului din bobină s-a făcut după necesităţi folosind butoanele
excitaţiilor serie şi separată aşezate pe panoul grupurilor icircntre 680 A şi 1068 A
Deoarece bobina are de-a lungul său două secţiuni transversale diferite una mai mare
icircn zona masivă a sa şi alta mai mică icircn zona fantelor radiale au rezultat pentru orice
intensitate de curent cacircte două valori pentru densităţile de curent
Existenţa a două densităţi de curent icircn bobină se traduce pentru funcţia M = M(xyzt)
Wm3 prin două valori constante M1 şi M2 la fiecare valoare a intensităţii curentului valoarea
M1 pentru zona plină a bobinei şi valoarea M2 pentru zona cu fante a bobinei
Fiecare valoare M1 rezultă din raportul puterii P1 consumată icircn zona plină care este
egală cu 0395 Pbobină şi volumul său V1 = 383 x10-3 m3 iar valoarea M2 - din raportul puterii
P2 consumată icircn zona cu fante egală cu 0605 Pbobină şi volumul său V2 = 476 x10-3 m3
Puterea electrică icircn curent continuu consumată icircn bobină s-a măsurat prin metoda
voltmetrului şi ampermetrului
Deoarece montajul aval al voltmetrului dă o eroare de măsurare redusă icircn cazul
tensiunilor mici ca icircn acest caz cacircnd tensiunea este 545 V şi curenţilor mari (680 A - 1068
A) acest montaj a fost preferat
Ca aparate de măsură s-au folosit un voltmetru magnetoelectric de clasă 03 iar cu rol
de ampermetru s-a folosit un multimetru de clasă 03 combinat cu un şunt de 1200 A 60 mV
şi 5 Ω
Pentru determinarea regimului termodinamic icircn instalaţia de răcire a bobinei de cupru
din crestătură prin măsurătorile efectuate sndasha urmărit punerea icircn evidenţă a următoarelor
mărimi
a) căderea totală de presiune icircn instalaţia de răcire funcţie de debitul de aer vehiculat
21
b) variaţia longitudinală a căderii de presiune icircn sistemul fantă admisie fantă ieşire
orificii fantă ndash funcţie de poziţia fantelor şi regimul de lucru
c) temperaturile icircn miezul de cupru al icircnfăşurării şi distribuţia lor longitudinală icircn funcţie
de regimul de icircncărcare şi debitul de fluid vehiculat
d) debitul de căldură cedat icircn fantele de răcire şi preluat de agentul vehiculat ndash icircn funcţie
de poziţia fantelor şi puterea disipată icircn instalaţie
e) repartiţia debitului agentului de răcire funcţie de poziţia fantelor
f) determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantele de răcire
g) determinarea coeficientului de pierderi de presiune considerat ca un coeficient de
rezistenţă local icircn funcţie de poziţia fantelor
Temperaturile s-au măsurat cu termocuplu cupru-constantan cu diametrul 02 mm şi
05 mm izolate icircn teflon respectiv sticlă tip Degussa
Presiunile s-au măsurat cu sonde de presiune cu diametrul 2mm racordate la tuburi U
icircn mm coloană de apă (mm CA) sau mm coloană de mercur (mm CHg)
Mărimile temperaturilor s-au măsurat cu aparate icircnregistratoare icircn icircnfăşurarea de
cupru iar cele ale fluidului s-au măsurat la intrarea icircn regim permanent cu ajutorul unui
voltmetru electronic digital şi a unui milivoltmetru cu spot luminos
Fiecare termocuplu a fost etalonat anterior icircmpreună cu aparatul de măsură cu care a
fost utilizată punctul rece fiind introdus pentru termostatare la 0oC icircntr-un vas Dewar cu
gheaţă atacirct icircn timpul etalonării cacirct şi icircn timpul măsurătorilor
Icircn scopul măsurării mărimilor de mai sus s-au montat
1) 6 sonde de presiune statică 5 icircn lungul canalului de admisie la baza crestăturii şi una
icircnainte de intrare icircn canalul de admisie
2) Debitul total de aer de răcire cu ajutorul unei diafragme standardizate măsuracircndu-se
căderea de presiune icircn diafragmă şi presiunea statică icircn aval de aceasta
3) Vitezele la ieşirea din orificiile fiecărei fante s-au măsurat cu ajutorul unei sonde Pitot
amplasate pe un suport mobil din teflon de-a lungul celor 16 fante studiate Pentru
determinarea vitezelor s-a măsurat şi temperatura la ieşirea din fiecare orificiu
4) Temperatura aerului icircn lungul canalului de admisie s-a măsurat cu ajutorul a patru
termocupluri montate icircn lungul canalului
22
5) Determinarea distribuţiei temperaturii pe icircnălţimea icircnfăşurării s-a făcut prin plantarea
icircn două secţiuni a termocuplurilor
6) Temperatura icircn masa icircnfăşurării de cupru icircn lungul icircntregului traseu de măsură cu
ajutorul a 9 termocupluri introduse prin partea laterală a crestăturii şi 2
termocuplurilor montate icircn icircnfăşurarea de cupru icircn apropierea bornelor de legătură
7) Temperaturile la suprafaţa exterioară a icircnfăşurării de cupru s-au măsurat icircn două
puncte icircn acelaşi loc unde s-au plantat termocupluri pentru măsurarea temperaturii icircn
axul icircnfăşurării pentru a putea urmări distribuţia transversală a temperaturii icircn
icircnfăşurare
Pentru determinarea gradientului radial a temperaturii icircn icircnfăşurare s-au determinat icircn
două puncte temperaturile la partea superioară şi respectiv inferioară a icircnfăşurării
33 REZULTATE EXPERIMENTALE
Experimentările s-au efectuat pentru regimuri de bază icircn care s-a variat puterea
electrică disipată icircn icircnfăşurările de cupru
PA = 2207 W PB = 2907 W PC = 4301 W PD = 5744 W la care corespund densităţile
de curent
JA = 305 Amm2 JB = 345 Amm2 JC = 404 Amm2 JD = 463 Amm2
Pentru fiecare regim de putere s-au variat debitele de agent de răcire pentru a se pune
icircn evidenţă influenţa parametrilor aerodinamici de curgere asupra temperaturii icircn icircnfăşurare
Icircn tabelul următor sunt prezentate valorile debitelor de răcire puterile electrice
disipate şi densităţile de curent pentru regimurile experimentate grupate după valorile
densităţii de curent
Regim P
[W]
J
[Amm2]
Dt
[m3h]
11 2006 297 121
A 12 2376 314 865
13 2240 306 67
8 2875 345 121
B 9 2808 341 112
10 3040 349 805
1 4149 402 118
3 4176 405 129
23
C 4 4167 403 121
5 4454 405 101
6 4563 403 80
D 2 5767 467 135
7 5722 459 123
Se observă că nu s-a putut menţine puterea constantă la diferite debite de aer de
răcire icircn cazul regimurilor de putere ABCD deoarece icircn timpul funcţionării au existat
variaţii ale rezistenţei icircnfăşurării ca urmare a modificării temperaturii cuprului precum şi mici
variaţii de tensiune
Pentru fiecare debit de agent de răcire s-au măsurat vitezele icircn cele 3 x N orificii cu
diametrul de 7 mm N fiind numărul de fante de răcire Determinările s-au efectuat din
motive de simetrie geometrică şi fizică a procesului numai pe jumătate bară rezultacircnd 3 x 16
= 48 orificii pentru care s-au efectuat măsurătorile la fiecare regim Icircn acelaşi mod s-a
procedat cu temperaturile agentului de răcire la ieşirea din orificii
Notacircnd cu presiunea dinamică măsurată cu tubul Pitot s-a determinat
temperatura medie icircn fanta j cu relaţia
ep∆
sum
sum
=
=
∆
sdot∆
= 3
1
3
1
iei
iiei
ej
p
TpT (61)
unde şi Teip∆ i reprezintă presiunile dinamice şi temperaturile la ieşire din cele 3 orificii
corespunzătoare fantei j
Debitul de aer pe fanta j s-a determinat cu relaţia
(62) sum=
sdot=3
10 3600
iifj swD ε
unde wi [ms] este viteza icircn orificiu şi rezultă din relaţia
aer
eii
pw
ρ9802 sdotsdot∆
= (63)
reprezentacircnd presiunea dinamică a fiecăreia din cele 3 găuri corespunzătoare unei fante j Ea
se determină cu ajutorul tubului Pitot mobil s0 reprezintă secţiunea transversală aceeaşi
pentru toate orificiile
Densitatea aerului s-a aproximat cu ecuaţia
[kgmfjaer T410412650 minussdotminus=ρ 3] (64)
24
valabilă icircn limitele CTC 00 10020 ltlt
Ecuaţia (62) poate fi astfel pusă sub forma simplificată
sum=
minus∆
sdotminus=
3
1410412650
1
iei
fjfj p
TAD (65)
A fiind o constantă de calcul egală cu 1935 sdot10-2
Viteza aerului icircn fanta j se calculează cu relaţia
3600sdot
=f
fjfj S
Dw (66)
unde Sf este secţiunea transversală a fantelor Sf =148110-4 m2
Pentru determinarea coeficientului local de rezistenţă al fantelor s-a folosit relaţia
aerfj
j wp
ρζ 21 sdot
∆= (67)
unde ∆p1 (mm CA) reprezintă căderea de presiune icircn sistemul alimentare fantă-fantă-sistem
de ieşire fantă
Debitul de căldură preluat de aer icircn fiecare fantă se calculează cu relaţia
[kcalh] (68)
unde T
)( ijejpafjaerfj TTcDQ minus= ρ
i reprezintă temperatura aerului la intrarea icircn fanta j rezultată din măsurătorile de
temperaturi icircn lungul canalului de admisie iar cpa = 2378
Pentru determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantă se foloseşte relaţia
)( aerpCuCu
jj TTA
Qminus
=α (69)
unde
- ACu reprezintă suprafaţa laterală a fantei ocupată de icircnfăşurarea de cupru (mai
puţin suprafaţa ocupată de izolaţie) ACu = 12410 mm2
- pCuT este temperatura peretelui icircnfăşurării de cupru icircn fantă
CTpCuo40+=θ
- aerT este temperatura medie a aerului icircn fanta j 2
efifaer
TTT
+=
Temperatura pCuT s-a aproximat prin temperatura icircn axa icircnfăşurării de Cu avacircnd icircn
vedere că la icircncărcările volumetrice de putere M [Wm3] utilizate icircn timpul experimentărilor
rezultă o cădere foarte mică de temperatură icircntre peretele fantei şi temperatura icircn ax icircntre 2
25
fante Icircntr-adevăr dacă se consideră icircncărcarea volumetrică maximă de putere icircntacirclnită icircn
cursul experimentărilor M = 072x106 Wm3 şi se utilizează pentru căderea de temperatură
ax-perete fantă relaţia
Cu
Mrtλ2
2=∆ (70)
unde r = 125 mm λ Cu = 300 kcalmsdothsdotgrd rezultă
(71) grd1870asymp∆T
ceea ce justifică alegerea temperaturii icircn axul icircnfăşurării pentru determinarea coeficientului de
transfer de căldură
Supratemperaturile θ măsurate icircn miezul barei icircn cele 13 regimuri studiate
Regim 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
1 96 995 86 80 70 64 57 44 47 365
2 116 133 107 85 77 67 61 45 47 34
3 81 855 695 65 56 50 43 295 33 23
4 895 94 80 725 625 555 46 365 395 29
5 995 109 98 825 715 65 565 465 62 395
6 1085 132 106 89 81 76 685 61 675 545
7 120 143 112 915 805 715 64 49 515 395
8 665 64 525 525 445 435 295 235 255 185
9 645 445 355 515 435 425 285 21 11 16
10 70 705 59 58 53 49 37 31 295 255
11 46 315 25 375 335 32 135 65 2 35
12 55 51 42 47 42 395 255 195 24 125
13 585 66 495 535 515 455 345 31 355 27
Măsurarea diverselor mărimi icircn cele 13 regimuri caracterizate mai sus
Regimul 1
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
71 4072 925 1735 428 148 6584 7447
72 3621 821 1539 542 145 5038 6162
725 340 847 1588 509 14 4709 6657
735 3467 902 1691 456 132 5384 8496
26
75 3135 954 1789 411 12 5172 8806
77 3209 953 1787 424 104 58 10931
82 2728 943 1768 453 92 4833 9325
88 2767 1078 2022 371 84 5892 12184
96 2842 1081 2027 405 88 6004 13295
104 2825 1016 1905 497 103 5493 13124
113 2896 1147 2151 425 124 534 14191
120 2945 1140 2138 457 147 4705 1408
125 280 1235 2316 404 173 369 11729
127 325 1168 219 466 20 4027 15638
129 3148 121 2269 44 23 282 11493
130 325 1064 1995 581 26 1888 8113
Regimul 2
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
945 4293 1075 2016 425 132 876 7063
95 3635 933 175 554 122 629 6201
955 3381 1012 1898 469 115 6305 7326
97 3109 1083 2031 412 112 6361 822
100 2747 1084 2033 419 84 5865 7676
105 2307 1111 2083 412 7 5115 7235
1125 2246 1101 2065 449 54 5401 7903
122 2161 1267 2376 366 46 6214 9648
1325 1967 1318 2472 365 48 5667 8821
144 1973 1058 1984 587 54 4382 7001
157 2098 1422 2667 373 62 605 1007
169 216 1418 2659 405 8 5771 9263
180 2171 1393 2612 447 108 4336 7637
185 2166 1425 2672 439 14 3098 5651
187 210 1424 267 444 184 1044 1942
1885 2229 1287 2413 55 22
27
Regimul 3
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
89 3337 988 1853 458 128 5667 6927
90 2910 904 1695 545 122 4344 5897
905 2664 969 1817 473 114 4175 6345
925 2382 1085 2035 382 106 408 6738
95 2211 1072 201 399 92 3957 719
99 2166 1086 2037 405 78 4317 8338
107 2087 1030 1932 485 68 4168 8795
117 196 1230 2307 37 605 481 10714
1275 1892 1278 2397 373 6 4771 1113
139 1941 1152 216 501 64 4324 10856
151 2019 1373 2572 385 7 5213 14285
164 1969 1383 2593 411 9 4245 15796
175 1967 1443 2706 403 12 3162 10543
180 210 1371 2571 461 16 1914 7909
182 210 1411 2646 44 204
183 2238 1293 2425 529 25
Regimul 4
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
81 3678 948 1778 458 132 6193 6978
81 3091 849 1592 56 118 4551 5717
815 2883 913 1712 483 102 48 667
82 2885 103 1931 382 84 5963 9262
83 2568 939 1761 46 68 5059 8535
85 251 98 1838 432 54 5527 11758
90 2287 948 1778 485 44 504 9047
98 2531 1107 2076 39 4 678 11071
107 2168 1174 2201 375 39 6025 12541
28
116 2224 1125 211 443 4 5916 13103
127 216 1275 2291 41 48 6174 14718
13 230 1263 2368 419 68 5865 14955
146 2531 1361 2552 385 96 6076 17774
147 230 1265 2372 445 132 3515 11151
149 2537 1322 2479 416 178 2805 1031
150 2486 121 2269 50 22 964 3601
Regimul 5
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
51 4627 805 1509 414 16 6608 6464
52 4462 71 1331 54 158 5567 6381
525 4111 716 1343 534 155 5022 6506
55 3636 82 1537 416 149 4864 6772
575 3393 807 1513 444 138 4518 6618
60 3141 829 1554 436 12 4508 7081
645 300 76 1425 554 10 4283 6972
68 3071 956 1793 37 7 6412 10844
74 300 1023 1918 351 88 6123 10939
79 2939 922 1729 46 94 5204 9728
84 3149 1021 1915 406 108 5929 12139
89 3087 1058 1984 396 13 5293 11507
94 3231 1116 2093 377 164 4929 16449
97 325 1075 2016 42 21 3404 13888
102 3621 1154 2164 388 274 2749 15074
1025 3382 969 1817 549 336
Regimul 6
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 5297 673 1262 465 132 7209 612
29
39 5007 636 1193 514 124 6405 648
395 488 637 1194 517 118 641 741
40 4378 709 1329 415 114 5303 7885
41 4032 702 1316 429 115 5587 7369
43 3714 713 1337 431 125 487 6862
45 362 647 1213 546 136 4052 6149
48 3764 809 1517 374 15 505 8359
52 3672 831 1558 383 16 4747 8381
57 3792 79 1481 466 17 4539 8597
61 3825 881 1652 402 177 4964 9993
64 3833 853 160 449 185 4631 9671
66 3927 939 1761 384 192 5145 11592
68 4096 909 1705 428 198 523 12535
69 4117 926 1737 415 203 5323 13294
69 425 828 1553 522 208 4864 12115
Regimul 7
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
85 5058 983 1843 47 144 9599 7545
86 4241 922 1729 525 138 722 6934
87 4113 929 1742 52 13 7188 8176
89 3939 998 1871 459 119 7583 9799
92 3658 1036 1943 435 98 7734 11581
96 3231 1084 2033 409 78 7485 10591
103 3037 1036 1943 477 63 7066 10415
110 3088 1215 2278 371 55 8994 13723
120 2898 1241 2327 385 56 825 12856
130 3074 1144 2145 494 62 7951 12935
142 2933 1344 252 389 73 839 13886
153 3082 1331 2496 43 108 7488 13063
165 3016 1393 2612 422 126 6861 12118
30
172 2778 1331 2496 478 164 4238 7604
175 3476 1362 2554 476 205 5332 10913
178 3347 1273 2387 552 252 2873 6146
Regimul 8
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
76 247 92 1725 438 105 3711 3912
77 2525 843 1581 529 96 3749 4058
78 2351 84 1575 537 86 3576 4159
80 2178 1008 189 38 76 4099 4937
83 210 921 1727 471 65 3842 4468
86 1963 1038 1946 382 56 4206 5561
93 2027 886 1661 569 5 3907 6439
100 1765 1126 2111 375 45 4298 7683
110 1909 1178 2209 379 44 5012 8738
120 1823 1105 2072 469 46 4367 8692
130 168 1216 228 417 54 4023
141 1771 1256 2355 425 68 3962
150 190 1318 2472 412 88 3866
154 170 1274 2389 45 112 2123
156 210 1318 2472 432 138 2697
157 2046 1161 2177 56 166 1269
Regimul 9
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
58 345 844 1583 394 11 5537 9344
59 33 783 1468 464 95 5163 10876
60 33 764 1432 494 79 5395 13564
625 3284 839 1573 536 66 621 18686
65 33 884 1658 398 56 6841 24284
31
69 33 944 177 37 46 7585 31026
74 33 82 1538 525 4 6734 31919
82 3238 1013 190 38 36 8214 4561
89 31 1113 2087 343 36 8804 4996
99 3296 1038 1946 438 38 8576 5165
108 31 1129 2117 403 44 8528 94138
116 31 1186 2224 394 6 8397
123 33 1282 2404 359 8 9016
126 345 1172 2198 444 106 7825
127 33 1262 2367 386 136 6822
127 33 1070 2006 541 164 4925
Regimul 10
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
36 4183 65 1219 419 125 5242 8148
36 4205 606 1136 481 115 5097 9723
37 4161 623 1168 467 104 5368 16633
375 4036 684 1283 39 88 5989 1444
39 3908 67 1256 422 74 5916 16018
41 3901 753 1412 346 6 6945 21122
43 355 599 1123 575 5 5143 16094
45 36 775 1453 36 45 7091 23087
48 3457 834 1564 33 5 6954 24138
52 36 781 1464 411 64 6664 23046
56 3669 81 1519 412 8 6497 24747
60 36 80 15 455 104 5887 22807
62 36 944 177 339 128 6499 26054
65 3837 92 1725 377 148 5974 2545
665 3851 892 1673 411 162 5468 22469
67 3781 757 1419 575 17 6408 2337
32
Regimul 11
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
74 31 872 1632 47 114 4796 10224
745 3081 809 1517 547 109 4525 11707
75 3184 819 1536 538 105 4905 15604
78 31 989 1855 383 98 590 22531
80 3036 929 1742 444 92 5543 25206
83 3043 1034 1939 372 84 6431 33252
88 2997 923 1731 493 75 5869 38561
94 30 1167 2188 329 63 7803 60752
101 31 1189 223 34 58 8488 33705
110 31 1079 2023 45 54 7831 29007
120 31 1281 2402 348 52 9372
130 31 1281 2402 377 52 9372
141 31 1371 2571 358 58 9788
150 31 130 2438 424 66 8989
157 31 1346 2524 415 8 8738
164 31 1186 2224 524 86 7491
Regimul 12
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 165 748 1402 327 10 1401 1606
39 18 566 1062 571 95 1384 1679
395 18 606 1136 505 88 1606 2175
40 1734 692 1297 392 8 1866 2353
41 1704 717 1345 372 7 2083 2789
43 1712 768 144 34 6 2475 2878
45 165 611 1146 56 5 2041 3494
48 1544 766 1436 38 51 2305 4388
52 165 944 177 266 48 3210 5639
33
59 165 786 1474 444 53 2498 5627
65 165 842 1579 427 62 2515
71 165 846 1586 464 8 2079
76 165 991 1858 364 112 1510
79 165 95 1781 413 13 95
82 165 934 1752 445 16
85 165 848 159
Regimul 13
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
20 2706 449 842 477 15 152 1875
20 25 363 681 728 154 971 1061
20 2607 409 767 574 146 132 1788
20 2591 495 928 392 14 1661 2116
205 2301 488 915 410 13 1384 1765
21 2298 497 932 404 118 1563 2151
22 2263 377 707 701 106 1682 2723
235 2233 526 986 395 98 1882 3211
25 235 587 110 345 10 2257 3600
28 2288 562 1054 421 108 1933 2248
31 235 587 11 429 12 2083
33 235 579 1086 47 141 1539
34 2401 613 1149 435 17 1208
355 1448 58 1087 518 20 726
36 25 612 1149
365 25 552 1035
34
34 INTERPRETAREA REZULTATELOR
35
Fig 33 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α la diferite regimuri
de funcţionare
36
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
226 Factorii care determină şi influenţează convecţia termică
Aceşti factori sunt
a) Cauza care produce mişcarea fluidului
Dacă mişcarea fluidului este cauzată doar de diferenţa de densitate produsă de
diferenţa de temperatură icircntre particulele de fluid mai apropiate şi mai depărtate de perete
transmisia căldurii se face prin convecţie liberă
Dacă mişcarea fluidului este cauzată de un lucru mecanic din exterior (pompă
ventilator) transmisia căldurii se face prin convecţie forţată
b) Regimul de curgere al fluidului care este caracterizat prin criteriul Reynolds (Re)
Pentru curgerea fluidelor prin ţevi şi canale icircnchise există următoarele regimuri
bull convecţie icircn regim laminar (particulele de fluid nu se amestecă liniile de curent fiind
paralele) 2300Re lt
bull convecţie icircn regim tranzitoriu 410Re2300 ltlt
bull convecţie icircn regim turbulent 410Re gt
Pentru curgerea fluidului peste corpuri icircn formă de placă plană graniţa dintre laminar
şi turbulent este pentru 5105Re sdotasymp
Deoarece icircn regim laminar particulele nu se amestecă intensitatea transferului de
căldură prin convecţie este mai mare icircn regim turbulent decacirct icircn regim laminar
c) Proprietăţile fizice ale fluidului
Convecţia este influenţată icircn principal de căldura specifică cp coeficientul de
conducţie λ al fluidului (care intervine icircn stratul limită termic) difuzivitatea termică
densitatea vacircscozitatea dinamică proprietăţi care depind de temperatura fluidului şi care pot
fi găsite icircn tabele termodinamice
d) Forma şi dimensiunile suprafeţei de schimb de căldură
Geometria suprafeţei de schimb de căldură (plană cilindrică nervurată etc) şi
orientarea acesteia faţă de direcţia de curgere a fluidului afectează caracteristicile stratului
limită deci şi transferul de căldură prin convecţie
Problema transmiterii căldurii prin convecţie se reduce de fapt la determinarea
coeficientului de convecţie α
17
Dacă icircn calculele practice de transmitere a căldurii prin conducţie se poate lucra cu
valorile experimentale ale coeficientului λ luate din tabele termodinamice icircn cazul convecţiei
coeficientul α trebuie determinat pentru fiecare caz icircn parte şi depinde de cei 4 factori
prezentaţi anterior
Determinarea coeficientului de convecţie α se face pornind de la ecuaţiile diferenţiale
care intervin icircn procesul de transmitere a căldurii prin convecţie tinacircnd cont de faptul că
procesul are loc datorită mişcării fluidului ecuaţia de continuitate ecuaţiile de mişcare
(ecuaţiile Navier-Stockes) şi ecuaţia de contur (care ţine seama de faptul că fluxul unitar de
căldură transmis prin convecţie este egal cu fluxul unitar de căldură transmis prin conducţie
prin stratul limită de fluid de lacircngă perete)
Rezolvarea teoretică a acestui sistem de ecuaţii diferenţiale nu este posibilă decacirct
pentru cazuri foarte simple particulare
Din această cauză pentru determinarea coeficientului de convecţie α se face apel la
teoria similitudinii Pe baza ecuaţiilor diferenţiale sus menţionate şi a teoriei similitudinii au
fost deduse mărimile adimensionale numite invarianţi criterii de similitudine sau numere
Aceşti invarianţi se pot calcula icircn funcţie de parametrii fluidului la temperatura
respectivă (vacircscozitate densitate viteză etc)
Toţi aceşti invarianţi au aceeaşi valoare pentru sistemele şi fenomenele asemenea
Cel mai important invariant este Nu deoarece include coeficientul de convecţie α care
trebuie determinat λα lNu sdot= unde λ este coeficientul de conducţie termică a fluidului icircn
stratul limită iar l este lungimea caracteristică (diametrul icircn cazul conductelor)
Efectuacircnd experimentări pe instalaţii de laborator au fost deduse empiric relaţii de
legătură icircntre invarianţi numite ecuaţii criteriale de forma
Nu = f ( Re Pr Gr etc ) (60)
18
3 DETERMINAREA EXPERIMENTALĂ A COEFICIENTULUI DE
TRANSFER TERMIC PRIN CONVECŢIE
31 INTRODUCERE
Există patru metode de bază pentru evaluarea coeficientului de transfer termic prin
convecţie
- analiza dimensională combinată cu determinări experimentale
- determinarea analitică a soluţiilor ecuaţiilor stratului limită
- analiza aproximativă a startului limită prin metode integrale
- analogia dintre transferul de căldură masă şi impuls
Deşi fiecare dintre metode contribuie la cunoaşterea procesului transferului de căldură
nici una dintre ele nu poate rezolva singură toate problemele schimbului de căldură prin
convecţie datorită limitărilor pe care le au
Analitic prin integrarea ecuaţiei diferenţiale Fourier-Kirchhoff se obţine funcţia de
distribuţie a temperaturilor icircn interiorul fluidului icircn mişcare Această funcţie permite
determinarea gradientului de temperatură şi a potenţialului individual icircn stratul limită icircn
funcţie de care se poate stabili o relaţie de calcul al coeficientului de transfer de căldură prin
convecţie
Soluţiile analitice nu sunt icircnsă posibile de găsit decacirct pentru cazuri simple
Icircn consecinţă determinarea coeficienţilor de transfer de căldură se face experimental
pe un model fizic corelarea datelor experimentale făcacircndu-se prin ecuaţii criteriale deduse
prin metodele similitudinii şi analizei dimensionale
32 INSTALAŢIA EXPERIMENTALĂ
Măsurătorile s-au efectuat pe un model experimental de crestătură cu răcire directă
introdus icircntr-o cutie din tablă de Ol37-2K de 25 mm grosime cu volumul de 03396 m3 care
este izolat termic printr-un strat de lemn căptuşit cu plăci de azbest pe trei sferturi din
suprafaţa sa şi cu alumină pe restul de un sfert de suprafaţă
Icircn zona icircn care izolaţia termică este de alumină modelul are prevăzute termocuplurile
şi sondele de presiune
Aşezarea sondelor s-a făcut numai pe o faţă din jumătatea modelului ca urmare a
faptului că modelul experimental prezintă simetrie geometrică faţă de planele mediane
(transversal şi longitudinal)
19
Alimentarea cu aer s-a făcut de la reţeaua de aer comprimat printr-un colector de la
extremităţile căruia s-a făcut racordul prin furtunuri de cauciuc la două camere de admisie
montate sub capetele de bobină Aceste camere permit accesul aerului icircn canalul de admisie
plasat sub icircnfăşurarea de cupru
Fig 31 Modelul experimental de crestătură cu răcire directă
Fig 32 Schema experimentală
20
Din canalul de admisie aerul este evacuat icircn atmosferă prin 31 de canale radiale
identice tip fantă aşezate la 75 mm unul de altul de secţiune transversală 50 x 3 mm2 fante
practicate direct icircn icircnfăşurarea de cupru (Fig 31) Cele două capete de bobină de lungime
110 mm fiecare nu sunt izolate termic rămacircnacircnd direct icircn atmosferă iar pe o distanţă de 172
mm icircncepacircnd de la capete nu au prevăzute nici o fantă radială
Bobina modelului a fost alimentată cu energie electrică icircn curent continuu prin cele
două capete ale sale de la trei grupuri convertoare de sudură identice legate icircn paralel ca icircn
figura 32
Variaţia intensităţii curentului din bobină s-a făcut după necesităţi folosind butoanele
excitaţiilor serie şi separată aşezate pe panoul grupurilor icircntre 680 A şi 1068 A
Deoarece bobina are de-a lungul său două secţiuni transversale diferite una mai mare
icircn zona masivă a sa şi alta mai mică icircn zona fantelor radiale au rezultat pentru orice
intensitate de curent cacircte două valori pentru densităţile de curent
Existenţa a două densităţi de curent icircn bobină se traduce pentru funcţia M = M(xyzt)
Wm3 prin două valori constante M1 şi M2 la fiecare valoare a intensităţii curentului valoarea
M1 pentru zona plină a bobinei şi valoarea M2 pentru zona cu fante a bobinei
Fiecare valoare M1 rezultă din raportul puterii P1 consumată icircn zona plină care este
egală cu 0395 Pbobină şi volumul său V1 = 383 x10-3 m3 iar valoarea M2 - din raportul puterii
P2 consumată icircn zona cu fante egală cu 0605 Pbobină şi volumul său V2 = 476 x10-3 m3
Puterea electrică icircn curent continuu consumată icircn bobină s-a măsurat prin metoda
voltmetrului şi ampermetrului
Deoarece montajul aval al voltmetrului dă o eroare de măsurare redusă icircn cazul
tensiunilor mici ca icircn acest caz cacircnd tensiunea este 545 V şi curenţilor mari (680 A - 1068
A) acest montaj a fost preferat
Ca aparate de măsură s-au folosit un voltmetru magnetoelectric de clasă 03 iar cu rol
de ampermetru s-a folosit un multimetru de clasă 03 combinat cu un şunt de 1200 A 60 mV
şi 5 Ω
Pentru determinarea regimului termodinamic icircn instalaţia de răcire a bobinei de cupru
din crestătură prin măsurătorile efectuate sndasha urmărit punerea icircn evidenţă a următoarelor
mărimi
a) căderea totală de presiune icircn instalaţia de răcire funcţie de debitul de aer vehiculat
21
b) variaţia longitudinală a căderii de presiune icircn sistemul fantă admisie fantă ieşire
orificii fantă ndash funcţie de poziţia fantelor şi regimul de lucru
c) temperaturile icircn miezul de cupru al icircnfăşurării şi distribuţia lor longitudinală icircn funcţie
de regimul de icircncărcare şi debitul de fluid vehiculat
d) debitul de căldură cedat icircn fantele de răcire şi preluat de agentul vehiculat ndash icircn funcţie
de poziţia fantelor şi puterea disipată icircn instalaţie
e) repartiţia debitului agentului de răcire funcţie de poziţia fantelor
f) determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantele de răcire
g) determinarea coeficientului de pierderi de presiune considerat ca un coeficient de
rezistenţă local icircn funcţie de poziţia fantelor
Temperaturile s-au măsurat cu termocuplu cupru-constantan cu diametrul 02 mm şi
05 mm izolate icircn teflon respectiv sticlă tip Degussa
Presiunile s-au măsurat cu sonde de presiune cu diametrul 2mm racordate la tuburi U
icircn mm coloană de apă (mm CA) sau mm coloană de mercur (mm CHg)
Mărimile temperaturilor s-au măsurat cu aparate icircnregistratoare icircn icircnfăşurarea de
cupru iar cele ale fluidului s-au măsurat la intrarea icircn regim permanent cu ajutorul unui
voltmetru electronic digital şi a unui milivoltmetru cu spot luminos
Fiecare termocuplu a fost etalonat anterior icircmpreună cu aparatul de măsură cu care a
fost utilizată punctul rece fiind introdus pentru termostatare la 0oC icircntr-un vas Dewar cu
gheaţă atacirct icircn timpul etalonării cacirct şi icircn timpul măsurătorilor
Icircn scopul măsurării mărimilor de mai sus s-au montat
1) 6 sonde de presiune statică 5 icircn lungul canalului de admisie la baza crestăturii şi una
icircnainte de intrare icircn canalul de admisie
2) Debitul total de aer de răcire cu ajutorul unei diafragme standardizate măsuracircndu-se
căderea de presiune icircn diafragmă şi presiunea statică icircn aval de aceasta
3) Vitezele la ieşirea din orificiile fiecărei fante s-au măsurat cu ajutorul unei sonde Pitot
amplasate pe un suport mobil din teflon de-a lungul celor 16 fante studiate Pentru
determinarea vitezelor s-a măsurat şi temperatura la ieşirea din fiecare orificiu
4) Temperatura aerului icircn lungul canalului de admisie s-a măsurat cu ajutorul a patru
termocupluri montate icircn lungul canalului
22
5) Determinarea distribuţiei temperaturii pe icircnălţimea icircnfăşurării s-a făcut prin plantarea
icircn două secţiuni a termocuplurilor
6) Temperatura icircn masa icircnfăşurării de cupru icircn lungul icircntregului traseu de măsură cu
ajutorul a 9 termocupluri introduse prin partea laterală a crestăturii şi 2
termocuplurilor montate icircn icircnfăşurarea de cupru icircn apropierea bornelor de legătură
7) Temperaturile la suprafaţa exterioară a icircnfăşurării de cupru s-au măsurat icircn două
puncte icircn acelaşi loc unde s-au plantat termocupluri pentru măsurarea temperaturii icircn
axul icircnfăşurării pentru a putea urmări distribuţia transversală a temperaturii icircn
icircnfăşurare
Pentru determinarea gradientului radial a temperaturii icircn icircnfăşurare s-au determinat icircn
două puncte temperaturile la partea superioară şi respectiv inferioară a icircnfăşurării
33 REZULTATE EXPERIMENTALE
Experimentările s-au efectuat pentru regimuri de bază icircn care s-a variat puterea
electrică disipată icircn icircnfăşurările de cupru
PA = 2207 W PB = 2907 W PC = 4301 W PD = 5744 W la care corespund densităţile
de curent
JA = 305 Amm2 JB = 345 Amm2 JC = 404 Amm2 JD = 463 Amm2
Pentru fiecare regim de putere s-au variat debitele de agent de răcire pentru a se pune
icircn evidenţă influenţa parametrilor aerodinamici de curgere asupra temperaturii icircn icircnfăşurare
Icircn tabelul următor sunt prezentate valorile debitelor de răcire puterile electrice
disipate şi densităţile de curent pentru regimurile experimentate grupate după valorile
densităţii de curent
Regim P
[W]
J
[Amm2]
Dt
[m3h]
11 2006 297 121
A 12 2376 314 865
13 2240 306 67
8 2875 345 121
B 9 2808 341 112
10 3040 349 805
1 4149 402 118
3 4176 405 129
23
C 4 4167 403 121
5 4454 405 101
6 4563 403 80
D 2 5767 467 135
7 5722 459 123
Se observă că nu s-a putut menţine puterea constantă la diferite debite de aer de
răcire icircn cazul regimurilor de putere ABCD deoarece icircn timpul funcţionării au existat
variaţii ale rezistenţei icircnfăşurării ca urmare a modificării temperaturii cuprului precum şi mici
variaţii de tensiune
Pentru fiecare debit de agent de răcire s-au măsurat vitezele icircn cele 3 x N orificii cu
diametrul de 7 mm N fiind numărul de fante de răcire Determinările s-au efectuat din
motive de simetrie geometrică şi fizică a procesului numai pe jumătate bară rezultacircnd 3 x 16
= 48 orificii pentru care s-au efectuat măsurătorile la fiecare regim Icircn acelaşi mod s-a
procedat cu temperaturile agentului de răcire la ieşirea din orificii
Notacircnd cu presiunea dinamică măsurată cu tubul Pitot s-a determinat
temperatura medie icircn fanta j cu relaţia
ep∆
sum
sum
=
=
∆
sdot∆
= 3
1
3
1
iei
iiei
ej
p
TpT (61)
unde şi Teip∆ i reprezintă presiunile dinamice şi temperaturile la ieşire din cele 3 orificii
corespunzătoare fantei j
Debitul de aer pe fanta j s-a determinat cu relaţia
(62) sum=
sdot=3
10 3600
iifj swD ε
unde wi [ms] este viteza icircn orificiu şi rezultă din relaţia
aer
eii
pw
ρ9802 sdotsdot∆
= (63)
reprezentacircnd presiunea dinamică a fiecăreia din cele 3 găuri corespunzătoare unei fante j Ea
se determină cu ajutorul tubului Pitot mobil s0 reprezintă secţiunea transversală aceeaşi
pentru toate orificiile
Densitatea aerului s-a aproximat cu ecuaţia
[kgmfjaer T410412650 minussdotminus=ρ 3] (64)
24
valabilă icircn limitele CTC 00 10020 ltlt
Ecuaţia (62) poate fi astfel pusă sub forma simplificată
sum=
minus∆
sdotminus=
3
1410412650
1
iei
fjfj p
TAD (65)
A fiind o constantă de calcul egală cu 1935 sdot10-2
Viteza aerului icircn fanta j se calculează cu relaţia
3600sdot
=f
fjfj S
Dw (66)
unde Sf este secţiunea transversală a fantelor Sf =148110-4 m2
Pentru determinarea coeficientului local de rezistenţă al fantelor s-a folosit relaţia
aerfj
j wp
ρζ 21 sdot
∆= (67)
unde ∆p1 (mm CA) reprezintă căderea de presiune icircn sistemul alimentare fantă-fantă-sistem
de ieşire fantă
Debitul de căldură preluat de aer icircn fiecare fantă se calculează cu relaţia
[kcalh] (68)
unde T
)( ijejpafjaerfj TTcDQ minus= ρ
i reprezintă temperatura aerului la intrarea icircn fanta j rezultată din măsurătorile de
temperaturi icircn lungul canalului de admisie iar cpa = 2378
Pentru determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantă se foloseşte relaţia
)( aerpCuCu
jj TTA
Qminus
=α (69)
unde
- ACu reprezintă suprafaţa laterală a fantei ocupată de icircnfăşurarea de cupru (mai
puţin suprafaţa ocupată de izolaţie) ACu = 12410 mm2
- pCuT este temperatura peretelui icircnfăşurării de cupru icircn fantă
CTpCuo40+=θ
- aerT este temperatura medie a aerului icircn fanta j 2
efifaer
TTT
+=
Temperatura pCuT s-a aproximat prin temperatura icircn axa icircnfăşurării de Cu avacircnd icircn
vedere că la icircncărcările volumetrice de putere M [Wm3] utilizate icircn timpul experimentărilor
rezultă o cădere foarte mică de temperatură icircntre peretele fantei şi temperatura icircn ax icircntre 2
25
fante Icircntr-adevăr dacă se consideră icircncărcarea volumetrică maximă de putere icircntacirclnită icircn
cursul experimentărilor M = 072x106 Wm3 şi se utilizează pentru căderea de temperatură
ax-perete fantă relaţia
Cu
Mrtλ2
2=∆ (70)
unde r = 125 mm λ Cu = 300 kcalmsdothsdotgrd rezultă
(71) grd1870asymp∆T
ceea ce justifică alegerea temperaturii icircn axul icircnfăşurării pentru determinarea coeficientului de
transfer de căldură
Supratemperaturile θ măsurate icircn miezul barei icircn cele 13 regimuri studiate
Regim 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
1 96 995 86 80 70 64 57 44 47 365
2 116 133 107 85 77 67 61 45 47 34
3 81 855 695 65 56 50 43 295 33 23
4 895 94 80 725 625 555 46 365 395 29
5 995 109 98 825 715 65 565 465 62 395
6 1085 132 106 89 81 76 685 61 675 545
7 120 143 112 915 805 715 64 49 515 395
8 665 64 525 525 445 435 295 235 255 185
9 645 445 355 515 435 425 285 21 11 16
10 70 705 59 58 53 49 37 31 295 255
11 46 315 25 375 335 32 135 65 2 35
12 55 51 42 47 42 395 255 195 24 125
13 585 66 495 535 515 455 345 31 355 27
Măsurarea diverselor mărimi icircn cele 13 regimuri caracterizate mai sus
Regimul 1
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
71 4072 925 1735 428 148 6584 7447
72 3621 821 1539 542 145 5038 6162
725 340 847 1588 509 14 4709 6657
735 3467 902 1691 456 132 5384 8496
26
75 3135 954 1789 411 12 5172 8806
77 3209 953 1787 424 104 58 10931
82 2728 943 1768 453 92 4833 9325
88 2767 1078 2022 371 84 5892 12184
96 2842 1081 2027 405 88 6004 13295
104 2825 1016 1905 497 103 5493 13124
113 2896 1147 2151 425 124 534 14191
120 2945 1140 2138 457 147 4705 1408
125 280 1235 2316 404 173 369 11729
127 325 1168 219 466 20 4027 15638
129 3148 121 2269 44 23 282 11493
130 325 1064 1995 581 26 1888 8113
Regimul 2
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
945 4293 1075 2016 425 132 876 7063
95 3635 933 175 554 122 629 6201
955 3381 1012 1898 469 115 6305 7326
97 3109 1083 2031 412 112 6361 822
100 2747 1084 2033 419 84 5865 7676
105 2307 1111 2083 412 7 5115 7235
1125 2246 1101 2065 449 54 5401 7903
122 2161 1267 2376 366 46 6214 9648
1325 1967 1318 2472 365 48 5667 8821
144 1973 1058 1984 587 54 4382 7001
157 2098 1422 2667 373 62 605 1007
169 216 1418 2659 405 8 5771 9263
180 2171 1393 2612 447 108 4336 7637
185 2166 1425 2672 439 14 3098 5651
187 210 1424 267 444 184 1044 1942
1885 2229 1287 2413 55 22
27
Regimul 3
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
89 3337 988 1853 458 128 5667 6927
90 2910 904 1695 545 122 4344 5897
905 2664 969 1817 473 114 4175 6345
925 2382 1085 2035 382 106 408 6738
95 2211 1072 201 399 92 3957 719
99 2166 1086 2037 405 78 4317 8338
107 2087 1030 1932 485 68 4168 8795
117 196 1230 2307 37 605 481 10714
1275 1892 1278 2397 373 6 4771 1113
139 1941 1152 216 501 64 4324 10856
151 2019 1373 2572 385 7 5213 14285
164 1969 1383 2593 411 9 4245 15796
175 1967 1443 2706 403 12 3162 10543
180 210 1371 2571 461 16 1914 7909
182 210 1411 2646 44 204
183 2238 1293 2425 529 25
Regimul 4
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
81 3678 948 1778 458 132 6193 6978
81 3091 849 1592 56 118 4551 5717
815 2883 913 1712 483 102 48 667
82 2885 103 1931 382 84 5963 9262
83 2568 939 1761 46 68 5059 8535
85 251 98 1838 432 54 5527 11758
90 2287 948 1778 485 44 504 9047
98 2531 1107 2076 39 4 678 11071
107 2168 1174 2201 375 39 6025 12541
28
116 2224 1125 211 443 4 5916 13103
127 216 1275 2291 41 48 6174 14718
13 230 1263 2368 419 68 5865 14955
146 2531 1361 2552 385 96 6076 17774
147 230 1265 2372 445 132 3515 11151
149 2537 1322 2479 416 178 2805 1031
150 2486 121 2269 50 22 964 3601
Regimul 5
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
51 4627 805 1509 414 16 6608 6464
52 4462 71 1331 54 158 5567 6381
525 4111 716 1343 534 155 5022 6506
55 3636 82 1537 416 149 4864 6772
575 3393 807 1513 444 138 4518 6618
60 3141 829 1554 436 12 4508 7081
645 300 76 1425 554 10 4283 6972
68 3071 956 1793 37 7 6412 10844
74 300 1023 1918 351 88 6123 10939
79 2939 922 1729 46 94 5204 9728
84 3149 1021 1915 406 108 5929 12139
89 3087 1058 1984 396 13 5293 11507
94 3231 1116 2093 377 164 4929 16449
97 325 1075 2016 42 21 3404 13888
102 3621 1154 2164 388 274 2749 15074
1025 3382 969 1817 549 336
Regimul 6
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 5297 673 1262 465 132 7209 612
29
39 5007 636 1193 514 124 6405 648
395 488 637 1194 517 118 641 741
40 4378 709 1329 415 114 5303 7885
41 4032 702 1316 429 115 5587 7369
43 3714 713 1337 431 125 487 6862
45 362 647 1213 546 136 4052 6149
48 3764 809 1517 374 15 505 8359
52 3672 831 1558 383 16 4747 8381
57 3792 79 1481 466 17 4539 8597
61 3825 881 1652 402 177 4964 9993
64 3833 853 160 449 185 4631 9671
66 3927 939 1761 384 192 5145 11592
68 4096 909 1705 428 198 523 12535
69 4117 926 1737 415 203 5323 13294
69 425 828 1553 522 208 4864 12115
Regimul 7
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
85 5058 983 1843 47 144 9599 7545
86 4241 922 1729 525 138 722 6934
87 4113 929 1742 52 13 7188 8176
89 3939 998 1871 459 119 7583 9799
92 3658 1036 1943 435 98 7734 11581
96 3231 1084 2033 409 78 7485 10591
103 3037 1036 1943 477 63 7066 10415
110 3088 1215 2278 371 55 8994 13723
120 2898 1241 2327 385 56 825 12856
130 3074 1144 2145 494 62 7951 12935
142 2933 1344 252 389 73 839 13886
153 3082 1331 2496 43 108 7488 13063
165 3016 1393 2612 422 126 6861 12118
30
172 2778 1331 2496 478 164 4238 7604
175 3476 1362 2554 476 205 5332 10913
178 3347 1273 2387 552 252 2873 6146
Regimul 8
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
76 247 92 1725 438 105 3711 3912
77 2525 843 1581 529 96 3749 4058
78 2351 84 1575 537 86 3576 4159
80 2178 1008 189 38 76 4099 4937
83 210 921 1727 471 65 3842 4468
86 1963 1038 1946 382 56 4206 5561
93 2027 886 1661 569 5 3907 6439
100 1765 1126 2111 375 45 4298 7683
110 1909 1178 2209 379 44 5012 8738
120 1823 1105 2072 469 46 4367 8692
130 168 1216 228 417 54 4023
141 1771 1256 2355 425 68 3962
150 190 1318 2472 412 88 3866
154 170 1274 2389 45 112 2123
156 210 1318 2472 432 138 2697
157 2046 1161 2177 56 166 1269
Regimul 9
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
58 345 844 1583 394 11 5537 9344
59 33 783 1468 464 95 5163 10876
60 33 764 1432 494 79 5395 13564
625 3284 839 1573 536 66 621 18686
65 33 884 1658 398 56 6841 24284
31
69 33 944 177 37 46 7585 31026
74 33 82 1538 525 4 6734 31919
82 3238 1013 190 38 36 8214 4561
89 31 1113 2087 343 36 8804 4996
99 3296 1038 1946 438 38 8576 5165
108 31 1129 2117 403 44 8528 94138
116 31 1186 2224 394 6 8397
123 33 1282 2404 359 8 9016
126 345 1172 2198 444 106 7825
127 33 1262 2367 386 136 6822
127 33 1070 2006 541 164 4925
Regimul 10
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
36 4183 65 1219 419 125 5242 8148
36 4205 606 1136 481 115 5097 9723
37 4161 623 1168 467 104 5368 16633
375 4036 684 1283 39 88 5989 1444
39 3908 67 1256 422 74 5916 16018
41 3901 753 1412 346 6 6945 21122
43 355 599 1123 575 5 5143 16094
45 36 775 1453 36 45 7091 23087
48 3457 834 1564 33 5 6954 24138
52 36 781 1464 411 64 6664 23046
56 3669 81 1519 412 8 6497 24747
60 36 80 15 455 104 5887 22807
62 36 944 177 339 128 6499 26054
65 3837 92 1725 377 148 5974 2545
665 3851 892 1673 411 162 5468 22469
67 3781 757 1419 575 17 6408 2337
32
Regimul 11
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
74 31 872 1632 47 114 4796 10224
745 3081 809 1517 547 109 4525 11707
75 3184 819 1536 538 105 4905 15604
78 31 989 1855 383 98 590 22531
80 3036 929 1742 444 92 5543 25206
83 3043 1034 1939 372 84 6431 33252
88 2997 923 1731 493 75 5869 38561
94 30 1167 2188 329 63 7803 60752
101 31 1189 223 34 58 8488 33705
110 31 1079 2023 45 54 7831 29007
120 31 1281 2402 348 52 9372
130 31 1281 2402 377 52 9372
141 31 1371 2571 358 58 9788
150 31 130 2438 424 66 8989
157 31 1346 2524 415 8 8738
164 31 1186 2224 524 86 7491
Regimul 12
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 165 748 1402 327 10 1401 1606
39 18 566 1062 571 95 1384 1679
395 18 606 1136 505 88 1606 2175
40 1734 692 1297 392 8 1866 2353
41 1704 717 1345 372 7 2083 2789
43 1712 768 144 34 6 2475 2878
45 165 611 1146 56 5 2041 3494
48 1544 766 1436 38 51 2305 4388
52 165 944 177 266 48 3210 5639
33
59 165 786 1474 444 53 2498 5627
65 165 842 1579 427 62 2515
71 165 846 1586 464 8 2079
76 165 991 1858 364 112 1510
79 165 95 1781 413 13 95
82 165 934 1752 445 16
85 165 848 159
Regimul 13
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
20 2706 449 842 477 15 152 1875
20 25 363 681 728 154 971 1061
20 2607 409 767 574 146 132 1788
20 2591 495 928 392 14 1661 2116
205 2301 488 915 410 13 1384 1765
21 2298 497 932 404 118 1563 2151
22 2263 377 707 701 106 1682 2723
235 2233 526 986 395 98 1882 3211
25 235 587 110 345 10 2257 3600
28 2288 562 1054 421 108 1933 2248
31 235 587 11 429 12 2083
33 235 579 1086 47 141 1539
34 2401 613 1149 435 17 1208
355 1448 58 1087 518 20 726
36 25 612 1149
365 25 552 1035
34
34 INTERPRETAREA REZULTATELOR
35
Fig 33 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α la diferite regimuri
de funcţionare
36
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
Dacă icircn calculele practice de transmitere a căldurii prin conducţie se poate lucra cu
valorile experimentale ale coeficientului λ luate din tabele termodinamice icircn cazul convecţiei
coeficientul α trebuie determinat pentru fiecare caz icircn parte şi depinde de cei 4 factori
prezentaţi anterior
Determinarea coeficientului de convecţie α se face pornind de la ecuaţiile diferenţiale
care intervin icircn procesul de transmitere a căldurii prin convecţie tinacircnd cont de faptul că
procesul are loc datorită mişcării fluidului ecuaţia de continuitate ecuaţiile de mişcare
(ecuaţiile Navier-Stockes) şi ecuaţia de contur (care ţine seama de faptul că fluxul unitar de
căldură transmis prin convecţie este egal cu fluxul unitar de căldură transmis prin conducţie
prin stratul limită de fluid de lacircngă perete)
Rezolvarea teoretică a acestui sistem de ecuaţii diferenţiale nu este posibilă decacirct
pentru cazuri foarte simple particulare
Din această cauză pentru determinarea coeficientului de convecţie α se face apel la
teoria similitudinii Pe baza ecuaţiilor diferenţiale sus menţionate şi a teoriei similitudinii au
fost deduse mărimile adimensionale numite invarianţi criterii de similitudine sau numere
Aceşti invarianţi se pot calcula icircn funcţie de parametrii fluidului la temperatura
respectivă (vacircscozitate densitate viteză etc)
Toţi aceşti invarianţi au aceeaşi valoare pentru sistemele şi fenomenele asemenea
Cel mai important invariant este Nu deoarece include coeficientul de convecţie α care
trebuie determinat λα lNu sdot= unde λ este coeficientul de conducţie termică a fluidului icircn
stratul limită iar l este lungimea caracteristică (diametrul icircn cazul conductelor)
Efectuacircnd experimentări pe instalaţii de laborator au fost deduse empiric relaţii de
legătură icircntre invarianţi numite ecuaţii criteriale de forma
Nu = f ( Re Pr Gr etc ) (60)
18
3 DETERMINAREA EXPERIMENTALĂ A COEFICIENTULUI DE
TRANSFER TERMIC PRIN CONVECŢIE
31 INTRODUCERE
Există patru metode de bază pentru evaluarea coeficientului de transfer termic prin
convecţie
- analiza dimensională combinată cu determinări experimentale
- determinarea analitică a soluţiilor ecuaţiilor stratului limită
- analiza aproximativă a startului limită prin metode integrale
- analogia dintre transferul de căldură masă şi impuls
Deşi fiecare dintre metode contribuie la cunoaşterea procesului transferului de căldură
nici una dintre ele nu poate rezolva singură toate problemele schimbului de căldură prin
convecţie datorită limitărilor pe care le au
Analitic prin integrarea ecuaţiei diferenţiale Fourier-Kirchhoff se obţine funcţia de
distribuţie a temperaturilor icircn interiorul fluidului icircn mişcare Această funcţie permite
determinarea gradientului de temperatură şi a potenţialului individual icircn stratul limită icircn
funcţie de care se poate stabili o relaţie de calcul al coeficientului de transfer de căldură prin
convecţie
Soluţiile analitice nu sunt icircnsă posibile de găsit decacirct pentru cazuri simple
Icircn consecinţă determinarea coeficienţilor de transfer de căldură se face experimental
pe un model fizic corelarea datelor experimentale făcacircndu-se prin ecuaţii criteriale deduse
prin metodele similitudinii şi analizei dimensionale
32 INSTALAŢIA EXPERIMENTALĂ
Măsurătorile s-au efectuat pe un model experimental de crestătură cu răcire directă
introdus icircntr-o cutie din tablă de Ol37-2K de 25 mm grosime cu volumul de 03396 m3 care
este izolat termic printr-un strat de lemn căptuşit cu plăci de azbest pe trei sferturi din
suprafaţa sa şi cu alumină pe restul de un sfert de suprafaţă
Icircn zona icircn care izolaţia termică este de alumină modelul are prevăzute termocuplurile
şi sondele de presiune
Aşezarea sondelor s-a făcut numai pe o faţă din jumătatea modelului ca urmare a
faptului că modelul experimental prezintă simetrie geometrică faţă de planele mediane
(transversal şi longitudinal)
19
Alimentarea cu aer s-a făcut de la reţeaua de aer comprimat printr-un colector de la
extremităţile căruia s-a făcut racordul prin furtunuri de cauciuc la două camere de admisie
montate sub capetele de bobină Aceste camere permit accesul aerului icircn canalul de admisie
plasat sub icircnfăşurarea de cupru
Fig 31 Modelul experimental de crestătură cu răcire directă
Fig 32 Schema experimentală
20
Din canalul de admisie aerul este evacuat icircn atmosferă prin 31 de canale radiale
identice tip fantă aşezate la 75 mm unul de altul de secţiune transversală 50 x 3 mm2 fante
practicate direct icircn icircnfăşurarea de cupru (Fig 31) Cele două capete de bobină de lungime
110 mm fiecare nu sunt izolate termic rămacircnacircnd direct icircn atmosferă iar pe o distanţă de 172
mm icircncepacircnd de la capete nu au prevăzute nici o fantă radială
Bobina modelului a fost alimentată cu energie electrică icircn curent continuu prin cele
două capete ale sale de la trei grupuri convertoare de sudură identice legate icircn paralel ca icircn
figura 32
Variaţia intensităţii curentului din bobină s-a făcut după necesităţi folosind butoanele
excitaţiilor serie şi separată aşezate pe panoul grupurilor icircntre 680 A şi 1068 A
Deoarece bobina are de-a lungul său două secţiuni transversale diferite una mai mare
icircn zona masivă a sa şi alta mai mică icircn zona fantelor radiale au rezultat pentru orice
intensitate de curent cacircte două valori pentru densităţile de curent
Existenţa a două densităţi de curent icircn bobină se traduce pentru funcţia M = M(xyzt)
Wm3 prin două valori constante M1 şi M2 la fiecare valoare a intensităţii curentului valoarea
M1 pentru zona plină a bobinei şi valoarea M2 pentru zona cu fante a bobinei
Fiecare valoare M1 rezultă din raportul puterii P1 consumată icircn zona plină care este
egală cu 0395 Pbobină şi volumul său V1 = 383 x10-3 m3 iar valoarea M2 - din raportul puterii
P2 consumată icircn zona cu fante egală cu 0605 Pbobină şi volumul său V2 = 476 x10-3 m3
Puterea electrică icircn curent continuu consumată icircn bobină s-a măsurat prin metoda
voltmetrului şi ampermetrului
Deoarece montajul aval al voltmetrului dă o eroare de măsurare redusă icircn cazul
tensiunilor mici ca icircn acest caz cacircnd tensiunea este 545 V şi curenţilor mari (680 A - 1068
A) acest montaj a fost preferat
Ca aparate de măsură s-au folosit un voltmetru magnetoelectric de clasă 03 iar cu rol
de ampermetru s-a folosit un multimetru de clasă 03 combinat cu un şunt de 1200 A 60 mV
şi 5 Ω
Pentru determinarea regimului termodinamic icircn instalaţia de răcire a bobinei de cupru
din crestătură prin măsurătorile efectuate sndasha urmărit punerea icircn evidenţă a următoarelor
mărimi
a) căderea totală de presiune icircn instalaţia de răcire funcţie de debitul de aer vehiculat
21
b) variaţia longitudinală a căderii de presiune icircn sistemul fantă admisie fantă ieşire
orificii fantă ndash funcţie de poziţia fantelor şi regimul de lucru
c) temperaturile icircn miezul de cupru al icircnfăşurării şi distribuţia lor longitudinală icircn funcţie
de regimul de icircncărcare şi debitul de fluid vehiculat
d) debitul de căldură cedat icircn fantele de răcire şi preluat de agentul vehiculat ndash icircn funcţie
de poziţia fantelor şi puterea disipată icircn instalaţie
e) repartiţia debitului agentului de răcire funcţie de poziţia fantelor
f) determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantele de răcire
g) determinarea coeficientului de pierderi de presiune considerat ca un coeficient de
rezistenţă local icircn funcţie de poziţia fantelor
Temperaturile s-au măsurat cu termocuplu cupru-constantan cu diametrul 02 mm şi
05 mm izolate icircn teflon respectiv sticlă tip Degussa
Presiunile s-au măsurat cu sonde de presiune cu diametrul 2mm racordate la tuburi U
icircn mm coloană de apă (mm CA) sau mm coloană de mercur (mm CHg)
Mărimile temperaturilor s-au măsurat cu aparate icircnregistratoare icircn icircnfăşurarea de
cupru iar cele ale fluidului s-au măsurat la intrarea icircn regim permanent cu ajutorul unui
voltmetru electronic digital şi a unui milivoltmetru cu spot luminos
Fiecare termocuplu a fost etalonat anterior icircmpreună cu aparatul de măsură cu care a
fost utilizată punctul rece fiind introdus pentru termostatare la 0oC icircntr-un vas Dewar cu
gheaţă atacirct icircn timpul etalonării cacirct şi icircn timpul măsurătorilor
Icircn scopul măsurării mărimilor de mai sus s-au montat
1) 6 sonde de presiune statică 5 icircn lungul canalului de admisie la baza crestăturii şi una
icircnainte de intrare icircn canalul de admisie
2) Debitul total de aer de răcire cu ajutorul unei diafragme standardizate măsuracircndu-se
căderea de presiune icircn diafragmă şi presiunea statică icircn aval de aceasta
3) Vitezele la ieşirea din orificiile fiecărei fante s-au măsurat cu ajutorul unei sonde Pitot
amplasate pe un suport mobil din teflon de-a lungul celor 16 fante studiate Pentru
determinarea vitezelor s-a măsurat şi temperatura la ieşirea din fiecare orificiu
4) Temperatura aerului icircn lungul canalului de admisie s-a măsurat cu ajutorul a patru
termocupluri montate icircn lungul canalului
22
5) Determinarea distribuţiei temperaturii pe icircnălţimea icircnfăşurării s-a făcut prin plantarea
icircn două secţiuni a termocuplurilor
6) Temperatura icircn masa icircnfăşurării de cupru icircn lungul icircntregului traseu de măsură cu
ajutorul a 9 termocupluri introduse prin partea laterală a crestăturii şi 2
termocuplurilor montate icircn icircnfăşurarea de cupru icircn apropierea bornelor de legătură
7) Temperaturile la suprafaţa exterioară a icircnfăşurării de cupru s-au măsurat icircn două
puncte icircn acelaşi loc unde s-au plantat termocupluri pentru măsurarea temperaturii icircn
axul icircnfăşurării pentru a putea urmări distribuţia transversală a temperaturii icircn
icircnfăşurare
Pentru determinarea gradientului radial a temperaturii icircn icircnfăşurare s-au determinat icircn
două puncte temperaturile la partea superioară şi respectiv inferioară a icircnfăşurării
33 REZULTATE EXPERIMENTALE
Experimentările s-au efectuat pentru regimuri de bază icircn care s-a variat puterea
electrică disipată icircn icircnfăşurările de cupru
PA = 2207 W PB = 2907 W PC = 4301 W PD = 5744 W la care corespund densităţile
de curent
JA = 305 Amm2 JB = 345 Amm2 JC = 404 Amm2 JD = 463 Amm2
Pentru fiecare regim de putere s-au variat debitele de agent de răcire pentru a se pune
icircn evidenţă influenţa parametrilor aerodinamici de curgere asupra temperaturii icircn icircnfăşurare
Icircn tabelul următor sunt prezentate valorile debitelor de răcire puterile electrice
disipate şi densităţile de curent pentru regimurile experimentate grupate după valorile
densităţii de curent
Regim P
[W]
J
[Amm2]
Dt
[m3h]
11 2006 297 121
A 12 2376 314 865
13 2240 306 67
8 2875 345 121
B 9 2808 341 112
10 3040 349 805
1 4149 402 118
3 4176 405 129
23
C 4 4167 403 121
5 4454 405 101
6 4563 403 80
D 2 5767 467 135
7 5722 459 123
Se observă că nu s-a putut menţine puterea constantă la diferite debite de aer de
răcire icircn cazul regimurilor de putere ABCD deoarece icircn timpul funcţionării au existat
variaţii ale rezistenţei icircnfăşurării ca urmare a modificării temperaturii cuprului precum şi mici
variaţii de tensiune
Pentru fiecare debit de agent de răcire s-au măsurat vitezele icircn cele 3 x N orificii cu
diametrul de 7 mm N fiind numărul de fante de răcire Determinările s-au efectuat din
motive de simetrie geometrică şi fizică a procesului numai pe jumătate bară rezultacircnd 3 x 16
= 48 orificii pentru care s-au efectuat măsurătorile la fiecare regim Icircn acelaşi mod s-a
procedat cu temperaturile agentului de răcire la ieşirea din orificii
Notacircnd cu presiunea dinamică măsurată cu tubul Pitot s-a determinat
temperatura medie icircn fanta j cu relaţia
ep∆
sum
sum
=
=
∆
sdot∆
= 3
1
3
1
iei
iiei
ej
p
TpT (61)
unde şi Teip∆ i reprezintă presiunile dinamice şi temperaturile la ieşire din cele 3 orificii
corespunzătoare fantei j
Debitul de aer pe fanta j s-a determinat cu relaţia
(62) sum=
sdot=3
10 3600
iifj swD ε
unde wi [ms] este viteza icircn orificiu şi rezultă din relaţia
aer
eii
pw
ρ9802 sdotsdot∆
= (63)
reprezentacircnd presiunea dinamică a fiecăreia din cele 3 găuri corespunzătoare unei fante j Ea
se determină cu ajutorul tubului Pitot mobil s0 reprezintă secţiunea transversală aceeaşi
pentru toate orificiile
Densitatea aerului s-a aproximat cu ecuaţia
[kgmfjaer T410412650 minussdotminus=ρ 3] (64)
24
valabilă icircn limitele CTC 00 10020 ltlt
Ecuaţia (62) poate fi astfel pusă sub forma simplificată
sum=
minus∆
sdotminus=
3
1410412650
1
iei
fjfj p
TAD (65)
A fiind o constantă de calcul egală cu 1935 sdot10-2
Viteza aerului icircn fanta j se calculează cu relaţia
3600sdot
=f
fjfj S
Dw (66)
unde Sf este secţiunea transversală a fantelor Sf =148110-4 m2
Pentru determinarea coeficientului local de rezistenţă al fantelor s-a folosit relaţia
aerfj
j wp
ρζ 21 sdot
∆= (67)
unde ∆p1 (mm CA) reprezintă căderea de presiune icircn sistemul alimentare fantă-fantă-sistem
de ieşire fantă
Debitul de căldură preluat de aer icircn fiecare fantă se calculează cu relaţia
[kcalh] (68)
unde T
)( ijejpafjaerfj TTcDQ minus= ρ
i reprezintă temperatura aerului la intrarea icircn fanta j rezultată din măsurătorile de
temperaturi icircn lungul canalului de admisie iar cpa = 2378
Pentru determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantă se foloseşte relaţia
)( aerpCuCu
jj TTA
Qminus
=α (69)
unde
- ACu reprezintă suprafaţa laterală a fantei ocupată de icircnfăşurarea de cupru (mai
puţin suprafaţa ocupată de izolaţie) ACu = 12410 mm2
- pCuT este temperatura peretelui icircnfăşurării de cupru icircn fantă
CTpCuo40+=θ
- aerT este temperatura medie a aerului icircn fanta j 2
efifaer
TTT
+=
Temperatura pCuT s-a aproximat prin temperatura icircn axa icircnfăşurării de Cu avacircnd icircn
vedere că la icircncărcările volumetrice de putere M [Wm3] utilizate icircn timpul experimentărilor
rezultă o cădere foarte mică de temperatură icircntre peretele fantei şi temperatura icircn ax icircntre 2
25
fante Icircntr-adevăr dacă se consideră icircncărcarea volumetrică maximă de putere icircntacirclnită icircn
cursul experimentărilor M = 072x106 Wm3 şi se utilizează pentru căderea de temperatură
ax-perete fantă relaţia
Cu
Mrtλ2
2=∆ (70)
unde r = 125 mm λ Cu = 300 kcalmsdothsdotgrd rezultă
(71) grd1870asymp∆T
ceea ce justifică alegerea temperaturii icircn axul icircnfăşurării pentru determinarea coeficientului de
transfer de căldură
Supratemperaturile θ măsurate icircn miezul barei icircn cele 13 regimuri studiate
Regim 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
1 96 995 86 80 70 64 57 44 47 365
2 116 133 107 85 77 67 61 45 47 34
3 81 855 695 65 56 50 43 295 33 23
4 895 94 80 725 625 555 46 365 395 29
5 995 109 98 825 715 65 565 465 62 395
6 1085 132 106 89 81 76 685 61 675 545
7 120 143 112 915 805 715 64 49 515 395
8 665 64 525 525 445 435 295 235 255 185
9 645 445 355 515 435 425 285 21 11 16
10 70 705 59 58 53 49 37 31 295 255
11 46 315 25 375 335 32 135 65 2 35
12 55 51 42 47 42 395 255 195 24 125
13 585 66 495 535 515 455 345 31 355 27
Măsurarea diverselor mărimi icircn cele 13 regimuri caracterizate mai sus
Regimul 1
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
71 4072 925 1735 428 148 6584 7447
72 3621 821 1539 542 145 5038 6162
725 340 847 1588 509 14 4709 6657
735 3467 902 1691 456 132 5384 8496
26
75 3135 954 1789 411 12 5172 8806
77 3209 953 1787 424 104 58 10931
82 2728 943 1768 453 92 4833 9325
88 2767 1078 2022 371 84 5892 12184
96 2842 1081 2027 405 88 6004 13295
104 2825 1016 1905 497 103 5493 13124
113 2896 1147 2151 425 124 534 14191
120 2945 1140 2138 457 147 4705 1408
125 280 1235 2316 404 173 369 11729
127 325 1168 219 466 20 4027 15638
129 3148 121 2269 44 23 282 11493
130 325 1064 1995 581 26 1888 8113
Regimul 2
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
945 4293 1075 2016 425 132 876 7063
95 3635 933 175 554 122 629 6201
955 3381 1012 1898 469 115 6305 7326
97 3109 1083 2031 412 112 6361 822
100 2747 1084 2033 419 84 5865 7676
105 2307 1111 2083 412 7 5115 7235
1125 2246 1101 2065 449 54 5401 7903
122 2161 1267 2376 366 46 6214 9648
1325 1967 1318 2472 365 48 5667 8821
144 1973 1058 1984 587 54 4382 7001
157 2098 1422 2667 373 62 605 1007
169 216 1418 2659 405 8 5771 9263
180 2171 1393 2612 447 108 4336 7637
185 2166 1425 2672 439 14 3098 5651
187 210 1424 267 444 184 1044 1942
1885 2229 1287 2413 55 22
27
Regimul 3
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
89 3337 988 1853 458 128 5667 6927
90 2910 904 1695 545 122 4344 5897
905 2664 969 1817 473 114 4175 6345
925 2382 1085 2035 382 106 408 6738
95 2211 1072 201 399 92 3957 719
99 2166 1086 2037 405 78 4317 8338
107 2087 1030 1932 485 68 4168 8795
117 196 1230 2307 37 605 481 10714
1275 1892 1278 2397 373 6 4771 1113
139 1941 1152 216 501 64 4324 10856
151 2019 1373 2572 385 7 5213 14285
164 1969 1383 2593 411 9 4245 15796
175 1967 1443 2706 403 12 3162 10543
180 210 1371 2571 461 16 1914 7909
182 210 1411 2646 44 204
183 2238 1293 2425 529 25
Regimul 4
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
81 3678 948 1778 458 132 6193 6978
81 3091 849 1592 56 118 4551 5717
815 2883 913 1712 483 102 48 667
82 2885 103 1931 382 84 5963 9262
83 2568 939 1761 46 68 5059 8535
85 251 98 1838 432 54 5527 11758
90 2287 948 1778 485 44 504 9047
98 2531 1107 2076 39 4 678 11071
107 2168 1174 2201 375 39 6025 12541
28
116 2224 1125 211 443 4 5916 13103
127 216 1275 2291 41 48 6174 14718
13 230 1263 2368 419 68 5865 14955
146 2531 1361 2552 385 96 6076 17774
147 230 1265 2372 445 132 3515 11151
149 2537 1322 2479 416 178 2805 1031
150 2486 121 2269 50 22 964 3601
Regimul 5
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
51 4627 805 1509 414 16 6608 6464
52 4462 71 1331 54 158 5567 6381
525 4111 716 1343 534 155 5022 6506
55 3636 82 1537 416 149 4864 6772
575 3393 807 1513 444 138 4518 6618
60 3141 829 1554 436 12 4508 7081
645 300 76 1425 554 10 4283 6972
68 3071 956 1793 37 7 6412 10844
74 300 1023 1918 351 88 6123 10939
79 2939 922 1729 46 94 5204 9728
84 3149 1021 1915 406 108 5929 12139
89 3087 1058 1984 396 13 5293 11507
94 3231 1116 2093 377 164 4929 16449
97 325 1075 2016 42 21 3404 13888
102 3621 1154 2164 388 274 2749 15074
1025 3382 969 1817 549 336
Regimul 6
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 5297 673 1262 465 132 7209 612
29
39 5007 636 1193 514 124 6405 648
395 488 637 1194 517 118 641 741
40 4378 709 1329 415 114 5303 7885
41 4032 702 1316 429 115 5587 7369
43 3714 713 1337 431 125 487 6862
45 362 647 1213 546 136 4052 6149
48 3764 809 1517 374 15 505 8359
52 3672 831 1558 383 16 4747 8381
57 3792 79 1481 466 17 4539 8597
61 3825 881 1652 402 177 4964 9993
64 3833 853 160 449 185 4631 9671
66 3927 939 1761 384 192 5145 11592
68 4096 909 1705 428 198 523 12535
69 4117 926 1737 415 203 5323 13294
69 425 828 1553 522 208 4864 12115
Regimul 7
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
85 5058 983 1843 47 144 9599 7545
86 4241 922 1729 525 138 722 6934
87 4113 929 1742 52 13 7188 8176
89 3939 998 1871 459 119 7583 9799
92 3658 1036 1943 435 98 7734 11581
96 3231 1084 2033 409 78 7485 10591
103 3037 1036 1943 477 63 7066 10415
110 3088 1215 2278 371 55 8994 13723
120 2898 1241 2327 385 56 825 12856
130 3074 1144 2145 494 62 7951 12935
142 2933 1344 252 389 73 839 13886
153 3082 1331 2496 43 108 7488 13063
165 3016 1393 2612 422 126 6861 12118
30
172 2778 1331 2496 478 164 4238 7604
175 3476 1362 2554 476 205 5332 10913
178 3347 1273 2387 552 252 2873 6146
Regimul 8
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
76 247 92 1725 438 105 3711 3912
77 2525 843 1581 529 96 3749 4058
78 2351 84 1575 537 86 3576 4159
80 2178 1008 189 38 76 4099 4937
83 210 921 1727 471 65 3842 4468
86 1963 1038 1946 382 56 4206 5561
93 2027 886 1661 569 5 3907 6439
100 1765 1126 2111 375 45 4298 7683
110 1909 1178 2209 379 44 5012 8738
120 1823 1105 2072 469 46 4367 8692
130 168 1216 228 417 54 4023
141 1771 1256 2355 425 68 3962
150 190 1318 2472 412 88 3866
154 170 1274 2389 45 112 2123
156 210 1318 2472 432 138 2697
157 2046 1161 2177 56 166 1269
Regimul 9
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
58 345 844 1583 394 11 5537 9344
59 33 783 1468 464 95 5163 10876
60 33 764 1432 494 79 5395 13564
625 3284 839 1573 536 66 621 18686
65 33 884 1658 398 56 6841 24284
31
69 33 944 177 37 46 7585 31026
74 33 82 1538 525 4 6734 31919
82 3238 1013 190 38 36 8214 4561
89 31 1113 2087 343 36 8804 4996
99 3296 1038 1946 438 38 8576 5165
108 31 1129 2117 403 44 8528 94138
116 31 1186 2224 394 6 8397
123 33 1282 2404 359 8 9016
126 345 1172 2198 444 106 7825
127 33 1262 2367 386 136 6822
127 33 1070 2006 541 164 4925
Regimul 10
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
36 4183 65 1219 419 125 5242 8148
36 4205 606 1136 481 115 5097 9723
37 4161 623 1168 467 104 5368 16633
375 4036 684 1283 39 88 5989 1444
39 3908 67 1256 422 74 5916 16018
41 3901 753 1412 346 6 6945 21122
43 355 599 1123 575 5 5143 16094
45 36 775 1453 36 45 7091 23087
48 3457 834 1564 33 5 6954 24138
52 36 781 1464 411 64 6664 23046
56 3669 81 1519 412 8 6497 24747
60 36 80 15 455 104 5887 22807
62 36 944 177 339 128 6499 26054
65 3837 92 1725 377 148 5974 2545
665 3851 892 1673 411 162 5468 22469
67 3781 757 1419 575 17 6408 2337
32
Regimul 11
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
74 31 872 1632 47 114 4796 10224
745 3081 809 1517 547 109 4525 11707
75 3184 819 1536 538 105 4905 15604
78 31 989 1855 383 98 590 22531
80 3036 929 1742 444 92 5543 25206
83 3043 1034 1939 372 84 6431 33252
88 2997 923 1731 493 75 5869 38561
94 30 1167 2188 329 63 7803 60752
101 31 1189 223 34 58 8488 33705
110 31 1079 2023 45 54 7831 29007
120 31 1281 2402 348 52 9372
130 31 1281 2402 377 52 9372
141 31 1371 2571 358 58 9788
150 31 130 2438 424 66 8989
157 31 1346 2524 415 8 8738
164 31 1186 2224 524 86 7491
Regimul 12
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 165 748 1402 327 10 1401 1606
39 18 566 1062 571 95 1384 1679
395 18 606 1136 505 88 1606 2175
40 1734 692 1297 392 8 1866 2353
41 1704 717 1345 372 7 2083 2789
43 1712 768 144 34 6 2475 2878
45 165 611 1146 56 5 2041 3494
48 1544 766 1436 38 51 2305 4388
52 165 944 177 266 48 3210 5639
33
59 165 786 1474 444 53 2498 5627
65 165 842 1579 427 62 2515
71 165 846 1586 464 8 2079
76 165 991 1858 364 112 1510
79 165 95 1781 413 13 95
82 165 934 1752 445 16
85 165 848 159
Regimul 13
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
20 2706 449 842 477 15 152 1875
20 25 363 681 728 154 971 1061
20 2607 409 767 574 146 132 1788
20 2591 495 928 392 14 1661 2116
205 2301 488 915 410 13 1384 1765
21 2298 497 932 404 118 1563 2151
22 2263 377 707 701 106 1682 2723
235 2233 526 986 395 98 1882 3211
25 235 587 110 345 10 2257 3600
28 2288 562 1054 421 108 1933 2248
31 235 587 11 429 12 2083
33 235 579 1086 47 141 1539
34 2401 613 1149 435 17 1208
355 1448 58 1087 518 20 726
36 25 612 1149
365 25 552 1035
34
34 INTERPRETAREA REZULTATELOR
35
Fig 33 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α la diferite regimuri
de funcţionare
36
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
3 DETERMINAREA EXPERIMENTALĂ A COEFICIENTULUI DE
TRANSFER TERMIC PRIN CONVECŢIE
31 INTRODUCERE
Există patru metode de bază pentru evaluarea coeficientului de transfer termic prin
convecţie
- analiza dimensională combinată cu determinări experimentale
- determinarea analitică a soluţiilor ecuaţiilor stratului limită
- analiza aproximativă a startului limită prin metode integrale
- analogia dintre transferul de căldură masă şi impuls
Deşi fiecare dintre metode contribuie la cunoaşterea procesului transferului de căldură
nici una dintre ele nu poate rezolva singură toate problemele schimbului de căldură prin
convecţie datorită limitărilor pe care le au
Analitic prin integrarea ecuaţiei diferenţiale Fourier-Kirchhoff se obţine funcţia de
distribuţie a temperaturilor icircn interiorul fluidului icircn mişcare Această funcţie permite
determinarea gradientului de temperatură şi a potenţialului individual icircn stratul limită icircn
funcţie de care se poate stabili o relaţie de calcul al coeficientului de transfer de căldură prin
convecţie
Soluţiile analitice nu sunt icircnsă posibile de găsit decacirct pentru cazuri simple
Icircn consecinţă determinarea coeficienţilor de transfer de căldură se face experimental
pe un model fizic corelarea datelor experimentale făcacircndu-se prin ecuaţii criteriale deduse
prin metodele similitudinii şi analizei dimensionale
32 INSTALAŢIA EXPERIMENTALĂ
Măsurătorile s-au efectuat pe un model experimental de crestătură cu răcire directă
introdus icircntr-o cutie din tablă de Ol37-2K de 25 mm grosime cu volumul de 03396 m3 care
este izolat termic printr-un strat de lemn căptuşit cu plăci de azbest pe trei sferturi din
suprafaţa sa şi cu alumină pe restul de un sfert de suprafaţă
Icircn zona icircn care izolaţia termică este de alumină modelul are prevăzute termocuplurile
şi sondele de presiune
Aşezarea sondelor s-a făcut numai pe o faţă din jumătatea modelului ca urmare a
faptului că modelul experimental prezintă simetrie geometrică faţă de planele mediane
(transversal şi longitudinal)
19
Alimentarea cu aer s-a făcut de la reţeaua de aer comprimat printr-un colector de la
extremităţile căruia s-a făcut racordul prin furtunuri de cauciuc la două camere de admisie
montate sub capetele de bobină Aceste camere permit accesul aerului icircn canalul de admisie
plasat sub icircnfăşurarea de cupru
Fig 31 Modelul experimental de crestătură cu răcire directă
Fig 32 Schema experimentală
20
Din canalul de admisie aerul este evacuat icircn atmosferă prin 31 de canale radiale
identice tip fantă aşezate la 75 mm unul de altul de secţiune transversală 50 x 3 mm2 fante
practicate direct icircn icircnfăşurarea de cupru (Fig 31) Cele două capete de bobină de lungime
110 mm fiecare nu sunt izolate termic rămacircnacircnd direct icircn atmosferă iar pe o distanţă de 172
mm icircncepacircnd de la capete nu au prevăzute nici o fantă radială
Bobina modelului a fost alimentată cu energie electrică icircn curent continuu prin cele
două capete ale sale de la trei grupuri convertoare de sudură identice legate icircn paralel ca icircn
figura 32
Variaţia intensităţii curentului din bobină s-a făcut după necesităţi folosind butoanele
excitaţiilor serie şi separată aşezate pe panoul grupurilor icircntre 680 A şi 1068 A
Deoarece bobina are de-a lungul său două secţiuni transversale diferite una mai mare
icircn zona masivă a sa şi alta mai mică icircn zona fantelor radiale au rezultat pentru orice
intensitate de curent cacircte două valori pentru densităţile de curent
Existenţa a două densităţi de curent icircn bobină se traduce pentru funcţia M = M(xyzt)
Wm3 prin două valori constante M1 şi M2 la fiecare valoare a intensităţii curentului valoarea
M1 pentru zona plină a bobinei şi valoarea M2 pentru zona cu fante a bobinei
Fiecare valoare M1 rezultă din raportul puterii P1 consumată icircn zona plină care este
egală cu 0395 Pbobină şi volumul său V1 = 383 x10-3 m3 iar valoarea M2 - din raportul puterii
P2 consumată icircn zona cu fante egală cu 0605 Pbobină şi volumul său V2 = 476 x10-3 m3
Puterea electrică icircn curent continuu consumată icircn bobină s-a măsurat prin metoda
voltmetrului şi ampermetrului
Deoarece montajul aval al voltmetrului dă o eroare de măsurare redusă icircn cazul
tensiunilor mici ca icircn acest caz cacircnd tensiunea este 545 V şi curenţilor mari (680 A - 1068
A) acest montaj a fost preferat
Ca aparate de măsură s-au folosit un voltmetru magnetoelectric de clasă 03 iar cu rol
de ampermetru s-a folosit un multimetru de clasă 03 combinat cu un şunt de 1200 A 60 mV
şi 5 Ω
Pentru determinarea regimului termodinamic icircn instalaţia de răcire a bobinei de cupru
din crestătură prin măsurătorile efectuate sndasha urmărit punerea icircn evidenţă a următoarelor
mărimi
a) căderea totală de presiune icircn instalaţia de răcire funcţie de debitul de aer vehiculat
21
b) variaţia longitudinală a căderii de presiune icircn sistemul fantă admisie fantă ieşire
orificii fantă ndash funcţie de poziţia fantelor şi regimul de lucru
c) temperaturile icircn miezul de cupru al icircnfăşurării şi distribuţia lor longitudinală icircn funcţie
de regimul de icircncărcare şi debitul de fluid vehiculat
d) debitul de căldură cedat icircn fantele de răcire şi preluat de agentul vehiculat ndash icircn funcţie
de poziţia fantelor şi puterea disipată icircn instalaţie
e) repartiţia debitului agentului de răcire funcţie de poziţia fantelor
f) determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantele de răcire
g) determinarea coeficientului de pierderi de presiune considerat ca un coeficient de
rezistenţă local icircn funcţie de poziţia fantelor
Temperaturile s-au măsurat cu termocuplu cupru-constantan cu diametrul 02 mm şi
05 mm izolate icircn teflon respectiv sticlă tip Degussa
Presiunile s-au măsurat cu sonde de presiune cu diametrul 2mm racordate la tuburi U
icircn mm coloană de apă (mm CA) sau mm coloană de mercur (mm CHg)
Mărimile temperaturilor s-au măsurat cu aparate icircnregistratoare icircn icircnfăşurarea de
cupru iar cele ale fluidului s-au măsurat la intrarea icircn regim permanent cu ajutorul unui
voltmetru electronic digital şi a unui milivoltmetru cu spot luminos
Fiecare termocuplu a fost etalonat anterior icircmpreună cu aparatul de măsură cu care a
fost utilizată punctul rece fiind introdus pentru termostatare la 0oC icircntr-un vas Dewar cu
gheaţă atacirct icircn timpul etalonării cacirct şi icircn timpul măsurătorilor
Icircn scopul măsurării mărimilor de mai sus s-au montat
1) 6 sonde de presiune statică 5 icircn lungul canalului de admisie la baza crestăturii şi una
icircnainte de intrare icircn canalul de admisie
2) Debitul total de aer de răcire cu ajutorul unei diafragme standardizate măsuracircndu-se
căderea de presiune icircn diafragmă şi presiunea statică icircn aval de aceasta
3) Vitezele la ieşirea din orificiile fiecărei fante s-au măsurat cu ajutorul unei sonde Pitot
amplasate pe un suport mobil din teflon de-a lungul celor 16 fante studiate Pentru
determinarea vitezelor s-a măsurat şi temperatura la ieşirea din fiecare orificiu
4) Temperatura aerului icircn lungul canalului de admisie s-a măsurat cu ajutorul a patru
termocupluri montate icircn lungul canalului
22
5) Determinarea distribuţiei temperaturii pe icircnălţimea icircnfăşurării s-a făcut prin plantarea
icircn două secţiuni a termocuplurilor
6) Temperatura icircn masa icircnfăşurării de cupru icircn lungul icircntregului traseu de măsură cu
ajutorul a 9 termocupluri introduse prin partea laterală a crestăturii şi 2
termocuplurilor montate icircn icircnfăşurarea de cupru icircn apropierea bornelor de legătură
7) Temperaturile la suprafaţa exterioară a icircnfăşurării de cupru s-au măsurat icircn două
puncte icircn acelaşi loc unde s-au plantat termocupluri pentru măsurarea temperaturii icircn
axul icircnfăşurării pentru a putea urmări distribuţia transversală a temperaturii icircn
icircnfăşurare
Pentru determinarea gradientului radial a temperaturii icircn icircnfăşurare s-au determinat icircn
două puncte temperaturile la partea superioară şi respectiv inferioară a icircnfăşurării
33 REZULTATE EXPERIMENTALE
Experimentările s-au efectuat pentru regimuri de bază icircn care s-a variat puterea
electrică disipată icircn icircnfăşurările de cupru
PA = 2207 W PB = 2907 W PC = 4301 W PD = 5744 W la care corespund densităţile
de curent
JA = 305 Amm2 JB = 345 Amm2 JC = 404 Amm2 JD = 463 Amm2
Pentru fiecare regim de putere s-au variat debitele de agent de răcire pentru a se pune
icircn evidenţă influenţa parametrilor aerodinamici de curgere asupra temperaturii icircn icircnfăşurare
Icircn tabelul următor sunt prezentate valorile debitelor de răcire puterile electrice
disipate şi densităţile de curent pentru regimurile experimentate grupate după valorile
densităţii de curent
Regim P
[W]
J
[Amm2]
Dt
[m3h]
11 2006 297 121
A 12 2376 314 865
13 2240 306 67
8 2875 345 121
B 9 2808 341 112
10 3040 349 805
1 4149 402 118
3 4176 405 129
23
C 4 4167 403 121
5 4454 405 101
6 4563 403 80
D 2 5767 467 135
7 5722 459 123
Se observă că nu s-a putut menţine puterea constantă la diferite debite de aer de
răcire icircn cazul regimurilor de putere ABCD deoarece icircn timpul funcţionării au existat
variaţii ale rezistenţei icircnfăşurării ca urmare a modificării temperaturii cuprului precum şi mici
variaţii de tensiune
Pentru fiecare debit de agent de răcire s-au măsurat vitezele icircn cele 3 x N orificii cu
diametrul de 7 mm N fiind numărul de fante de răcire Determinările s-au efectuat din
motive de simetrie geometrică şi fizică a procesului numai pe jumătate bară rezultacircnd 3 x 16
= 48 orificii pentru care s-au efectuat măsurătorile la fiecare regim Icircn acelaşi mod s-a
procedat cu temperaturile agentului de răcire la ieşirea din orificii
Notacircnd cu presiunea dinamică măsurată cu tubul Pitot s-a determinat
temperatura medie icircn fanta j cu relaţia
ep∆
sum
sum
=
=
∆
sdot∆
= 3
1
3
1
iei
iiei
ej
p
TpT (61)
unde şi Teip∆ i reprezintă presiunile dinamice şi temperaturile la ieşire din cele 3 orificii
corespunzătoare fantei j
Debitul de aer pe fanta j s-a determinat cu relaţia
(62) sum=
sdot=3
10 3600
iifj swD ε
unde wi [ms] este viteza icircn orificiu şi rezultă din relaţia
aer
eii
pw
ρ9802 sdotsdot∆
= (63)
reprezentacircnd presiunea dinamică a fiecăreia din cele 3 găuri corespunzătoare unei fante j Ea
se determină cu ajutorul tubului Pitot mobil s0 reprezintă secţiunea transversală aceeaşi
pentru toate orificiile
Densitatea aerului s-a aproximat cu ecuaţia
[kgmfjaer T410412650 minussdotminus=ρ 3] (64)
24
valabilă icircn limitele CTC 00 10020 ltlt
Ecuaţia (62) poate fi astfel pusă sub forma simplificată
sum=
minus∆
sdotminus=
3
1410412650
1
iei
fjfj p
TAD (65)
A fiind o constantă de calcul egală cu 1935 sdot10-2
Viteza aerului icircn fanta j se calculează cu relaţia
3600sdot
=f
fjfj S
Dw (66)
unde Sf este secţiunea transversală a fantelor Sf =148110-4 m2
Pentru determinarea coeficientului local de rezistenţă al fantelor s-a folosit relaţia
aerfj
j wp
ρζ 21 sdot
∆= (67)
unde ∆p1 (mm CA) reprezintă căderea de presiune icircn sistemul alimentare fantă-fantă-sistem
de ieşire fantă
Debitul de căldură preluat de aer icircn fiecare fantă se calculează cu relaţia
[kcalh] (68)
unde T
)( ijejpafjaerfj TTcDQ minus= ρ
i reprezintă temperatura aerului la intrarea icircn fanta j rezultată din măsurătorile de
temperaturi icircn lungul canalului de admisie iar cpa = 2378
Pentru determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantă se foloseşte relaţia
)( aerpCuCu
jj TTA
Qminus
=α (69)
unde
- ACu reprezintă suprafaţa laterală a fantei ocupată de icircnfăşurarea de cupru (mai
puţin suprafaţa ocupată de izolaţie) ACu = 12410 mm2
- pCuT este temperatura peretelui icircnfăşurării de cupru icircn fantă
CTpCuo40+=θ
- aerT este temperatura medie a aerului icircn fanta j 2
efifaer
TTT
+=
Temperatura pCuT s-a aproximat prin temperatura icircn axa icircnfăşurării de Cu avacircnd icircn
vedere că la icircncărcările volumetrice de putere M [Wm3] utilizate icircn timpul experimentărilor
rezultă o cădere foarte mică de temperatură icircntre peretele fantei şi temperatura icircn ax icircntre 2
25
fante Icircntr-adevăr dacă se consideră icircncărcarea volumetrică maximă de putere icircntacirclnită icircn
cursul experimentărilor M = 072x106 Wm3 şi se utilizează pentru căderea de temperatură
ax-perete fantă relaţia
Cu
Mrtλ2
2=∆ (70)
unde r = 125 mm λ Cu = 300 kcalmsdothsdotgrd rezultă
(71) grd1870asymp∆T
ceea ce justifică alegerea temperaturii icircn axul icircnfăşurării pentru determinarea coeficientului de
transfer de căldură
Supratemperaturile θ măsurate icircn miezul barei icircn cele 13 regimuri studiate
Regim 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
1 96 995 86 80 70 64 57 44 47 365
2 116 133 107 85 77 67 61 45 47 34
3 81 855 695 65 56 50 43 295 33 23
4 895 94 80 725 625 555 46 365 395 29
5 995 109 98 825 715 65 565 465 62 395
6 1085 132 106 89 81 76 685 61 675 545
7 120 143 112 915 805 715 64 49 515 395
8 665 64 525 525 445 435 295 235 255 185
9 645 445 355 515 435 425 285 21 11 16
10 70 705 59 58 53 49 37 31 295 255
11 46 315 25 375 335 32 135 65 2 35
12 55 51 42 47 42 395 255 195 24 125
13 585 66 495 535 515 455 345 31 355 27
Măsurarea diverselor mărimi icircn cele 13 regimuri caracterizate mai sus
Regimul 1
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
71 4072 925 1735 428 148 6584 7447
72 3621 821 1539 542 145 5038 6162
725 340 847 1588 509 14 4709 6657
735 3467 902 1691 456 132 5384 8496
26
75 3135 954 1789 411 12 5172 8806
77 3209 953 1787 424 104 58 10931
82 2728 943 1768 453 92 4833 9325
88 2767 1078 2022 371 84 5892 12184
96 2842 1081 2027 405 88 6004 13295
104 2825 1016 1905 497 103 5493 13124
113 2896 1147 2151 425 124 534 14191
120 2945 1140 2138 457 147 4705 1408
125 280 1235 2316 404 173 369 11729
127 325 1168 219 466 20 4027 15638
129 3148 121 2269 44 23 282 11493
130 325 1064 1995 581 26 1888 8113
Regimul 2
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
945 4293 1075 2016 425 132 876 7063
95 3635 933 175 554 122 629 6201
955 3381 1012 1898 469 115 6305 7326
97 3109 1083 2031 412 112 6361 822
100 2747 1084 2033 419 84 5865 7676
105 2307 1111 2083 412 7 5115 7235
1125 2246 1101 2065 449 54 5401 7903
122 2161 1267 2376 366 46 6214 9648
1325 1967 1318 2472 365 48 5667 8821
144 1973 1058 1984 587 54 4382 7001
157 2098 1422 2667 373 62 605 1007
169 216 1418 2659 405 8 5771 9263
180 2171 1393 2612 447 108 4336 7637
185 2166 1425 2672 439 14 3098 5651
187 210 1424 267 444 184 1044 1942
1885 2229 1287 2413 55 22
27
Regimul 3
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
89 3337 988 1853 458 128 5667 6927
90 2910 904 1695 545 122 4344 5897
905 2664 969 1817 473 114 4175 6345
925 2382 1085 2035 382 106 408 6738
95 2211 1072 201 399 92 3957 719
99 2166 1086 2037 405 78 4317 8338
107 2087 1030 1932 485 68 4168 8795
117 196 1230 2307 37 605 481 10714
1275 1892 1278 2397 373 6 4771 1113
139 1941 1152 216 501 64 4324 10856
151 2019 1373 2572 385 7 5213 14285
164 1969 1383 2593 411 9 4245 15796
175 1967 1443 2706 403 12 3162 10543
180 210 1371 2571 461 16 1914 7909
182 210 1411 2646 44 204
183 2238 1293 2425 529 25
Regimul 4
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
81 3678 948 1778 458 132 6193 6978
81 3091 849 1592 56 118 4551 5717
815 2883 913 1712 483 102 48 667
82 2885 103 1931 382 84 5963 9262
83 2568 939 1761 46 68 5059 8535
85 251 98 1838 432 54 5527 11758
90 2287 948 1778 485 44 504 9047
98 2531 1107 2076 39 4 678 11071
107 2168 1174 2201 375 39 6025 12541
28
116 2224 1125 211 443 4 5916 13103
127 216 1275 2291 41 48 6174 14718
13 230 1263 2368 419 68 5865 14955
146 2531 1361 2552 385 96 6076 17774
147 230 1265 2372 445 132 3515 11151
149 2537 1322 2479 416 178 2805 1031
150 2486 121 2269 50 22 964 3601
Regimul 5
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
51 4627 805 1509 414 16 6608 6464
52 4462 71 1331 54 158 5567 6381
525 4111 716 1343 534 155 5022 6506
55 3636 82 1537 416 149 4864 6772
575 3393 807 1513 444 138 4518 6618
60 3141 829 1554 436 12 4508 7081
645 300 76 1425 554 10 4283 6972
68 3071 956 1793 37 7 6412 10844
74 300 1023 1918 351 88 6123 10939
79 2939 922 1729 46 94 5204 9728
84 3149 1021 1915 406 108 5929 12139
89 3087 1058 1984 396 13 5293 11507
94 3231 1116 2093 377 164 4929 16449
97 325 1075 2016 42 21 3404 13888
102 3621 1154 2164 388 274 2749 15074
1025 3382 969 1817 549 336
Regimul 6
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 5297 673 1262 465 132 7209 612
29
39 5007 636 1193 514 124 6405 648
395 488 637 1194 517 118 641 741
40 4378 709 1329 415 114 5303 7885
41 4032 702 1316 429 115 5587 7369
43 3714 713 1337 431 125 487 6862
45 362 647 1213 546 136 4052 6149
48 3764 809 1517 374 15 505 8359
52 3672 831 1558 383 16 4747 8381
57 3792 79 1481 466 17 4539 8597
61 3825 881 1652 402 177 4964 9993
64 3833 853 160 449 185 4631 9671
66 3927 939 1761 384 192 5145 11592
68 4096 909 1705 428 198 523 12535
69 4117 926 1737 415 203 5323 13294
69 425 828 1553 522 208 4864 12115
Regimul 7
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
85 5058 983 1843 47 144 9599 7545
86 4241 922 1729 525 138 722 6934
87 4113 929 1742 52 13 7188 8176
89 3939 998 1871 459 119 7583 9799
92 3658 1036 1943 435 98 7734 11581
96 3231 1084 2033 409 78 7485 10591
103 3037 1036 1943 477 63 7066 10415
110 3088 1215 2278 371 55 8994 13723
120 2898 1241 2327 385 56 825 12856
130 3074 1144 2145 494 62 7951 12935
142 2933 1344 252 389 73 839 13886
153 3082 1331 2496 43 108 7488 13063
165 3016 1393 2612 422 126 6861 12118
30
172 2778 1331 2496 478 164 4238 7604
175 3476 1362 2554 476 205 5332 10913
178 3347 1273 2387 552 252 2873 6146
Regimul 8
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
76 247 92 1725 438 105 3711 3912
77 2525 843 1581 529 96 3749 4058
78 2351 84 1575 537 86 3576 4159
80 2178 1008 189 38 76 4099 4937
83 210 921 1727 471 65 3842 4468
86 1963 1038 1946 382 56 4206 5561
93 2027 886 1661 569 5 3907 6439
100 1765 1126 2111 375 45 4298 7683
110 1909 1178 2209 379 44 5012 8738
120 1823 1105 2072 469 46 4367 8692
130 168 1216 228 417 54 4023
141 1771 1256 2355 425 68 3962
150 190 1318 2472 412 88 3866
154 170 1274 2389 45 112 2123
156 210 1318 2472 432 138 2697
157 2046 1161 2177 56 166 1269
Regimul 9
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
58 345 844 1583 394 11 5537 9344
59 33 783 1468 464 95 5163 10876
60 33 764 1432 494 79 5395 13564
625 3284 839 1573 536 66 621 18686
65 33 884 1658 398 56 6841 24284
31
69 33 944 177 37 46 7585 31026
74 33 82 1538 525 4 6734 31919
82 3238 1013 190 38 36 8214 4561
89 31 1113 2087 343 36 8804 4996
99 3296 1038 1946 438 38 8576 5165
108 31 1129 2117 403 44 8528 94138
116 31 1186 2224 394 6 8397
123 33 1282 2404 359 8 9016
126 345 1172 2198 444 106 7825
127 33 1262 2367 386 136 6822
127 33 1070 2006 541 164 4925
Regimul 10
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
36 4183 65 1219 419 125 5242 8148
36 4205 606 1136 481 115 5097 9723
37 4161 623 1168 467 104 5368 16633
375 4036 684 1283 39 88 5989 1444
39 3908 67 1256 422 74 5916 16018
41 3901 753 1412 346 6 6945 21122
43 355 599 1123 575 5 5143 16094
45 36 775 1453 36 45 7091 23087
48 3457 834 1564 33 5 6954 24138
52 36 781 1464 411 64 6664 23046
56 3669 81 1519 412 8 6497 24747
60 36 80 15 455 104 5887 22807
62 36 944 177 339 128 6499 26054
65 3837 92 1725 377 148 5974 2545
665 3851 892 1673 411 162 5468 22469
67 3781 757 1419 575 17 6408 2337
32
Regimul 11
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
74 31 872 1632 47 114 4796 10224
745 3081 809 1517 547 109 4525 11707
75 3184 819 1536 538 105 4905 15604
78 31 989 1855 383 98 590 22531
80 3036 929 1742 444 92 5543 25206
83 3043 1034 1939 372 84 6431 33252
88 2997 923 1731 493 75 5869 38561
94 30 1167 2188 329 63 7803 60752
101 31 1189 223 34 58 8488 33705
110 31 1079 2023 45 54 7831 29007
120 31 1281 2402 348 52 9372
130 31 1281 2402 377 52 9372
141 31 1371 2571 358 58 9788
150 31 130 2438 424 66 8989
157 31 1346 2524 415 8 8738
164 31 1186 2224 524 86 7491
Regimul 12
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 165 748 1402 327 10 1401 1606
39 18 566 1062 571 95 1384 1679
395 18 606 1136 505 88 1606 2175
40 1734 692 1297 392 8 1866 2353
41 1704 717 1345 372 7 2083 2789
43 1712 768 144 34 6 2475 2878
45 165 611 1146 56 5 2041 3494
48 1544 766 1436 38 51 2305 4388
52 165 944 177 266 48 3210 5639
33
59 165 786 1474 444 53 2498 5627
65 165 842 1579 427 62 2515
71 165 846 1586 464 8 2079
76 165 991 1858 364 112 1510
79 165 95 1781 413 13 95
82 165 934 1752 445 16
85 165 848 159
Regimul 13
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
20 2706 449 842 477 15 152 1875
20 25 363 681 728 154 971 1061
20 2607 409 767 574 146 132 1788
20 2591 495 928 392 14 1661 2116
205 2301 488 915 410 13 1384 1765
21 2298 497 932 404 118 1563 2151
22 2263 377 707 701 106 1682 2723
235 2233 526 986 395 98 1882 3211
25 235 587 110 345 10 2257 3600
28 2288 562 1054 421 108 1933 2248
31 235 587 11 429 12 2083
33 235 579 1086 47 141 1539
34 2401 613 1149 435 17 1208
355 1448 58 1087 518 20 726
36 25 612 1149
365 25 552 1035
34
34 INTERPRETAREA REZULTATELOR
35
Fig 33 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α la diferite regimuri
de funcţionare
36
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
Alimentarea cu aer s-a făcut de la reţeaua de aer comprimat printr-un colector de la
extremităţile căruia s-a făcut racordul prin furtunuri de cauciuc la două camere de admisie
montate sub capetele de bobină Aceste camere permit accesul aerului icircn canalul de admisie
plasat sub icircnfăşurarea de cupru
Fig 31 Modelul experimental de crestătură cu răcire directă
Fig 32 Schema experimentală
20
Din canalul de admisie aerul este evacuat icircn atmosferă prin 31 de canale radiale
identice tip fantă aşezate la 75 mm unul de altul de secţiune transversală 50 x 3 mm2 fante
practicate direct icircn icircnfăşurarea de cupru (Fig 31) Cele două capete de bobină de lungime
110 mm fiecare nu sunt izolate termic rămacircnacircnd direct icircn atmosferă iar pe o distanţă de 172
mm icircncepacircnd de la capete nu au prevăzute nici o fantă radială
Bobina modelului a fost alimentată cu energie electrică icircn curent continuu prin cele
două capete ale sale de la trei grupuri convertoare de sudură identice legate icircn paralel ca icircn
figura 32
Variaţia intensităţii curentului din bobină s-a făcut după necesităţi folosind butoanele
excitaţiilor serie şi separată aşezate pe panoul grupurilor icircntre 680 A şi 1068 A
Deoarece bobina are de-a lungul său două secţiuni transversale diferite una mai mare
icircn zona masivă a sa şi alta mai mică icircn zona fantelor radiale au rezultat pentru orice
intensitate de curent cacircte două valori pentru densităţile de curent
Existenţa a două densităţi de curent icircn bobină se traduce pentru funcţia M = M(xyzt)
Wm3 prin două valori constante M1 şi M2 la fiecare valoare a intensităţii curentului valoarea
M1 pentru zona plină a bobinei şi valoarea M2 pentru zona cu fante a bobinei
Fiecare valoare M1 rezultă din raportul puterii P1 consumată icircn zona plină care este
egală cu 0395 Pbobină şi volumul său V1 = 383 x10-3 m3 iar valoarea M2 - din raportul puterii
P2 consumată icircn zona cu fante egală cu 0605 Pbobină şi volumul său V2 = 476 x10-3 m3
Puterea electrică icircn curent continuu consumată icircn bobină s-a măsurat prin metoda
voltmetrului şi ampermetrului
Deoarece montajul aval al voltmetrului dă o eroare de măsurare redusă icircn cazul
tensiunilor mici ca icircn acest caz cacircnd tensiunea este 545 V şi curenţilor mari (680 A - 1068
A) acest montaj a fost preferat
Ca aparate de măsură s-au folosit un voltmetru magnetoelectric de clasă 03 iar cu rol
de ampermetru s-a folosit un multimetru de clasă 03 combinat cu un şunt de 1200 A 60 mV
şi 5 Ω
Pentru determinarea regimului termodinamic icircn instalaţia de răcire a bobinei de cupru
din crestătură prin măsurătorile efectuate sndasha urmărit punerea icircn evidenţă a următoarelor
mărimi
a) căderea totală de presiune icircn instalaţia de răcire funcţie de debitul de aer vehiculat
21
b) variaţia longitudinală a căderii de presiune icircn sistemul fantă admisie fantă ieşire
orificii fantă ndash funcţie de poziţia fantelor şi regimul de lucru
c) temperaturile icircn miezul de cupru al icircnfăşurării şi distribuţia lor longitudinală icircn funcţie
de regimul de icircncărcare şi debitul de fluid vehiculat
d) debitul de căldură cedat icircn fantele de răcire şi preluat de agentul vehiculat ndash icircn funcţie
de poziţia fantelor şi puterea disipată icircn instalaţie
e) repartiţia debitului agentului de răcire funcţie de poziţia fantelor
f) determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantele de răcire
g) determinarea coeficientului de pierderi de presiune considerat ca un coeficient de
rezistenţă local icircn funcţie de poziţia fantelor
Temperaturile s-au măsurat cu termocuplu cupru-constantan cu diametrul 02 mm şi
05 mm izolate icircn teflon respectiv sticlă tip Degussa
Presiunile s-au măsurat cu sonde de presiune cu diametrul 2mm racordate la tuburi U
icircn mm coloană de apă (mm CA) sau mm coloană de mercur (mm CHg)
Mărimile temperaturilor s-au măsurat cu aparate icircnregistratoare icircn icircnfăşurarea de
cupru iar cele ale fluidului s-au măsurat la intrarea icircn regim permanent cu ajutorul unui
voltmetru electronic digital şi a unui milivoltmetru cu spot luminos
Fiecare termocuplu a fost etalonat anterior icircmpreună cu aparatul de măsură cu care a
fost utilizată punctul rece fiind introdus pentru termostatare la 0oC icircntr-un vas Dewar cu
gheaţă atacirct icircn timpul etalonării cacirct şi icircn timpul măsurătorilor
Icircn scopul măsurării mărimilor de mai sus s-au montat
1) 6 sonde de presiune statică 5 icircn lungul canalului de admisie la baza crestăturii şi una
icircnainte de intrare icircn canalul de admisie
2) Debitul total de aer de răcire cu ajutorul unei diafragme standardizate măsuracircndu-se
căderea de presiune icircn diafragmă şi presiunea statică icircn aval de aceasta
3) Vitezele la ieşirea din orificiile fiecărei fante s-au măsurat cu ajutorul unei sonde Pitot
amplasate pe un suport mobil din teflon de-a lungul celor 16 fante studiate Pentru
determinarea vitezelor s-a măsurat şi temperatura la ieşirea din fiecare orificiu
4) Temperatura aerului icircn lungul canalului de admisie s-a măsurat cu ajutorul a patru
termocupluri montate icircn lungul canalului
22
5) Determinarea distribuţiei temperaturii pe icircnălţimea icircnfăşurării s-a făcut prin plantarea
icircn două secţiuni a termocuplurilor
6) Temperatura icircn masa icircnfăşurării de cupru icircn lungul icircntregului traseu de măsură cu
ajutorul a 9 termocupluri introduse prin partea laterală a crestăturii şi 2
termocuplurilor montate icircn icircnfăşurarea de cupru icircn apropierea bornelor de legătură
7) Temperaturile la suprafaţa exterioară a icircnfăşurării de cupru s-au măsurat icircn două
puncte icircn acelaşi loc unde s-au plantat termocupluri pentru măsurarea temperaturii icircn
axul icircnfăşurării pentru a putea urmări distribuţia transversală a temperaturii icircn
icircnfăşurare
Pentru determinarea gradientului radial a temperaturii icircn icircnfăşurare s-au determinat icircn
două puncte temperaturile la partea superioară şi respectiv inferioară a icircnfăşurării
33 REZULTATE EXPERIMENTALE
Experimentările s-au efectuat pentru regimuri de bază icircn care s-a variat puterea
electrică disipată icircn icircnfăşurările de cupru
PA = 2207 W PB = 2907 W PC = 4301 W PD = 5744 W la care corespund densităţile
de curent
JA = 305 Amm2 JB = 345 Amm2 JC = 404 Amm2 JD = 463 Amm2
Pentru fiecare regim de putere s-au variat debitele de agent de răcire pentru a se pune
icircn evidenţă influenţa parametrilor aerodinamici de curgere asupra temperaturii icircn icircnfăşurare
Icircn tabelul următor sunt prezentate valorile debitelor de răcire puterile electrice
disipate şi densităţile de curent pentru regimurile experimentate grupate după valorile
densităţii de curent
Regim P
[W]
J
[Amm2]
Dt
[m3h]
11 2006 297 121
A 12 2376 314 865
13 2240 306 67
8 2875 345 121
B 9 2808 341 112
10 3040 349 805
1 4149 402 118
3 4176 405 129
23
C 4 4167 403 121
5 4454 405 101
6 4563 403 80
D 2 5767 467 135
7 5722 459 123
Se observă că nu s-a putut menţine puterea constantă la diferite debite de aer de
răcire icircn cazul regimurilor de putere ABCD deoarece icircn timpul funcţionării au existat
variaţii ale rezistenţei icircnfăşurării ca urmare a modificării temperaturii cuprului precum şi mici
variaţii de tensiune
Pentru fiecare debit de agent de răcire s-au măsurat vitezele icircn cele 3 x N orificii cu
diametrul de 7 mm N fiind numărul de fante de răcire Determinările s-au efectuat din
motive de simetrie geometrică şi fizică a procesului numai pe jumătate bară rezultacircnd 3 x 16
= 48 orificii pentru care s-au efectuat măsurătorile la fiecare regim Icircn acelaşi mod s-a
procedat cu temperaturile agentului de răcire la ieşirea din orificii
Notacircnd cu presiunea dinamică măsurată cu tubul Pitot s-a determinat
temperatura medie icircn fanta j cu relaţia
ep∆
sum
sum
=
=
∆
sdot∆
= 3
1
3
1
iei
iiei
ej
p
TpT (61)
unde şi Teip∆ i reprezintă presiunile dinamice şi temperaturile la ieşire din cele 3 orificii
corespunzătoare fantei j
Debitul de aer pe fanta j s-a determinat cu relaţia
(62) sum=
sdot=3
10 3600
iifj swD ε
unde wi [ms] este viteza icircn orificiu şi rezultă din relaţia
aer
eii
pw
ρ9802 sdotsdot∆
= (63)
reprezentacircnd presiunea dinamică a fiecăreia din cele 3 găuri corespunzătoare unei fante j Ea
se determină cu ajutorul tubului Pitot mobil s0 reprezintă secţiunea transversală aceeaşi
pentru toate orificiile
Densitatea aerului s-a aproximat cu ecuaţia
[kgmfjaer T410412650 minussdotminus=ρ 3] (64)
24
valabilă icircn limitele CTC 00 10020 ltlt
Ecuaţia (62) poate fi astfel pusă sub forma simplificată
sum=
minus∆
sdotminus=
3
1410412650
1
iei
fjfj p
TAD (65)
A fiind o constantă de calcul egală cu 1935 sdot10-2
Viteza aerului icircn fanta j se calculează cu relaţia
3600sdot
=f
fjfj S
Dw (66)
unde Sf este secţiunea transversală a fantelor Sf =148110-4 m2
Pentru determinarea coeficientului local de rezistenţă al fantelor s-a folosit relaţia
aerfj
j wp
ρζ 21 sdot
∆= (67)
unde ∆p1 (mm CA) reprezintă căderea de presiune icircn sistemul alimentare fantă-fantă-sistem
de ieşire fantă
Debitul de căldură preluat de aer icircn fiecare fantă se calculează cu relaţia
[kcalh] (68)
unde T
)( ijejpafjaerfj TTcDQ minus= ρ
i reprezintă temperatura aerului la intrarea icircn fanta j rezultată din măsurătorile de
temperaturi icircn lungul canalului de admisie iar cpa = 2378
Pentru determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantă se foloseşte relaţia
)( aerpCuCu
jj TTA
Qminus
=α (69)
unde
- ACu reprezintă suprafaţa laterală a fantei ocupată de icircnfăşurarea de cupru (mai
puţin suprafaţa ocupată de izolaţie) ACu = 12410 mm2
- pCuT este temperatura peretelui icircnfăşurării de cupru icircn fantă
CTpCuo40+=θ
- aerT este temperatura medie a aerului icircn fanta j 2
efifaer
TTT
+=
Temperatura pCuT s-a aproximat prin temperatura icircn axa icircnfăşurării de Cu avacircnd icircn
vedere că la icircncărcările volumetrice de putere M [Wm3] utilizate icircn timpul experimentărilor
rezultă o cădere foarte mică de temperatură icircntre peretele fantei şi temperatura icircn ax icircntre 2
25
fante Icircntr-adevăr dacă se consideră icircncărcarea volumetrică maximă de putere icircntacirclnită icircn
cursul experimentărilor M = 072x106 Wm3 şi se utilizează pentru căderea de temperatură
ax-perete fantă relaţia
Cu
Mrtλ2
2=∆ (70)
unde r = 125 mm λ Cu = 300 kcalmsdothsdotgrd rezultă
(71) grd1870asymp∆T
ceea ce justifică alegerea temperaturii icircn axul icircnfăşurării pentru determinarea coeficientului de
transfer de căldură
Supratemperaturile θ măsurate icircn miezul barei icircn cele 13 regimuri studiate
Regim 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
1 96 995 86 80 70 64 57 44 47 365
2 116 133 107 85 77 67 61 45 47 34
3 81 855 695 65 56 50 43 295 33 23
4 895 94 80 725 625 555 46 365 395 29
5 995 109 98 825 715 65 565 465 62 395
6 1085 132 106 89 81 76 685 61 675 545
7 120 143 112 915 805 715 64 49 515 395
8 665 64 525 525 445 435 295 235 255 185
9 645 445 355 515 435 425 285 21 11 16
10 70 705 59 58 53 49 37 31 295 255
11 46 315 25 375 335 32 135 65 2 35
12 55 51 42 47 42 395 255 195 24 125
13 585 66 495 535 515 455 345 31 355 27
Măsurarea diverselor mărimi icircn cele 13 regimuri caracterizate mai sus
Regimul 1
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
71 4072 925 1735 428 148 6584 7447
72 3621 821 1539 542 145 5038 6162
725 340 847 1588 509 14 4709 6657
735 3467 902 1691 456 132 5384 8496
26
75 3135 954 1789 411 12 5172 8806
77 3209 953 1787 424 104 58 10931
82 2728 943 1768 453 92 4833 9325
88 2767 1078 2022 371 84 5892 12184
96 2842 1081 2027 405 88 6004 13295
104 2825 1016 1905 497 103 5493 13124
113 2896 1147 2151 425 124 534 14191
120 2945 1140 2138 457 147 4705 1408
125 280 1235 2316 404 173 369 11729
127 325 1168 219 466 20 4027 15638
129 3148 121 2269 44 23 282 11493
130 325 1064 1995 581 26 1888 8113
Regimul 2
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
945 4293 1075 2016 425 132 876 7063
95 3635 933 175 554 122 629 6201
955 3381 1012 1898 469 115 6305 7326
97 3109 1083 2031 412 112 6361 822
100 2747 1084 2033 419 84 5865 7676
105 2307 1111 2083 412 7 5115 7235
1125 2246 1101 2065 449 54 5401 7903
122 2161 1267 2376 366 46 6214 9648
1325 1967 1318 2472 365 48 5667 8821
144 1973 1058 1984 587 54 4382 7001
157 2098 1422 2667 373 62 605 1007
169 216 1418 2659 405 8 5771 9263
180 2171 1393 2612 447 108 4336 7637
185 2166 1425 2672 439 14 3098 5651
187 210 1424 267 444 184 1044 1942
1885 2229 1287 2413 55 22
27
Regimul 3
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
89 3337 988 1853 458 128 5667 6927
90 2910 904 1695 545 122 4344 5897
905 2664 969 1817 473 114 4175 6345
925 2382 1085 2035 382 106 408 6738
95 2211 1072 201 399 92 3957 719
99 2166 1086 2037 405 78 4317 8338
107 2087 1030 1932 485 68 4168 8795
117 196 1230 2307 37 605 481 10714
1275 1892 1278 2397 373 6 4771 1113
139 1941 1152 216 501 64 4324 10856
151 2019 1373 2572 385 7 5213 14285
164 1969 1383 2593 411 9 4245 15796
175 1967 1443 2706 403 12 3162 10543
180 210 1371 2571 461 16 1914 7909
182 210 1411 2646 44 204
183 2238 1293 2425 529 25
Regimul 4
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
81 3678 948 1778 458 132 6193 6978
81 3091 849 1592 56 118 4551 5717
815 2883 913 1712 483 102 48 667
82 2885 103 1931 382 84 5963 9262
83 2568 939 1761 46 68 5059 8535
85 251 98 1838 432 54 5527 11758
90 2287 948 1778 485 44 504 9047
98 2531 1107 2076 39 4 678 11071
107 2168 1174 2201 375 39 6025 12541
28
116 2224 1125 211 443 4 5916 13103
127 216 1275 2291 41 48 6174 14718
13 230 1263 2368 419 68 5865 14955
146 2531 1361 2552 385 96 6076 17774
147 230 1265 2372 445 132 3515 11151
149 2537 1322 2479 416 178 2805 1031
150 2486 121 2269 50 22 964 3601
Regimul 5
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
51 4627 805 1509 414 16 6608 6464
52 4462 71 1331 54 158 5567 6381
525 4111 716 1343 534 155 5022 6506
55 3636 82 1537 416 149 4864 6772
575 3393 807 1513 444 138 4518 6618
60 3141 829 1554 436 12 4508 7081
645 300 76 1425 554 10 4283 6972
68 3071 956 1793 37 7 6412 10844
74 300 1023 1918 351 88 6123 10939
79 2939 922 1729 46 94 5204 9728
84 3149 1021 1915 406 108 5929 12139
89 3087 1058 1984 396 13 5293 11507
94 3231 1116 2093 377 164 4929 16449
97 325 1075 2016 42 21 3404 13888
102 3621 1154 2164 388 274 2749 15074
1025 3382 969 1817 549 336
Regimul 6
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 5297 673 1262 465 132 7209 612
29
39 5007 636 1193 514 124 6405 648
395 488 637 1194 517 118 641 741
40 4378 709 1329 415 114 5303 7885
41 4032 702 1316 429 115 5587 7369
43 3714 713 1337 431 125 487 6862
45 362 647 1213 546 136 4052 6149
48 3764 809 1517 374 15 505 8359
52 3672 831 1558 383 16 4747 8381
57 3792 79 1481 466 17 4539 8597
61 3825 881 1652 402 177 4964 9993
64 3833 853 160 449 185 4631 9671
66 3927 939 1761 384 192 5145 11592
68 4096 909 1705 428 198 523 12535
69 4117 926 1737 415 203 5323 13294
69 425 828 1553 522 208 4864 12115
Regimul 7
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
85 5058 983 1843 47 144 9599 7545
86 4241 922 1729 525 138 722 6934
87 4113 929 1742 52 13 7188 8176
89 3939 998 1871 459 119 7583 9799
92 3658 1036 1943 435 98 7734 11581
96 3231 1084 2033 409 78 7485 10591
103 3037 1036 1943 477 63 7066 10415
110 3088 1215 2278 371 55 8994 13723
120 2898 1241 2327 385 56 825 12856
130 3074 1144 2145 494 62 7951 12935
142 2933 1344 252 389 73 839 13886
153 3082 1331 2496 43 108 7488 13063
165 3016 1393 2612 422 126 6861 12118
30
172 2778 1331 2496 478 164 4238 7604
175 3476 1362 2554 476 205 5332 10913
178 3347 1273 2387 552 252 2873 6146
Regimul 8
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
76 247 92 1725 438 105 3711 3912
77 2525 843 1581 529 96 3749 4058
78 2351 84 1575 537 86 3576 4159
80 2178 1008 189 38 76 4099 4937
83 210 921 1727 471 65 3842 4468
86 1963 1038 1946 382 56 4206 5561
93 2027 886 1661 569 5 3907 6439
100 1765 1126 2111 375 45 4298 7683
110 1909 1178 2209 379 44 5012 8738
120 1823 1105 2072 469 46 4367 8692
130 168 1216 228 417 54 4023
141 1771 1256 2355 425 68 3962
150 190 1318 2472 412 88 3866
154 170 1274 2389 45 112 2123
156 210 1318 2472 432 138 2697
157 2046 1161 2177 56 166 1269
Regimul 9
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
58 345 844 1583 394 11 5537 9344
59 33 783 1468 464 95 5163 10876
60 33 764 1432 494 79 5395 13564
625 3284 839 1573 536 66 621 18686
65 33 884 1658 398 56 6841 24284
31
69 33 944 177 37 46 7585 31026
74 33 82 1538 525 4 6734 31919
82 3238 1013 190 38 36 8214 4561
89 31 1113 2087 343 36 8804 4996
99 3296 1038 1946 438 38 8576 5165
108 31 1129 2117 403 44 8528 94138
116 31 1186 2224 394 6 8397
123 33 1282 2404 359 8 9016
126 345 1172 2198 444 106 7825
127 33 1262 2367 386 136 6822
127 33 1070 2006 541 164 4925
Regimul 10
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
36 4183 65 1219 419 125 5242 8148
36 4205 606 1136 481 115 5097 9723
37 4161 623 1168 467 104 5368 16633
375 4036 684 1283 39 88 5989 1444
39 3908 67 1256 422 74 5916 16018
41 3901 753 1412 346 6 6945 21122
43 355 599 1123 575 5 5143 16094
45 36 775 1453 36 45 7091 23087
48 3457 834 1564 33 5 6954 24138
52 36 781 1464 411 64 6664 23046
56 3669 81 1519 412 8 6497 24747
60 36 80 15 455 104 5887 22807
62 36 944 177 339 128 6499 26054
65 3837 92 1725 377 148 5974 2545
665 3851 892 1673 411 162 5468 22469
67 3781 757 1419 575 17 6408 2337
32
Regimul 11
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
74 31 872 1632 47 114 4796 10224
745 3081 809 1517 547 109 4525 11707
75 3184 819 1536 538 105 4905 15604
78 31 989 1855 383 98 590 22531
80 3036 929 1742 444 92 5543 25206
83 3043 1034 1939 372 84 6431 33252
88 2997 923 1731 493 75 5869 38561
94 30 1167 2188 329 63 7803 60752
101 31 1189 223 34 58 8488 33705
110 31 1079 2023 45 54 7831 29007
120 31 1281 2402 348 52 9372
130 31 1281 2402 377 52 9372
141 31 1371 2571 358 58 9788
150 31 130 2438 424 66 8989
157 31 1346 2524 415 8 8738
164 31 1186 2224 524 86 7491
Regimul 12
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 165 748 1402 327 10 1401 1606
39 18 566 1062 571 95 1384 1679
395 18 606 1136 505 88 1606 2175
40 1734 692 1297 392 8 1866 2353
41 1704 717 1345 372 7 2083 2789
43 1712 768 144 34 6 2475 2878
45 165 611 1146 56 5 2041 3494
48 1544 766 1436 38 51 2305 4388
52 165 944 177 266 48 3210 5639
33
59 165 786 1474 444 53 2498 5627
65 165 842 1579 427 62 2515
71 165 846 1586 464 8 2079
76 165 991 1858 364 112 1510
79 165 95 1781 413 13 95
82 165 934 1752 445 16
85 165 848 159
Regimul 13
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
20 2706 449 842 477 15 152 1875
20 25 363 681 728 154 971 1061
20 2607 409 767 574 146 132 1788
20 2591 495 928 392 14 1661 2116
205 2301 488 915 410 13 1384 1765
21 2298 497 932 404 118 1563 2151
22 2263 377 707 701 106 1682 2723
235 2233 526 986 395 98 1882 3211
25 235 587 110 345 10 2257 3600
28 2288 562 1054 421 108 1933 2248
31 235 587 11 429 12 2083
33 235 579 1086 47 141 1539
34 2401 613 1149 435 17 1208
355 1448 58 1087 518 20 726
36 25 612 1149
365 25 552 1035
34
34 INTERPRETAREA REZULTATELOR
35
Fig 33 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α la diferite regimuri
de funcţionare
36
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
Din canalul de admisie aerul este evacuat icircn atmosferă prin 31 de canale radiale
identice tip fantă aşezate la 75 mm unul de altul de secţiune transversală 50 x 3 mm2 fante
practicate direct icircn icircnfăşurarea de cupru (Fig 31) Cele două capete de bobină de lungime
110 mm fiecare nu sunt izolate termic rămacircnacircnd direct icircn atmosferă iar pe o distanţă de 172
mm icircncepacircnd de la capete nu au prevăzute nici o fantă radială
Bobina modelului a fost alimentată cu energie electrică icircn curent continuu prin cele
două capete ale sale de la trei grupuri convertoare de sudură identice legate icircn paralel ca icircn
figura 32
Variaţia intensităţii curentului din bobină s-a făcut după necesităţi folosind butoanele
excitaţiilor serie şi separată aşezate pe panoul grupurilor icircntre 680 A şi 1068 A
Deoarece bobina are de-a lungul său două secţiuni transversale diferite una mai mare
icircn zona masivă a sa şi alta mai mică icircn zona fantelor radiale au rezultat pentru orice
intensitate de curent cacircte două valori pentru densităţile de curent
Existenţa a două densităţi de curent icircn bobină se traduce pentru funcţia M = M(xyzt)
Wm3 prin două valori constante M1 şi M2 la fiecare valoare a intensităţii curentului valoarea
M1 pentru zona plină a bobinei şi valoarea M2 pentru zona cu fante a bobinei
Fiecare valoare M1 rezultă din raportul puterii P1 consumată icircn zona plină care este
egală cu 0395 Pbobină şi volumul său V1 = 383 x10-3 m3 iar valoarea M2 - din raportul puterii
P2 consumată icircn zona cu fante egală cu 0605 Pbobină şi volumul său V2 = 476 x10-3 m3
Puterea electrică icircn curent continuu consumată icircn bobină s-a măsurat prin metoda
voltmetrului şi ampermetrului
Deoarece montajul aval al voltmetrului dă o eroare de măsurare redusă icircn cazul
tensiunilor mici ca icircn acest caz cacircnd tensiunea este 545 V şi curenţilor mari (680 A - 1068
A) acest montaj a fost preferat
Ca aparate de măsură s-au folosit un voltmetru magnetoelectric de clasă 03 iar cu rol
de ampermetru s-a folosit un multimetru de clasă 03 combinat cu un şunt de 1200 A 60 mV
şi 5 Ω
Pentru determinarea regimului termodinamic icircn instalaţia de răcire a bobinei de cupru
din crestătură prin măsurătorile efectuate sndasha urmărit punerea icircn evidenţă a următoarelor
mărimi
a) căderea totală de presiune icircn instalaţia de răcire funcţie de debitul de aer vehiculat
21
b) variaţia longitudinală a căderii de presiune icircn sistemul fantă admisie fantă ieşire
orificii fantă ndash funcţie de poziţia fantelor şi regimul de lucru
c) temperaturile icircn miezul de cupru al icircnfăşurării şi distribuţia lor longitudinală icircn funcţie
de regimul de icircncărcare şi debitul de fluid vehiculat
d) debitul de căldură cedat icircn fantele de răcire şi preluat de agentul vehiculat ndash icircn funcţie
de poziţia fantelor şi puterea disipată icircn instalaţie
e) repartiţia debitului agentului de răcire funcţie de poziţia fantelor
f) determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantele de răcire
g) determinarea coeficientului de pierderi de presiune considerat ca un coeficient de
rezistenţă local icircn funcţie de poziţia fantelor
Temperaturile s-au măsurat cu termocuplu cupru-constantan cu diametrul 02 mm şi
05 mm izolate icircn teflon respectiv sticlă tip Degussa
Presiunile s-au măsurat cu sonde de presiune cu diametrul 2mm racordate la tuburi U
icircn mm coloană de apă (mm CA) sau mm coloană de mercur (mm CHg)
Mărimile temperaturilor s-au măsurat cu aparate icircnregistratoare icircn icircnfăşurarea de
cupru iar cele ale fluidului s-au măsurat la intrarea icircn regim permanent cu ajutorul unui
voltmetru electronic digital şi a unui milivoltmetru cu spot luminos
Fiecare termocuplu a fost etalonat anterior icircmpreună cu aparatul de măsură cu care a
fost utilizată punctul rece fiind introdus pentru termostatare la 0oC icircntr-un vas Dewar cu
gheaţă atacirct icircn timpul etalonării cacirct şi icircn timpul măsurătorilor
Icircn scopul măsurării mărimilor de mai sus s-au montat
1) 6 sonde de presiune statică 5 icircn lungul canalului de admisie la baza crestăturii şi una
icircnainte de intrare icircn canalul de admisie
2) Debitul total de aer de răcire cu ajutorul unei diafragme standardizate măsuracircndu-se
căderea de presiune icircn diafragmă şi presiunea statică icircn aval de aceasta
3) Vitezele la ieşirea din orificiile fiecărei fante s-au măsurat cu ajutorul unei sonde Pitot
amplasate pe un suport mobil din teflon de-a lungul celor 16 fante studiate Pentru
determinarea vitezelor s-a măsurat şi temperatura la ieşirea din fiecare orificiu
4) Temperatura aerului icircn lungul canalului de admisie s-a măsurat cu ajutorul a patru
termocupluri montate icircn lungul canalului
22
5) Determinarea distribuţiei temperaturii pe icircnălţimea icircnfăşurării s-a făcut prin plantarea
icircn două secţiuni a termocuplurilor
6) Temperatura icircn masa icircnfăşurării de cupru icircn lungul icircntregului traseu de măsură cu
ajutorul a 9 termocupluri introduse prin partea laterală a crestăturii şi 2
termocuplurilor montate icircn icircnfăşurarea de cupru icircn apropierea bornelor de legătură
7) Temperaturile la suprafaţa exterioară a icircnfăşurării de cupru s-au măsurat icircn două
puncte icircn acelaşi loc unde s-au plantat termocupluri pentru măsurarea temperaturii icircn
axul icircnfăşurării pentru a putea urmări distribuţia transversală a temperaturii icircn
icircnfăşurare
Pentru determinarea gradientului radial a temperaturii icircn icircnfăşurare s-au determinat icircn
două puncte temperaturile la partea superioară şi respectiv inferioară a icircnfăşurării
33 REZULTATE EXPERIMENTALE
Experimentările s-au efectuat pentru regimuri de bază icircn care s-a variat puterea
electrică disipată icircn icircnfăşurările de cupru
PA = 2207 W PB = 2907 W PC = 4301 W PD = 5744 W la care corespund densităţile
de curent
JA = 305 Amm2 JB = 345 Amm2 JC = 404 Amm2 JD = 463 Amm2
Pentru fiecare regim de putere s-au variat debitele de agent de răcire pentru a se pune
icircn evidenţă influenţa parametrilor aerodinamici de curgere asupra temperaturii icircn icircnfăşurare
Icircn tabelul următor sunt prezentate valorile debitelor de răcire puterile electrice
disipate şi densităţile de curent pentru regimurile experimentate grupate după valorile
densităţii de curent
Regim P
[W]
J
[Amm2]
Dt
[m3h]
11 2006 297 121
A 12 2376 314 865
13 2240 306 67
8 2875 345 121
B 9 2808 341 112
10 3040 349 805
1 4149 402 118
3 4176 405 129
23
C 4 4167 403 121
5 4454 405 101
6 4563 403 80
D 2 5767 467 135
7 5722 459 123
Se observă că nu s-a putut menţine puterea constantă la diferite debite de aer de
răcire icircn cazul regimurilor de putere ABCD deoarece icircn timpul funcţionării au existat
variaţii ale rezistenţei icircnfăşurării ca urmare a modificării temperaturii cuprului precum şi mici
variaţii de tensiune
Pentru fiecare debit de agent de răcire s-au măsurat vitezele icircn cele 3 x N orificii cu
diametrul de 7 mm N fiind numărul de fante de răcire Determinările s-au efectuat din
motive de simetrie geometrică şi fizică a procesului numai pe jumătate bară rezultacircnd 3 x 16
= 48 orificii pentru care s-au efectuat măsurătorile la fiecare regim Icircn acelaşi mod s-a
procedat cu temperaturile agentului de răcire la ieşirea din orificii
Notacircnd cu presiunea dinamică măsurată cu tubul Pitot s-a determinat
temperatura medie icircn fanta j cu relaţia
ep∆
sum
sum
=
=
∆
sdot∆
= 3
1
3
1
iei
iiei
ej
p
TpT (61)
unde şi Teip∆ i reprezintă presiunile dinamice şi temperaturile la ieşire din cele 3 orificii
corespunzătoare fantei j
Debitul de aer pe fanta j s-a determinat cu relaţia
(62) sum=
sdot=3
10 3600
iifj swD ε
unde wi [ms] este viteza icircn orificiu şi rezultă din relaţia
aer
eii
pw
ρ9802 sdotsdot∆
= (63)
reprezentacircnd presiunea dinamică a fiecăreia din cele 3 găuri corespunzătoare unei fante j Ea
se determină cu ajutorul tubului Pitot mobil s0 reprezintă secţiunea transversală aceeaşi
pentru toate orificiile
Densitatea aerului s-a aproximat cu ecuaţia
[kgmfjaer T410412650 minussdotminus=ρ 3] (64)
24
valabilă icircn limitele CTC 00 10020 ltlt
Ecuaţia (62) poate fi astfel pusă sub forma simplificată
sum=
minus∆
sdotminus=
3
1410412650
1
iei
fjfj p
TAD (65)
A fiind o constantă de calcul egală cu 1935 sdot10-2
Viteza aerului icircn fanta j se calculează cu relaţia
3600sdot
=f
fjfj S
Dw (66)
unde Sf este secţiunea transversală a fantelor Sf =148110-4 m2
Pentru determinarea coeficientului local de rezistenţă al fantelor s-a folosit relaţia
aerfj
j wp
ρζ 21 sdot
∆= (67)
unde ∆p1 (mm CA) reprezintă căderea de presiune icircn sistemul alimentare fantă-fantă-sistem
de ieşire fantă
Debitul de căldură preluat de aer icircn fiecare fantă se calculează cu relaţia
[kcalh] (68)
unde T
)( ijejpafjaerfj TTcDQ minus= ρ
i reprezintă temperatura aerului la intrarea icircn fanta j rezultată din măsurătorile de
temperaturi icircn lungul canalului de admisie iar cpa = 2378
Pentru determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantă se foloseşte relaţia
)( aerpCuCu
jj TTA
Qminus
=α (69)
unde
- ACu reprezintă suprafaţa laterală a fantei ocupată de icircnfăşurarea de cupru (mai
puţin suprafaţa ocupată de izolaţie) ACu = 12410 mm2
- pCuT este temperatura peretelui icircnfăşurării de cupru icircn fantă
CTpCuo40+=θ
- aerT este temperatura medie a aerului icircn fanta j 2
efifaer
TTT
+=
Temperatura pCuT s-a aproximat prin temperatura icircn axa icircnfăşurării de Cu avacircnd icircn
vedere că la icircncărcările volumetrice de putere M [Wm3] utilizate icircn timpul experimentărilor
rezultă o cădere foarte mică de temperatură icircntre peretele fantei şi temperatura icircn ax icircntre 2
25
fante Icircntr-adevăr dacă se consideră icircncărcarea volumetrică maximă de putere icircntacirclnită icircn
cursul experimentărilor M = 072x106 Wm3 şi se utilizează pentru căderea de temperatură
ax-perete fantă relaţia
Cu
Mrtλ2
2=∆ (70)
unde r = 125 mm λ Cu = 300 kcalmsdothsdotgrd rezultă
(71) grd1870asymp∆T
ceea ce justifică alegerea temperaturii icircn axul icircnfăşurării pentru determinarea coeficientului de
transfer de căldură
Supratemperaturile θ măsurate icircn miezul barei icircn cele 13 regimuri studiate
Regim 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
1 96 995 86 80 70 64 57 44 47 365
2 116 133 107 85 77 67 61 45 47 34
3 81 855 695 65 56 50 43 295 33 23
4 895 94 80 725 625 555 46 365 395 29
5 995 109 98 825 715 65 565 465 62 395
6 1085 132 106 89 81 76 685 61 675 545
7 120 143 112 915 805 715 64 49 515 395
8 665 64 525 525 445 435 295 235 255 185
9 645 445 355 515 435 425 285 21 11 16
10 70 705 59 58 53 49 37 31 295 255
11 46 315 25 375 335 32 135 65 2 35
12 55 51 42 47 42 395 255 195 24 125
13 585 66 495 535 515 455 345 31 355 27
Măsurarea diverselor mărimi icircn cele 13 regimuri caracterizate mai sus
Regimul 1
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
71 4072 925 1735 428 148 6584 7447
72 3621 821 1539 542 145 5038 6162
725 340 847 1588 509 14 4709 6657
735 3467 902 1691 456 132 5384 8496
26
75 3135 954 1789 411 12 5172 8806
77 3209 953 1787 424 104 58 10931
82 2728 943 1768 453 92 4833 9325
88 2767 1078 2022 371 84 5892 12184
96 2842 1081 2027 405 88 6004 13295
104 2825 1016 1905 497 103 5493 13124
113 2896 1147 2151 425 124 534 14191
120 2945 1140 2138 457 147 4705 1408
125 280 1235 2316 404 173 369 11729
127 325 1168 219 466 20 4027 15638
129 3148 121 2269 44 23 282 11493
130 325 1064 1995 581 26 1888 8113
Regimul 2
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
945 4293 1075 2016 425 132 876 7063
95 3635 933 175 554 122 629 6201
955 3381 1012 1898 469 115 6305 7326
97 3109 1083 2031 412 112 6361 822
100 2747 1084 2033 419 84 5865 7676
105 2307 1111 2083 412 7 5115 7235
1125 2246 1101 2065 449 54 5401 7903
122 2161 1267 2376 366 46 6214 9648
1325 1967 1318 2472 365 48 5667 8821
144 1973 1058 1984 587 54 4382 7001
157 2098 1422 2667 373 62 605 1007
169 216 1418 2659 405 8 5771 9263
180 2171 1393 2612 447 108 4336 7637
185 2166 1425 2672 439 14 3098 5651
187 210 1424 267 444 184 1044 1942
1885 2229 1287 2413 55 22
27
Regimul 3
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
89 3337 988 1853 458 128 5667 6927
90 2910 904 1695 545 122 4344 5897
905 2664 969 1817 473 114 4175 6345
925 2382 1085 2035 382 106 408 6738
95 2211 1072 201 399 92 3957 719
99 2166 1086 2037 405 78 4317 8338
107 2087 1030 1932 485 68 4168 8795
117 196 1230 2307 37 605 481 10714
1275 1892 1278 2397 373 6 4771 1113
139 1941 1152 216 501 64 4324 10856
151 2019 1373 2572 385 7 5213 14285
164 1969 1383 2593 411 9 4245 15796
175 1967 1443 2706 403 12 3162 10543
180 210 1371 2571 461 16 1914 7909
182 210 1411 2646 44 204
183 2238 1293 2425 529 25
Regimul 4
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
81 3678 948 1778 458 132 6193 6978
81 3091 849 1592 56 118 4551 5717
815 2883 913 1712 483 102 48 667
82 2885 103 1931 382 84 5963 9262
83 2568 939 1761 46 68 5059 8535
85 251 98 1838 432 54 5527 11758
90 2287 948 1778 485 44 504 9047
98 2531 1107 2076 39 4 678 11071
107 2168 1174 2201 375 39 6025 12541
28
116 2224 1125 211 443 4 5916 13103
127 216 1275 2291 41 48 6174 14718
13 230 1263 2368 419 68 5865 14955
146 2531 1361 2552 385 96 6076 17774
147 230 1265 2372 445 132 3515 11151
149 2537 1322 2479 416 178 2805 1031
150 2486 121 2269 50 22 964 3601
Regimul 5
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
51 4627 805 1509 414 16 6608 6464
52 4462 71 1331 54 158 5567 6381
525 4111 716 1343 534 155 5022 6506
55 3636 82 1537 416 149 4864 6772
575 3393 807 1513 444 138 4518 6618
60 3141 829 1554 436 12 4508 7081
645 300 76 1425 554 10 4283 6972
68 3071 956 1793 37 7 6412 10844
74 300 1023 1918 351 88 6123 10939
79 2939 922 1729 46 94 5204 9728
84 3149 1021 1915 406 108 5929 12139
89 3087 1058 1984 396 13 5293 11507
94 3231 1116 2093 377 164 4929 16449
97 325 1075 2016 42 21 3404 13888
102 3621 1154 2164 388 274 2749 15074
1025 3382 969 1817 549 336
Regimul 6
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 5297 673 1262 465 132 7209 612
29
39 5007 636 1193 514 124 6405 648
395 488 637 1194 517 118 641 741
40 4378 709 1329 415 114 5303 7885
41 4032 702 1316 429 115 5587 7369
43 3714 713 1337 431 125 487 6862
45 362 647 1213 546 136 4052 6149
48 3764 809 1517 374 15 505 8359
52 3672 831 1558 383 16 4747 8381
57 3792 79 1481 466 17 4539 8597
61 3825 881 1652 402 177 4964 9993
64 3833 853 160 449 185 4631 9671
66 3927 939 1761 384 192 5145 11592
68 4096 909 1705 428 198 523 12535
69 4117 926 1737 415 203 5323 13294
69 425 828 1553 522 208 4864 12115
Regimul 7
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
85 5058 983 1843 47 144 9599 7545
86 4241 922 1729 525 138 722 6934
87 4113 929 1742 52 13 7188 8176
89 3939 998 1871 459 119 7583 9799
92 3658 1036 1943 435 98 7734 11581
96 3231 1084 2033 409 78 7485 10591
103 3037 1036 1943 477 63 7066 10415
110 3088 1215 2278 371 55 8994 13723
120 2898 1241 2327 385 56 825 12856
130 3074 1144 2145 494 62 7951 12935
142 2933 1344 252 389 73 839 13886
153 3082 1331 2496 43 108 7488 13063
165 3016 1393 2612 422 126 6861 12118
30
172 2778 1331 2496 478 164 4238 7604
175 3476 1362 2554 476 205 5332 10913
178 3347 1273 2387 552 252 2873 6146
Regimul 8
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
76 247 92 1725 438 105 3711 3912
77 2525 843 1581 529 96 3749 4058
78 2351 84 1575 537 86 3576 4159
80 2178 1008 189 38 76 4099 4937
83 210 921 1727 471 65 3842 4468
86 1963 1038 1946 382 56 4206 5561
93 2027 886 1661 569 5 3907 6439
100 1765 1126 2111 375 45 4298 7683
110 1909 1178 2209 379 44 5012 8738
120 1823 1105 2072 469 46 4367 8692
130 168 1216 228 417 54 4023
141 1771 1256 2355 425 68 3962
150 190 1318 2472 412 88 3866
154 170 1274 2389 45 112 2123
156 210 1318 2472 432 138 2697
157 2046 1161 2177 56 166 1269
Regimul 9
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
58 345 844 1583 394 11 5537 9344
59 33 783 1468 464 95 5163 10876
60 33 764 1432 494 79 5395 13564
625 3284 839 1573 536 66 621 18686
65 33 884 1658 398 56 6841 24284
31
69 33 944 177 37 46 7585 31026
74 33 82 1538 525 4 6734 31919
82 3238 1013 190 38 36 8214 4561
89 31 1113 2087 343 36 8804 4996
99 3296 1038 1946 438 38 8576 5165
108 31 1129 2117 403 44 8528 94138
116 31 1186 2224 394 6 8397
123 33 1282 2404 359 8 9016
126 345 1172 2198 444 106 7825
127 33 1262 2367 386 136 6822
127 33 1070 2006 541 164 4925
Regimul 10
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
36 4183 65 1219 419 125 5242 8148
36 4205 606 1136 481 115 5097 9723
37 4161 623 1168 467 104 5368 16633
375 4036 684 1283 39 88 5989 1444
39 3908 67 1256 422 74 5916 16018
41 3901 753 1412 346 6 6945 21122
43 355 599 1123 575 5 5143 16094
45 36 775 1453 36 45 7091 23087
48 3457 834 1564 33 5 6954 24138
52 36 781 1464 411 64 6664 23046
56 3669 81 1519 412 8 6497 24747
60 36 80 15 455 104 5887 22807
62 36 944 177 339 128 6499 26054
65 3837 92 1725 377 148 5974 2545
665 3851 892 1673 411 162 5468 22469
67 3781 757 1419 575 17 6408 2337
32
Regimul 11
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
74 31 872 1632 47 114 4796 10224
745 3081 809 1517 547 109 4525 11707
75 3184 819 1536 538 105 4905 15604
78 31 989 1855 383 98 590 22531
80 3036 929 1742 444 92 5543 25206
83 3043 1034 1939 372 84 6431 33252
88 2997 923 1731 493 75 5869 38561
94 30 1167 2188 329 63 7803 60752
101 31 1189 223 34 58 8488 33705
110 31 1079 2023 45 54 7831 29007
120 31 1281 2402 348 52 9372
130 31 1281 2402 377 52 9372
141 31 1371 2571 358 58 9788
150 31 130 2438 424 66 8989
157 31 1346 2524 415 8 8738
164 31 1186 2224 524 86 7491
Regimul 12
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 165 748 1402 327 10 1401 1606
39 18 566 1062 571 95 1384 1679
395 18 606 1136 505 88 1606 2175
40 1734 692 1297 392 8 1866 2353
41 1704 717 1345 372 7 2083 2789
43 1712 768 144 34 6 2475 2878
45 165 611 1146 56 5 2041 3494
48 1544 766 1436 38 51 2305 4388
52 165 944 177 266 48 3210 5639
33
59 165 786 1474 444 53 2498 5627
65 165 842 1579 427 62 2515
71 165 846 1586 464 8 2079
76 165 991 1858 364 112 1510
79 165 95 1781 413 13 95
82 165 934 1752 445 16
85 165 848 159
Regimul 13
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
20 2706 449 842 477 15 152 1875
20 25 363 681 728 154 971 1061
20 2607 409 767 574 146 132 1788
20 2591 495 928 392 14 1661 2116
205 2301 488 915 410 13 1384 1765
21 2298 497 932 404 118 1563 2151
22 2263 377 707 701 106 1682 2723
235 2233 526 986 395 98 1882 3211
25 235 587 110 345 10 2257 3600
28 2288 562 1054 421 108 1933 2248
31 235 587 11 429 12 2083
33 235 579 1086 47 141 1539
34 2401 613 1149 435 17 1208
355 1448 58 1087 518 20 726
36 25 612 1149
365 25 552 1035
34
34 INTERPRETAREA REZULTATELOR
35
Fig 33 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α la diferite regimuri
de funcţionare
36
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
b) variaţia longitudinală a căderii de presiune icircn sistemul fantă admisie fantă ieşire
orificii fantă ndash funcţie de poziţia fantelor şi regimul de lucru
c) temperaturile icircn miezul de cupru al icircnfăşurării şi distribuţia lor longitudinală icircn funcţie
de regimul de icircncărcare şi debitul de fluid vehiculat
d) debitul de căldură cedat icircn fantele de răcire şi preluat de agentul vehiculat ndash icircn funcţie
de poziţia fantelor şi puterea disipată icircn instalaţie
e) repartiţia debitului agentului de răcire funcţie de poziţia fantelor
f) determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantele de răcire
g) determinarea coeficientului de pierderi de presiune considerat ca un coeficient de
rezistenţă local icircn funcţie de poziţia fantelor
Temperaturile s-au măsurat cu termocuplu cupru-constantan cu diametrul 02 mm şi
05 mm izolate icircn teflon respectiv sticlă tip Degussa
Presiunile s-au măsurat cu sonde de presiune cu diametrul 2mm racordate la tuburi U
icircn mm coloană de apă (mm CA) sau mm coloană de mercur (mm CHg)
Mărimile temperaturilor s-au măsurat cu aparate icircnregistratoare icircn icircnfăşurarea de
cupru iar cele ale fluidului s-au măsurat la intrarea icircn regim permanent cu ajutorul unui
voltmetru electronic digital şi a unui milivoltmetru cu spot luminos
Fiecare termocuplu a fost etalonat anterior icircmpreună cu aparatul de măsură cu care a
fost utilizată punctul rece fiind introdus pentru termostatare la 0oC icircntr-un vas Dewar cu
gheaţă atacirct icircn timpul etalonării cacirct şi icircn timpul măsurătorilor
Icircn scopul măsurării mărimilor de mai sus s-au montat
1) 6 sonde de presiune statică 5 icircn lungul canalului de admisie la baza crestăturii şi una
icircnainte de intrare icircn canalul de admisie
2) Debitul total de aer de răcire cu ajutorul unei diafragme standardizate măsuracircndu-se
căderea de presiune icircn diafragmă şi presiunea statică icircn aval de aceasta
3) Vitezele la ieşirea din orificiile fiecărei fante s-au măsurat cu ajutorul unei sonde Pitot
amplasate pe un suport mobil din teflon de-a lungul celor 16 fante studiate Pentru
determinarea vitezelor s-a măsurat şi temperatura la ieşirea din fiecare orificiu
4) Temperatura aerului icircn lungul canalului de admisie s-a măsurat cu ajutorul a patru
termocupluri montate icircn lungul canalului
22
5) Determinarea distribuţiei temperaturii pe icircnălţimea icircnfăşurării s-a făcut prin plantarea
icircn două secţiuni a termocuplurilor
6) Temperatura icircn masa icircnfăşurării de cupru icircn lungul icircntregului traseu de măsură cu
ajutorul a 9 termocupluri introduse prin partea laterală a crestăturii şi 2
termocuplurilor montate icircn icircnfăşurarea de cupru icircn apropierea bornelor de legătură
7) Temperaturile la suprafaţa exterioară a icircnfăşurării de cupru s-au măsurat icircn două
puncte icircn acelaşi loc unde s-au plantat termocupluri pentru măsurarea temperaturii icircn
axul icircnfăşurării pentru a putea urmări distribuţia transversală a temperaturii icircn
icircnfăşurare
Pentru determinarea gradientului radial a temperaturii icircn icircnfăşurare s-au determinat icircn
două puncte temperaturile la partea superioară şi respectiv inferioară a icircnfăşurării
33 REZULTATE EXPERIMENTALE
Experimentările s-au efectuat pentru regimuri de bază icircn care s-a variat puterea
electrică disipată icircn icircnfăşurările de cupru
PA = 2207 W PB = 2907 W PC = 4301 W PD = 5744 W la care corespund densităţile
de curent
JA = 305 Amm2 JB = 345 Amm2 JC = 404 Amm2 JD = 463 Amm2
Pentru fiecare regim de putere s-au variat debitele de agent de răcire pentru a se pune
icircn evidenţă influenţa parametrilor aerodinamici de curgere asupra temperaturii icircn icircnfăşurare
Icircn tabelul următor sunt prezentate valorile debitelor de răcire puterile electrice
disipate şi densităţile de curent pentru regimurile experimentate grupate după valorile
densităţii de curent
Regim P
[W]
J
[Amm2]
Dt
[m3h]
11 2006 297 121
A 12 2376 314 865
13 2240 306 67
8 2875 345 121
B 9 2808 341 112
10 3040 349 805
1 4149 402 118
3 4176 405 129
23
C 4 4167 403 121
5 4454 405 101
6 4563 403 80
D 2 5767 467 135
7 5722 459 123
Se observă că nu s-a putut menţine puterea constantă la diferite debite de aer de
răcire icircn cazul regimurilor de putere ABCD deoarece icircn timpul funcţionării au existat
variaţii ale rezistenţei icircnfăşurării ca urmare a modificării temperaturii cuprului precum şi mici
variaţii de tensiune
Pentru fiecare debit de agent de răcire s-au măsurat vitezele icircn cele 3 x N orificii cu
diametrul de 7 mm N fiind numărul de fante de răcire Determinările s-au efectuat din
motive de simetrie geometrică şi fizică a procesului numai pe jumătate bară rezultacircnd 3 x 16
= 48 orificii pentru care s-au efectuat măsurătorile la fiecare regim Icircn acelaşi mod s-a
procedat cu temperaturile agentului de răcire la ieşirea din orificii
Notacircnd cu presiunea dinamică măsurată cu tubul Pitot s-a determinat
temperatura medie icircn fanta j cu relaţia
ep∆
sum
sum
=
=
∆
sdot∆
= 3
1
3
1
iei
iiei
ej
p
TpT (61)
unde şi Teip∆ i reprezintă presiunile dinamice şi temperaturile la ieşire din cele 3 orificii
corespunzătoare fantei j
Debitul de aer pe fanta j s-a determinat cu relaţia
(62) sum=
sdot=3
10 3600
iifj swD ε
unde wi [ms] este viteza icircn orificiu şi rezultă din relaţia
aer
eii
pw
ρ9802 sdotsdot∆
= (63)
reprezentacircnd presiunea dinamică a fiecăreia din cele 3 găuri corespunzătoare unei fante j Ea
se determină cu ajutorul tubului Pitot mobil s0 reprezintă secţiunea transversală aceeaşi
pentru toate orificiile
Densitatea aerului s-a aproximat cu ecuaţia
[kgmfjaer T410412650 minussdotminus=ρ 3] (64)
24
valabilă icircn limitele CTC 00 10020 ltlt
Ecuaţia (62) poate fi astfel pusă sub forma simplificată
sum=
minus∆
sdotminus=
3
1410412650
1
iei
fjfj p
TAD (65)
A fiind o constantă de calcul egală cu 1935 sdot10-2
Viteza aerului icircn fanta j se calculează cu relaţia
3600sdot
=f
fjfj S
Dw (66)
unde Sf este secţiunea transversală a fantelor Sf =148110-4 m2
Pentru determinarea coeficientului local de rezistenţă al fantelor s-a folosit relaţia
aerfj
j wp
ρζ 21 sdot
∆= (67)
unde ∆p1 (mm CA) reprezintă căderea de presiune icircn sistemul alimentare fantă-fantă-sistem
de ieşire fantă
Debitul de căldură preluat de aer icircn fiecare fantă se calculează cu relaţia
[kcalh] (68)
unde T
)( ijejpafjaerfj TTcDQ minus= ρ
i reprezintă temperatura aerului la intrarea icircn fanta j rezultată din măsurătorile de
temperaturi icircn lungul canalului de admisie iar cpa = 2378
Pentru determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantă se foloseşte relaţia
)( aerpCuCu
jj TTA
Qminus
=α (69)
unde
- ACu reprezintă suprafaţa laterală a fantei ocupată de icircnfăşurarea de cupru (mai
puţin suprafaţa ocupată de izolaţie) ACu = 12410 mm2
- pCuT este temperatura peretelui icircnfăşurării de cupru icircn fantă
CTpCuo40+=θ
- aerT este temperatura medie a aerului icircn fanta j 2
efifaer
TTT
+=
Temperatura pCuT s-a aproximat prin temperatura icircn axa icircnfăşurării de Cu avacircnd icircn
vedere că la icircncărcările volumetrice de putere M [Wm3] utilizate icircn timpul experimentărilor
rezultă o cădere foarte mică de temperatură icircntre peretele fantei şi temperatura icircn ax icircntre 2
25
fante Icircntr-adevăr dacă se consideră icircncărcarea volumetrică maximă de putere icircntacirclnită icircn
cursul experimentărilor M = 072x106 Wm3 şi se utilizează pentru căderea de temperatură
ax-perete fantă relaţia
Cu
Mrtλ2
2=∆ (70)
unde r = 125 mm λ Cu = 300 kcalmsdothsdotgrd rezultă
(71) grd1870asymp∆T
ceea ce justifică alegerea temperaturii icircn axul icircnfăşurării pentru determinarea coeficientului de
transfer de căldură
Supratemperaturile θ măsurate icircn miezul barei icircn cele 13 regimuri studiate
Regim 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
1 96 995 86 80 70 64 57 44 47 365
2 116 133 107 85 77 67 61 45 47 34
3 81 855 695 65 56 50 43 295 33 23
4 895 94 80 725 625 555 46 365 395 29
5 995 109 98 825 715 65 565 465 62 395
6 1085 132 106 89 81 76 685 61 675 545
7 120 143 112 915 805 715 64 49 515 395
8 665 64 525 525 445 435 295 235 255 185
9 645 445 355 515 435 425 285 21 11 16
10 70 705 59 58 53 49 37 31 295 255
11 46 315 25 375 335 32 135 65 2 35
12 55 51 42 47 42 395 255 195 24 125
13 585 66 495 535 515 455 345 31 355 27
Măsurarea diverselor mărimi icircn cele 13 regimuri caracterizate mai sus
Regimul 1
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
71 4072 925 1735 428 148 6584 7447
72 3621 821 1539 542 145 5038 6162
725 340 847 1588 509 14 4709 6657
735 3467 902 1691 456 132 5384 8496
26
75 3135 954 1789 411 12 5172 8806
77 3209 953 1787 424 104 58 10931
82 2728 943 1768 453 92 4833 9325
88 2767 1078 2022 371 84 5892 12184
96 2842 1081 2027 405 88 6004 13295
104 2825 1016 1905 497 103 5493 13124
113 2896 1147 2151 425 124 534 14191
120 2945 1140 2138 457 147 4705 1408
125 280 1235 2316 404 173 369 11729
127 325 1168 219 466 20 4027 15638
129 3148 121 2269 44 23 282 11493
130 325 1064 1995 581 26 1888 8113
Regimul 2
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
945 4293 1075 2016 425 132 876 7063
95 3635 933 175 554 122 629 6201
955 3381 1012 1898 469 115 6305 7326
97 3109 1083 2031 412 112 6361 822
100 2747 1084 2033 419 84 5865 7676
105 2307 1111 2083 412 7 5115 7235
1125 2246 1101 2065 449 54 5401 7903
122 2161 1267 2376 366 46 6214 9648
1325 1967 1318 2472 365 48 5667 8821
144 1973 1058 1984 587 54 4382 7001
157 2098 1422 2667 373 62 605 1007
169 216 1418 2659 405 8 5771 9263
180 2171 1393 2612 447 108 4336 7637
185 2166 1425 2672 439 14 3098 5651
187 210 1424 267 444 184 1044 1942
1885 2229 1287 2413 55 22
27
Regimul 3
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
89 3337 988 1853 458 128 5667 6927
90 2910 904 1695 545 122 4344 5897
905 2664 969 1817 473 114 4175 6345
925 2382 1085 2035 382 106 408 6738
95 2211 1072 201 399 92 3957 719
99 2166 1086 2037 405 78 4317 8338
107 2087 1030 1932 485 68 4168 8795
117 196 1230 2307 37 605 481 10714
1275 1892 1278 2397 373 6 4771 1113
139 1941 1152 216 501 64 4324 10856
151 2019 1373 2572 385 7 5213 14285
164 1969 1383 2593 411 9 4245 15796
175 1967 1443 2706 403 12 3162 10543
180 210 1371 2571 461 16 1914 7909
182 210 1411 2646 44 204
183 2238 1293 2425 529 25
Regimul 4
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
81 3678 948 1778 458 132 6193 6978
81 3091 849 1592 56 118 4551 5717
815 2883 913 1712 483 102 48 667
82 2885 103 1931 382 84 5963 9262
83 2568 939 1761 46 68 5059 8535
85 251 98 1838 432 54 5527 11758
90 2287 948 1778 485 44 504 9047
98 2531 1107 2076 39 4 678 11071
107 2168 1174 2201 375 39 6025 12541
28
116 2224 1125 211 443 4 5916 13103
127 216 1275 2291 41 48 6174 14718
13 230 1263 2368 419 68 5865 14955
146 2531 1361 2552 385 96 6076 17774
147 230 1265 2372 445 132 3515 11151
149 2537 1322 2479 416 178 2805 1031
150 2486 121 2269 50 22 964 3601
Regimul 5
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
51 4627 805 1509 414 16 6608 6464
52 4462 71 1331 54 158 5567 6381
525 4111 716 1343 534 155 5022 6506
55 3636 82 1537 416 149 4864 6772
575 3393 807 1513 444 138 4518 6618
60 3141 829 1554 436 12 4508 7081
645 300 76 1425 554 10 4283 6972
68 3071 956 1793 37 7 6412 10844
74 300 1023 1918 351 88 6123 10939
79 2939 922 1729 46 94 5204 9728
84 3149 1021 1915 406 108 5929 12139
89 3087 1058 1984 396 13 5293 11507
94 3231 1116 2093 377 164 4929 16449
97 325 1075 2016 42 21 3404 13888
102 3621 1154 2164 388 274 2749 15074
1025 3382 969 1817 549 336
Regimul 6
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 5297 673 1262 465 132 7209 612
29
39 5007 636 1193 514 124 6405 648
395 488 637 1194 517 118 641 741
40 4378 709 1329 415 114 5303 7885
41 4032 702 1316 429 115 5587 7369
43 3714 713 1337 431 125 487 6862
45 362 647 1213 546 136 4052 6149
48 3764 809 1517 374 15 505 8359
52 3672 831 1558 383 16 4747 8381
57 3792 79 1481 466 17 4539 8597
61 3825 881 1652 402 177 4964 9993
64 3833 853 160 449 185 4631 9671
66 3927 939 1761 384 192 5145 11592
68 4096 909 1705 428 198 523 12535
69 4117 926 1737 415 203 5323 13294
69 425 828 1553 522 208 4864 12115
Regimul 7
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
85 5058 983 1843 47 144 9599 7545
86 4241 922 1729 525 138 722 6934
87 4113 929 1742 52 13 7188 8176
89 3939 998 1871 459 119 7583 9799
92 3658 1036 1943 435 98 7734 11581
96 3231 1084 2033 409 78 7485 10591
103 3037 1036 1943 477 63 7066 10415
110 3088 1215 2278 371 55 8994 13723
120 2898 1241 2327 385 56 825 12856
130 3074 1144 2145 494 62 7951 12935
142 2933 1344 252 389 73 839 13886
153 3082 1331 2496 43 108 7488 13063
165 3016 1393 2612 422 126 6861 12118
30
172 2778 1331 2496 478 164 4238 7604
175 3476 1362 2554 476 205 5332 10913
178 3347 1273 2387 552 252 2873 6146
Regimul 8
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
76 247 92 1725 438 105 3711 3912
77 2525 843 1581 529 96 3749 4058
78 2351 84 1575 537 86 3576 4159
80 2178 1008 189 38 76 4099 4937
83 210 921 1727 471 65 3842 4468
86 1963 1038 1946 382 56 4206 5561
93 2027 886 1661 569 5 3907 6439
100 1765 1126 2111 375 45 4298 7683
110 1909 1178 2209 379 44 5012 8738
120 1823 1105 2072 469 46 4367 8692
130 168 1216 228 417 54 4023
141 1771 1256 2355 425 68 3962
150 190 1318 2472 412 88 3866
154 170 1274 2389 45 112 2123
156 210 1318 2472 432 138 2697
157 2046 1161 2177 56 166 1269
Regimul 9
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
58 345 844 1583 394 11 5537 9344
59 33 783 1468 464 95 5163 10876
60 33 764 1432 494 79 5395 13564
625 3284 839 1573 536 66 621 18686
65 33 884 1658 398 56 6841 24284
31
69 33 944 177 37 46 7585 31026
74 33 82 1538 525 4 6734 31919
82 3238 1013 190 38 36 8214 4561
89 31 1113 2087 343 36 8804 4996
99 3296 1038 1946 438 38 8576 5165
108 31 1129 2117 403 44 8528 94138
116 31 1186 2224 394 6 8397
123 33 1282 2404 359 8 9016
126 345 1172 2198 444 106 7825
127 33 1262 2367 386 136 6822
127 33 1070 2006 541 164 4925
Regimul 10
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
36 4183 65 1219 419 125 5242 8148
36 4205 606 1136 481 115 5097 9723
37 4161 623 1168 467 104 5368 16633
375 4036 684 1283 39 88 5989 1444
39 3908 67 1256 422 74 5916 16018
41 3901 753 1412 346 6 6945 21122
43 355 599 1123 575 5 5143 16094
45 36 775 1453 36 45 7091 23087
48 3457 834 1564 33 5 6954 24138
52 36 781 1464 411 64 6664 23046
56 3669 81 1519 412 8 6497 24747
60 36 80 15 455 104 5887 22807
62 36 944 177 339 128 6499 26054
65 3837 92 1725 377 148 5974 2545
665 3851 892 1673 411 162 5468 22469
67 3781 757 1419 575 17 6408 2337
32
Regimul 11
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
74 31 872 1632 47 114 4796 10224
745 3081 809 1517 547 109 4525 11707
75 3184 819 1536 538 105 4905 15604
78 31 989 1855 383 98 590 22531
80 3036 929 1742 444 92 5543 25206
83 3043 1034 1939 372 84 6431 33252
88 2997 923 1731 493 75 5869 38561
94 30 1167 2188 329 63 7803 60752
101 31 1189 223 34 58 8488 33705
110 31 1079 2023 45 54 7831 29007
120 31 1281 2402 348 52 9372
130 31 1281 2402 377 52 9372
141 31 1371 2571 358 58 9788
150 31 130 2438 424 66 8989
157 31 1346 2524 415 8 8738
164 31 1186 2224 524 86 7491
Regimul 12
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 165 748 1402 327 10 1401 1606
39 18 566 1062 571 95 1384 1679
395 18 606 1136 505 88 1606 2175
40 1734 692 1297 392 8 1866 2353
41 1704 717 1345 372 7 2083 2789
43 1712 768 144 34 6 2475 2878
45 165 611 1146 56 5 2041 3494
48 1544 766 1436 38 51 2305 4388
52 165 944 177 266 48 3210 5639
33
59 165 786 1474 444 53 2498 5627
65 165 842 1579 427 62 2515
71 165 846 1586 464 8 2079
76 165 991 1858 364 112 1510
79 165 95 1781 413 13 95
82 165 934 1752 445 16
85 165 848 159
Regimul 13
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
20 2706 449 842 477 15 152 1875
20 25 363 681 728 154 971 1061
20 2607 409 767 574 146 132 1788
20 2591 495 928 392 14 1661 2116
205 2301 488 915 410 13 1384 1765
21 2298 497 932 404 118 1563 2151
22 2263 377 707 701 106 1682 2723
235 2233 526 986 395 98 1882 3211
25 235 587 110 345 10 2257 3600
28 2288 562 1054 421 108 1933 2248
31 235 587 11 429 12 2083
33 235 579 1086 47 141 1539
34 2401 613 1149 435 17 1208
355 1448 58 1087 518 20 726
36 25 612 1149
365 25 552 1035
34
34 INTERPRETAREA REZULTATELOR
35
Fig 33 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α la diferite regimuri
de funcţionare
36
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
5) Determinarea distribuţiei temperaturii pe icircnălţimea icircnfăşurării s-a făcut prin plantarea
icircn două secţiuni a termocuplurilor
6) Temperatura icircn masa icircnfăşurării de cupru icircn lungul icircntregului traseu de măsură cu
ajutorul a 9 termocupluri introduse prin partea laterală a crestăturii şi 2
termocuplurilor montate icircn icircnfăşurarea de cupru icircn apropierea bornelor de legătură
7) Temperaturile la suprafaţa exterioară a icircnfăşurării de cupru s-au măsurat icircn două
puncte icircn acelaşi loc unde s-au plantat termocupluri pentru măsurarea temperaturii icircn
axul icircnfăşurării pentru a putea urmări distribuţia transversală a temperaturii icircn
icircnfăşurare
Pentru determinarea gradientului radial a temperaturii icircn icircnfăşurare s-au determinat icircn
două puncte temperaturile la partea superioară şi respectiv inferioară a icircnfăşurării
33 REZULTATE EXPERIMENTALE
Experimentările s-au efectuat pentru regimuri de bază icircn care s-a variat puterea
electrică disipată icircn icircnfăşurările de cupru
PA = 2207 W PB = 2907 W PC = 4301 W PD = 5744 W la care corespund densităţile
de curent
JA = 305 Amm2 JB = 345 Amm2 JC = 404 Amm2 JD = 463 Amm2
Pentru fiecare regim de putere s-au variat debitele de agent de răcire pentru a se pune
icircn evidenţă influenţa parametrilor aerodinamici de curgere asupra temperaturii icircn icircnfăşurare
Icircn tabelul următor sunt prezentate valorile debitelor de răcire puterile electrice
disipate şi densităţile de curent pentru regimurile experimentate grupate după valorile
densităţii de curent
Regim P
[W]
J
[Amm2]
Dt
[m3h]
11 2006 297 121
A 12 2376 314 865
13 2240 306 67
8 2875 345 121
B 9 2808 341 112
10 3040 349 805
1 4149 402 118
3 4176 405 129
23
C 4 4167 403 121
5 4454 405 101
6 4563 403 80
D 2 5767 467 135
7 5722 459 123
Se observă că nu s-a putut menţine puterea constantă la diferite debite de aer de
răcire icircn cazul regimurilor de putere ABCD deoarece icircn timpul funcţionării au existat
variaţii ale rezistenţei icircnfăşurării ca urmare a modificării temperaturii cuprului precum şi mici
variaţii de tensiune
Pentru fiecare debit de agent de răcire s-au măsurat vitezele icircn cele 3 x N orificii cu
diametrul de 7 mm N fiind numărul de fante de răcire Determinările s-au efectuat din
motive de simetrie geometrică şi fizică a procesului numai pe jumătate bară rezultacircnd 3 x 16
= 48 orificii pentru care s-au efectuat măsurătorile la fiecare regim Icircn acelaşi mod s-a
procedat cu temperaturile agentului de răcire la ieşirea din orificii
Notacircnd cu presiunea dinamică măsurată cu tubul Pitot s-a determinat
temperatura medie icircn fanta j cu relaţia
ep∆
sum
sum
=
=
∆
sdot∆
= 3
1
3
1
iei
iiei
ej
p
TpT (61)
unde şi Teip∆ i reprezintă presiunile dinamice şi temperaturile la ieşire din cele 3 orificii
corespunzătoare fantei j
Debitul de aer pe fanta j s-a determinat cu relaţia
(62) sum=
sdot=3
10 3600
iifj swD ε
unde wi [ms] este viteza icircn orificiu şi rezultă din relaţia
aer
eii
pw
ρ9802 sdotsdot∆
= (63)
reprezentacircnd presiunea dinamică a fiecăreia din cele 3 găuri corespunzătoare unei fante j Ea
se determină cu ajutorul tubului Pitot mobil s0 reprezintă secţiunea transversală aceeaşi
pentru toate orificiile
Densitatea aerului s-a aproximat cu ecuaţia
[kgmfjaer T410412650 minussdotminus=ρ 3] (64)
24
valabilă icircn limitele CTC 00 10020 ltlt
Ecuaţia (62) poate fi astfel pusă sub forma simplificată
sum=
minus∆
sdotminus=
3
1410412650
1
iei
fjfj p
TAD (65)
A fiind o constantă de calcul egală cu 1935 sdot10-2
Viteza aerului icircn fanta j se calculează cu relaţia
3600sdot
=f
fjfj S
Dw (66)
unde Sf este secţiunea transversală a fantelor Sf =148110-4 m2
Pentru determinarea coeficientului local de rezistenţă al fantelor s-a folosit relaţia
aerfj
j wp
ρζ 21 sdot
∆= (67)
unde ∆p1 (mm CA) reprezintă căderea de presiune icircn sistemul alimentare fantă-fantă-sistem
de ieşire fantă
Debitul de căldură preluat de aer icircn fiecare fantă se calculează cu relaţia
[kcalh] (68)
unde T
)( ijejpafjaerfj TTcDQ minus= ρ
i reprezintă temperatura aerului la intrarea icircn fanta j rezultată din măsurătorile de
temperaturi icircn lungul canalului de admisie iar cpa = 2378
Pentru determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantă se foloseşte relaţia
)( aerpCuCu
jj TTA
Qminus
=α (69)
unde
- ACu reprezintă suprafaţa laterală a fantei ocupată de icircnfăşurarea de cupru (mai
puţin suprafaţa ocupată de izolaţie) ACu = 12410 mm2
- pCuT este temperatura peretelui icircnfăşurării de cupru icircn fantă
CTpCuo40+=θ
- aerT este temperatura medie a aerului icircn fanta j 2
efifaer
TTT
+=
Temperatura pCuT s-a aproximat prin temperatura icircn axa icircnfăşurării de Cu avacircnd icircn
vedere că la icircncărcările volumetrice de putere M [Wm3] utilizate icircn timpul experimentărilor
rezultă o cădere foarte mică de temperatură icircntre peretele fantei şi temperatura icircn ax icircntre 2
25
fante Icircntr-adevăr dacă se consideră icircncărcarea volumetrică maximă de putere icircntacirclnită icircn
cursul experimentărilor M = 072x106 Wm3 şi se utilizează pentru căderea de temperatură
ax-perete fantă relaţia
Cu
Mrtλ2
2=∆ (70)
unde r = 125 mm λ Cu = 300 kcalmsdothsdotgrd rezultă
(71) grd1870asymp∆T
ceea ce justifică alegerea temperaturii icircn axul icircnfăşurării pentru determinarea coeficientului de
transfer de căldură
Supratemperaturile θ măsurate icircn miezul barei icircn cele 13 regimuri studiate
Regim 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
1 96 995 86 80 70 64 57 44 47 365
2 116 133 107 85 77 67 61 45 47 34
3 81 855 695 65 56 50 43 295 33 23
4 895 94 80 725 625 555 46 365 395 29
5 995 109 98 825 715 65 565 465 62 395
6 1085 132 106 89 81 76 685 61 675 545
7 120 143 112 915 805 715 64 49 515 395
8 665 64 525 525 445 435 295 235 255 185
9 645 445 355 515 435 425 285 21 11 16
10 70 705 59 58 53 49 37 31 295 255
11 46 315 25 375 335 32 135 65 2 35
12 55 51 42 47 42 395 255 195 24 125
13 585 66 495 535 515 455 345 31 355 27
Măsurarea diverselor mărimi icircn cele 13 regimuri caracterizate mai sus
Regimul 1
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
71 4072 925 1735 428 148 6584 7447
72 3621 821 1539 542 145 5038 6162
725 340 847 1588 509 14 4709 6657
735 3467 902 1691 456 132 5384 8496
26
75 3135 954 1789 411 12 5172 8806
77 3209 953 1787 424 104 58 10931
82 2728 943 1768 453 92 4833 9325
88 2767 1078 2022 371 84 5892 12184
96 2842 1081 2027 405 88 6004 13295
104 2825 1016 1905 497 103 5493 13124
113 2896 1147 2151 425 124 534 14191
120 2945 1140 2138 457 147 4705 1408
125 280 1235 2316 404 173 369 11729
127 325 1168 219 466 20 4027 15638
129 3148 121 2269 44 23 282 11493
130 325 1064 1995 581 26 1888 8113
Regimul 2
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
945 4293 1075 2016 425 132 876 7063
95 3635 933 175 554 122 629 6201
955 3381 1012 1898 469 115 6305 7326
97 3109 1083 2031 412 112 6361 822
100 2747 1084 2033 419 84 5865 7676
105 2307 1111 2083 412 7 5115 7235
1125 2246 1101 2065 449 54 5401 7903
122 2161 1267 2376 366 46 6214 9648
1325 1967 1318 2472 365 48 5667 8821
144 1973 1058 1984 587 54 4382 7001
157 2098 1422 2667 373 62 605 1007
169 216 1418 2659 405 8 5771 9263
180 2171 1393 2612 447 108 4336 7637
185 2166 1425 2672 439 14 3098 5651
187 210 1424 267 444 184 1044 1942
1885 2229 1287 2413 55 22
27
Regimul 3
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
89 3337 988 1853 458 128 5667 6927
90 2910 904 1695 545 122 4344 5897
905 2664 969 1817 473 114 4175 6345
925 2382 1085 2035 382 106 408 6738
95 2211 1072 201 399 92 3957 719
99 2166 1086 2037 405 78 4317 8338
107 2087 1030 1932 485 68 4168 8795
117 196 1230 2307 37 605 481 10714
1275 1892 1278 2397 373 6 4771 1113
139 1941 1152 216 501 64 4324 10856
151 2019 1373 2572 385 7 5213 14285
164 1969 1383 2593 411 9 4245 15796
175 1967 1443 2706 403 12 3162 10543
180 210 1371 2571 461 16 1914 7909
182 210 1411 2646 44 204
183 2238 1293 2425 529 25
Regimul 4
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
81 3678 948 1778 458 132 6193 6978
81 3091 849 1592 56 118 4551 5717
815 2883 913 1712 483 102 48 667
82 2885 103 1931 382 84 5963 9262
83 2568 939 1761 46 68 5059 8535
85 251 98 1838 432 54 5527 11758
90 2287 948 1778 485 44 504 9047
98 2531 1107 2076 39 4 678 11071
107 2168 1174 2201 375 39 6025 12541
28
116 2224 1125 211 443 4 5916 13103
127 216 1275 2291 41 48 6174 14718
13 230 1263 2368 419 68 5865 14955
146 2531 1361 2552 385 96 6076 17774
147 230 1265 2372 445 132 3515 11151
149 2537 1322 2479 416 178 2805 1031
150 2486 121 2269 50 22 964 3601
Regimul 5
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
51 4627 805 1509 414 16 6608 6464
52 4462 71 1331 54 158 5567 6381
525 4111 716 1343 534 155 5022 6506
55 3636 82 1537 416 149 4864 6772
575 3393 807 1513 444 138 4518 6618
60 3141 829 1554 436 12 4508 7081
645 300 76 1425 554 10 4283 6972
68 3071 956 1793 37 7 6412 10844
74 300 1023 1918 351 88 6123 10939
79 2939 922 1729 46 94 5204 9728
84 3149 1021 1915 406 108 5929 12139
89 3087 1058 1984 396 13 5293 11507
94 3231 1116 2093 377 164 4929 16449
97 325 1075 2016 42 21 3404 13888
102 3621 1154 2164 388 274 2749 15074
1025 3382 969 1817 549 336
Regimul 6
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 5297 673 1262 465 132 7209 612
29
39 5007 636 1193 514 124 6405 648
395 488 637 1194 517 118 641 741
40 4378 709 1329 415 114 5303 7885
41 4032 702 1316 429 115 5587 7369
43 3714 713 1337 431 125 487 6862
45 362 647 1213 546 136 4052 6149
48 3764 809 1517 374 15 505 8359
52 3672 831 1558 383 16 4747 8381
57 3792 79 1481 466 17 4539 8597
61 3825 881 1652 402 177 4964 9993
64 3833 853 160 449 185 4631 9671
66 3927 939 1761 384 192 5145 11592
68 4096 909 1705 428 198 523 12535
69 4117 926 1737 415 203 5323 13294
69 425 828 1553 522 208 4864 12115
Regimul 7
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
85 5058 983 1843 47 144 9599 7545
86 4241 922 1729 525 138 722 6934
87 4113 929 1742 52 13 7188 8176
89 3939 998 1871 459 119 7583 9799
92 3658 1036 1943 435 98 7734 11581
96 3231 1084 2033 409 78 7485 10591
103 3037 1036 1943 477 63 7066 10415
110 3088 1215 2278 371 55 8994 13723
120 2898 1241 2327 385 56 825 12856
130 3074 1144 2145 494 62 7951 12935
142 2933 1344 252 389 73 839 13886
153 3082 1331 2496 43 108 7488 13063
165 3016 1393 2612 422 126 6861 12118
30
172 2778 1331 2496 478 164 4238 7604
175 3476 1362 2554 476 205 5332 10913
178 3347 1273 2387 552 252 2873 6146
Regimul 8
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
76 247 92 1725 438 105 3711 3912
77 2525 843 1581 529 96 3749 4058
78 2351 84 1575 537 86 3576 4159
80 2178 1008 189 38 76 4099 4937
83 210 921 1727 471 65 3842 4468
86 1963 1038 1946 382 56 4206 5561
93 2027 886 1661 569 5 3907 6439
100 1765 1126 2111 375 45 4298 7683
110 1909 1178 2209 379 44 5012 8738
120 1823 1105 2072 469 46 4367 8692
130 168 1216 228 417 54 4023
141 1771 1256 2355 425 68 3962
150 190 1318 2472 412 88 3866
154 170 1274 2389 45 112 2123
156 210 1318 2472 432 138 2697
157 2046 1161 2177 56 166 1269
Regimul 9
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
58 345 844 1583 394 11 5537 9344
59 33 783 1468 464 95 5163 10876
60 33 764 1432 494 79 5395 13564
625 3284 839 1573 536 66 621 18686
65 33 884 1658 398 56 6841 24284
31
69 33 944 177 37 46 7585 31026
74 33 82 1538 525 4 6734 31919
82 3238 1013 190 38 36 8214 4561
89 31 1113 2087 343 36 8804 4996
99 3296 1038 1946 438 38 8576 5165
108 31 1129 2117 403 44 8528 94138
116 31 1186 2224 394 6 8397
123 33 1282 2404 359 8 9016
126 345 1172 2198 444 106 7825
127 33 1262 2367 386 136 6822
127 33 1070 2006 541 164 4925
Regimul 10
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
36 4183 65 1219 419 125 5242 8148
36 4205 606 1136 481 115 5097 9723
37 4161 623 1168 467 104 5368 16633
375 4036 684 1283 39 88 5989 1444
39 3908 67 1256 422 74 5916 16018
41 3901 753 1412 346 6 6945 21122
43 355 599 1123 575 5 5143 16094
45 36 775 1453 36 45 7091 23087
48 3457 834 1564 33 5 6954 24138
52 36 781 1464 411 64 6664 23046
56 3669 81 1519 412 8 6497 24747
60 36 80 15 455 104 5887 22807
62 36 944 177 339 128 6499 26054
65 3837 92 1725 377 148 5974 2545
665 3851 892 1673 411 162 5468 22469
67 3781 757 1419 575 17 6408 2337
32
Regimul 11
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
74 31 872 1632 47 114 4796 10224
745 3081 809 1517 547 109 4525 11707
75 3184 819 1536 538 105 4905 15604
78 31 989 1855 383 98 590 22531
80 3036 929 1742 444 92 5543 25206
83 3043 1034 1939 372 84 6431 33252
88 2997 923 1731 493 75 5869 38561
94 30 1167 2188 329 63 7803 60752
101 31 1189 223 34 58 8488 33705
110 31 1079 2023 45 54 7831 29007
120 31 1281 2402 348 52 9372
130 31 1281 2402 377 52 9372
141 31 1371 2571 358 58 9788
150 31 130 2438 424 66 8989
157 31 1346 2524 415 8 8738
164 31 1186 2224 524 86 7491
Regimul 12
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 165 748 1402 327 10 1401 1606
39 18 566 1062 571 95 1384 1679
395 18 606 1136 505 88 1606 2175
40 1734 692 1297 392 8 1866 2353
41 1704 717 1345 372 7 2083 2789
43 1712 768 144 34 6 2475 2878
45 165 611 1146 56 5 2041 3494
48 1544 766 1436 38 51 2305 4388
52 165 944 177 266 48 3210 5639
33
59 165 786 1474 444 53 2498 5627
65 165 842 1579 427 62 2515
71 165 846 1586 464 8 2079
76 165 991 1858 364 112 1510
79 165 95 1781 413 13 95
82 165 934 1752 445 16
85 165 848 159
Regimul 13
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
20 2706 449 842 477 15 152 1875
20 25 363 681 728 154 971 1061
20 2607 409 767 574 146 132 1788
20 2591 495 928 392 14 1661 2116
205 2301 488 915 410 13 1384 1765
21 2298 497 932 404 118 1563 2151
22 2263 377 707 701 106 1682 2723
235 2233 526 986 395 98 1882 3211
25 235 587 110 345 10 2257 3600
28 2288 562 1054 421 108 1933 2248
31 235 587 11 429 12 2083
33 235 579 1086 47 141 1539
34 2401 613 1149 435 17 1208
355 1448 58 1087 518 20 726
36 25 612 1149
365 25 552 1035
34
34 INTERPRETAREA REZULTATELOR
35
Fig 33 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α la diferite regimuri
de funcţionare
36
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
C 4 4167 403 121
5 4454 405 101
6 4563 403 80
D 2 5767 467 135
7 5722 459 123
Se observă că nu s-a putut menţine puterea constantă la diferite debite de aer de
răcire icircn cazul regimurilor de putere ABCD deoarece icircn timpul funcţionării au existat
variaţii ale rezistenţei icircnfăşurării ca urmare a modificării temperaturii cuprului precum şi mici
variaţii de tensiune
Pentru fiecare debit de agent de răcire s-au măsurat vitezele icircn cele 3 x N orificii cu
diametrul de 7 mm N fiind numărul de fante de răcire Determinările s-au efectuat din
motive de simetrie geometrică şi fizică a procesului numai pe jumătate bară rezultacircnd 3 x 16
= 48 orificii pentru care s-au efectuat măsurătorile la fiecare regim Icircn acelaşi mod s-a
procedat cu temperaturile agentului de răcire la ieşirea din orificii
Notacircnd cu presiunea dinamică măsurată cu tubul Pitot s-a determinat
temperatura medie icircn fanta j cu relaţia
ep∆
sum
sum
=
=
∆
sdot∆
= 3
1
3
1
iei
iiei
ej
p
TpT (61)
unde şi Teip∆ i reprezintă presiunile dinamice şi temperaturile la ieşire din cele 3 orificii
corespunzătoare fantei j
Debitul de aer pe fanta j s-a determinat cu relaţia
(62) sum=
sdot=3
10 3600
iifj swD ε
unde wi [ms] este viteza icircn orificiu şi rezultă din relaţia
aer
eii
pw
ρ9802 sdotsdot∆
= (63)
reprezentacircnd presiunea dinamică a fiecăreia din cele 3 găuri corespunzătoare unei fante j Ea
se determină cu ajutorul tubului Pitot mobil s0 reprezintă secţiunea transversală aceeaşi
pentru toate orificiile
Densitatea aerului s-a aproximat cu ecuaţia
[kgmfjaer T410412650 minussdotminus=ρ 3] (64)
24
valabilă icircn limitele CTC 00 10020 ltlt
Ecuaţia (62) poate fi astfel pusă sub forma simplificată
sum=
minus∆
sdotminus=
3
1410412650
1
iei
fjfj p
TAD (65)
A fiind o constantă de calcul egală cu 1935 sdot10-2
Viteza aerului icircn fanta j se calculează cu relaţia
3600sdot
=f
fjfj S
Dw (66)
unde Sf este secţiunea transversală a fantelor Sf =148110-4 m2
Pentru determinarea coeficientului local de rezistenţă al fantelor s-a folosit relaţia
aerfj
j wp
ρζ 21 sdot
∆= (67)
unde ∆p1 (mm CA) reprezintă căderea de presiune icircn sistemul alimentare fantă-fantă-sistem
de ieşire fantă
Debitul de căldură preluat de aer icircn fiecare fantă se calculează cu relaţia
[kcalh] (68)
unde T
)( ijejpafjaerfj TTcDQ minus= ρ
i reprezintă temperatura aerului la intrarea icircn fanta j rezultată din măsurătorile de
temperaturi icircn lungul canalului de admisie iar cpa = 2378
Pentru determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantă se foloseşte relaţia
)( aerpCuCu
jj TTA
Qminus
=α (69)
unde
- ACu reprezintă suprafaţa laterală a fantei ocupată de icircnfăşurarea de cupru (mai
puţin suprafaţa ocupată de izolaţie) ACu = 12410 mm2
- pCuT este temperatura peretelui icircnfăşurării de cupru icircn fantă
CTpCuo40+=θ
- aerT este temperatura medie a aerului icircn fanta j 2
efifaer
TTT
+=
Temperatura pCuT s-a aproximat prin temperatura icircn axa icircnfăşurării de Cu avacircnd icircn
vedere că la icircncărcările volumetrice de putere M [Wm3] utilizate icircn timpul experimentărilor
rezultă o cădere foarte mică de temperatură icircntre peretele fantei şi temperatura icircn ax icircntre 2
25
fante Icircntr-adevăr dacă se consideră icircncărcarea volumetrică maximă de putere icircntacirclnită icircn
cursul experimentărilor M = 072x106 Wm3 şi se utilizează pentru căderea de temperatură
ax-perete fantă relaţia
Cu
Mrtλ2
2=∆ (70)
unde r = 125 mm λ Cu = 300 kcalmsdothsdotgrd rezultă
(71) grd1870asymp∆T
ceea ce justifică alegerea temperaturii icircn axul icircnfăşurării pentru determinarea coeficientului de
transfer de căldură
Supratemperaturile θ măsurate icircn miezul barei icircn cele 13 regimuri studiate
Regim 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
1 96 995 86 80 70 64 57 44 47 365
2 116 133 107 85 77 67 61 45 47 34
3 81 855 695 65 56 50 43 295 33 23
4 895 94 80 725 625 555 46 365 395 29
5 995 109 98 825 715 65 565 465 62 395
6 1085 132 106 89 81 76 685 61 675 545
7 120 143 112 915 805 715 64 49 515 395
8 665 64 525 525 445 435 295 235 255 185
9 645 445 355 515 435 425 285 21 11 16
10 70 705 59 58 53 49 37 31 295 255
11 46 315 25 375 335 32 135 65 2 35
12 55 51 42 47 42 395 255 195 24 125
13 585 66 495 535 515 455 345 31 355 27
Măsurarea diverselor mărimi icircn cele 13 regimuri caracterizate mai sus
Regimul 1
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
71 4072 925 1735 428 148 6584 7447
72 3621 821 1539 542 145 5038 6162
725 340 847 1588 509 14 4709 6657
735 3467 902 1691 456 132 5384 8496
26
75 3135 954 1789 411 12 5172 8806
77 3209 953 1787 424 104 58 10931
82 2728 943 1768 453 92 4833 9325
88 2767 1078 2022 371 84 5892 12184
96 2842 1081 2027 405 88 6004 13295
104 2825 1016 1905 497 103 5493 13124
113 2896 1147 2151 425 124 534 14191
120 2945 1140 2138 457 147 4705 1408
125 280 1235 2316 404 173 369 11729
127 325 1168 219 466 20 4027 15638
129 3148 121 2269 44 23 282 11493
130 325 1064 1995 581 26 1888 8113
Regimul 2
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
945 4293 1075 2016 425 132 876 7063
95 3635 933 175 554 122 629 6201
955 3381 1012 1898 469 115 6305 7326
97 3109 1083 2031 412 112 6361 822
100 2747 1084 2033 419 84 5865 7676
105 2307 1111 2083 412 7 5115 7235
1125 2246 1101 2065 449 54 5401 7903
122 2161 1267 2376 366 46 6214 9648
1325 1967 1318 2472 365 48 5667 8821
144 1973 1058 1984 587 54 4382 7001
157 2098 1422 2667 373 62 605 1007
169 216 1418 2659 405 8 5771 9263
180 2171 1393 2612 447 108 4336 7637
185 2166 1425 2672 439 14 3098 5651
187 210 1424 267 444 184 1044 1942
1885 2229 1287 2413 55 22
27
Regimul 3
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
89 3337 988 1853 458 128 5667 6927
90 2910 904 1695 545 122 4344 5897
905 2664 969 1817 473 114 4175 6345
925 2382 1085 2035 382 106 408 6738
95 2211 1072 201 399 92 3957 719
99 2166 1086 2037 405 78 4317 8338
107 2087 1030 1932 485 68 4168 8795
117 196 1230 2307 37 605 481 10714
1275 1892 1278 2397 373 6 4771 1113
139 1941 1152 216 501 64 4324 10856
151 2019 1373 2572 385 7 5213 14285
164 1969 1383 2593 411 9 4245 15796
175 1967 1443 2706 403 12 3162 10543
180 210 1371 2571 461 16 1914 7909
182 210 1411 2646 44 204
183 2238 1293 2425 529 25
Regimul 4
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
81 3678 948 1778 458 132 6193 6978
81 3091 849 1592 56 118 4551 5717
815 2883 913 1712 483 102 48 667
82 2885 103 1931 382 84 5963 9262
83 2568 939 1761 46 68 5059 8535
85 251 98 1838 432 54 5527 11758
90 2287 948 1778 485 44 504 9047
98 2531 1107 2076 39 4 678 11071
107 2168 1174 2201 375 39 6025 12541
28
116 2224 1125 211 443 4 5916 13103
127 216 1275 2291 41 48 6174 14718
13 230 1263 2368 419 68 5865 14955
146 2531 1361 2552 385 96 6076 17774
147 230 1265 2372 445 132 3515 11151
149 2537 1322 2479 416 178 2805 1031
150 2486 121 2269 50 22 964 3601
Regimul 5
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
51 4627 805 1509 414 16 6608 6464
52 4462 71 1331 54 158 5567 6381
525 4111 716 1343 534 155 5022 6506
55 3636 82 1537 416 149 4864 6772
575 3393 807 1513 444 138 4518 6618
60 3141 829 1554 436 12 4508 7081
645 300 76 1425 554 10 4283 6972
68 3071 956 1793 37 7 6412 10844
74 300 1023 1918 351 88 6123 10939
79 2939 922 1729 46 94 5204 9728
84 3149 1021 1915 406 108 5929 12139
89 3087 1058 1984 396 13 5293 11507
94 3231 1116 2093 377 164 4929 16449
97 325 1075 2016 42 21 3404 13888
102 3621 1154 2164 388 274 2749 15074
1025 3382 969 1817 549 336
Regimul 6
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 5297 673 1262 465 132 7209 612
29
39 5007 636 1193 514 124 6405 648
395 488 637 1194 517 118 641 741
40 4378 709 1329 415 114 5303 7885
41 4032 702 1316 429 115 5587 7369
43 3714 713 1337 431 125 487 6862
45 362 647 1213 546 136 4052 6149
48 3764 809 1517 374 15 505 8359
52 3672 831 1558 383 16 4747 8381
57 3792 79 1481 466 17 4539 8597
61 3825 881 1652 402 177 4964 9993
64 3833 853 160 449 185 4631 9671
66 3927 939 1761 384 192 5145 11592
68 4096 909 1705 428 198 523 12535
69 4117 926 1737 415 203 5323 13294
69 425 828 1553 522 208 4864 12115
Regimul 7
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
85 5058 983 1843 47 144 9599 7545
86 4241 922 1729 525 138 722 6934
87 4113 929 1742 52 13 7188 8176
89 3939 998 1871 459 119 7583 9799
92 3658 1036 1943 435 98 7734 11581
96 3231 1084 2033 409 78 7485 10591
103 3037 1036 1943 477 63 7066 10415
110 3088 1215 2278 371 55 8994 13723
120 2898 1241 2327 385 56 825 12856
130 3074 1144 2145 494 62 7951 12935
142 2933 1344 252 389 73 839 13886
153 3082 1331 2496 43 108 7488 13063
165 3016 1393 2612 422 126 6861 12118
30
172 2778 1331 2496 478 164 4238 7604
175 3476 1362 2554 476 205 5332 10913
178 3347 1273 2387 552 252 2873 6146
Regimul 8
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
76 247 92 1725 438 105 3711 3912
77 2525 843 1581 529 96 3749 4058
78 2351 84 1575 537 86 3576 4159
80 2178 1008 189 38 76 4099 4937
83 210 921 1727 471 65 3842 4468
86 1963 1038 1946 382 56 4206 5561
93 2027 886 1661 569 5 3907 6439
100 1765 1126 2111 375 45 4298 7683
110 1909 1178 2209 379 44 5012 8738
120 1823 1105 2072 469 46 4367 8692
130 168 1216 228 417 54 4023
141 1771 1256 2355 425 68 3962
150 190 1318 2472 412 88 3866
154 170 1274 2389 45 112 2123
156 210 1318 2472 432 138 2697
157 2046 1161 2177 56 166 1269
Regimul 9
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
58 345 844 1583 394 11 5537 9344
59 33 783 1468 464 95 5163 10876
60 33 764 1432 494 79 5395 13564
625 3284 839 1573 536 66 621 18686
65 33 884 1658 398 56 6841 24284
31
69 33 944 177 37 46 7585 31026
74 33 82 1538 525 4 6734 31919
82 3238 1013 190 38 36 8214 4561
89 31 1113 2087 343 36 8804 4996
99 3296 1038 1946 438 38 8576 5165
108 31 1129 2117 403 44 8528 94138
116 31 1186 2224 394 6 8397
123 33 1282 2404 359 8 9016
126 345 1172 2198 444 106 7825
127 33 1262 2367 386 136 6822
127 33 1070 2006 541 164 4925
Regimul 10
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
36 4183 65 1219 419 125 5242 8148
36 4205 606 1136 481 115 5097 9723
37 4161 623 1168 467 104 5368 16633
375 4036 684 1283 39 88 5989 1444
39 3908 67 1256 422 74 5916 16018
41 3901 753 1412 346 6 6945 21122
43 355 599 1123 575 5 5143 16094
45 36 775 1453 36 45 7091 23087
48 3457 834 1564 33 5 6954 24138
52 36 781 1464 411 64 6664 23046
56 3669 81 1519 412 8 6497 24747
60 36 80 15 455 104 5887 22807
62 36 944 177 339 128 6499 26054
65 3837 92 1725 377 148 5974 2545
665 3851 892 1673 411 162 5468 22469
67 3781 757 1419 575 17 6408 2337
32
Regimul 11
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
74 31 872 1632 47 114 4796 10224
745 3081 809 1517 547 109 4525 11707
75 3184 819 1536 538 105 4905 15604
78 31 989 1855 383 98 590 22531
80 3036 929 1742 444 92 5543 25206
83 3043 1034 1939 372 84 6431 33252
88 2997 923 1731 493 75 5869 38561
94 30 1167 2188 329 63 7803 60752
101 31 1189 223 34 58 8488 33705
110 31 1079 2023 45 54 7831 29007
120 31 1281 2402 348 52 9372
130 31 1281 2402 377 52 9372
141 31 1371 2571 358 58 9788
150 31 130 2438 424 66 8989
157 31 1346 2524 415 8 8738
164 31 1186 2224 524 86 7491
Regimul 12
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 165 748 1402 327 10 1401 1606
39 18 566 1062 571 95 1384 1679
395 18 606 1136 505 88 1606 2175
40 1734 692 1297 392 8 1866 2353
41 1704 717 1345 372 7 2083 2789
43 1712 768 144 34 6 2475 2878
45 165 611 1146 56 5 2041 3494
48 1544 766 1436 38 51 2305 4388
52 165 944 177 266 48 3210 5639
33
59 165 786 1474 444 53 2498 5627
65 165 842 1579 427 62 2515
71 165 846 1586 464 8 2079
76 165 991 1858 364 112 1510
79 165 95 1781 413 13 95
82 165 934 1752 445 16
85 165 848 159
Regimul 13
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
20 2706 449 842 477 15 152 1875
20 25 363 681 728 154 971 1061
20 2607 409 767 574 146 132 1788
20 2591 495 928 392 14 1661 2116
205 2301 488 915 410 13 1384 1765
21 2298 497 932 404 118 1563 2151
22 2263 377 707 701 106 1682 2723
235 2233 526 986 395 98 1882 3211
25 235 587 110 345 10 2257 3600
28 2288 562 1054 421 108 1933 2248
31 235 587 11 429 12 2083
33 235 579 1086 47 141 1539
34 2401 613 1149 435 17 1208
355 1448 58 1087 518 20 726
36 25 612 1149
365 25 552 1035
34
34 INTERPRETAREA REZULTATELOR
35
Fig 33 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α la diferite regimuri
de funcţionare
36
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
valabilă icircn limitele CTC 00 10020 ltlt
Ecuaţia (62) poate fi astfel pusă sub forma simplificată
sum=
minus∆
sdotminus=
3
1410412650
1
iei
fjfj p
TAD (65)
A fiind o constantă de calcul egală cu 1935 sdot10-2
Viteza aerului icircn fanta j se calculează cu relaţia
3600sdot
=f
fjfj S
Dw (66)
unde Sf este secţiunea transversală a fantelor Sf =148110-4 m2
Pentru determinarea coeficientului local de rezistenţă al fantelor s-a folosit relaţia
aerfj
j wp
ρζ 21 sdot
∆= (67)
unde ∆p1 (mm CA) reprezintă căderea de presiune icircn sistemul alimentare fantă-fantă-sistem
de ieşire fantă
Debitul de căldură preluat de aer icircn fiecare fantă se calculează cu relaţia
[kcalh] (68)
unde T
)( ijejpafjaerfj TTcDQ minus= ρ
i reprezintă temperatura aerului la intrarea icircn fanta j rezultată din măsurătorile de
temperaturi icircn lungul canalului de admisie iar cpa = 2378
Pentru determinarea coeficientului de transfer de căldură icircn fantă se foloseşte relaţia
)( aerpCuCu
jj TTA
Qminus
=α (69)
unde
- ACu reprezintă suprafaţa laterală a fantei ocupată de icircnfăşurarea de cupru (mai
puţin suprafaţa ocupată de izolaţie) ACu = 12410 mm2
- pCuT este temperatura peretelui icircnfăşurării de cupru icircn fantă
CTpCuo40+=θ
- aerT este temperatura medie a aerului icircn fanta j 2
efifaer
TTT
+=
Temperatura pCuT s-a aproximat prin temperatura icircn axa icircnfăşurării de Cu avacircnd icircn
vedere că la icircncărcările volumetrice de putere M [Wm3] utilizate icircn timpul experimentărilor
rezultă o cădere foarte mică de temperatură icircntre peretele fantei şi temperatura icircn ax icircntre 2
25
fante Icircntr-adevăr dacă se consideră icircncărcarea volumetrică maximă de putere icircntacirclnită icircn
cursul experimentărilor M = 072x106 Wm3 şi se utilizează pentru căderea de temperatură
ax-perete fantă relaţia
Cu
Mrtλ2
2=∆ (70)
unde r = 125 mm λ Cu = 300 kcalmsdothsdotgrd rezultă
(71) grd1870asymp∆T
ceea ce justifică alegerea temperaturii icircn axul icircnfăşurării pentru determinarea coeficientului de
transfer de căldură
Supratemperaturile θ măsurate icircn miezul barei icircn cele 13 regimuri studiate
Regim 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
1 96 995 86 80 70 64 57 44 47 365
2 116 133 107 85 77 67 61 45 47 34
3 81 855 695 65 56 50 43 295 33 23
4 895 94 80 725 625 555 46 365 395 29
5 995 109 98 825 715 65 565 465 62 395
6 1085 132 106 89 81 76 685 61 675 545
7 120 143 112 915 805 715 64 49 515 395
8 665 64 525 525 445 435 295 235 255 185
9 645 445 355 515 435 425 285 21 11 16
10 70 705 59 58 53 49 37 31 295 255
11 46 315 25 375 335 32 135 65 2 35
12 55 51 42 47 42 395 255 195 24 125
13 585 66 495 535 515 455 345 31 355 27
Măsurarea diverselor mărimi icircn cele 13 regimuri caracterizate mai sus
Regimul 1
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
71 4072 925 1735 428 148 6584 7447
72 3621 821 1539 542 145 5038 6162
725 340 847 1588 509 14 4709 6657
735 3467 902 1691 456 132 5384 8496
26
75 3135 954 1789 411 12 5172 8806
77 3209 953 1787 424 104 58 10931
82 2728 943 1768 453 92 4833 9325
88 2767 1078 2022 371 84 5892 12184
96 2842 1081 2027 405 88 6004 13295
104 2825 1016 1905 497 103 5493 13124
113 2896 1147 2151 425 124 534 14191
120 2945 1140 2138 457 147 4705 1408
125 280 1235 2316 404 173 369 11729
127 325 1168 219 466 20 4027 15638
129 3148 121 2269 44 23 282 11493
130 325 1064 1995 581 26 1888 8113
Regimul 2
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
945 4293 1075 2016 425 132 876 7063
95 3635 933 175 554 122 629 6201
955 3381 1012 1898 469 115 6305 7326
97 3109 1083 2031 412 112 6361 822
100 2747 1084 2033 419 84 5865 7676
105 2307 1111 2083 412 7 5115 7235
1125 2246 1101 2065 449 54 5401 7903
122 2161 1267 2376 366 46 6214 9648
1325 1967 1318 2472 365 48 5667 8821
144 1973 1058 1984 587 54 4382 7001
157 2098 1422 2667 373 62 605 1007
169 216 1418 2659 405 8 5771 9263
180 2171 1393 2612 447 108 4336 7637
185 2166 1425 2672 439 14 3098 5651
187 210 1424 267 444 184 1044 1942
1885 2229 1287 2413 55 22
27
Regimul 3
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
89 3337 988 1853 458 128 5667 6927
90 2910 904 1695 545 122 4344 5897
905 2664 969 1817 473 114 4175 6345
925 2382 1085 2035 382 106 408 6738
95 2211 1072 201 399 92 3957 719
99 2166 1086 2037 405 78 4317 8338
107 2087 1030 1932 485 68 4168 8795
117 196 1230 2307 37 605 481 10714
1275 1892 1278 2397 373 6 4771 1113
139 1941 1152 216 501 64 4324 10856
151 2019 1373 2572 385 7 5213 14285
164 1969 1383 2593 411 9 4245 15796
175 1967 1443 2706 403 12 3162 10543
180 210 1371 2571 461 16 1914 7909
182 210 1411 2646 44 204
183 2238 1293 2425 529 25
Regimul 4
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
81 3678 948 1778 458 132 6193 6978
81 3091 849 1592 56 118 4551 5717
815 2883 913 1712 483 102 48 667
82 2885 103 1931 382 84 5963 9262
83 2568 939 1761 46 68 5059 8535
85 251 98 1838 432 54 5527 11758
90 2287 948 1778 485 44 504 9047
98 2531 1107 2076 39 4 678 11071
107 2168 1174 2201 375 39 6025 12541
28
116 2224 1125 211 443 4 5916 13103
127 216 1275 2291 41 48 6174 14718
13 230 1263 2368 419 68 5865 14955
146 2531 1361 2552 385 96 6076 17774
147 230 1265 2372 445 132 3515 11151
149 2537 1322 2479 416 178 2805 1031
150 2486 121 2269 50 22 964 3601
Regimul 5
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
51 4627 805 1509 414 16 6608 6464
52 4462 71 1331 54 158 5567 6381
525 4111 716 1343 534 155 5022 6506
55 3636 82 1537 416 149 4864 6772
575 3393 807 1513 444 138 4518 6618
60 3141 829 1554 436 12 4508 7081
645 300 76 1425 554 10 4283 6972
68 3071 956 1793 37 7 6412 10844
74 300 1023 1918 351 88 6123 10939
79 2939 922 1729 46 94 5204 9728
84 3149 1021 1915 406 108 5929 12139
89 3087 1058 1984 396 13 5293 11507
94 3231 1116 2093 377 164 4929 16449
97 325 1075 2016 42 21 3404 13888
102 3621 1154 2164 388 274 2749 15074
1025 3382 969 1817 549 336
Regimul 6
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 5297 673 1262 465 132 7209 612
29
39 5007 636 1193 514 124 6405 648
395 488 637 1194 517 118 641 741
40 4378 709 1329 415 114 5303 7885
41 4032 702 1316 429 115 5587 7369
43 3714 713 1337 431 125 487 6862
45 362 647 1213 546 136 4052 6149
48 3764 809 1517 374 15 505 8359
52 3672 831 1558 383 16 4747 8381
57 3792 79 1481 466 17 4539 8597
61 3825 881 1652 402 177 4964 9993
64 3833 853 160 449 185 4631 9671
66 3927 939 1761 384 192 5145 11592
68 4096 909 1705 428 198 523 12535
69 4117 926 1737 415 203 5323 13294
69 425 828 1553 522 208 4864 12115
Regimul 7
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
85 5058 983 1843 47 144 9599 7545
86 4241 922 1729 525 138 722 6934
87 4113 929 1742 52 13 7188 8176
89 3939 998 1871 459 119 7583 9799
92 3658 1036 1943 435 98 7734 11581
96 3231 1084 2033 409 78 7485 10591
103 3037 1036 1943 477 63 7066 10415
110 3088 1215 2278 371 55 8994 13723
120 2898 1241 2327 385 56 825 12856
130 3074 1144 2145 494 62 7951 12935
142 2933 1344 252 389 73 839 13886
153 3082 1331 2496 43 108 7488 13063
165 3016 1393 2612 422 126 6861 12118
30
172 2778 1331 2496 478 164 4238 7604
175 3476 1362 2554 476 205 5332 10913
178 3347 1273 2387 552 252 2873 6146
Regimul 8
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
76 247 92 1725 438 105 3711 3912
77 2525 843 1581 529 96 3749 4058
78 2351 84 1575 537 86 3576 4159
80 2178 1008 189 38 76 4099 4937
83 210 921 1727 471 65 3842 4468
86 1963 1038 1946 382 56 4206 5561
93 2027 886 1661 569 5 3907 6439
100 1765 1126 2111 375 45 4298 7683
110 1909 1178 2209 379 44 5012 8738
120 1823 1105 2072 469 46 4367 8692
130 168 1216 228 417 54 4023
141 1771 1256 2355 425 68 3962
150 190 1318 2472 412 88 3866
154 170 1274 2389 45 112 2123
156 210 1318 2472 432 138 2697
157 2046 1161 2177 56 166 1269
Regimul 9
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
58 345 844 1583 394 11 5537 9344
59 33 783 1468 464 95 5163 10876
60 33 764 1432 494 79 5395 13564
625 3284 839 1573 536 66 621 18686
65 33 884 1658 398 56 6841 24284
31
69 33 944 177 37 46 7585 31026
74 33 82 1538 525 4 6734 31919
82 3238 1013 190 38 36 8214 4561
89 31 1113 2087 343 36 8804 4996
99 3296 1038 1946 438 38 8576 5165
108 31 1129 2117 403 44 8528 94138
116 31 1186 2224 394 6 8397
123 33 1282 2404 359 8 9016
126 345 1172 2198 444 106 7825
127 33 1262 2367 386 136 6822
127 33 1070 2006 541 164 4925
Regimul 10
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
36 4183 65 1219 419 125 5242 8148
36 4205 606 1136 481 115 5097 9723
37 4161 623 1168 467 104 5368 16633
375 4036 684 1283 39 88 5989 1444
39 3908 67 1256 422 74 5916 16018
41 3901 753 1412 346 6 6945 21122
43 355 599 1123 575 5 5143 16094
45 36 775 1453 36 45 7091 23087
48 3457 834 1564 33 5 6954 24138
52 36 781 1464 411 64 6664 23046
56 3669 81 1519 412 8 6497 24747
60 36 80 15 455 104 5887 22807
62 36 944 177 339 128 6499 26054
65 3837 92 1725 377 148 5974 2545
665 3851 892 1673 411 162 5468 22469
67 3781 757 1419 575 17 6408 2337
32
Regimul 11
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
74 31 872 1632 47 114 4796 10224
745 3081 809 1517 547 109 4525 11707
75 3184 819 1536 538 105 4905 15604
78 31 989 1855 383 98 590 22531
80 3036 929 1742 444 92 5543 25206
83 3043 1034 1939 372 84 6431 33252
88 2997 923 1731 493 75 5869 38561
94 30 1167 2188 329 63 7803 60752
101 31 1189 223 34 58 8488 33705
110 31 1079 2023 45 54 7831 29007
120 31 1281 2402 348 52 9372
130 31 1281 2402 377 52 9372
141 31 1371 2571 358 58 9788
150 31 130 2438 424 66 8989
157 31 1346 2524 415 8 8738
164 31 1186 2224 524 86 7491
Regimul 12
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 165 748 1402 327 10 1401 1606
39 18 566 1062 571 95 1384 1679
395 18 606 1136 505 88 1606 2175
40 1734 692 1297 392 8 1866 2353
41 1704 717 1345 372 7 2083 2789
43 1712 768 144 34 6 2475 2878
45 165 611 1146 56 5 2041 3494
48 1544 766 1436 38 51 2305 4388
52 165 944 177 266 48 3210 5639
33
59 165 786 1474 444 53 2498 5627
65 165 842 1579 427 62 2515
71 165 846 1586 464 8 2079
76 165 991 1858 364 112 1510
79 165 95 1781 413 13 95
82 165 934 1752 445 16
85 165 848 159
Regimul 13
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
20 2706 449 842 477 15 152 1875
20 25 363 681 728 154 971 1061
20 2607 409 767 574 146 132 1788
20 2591 495 928 392 14 1661 2116
205 2301 488 915 410 13 1384 1765
21 2298 497 932 404 118 1563 2151
22 2263 377 707 701 106 1682 2723
235 2233 526 986 395 98 1882 3211
25 235 587 110 345 10 2257 3600
28 2288 562 1054 421 108 1933 2248
31 235 587 11 429 12 2083
33 235 579 1086 47 141 1539
34 2401 613 1149 435 17 1208
355 1448 58 1087 518 20 726
36 25 612 1149
365 25 552 1035
34
34 INTERPRETAREA REZULTATELOR
35
Fig 33 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α la diferite regimuri
de funcţionare
36
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
fante Icircntr-adevăr dacă se consideră icircncărcarea volumetrică maximă de putere icircntacirclnită icircn
cursul experimentărilor M = 072x106 Wm3 şi se utilizează pentru căderea de temperatură
ax-perete fantă relaţia
Cu
Mrtλ2
2=∆ (70)
unde r = 125 mm λ Cu = 300 kcalmsdothsdotgrd rezultă
(71) grd1870asymp∆T
ceea ce justifică alegerea temperaturii icircn axul icircnfăşurării pentru determinarea coeficientului de
transfer de căldură
Supratemperaturile θ măsurate icircn miezul barei icircn cele 13 regimuri studiate
Regim 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
1 96 995 86 80 70 64 57 44 47 365
2 116 133 107 85 77 67 61 45 47 34
3 81 855 695 65 56 50 43 295 33 23
4 895 94 80 725 625 555 46 365 395 29
5 995 109 98 825 715 65 565 465 62 395
6 1085 132 106 89 81 76 685 61 675 545
7 120 143 112 915 805 715 64 49 515 395
8 665 64 525 525 445 435 295 235 255 185
9 645 445 355 515 435 425 285 21 11 16
10 70 705 59 58 53 49 37 31 295 255
11 46 315 25 375 335 32 135 65 2 35
12 55 51 42 47 42 395 255 195 24 125
13 585 66 495 535 515 455 345 31 355 27
Măsurarea diverselor mărimi icircn cele 13 regimuri caracterizate mai sus
Regimul 1
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
71 4072 925 1735 428 148 6584 7447
72 3621 821 1539 542 145 5038 6162
725 340 847 1588 509 14 4709 6657
735 3467 902 1691 456 132 5384 8496
26
75 3135 954 1789 411 12 5172 8806
77 3209 953 1787 424 104 58 10931
82 2728 943 1768 453 92 4833 9325
88 2767 1078 2022 371 84 5892 12184
96 2842 1081 2027 405 88 6004 13295
104 2825 1016 1905 497 103 5493 13124
113 2896 1147 2151 425 124 534 14191
120 2945 1140 2138 457 147 4705 1408
125 280 1235 2316 404 173 369 11729
127 325 1168 219 466 20 4027 15638
129 3148 121 2269 44 23 282 11493
130 325 1064 1995 581 26 1888 8113
Regimul 2
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
945 4293 1075 2016 425 132 876 7063
95 3635 933 175 554 122 629 6201
955 3381 1012 1898 469 115 6305 7326
97 3109 1083 2031 412 112 6361 822
100 2747 1084 2033 419 84 5865 7676
105 2307 1111 2083 412 7 5115 7235
1125 2246 1101 2065 449 54 5401 7903
122 2161 1267 2376 366 46 6214 9648
1325 1967 1318 2472 365 48 5667 8821
144 1973 1058 1984 587 54 4382 7001
157 2098 1422 2667 373 62 605 1007
169 216 1418 2659 405 8 5771 9263
180 2171 1393 2612 447 108 4336 7637
185 2166 1425 2672 439 14 3098 5651
187 210 1424 267 444 184 1044 1942
1885 2229 1287 2413 55 22
27
Regimul 3
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
89 3337 988 1853 458 128 5667 6927
90 2910 904 1695 545 122 4344 5897
905 2664 969 1817 473 114 4175 6345
925 2382 1085 2035 382 106 408 6738
95 2211 1072 201 399 92 3957 719
99 2166 1086 2037 405 78 4317 8338
107 2087 1030 1932 485 68 4168 8795
117 196 1230 2307 37 605 481 10714
1275 1892 1278 2397 373 6 4771 1113
139 1941 1152 216 501 64 4324 10856
151 2019 1373 2572 385 7 5213 14285
164 1969 1383 2593 411 9 4245 15796
175 1967 1443 2706 403 12 3162 10543
180 210 1371 2571 461 16 1914 7909
182 210 1411 2646 44 204
183 2238 1293 2425 529 25
Regimul 4
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
81 3678 948 1778 458 132 6193 6978
81 3091 849 1592 56 118 4551 5717
815 2883 913 1712 483 102 48 667
82 2885 103 1931 382 84 5963 9262
83 2568 939 1761 46 68 5059 8535
85 251 98 1838 432 54 5527 11758
90 2287 948 1778 485 44 504 9047
98 2531 1107 2076 39 4 678 11071
107 2168 1174 2201 375 39 6025 12541
28
116 2224 1125 211 443 4 5916 13103
127 216 1275 2291 41 48 6174 14718
13 230 1263 2368 419 68 5865 14955
146 2531 1361 2552 385 96 6076 17774
147 230 1265 2372 445 132 3515 11151
149 2537 1322 2479 416 178 2805 1031
150 2486 121 2269 50 22 964 3601
Regimul 5
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
51 4627 805 1509 414 16 6608 6464
52 4462 71 1331 54 158 5567 6381
525 4111 716 1343 534 155 5022 6506
55 3636 82 1537 416 149 4864 6772
575 3393 807 1513 444 138 4518 6618
60 3141 829 1554 436 12 4508 7081
645 300 76 1425 554 10 4283 6972
68 3071 956 1793 37 7 6412 10844
74 300 1023 1918 351 88 6123 10939
79 2939 922 1729 46 94 5204 9728
84 3149 1021 1915 406 108 5929 12139
89 3087 1058 1984 396 13 5293 11507
94 3231 1116 2093 377 164 4929 16449
97 325 1075 2016 42 21 3404 13888
102 3621 1154 2164 388 274 2749 15074
1025 3382 969 1817 549 336
Regimul 6
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 5297 673 1262 465 132 7209 612
29
39 5007 636 1193 514 124 6405 648
395 488 637 1194 517 118 641 741
40 4378 709 1329 415 114 5303 7885
41 4032 702 1316 429 115 5587 7369
43 3714 713 1337 431 125 487 6862
45 362 647 1213 546 136 4052 6149
48 3764 809 1517 374 15 505 8359
52 3672 831 1558 383 16 4747 8381
57 3792 79 1481 466 17 4539 8597
61 3825 881 1652 402 177 4964 9993
64 3833 853 160 449 185 4631 9671
66 3927 939 1761 384 192 5145 11592
68 4096 909 1705 428 198 523 12535
69 4117 926 1737 415 203 5323 13294
69 425 828 1553 522 208 4864 12115
Regimul 7
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
85 5058 983 1843 47 144 9599 7545
86 4241 922 1729 525 138 722 6934
87 4113 929 1742 52 13 7188 8176
89 3939 998 1871 459 119 7583 9799
92 3658 1036 1943 435 98 7734 11581
96 3231 1084 2033 409 78 7485 10591
103 3037 1036 1943 477 63 7066 10415
110 3088 1215 2278 371 55 8994 13723
120 2898 1241 2327 385 56 825 12856
130 3074 1144 2145 494 62 7951 12935
142 2933 1344 252 389 73 839 13886
153 3082 1331 2496 43 108 7488 13063
165 3016 1393 2612 422 126 6861 12118
30
172 2778 1331 2496 478 164 4238 7604
175 3476 1362 2554 476 205 5332 10913
178 3347 1273 2387 552 252 2873 6146
Regimul 8
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
76 247 92 1725 438 105 3711 3912
77 2525 843 1581 529 96 3749 4058
78 2351 84 1575 537 86 3576 4159
80 2178 1008 189 38 76 4099 4937
83 210 921 1727 471 65 3842 4468
86 1963 1038 1946 382 56 4206 5561
93 2027 886 1661 569 5 3907 6439
100 1765 1126 2111 375 45 4298 7683
110 1909 1178 2209 379 44 5012 8738
120 1823 1105 2072 469 46 4367 8692
130 168 1216 228 417 54 4023
141 1771 1256 2355 425 68 3962
150 190 1318 2472 412 88 3866
154 170 1274 2389 45 112 2123
156 210 1318 2472 432 138 2697
157 2046 1161 2177 56 166 1269
Regimul 9
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
58 345 844 1583 394 11 5537 9344
59 33 783 1468 464 95 5163 10876
60 33 764 1432 494 79 5395 13564
625 3284 839 1573 536 66 621 18686
65 33 884 1658 398 56 6841 24284
31
69 33 944 177 37 46 7585 31026
74 33 82 1538 525 4 6734 31919
82 3238 1013 190 38 36 8214 4561
89 31 1113 2087 343 36 8804 4996
99 3296 1038 1946 438 38 8576 5165
108 31 1129 2117 403 44 8528 94138
116 31 1186 2224 394 6 8397
123 33 1282 2404 359 8 9016
126 345 1172 2198 444 106 7825
127 33 1262 2367 386 136 6822
127 33 1070 2006 541 164 4925
Regimul 10
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
36 4183 65 1219 419 125 5242 8148
36 4205 606 1136 481 115 5097 9723
37 4161 623 1168 467 104 5368 16633
375 4036 684 1283 39 88 5989 1444
39 3908 67 1256 422 74 5916 16018
41 3901 753 1412 346 6 6945 21122
43 355 599 1123 575 5 5143 16094
45 36 775 1453 36 45 7091 23087
48 3457 834 1564 33 5 6954 24138
52 36 781 1464 411 64 6664 23046
56 3669 81 1519 412 8 6497 24747
60 36 80 15 455 104 5887 22807
62 36 944 177 339 128 6499 26054
65 3837 92 1725 377 148 5974 2545
665 3851 892 1673 411 162 5468 22469
67 3781 757 1419 575 17 6408 2337
32
Regimul 11
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
74 31 872 1632 47 114 4796 10224
745 3081 809 1517 547 109 4525 11707
75 3184 819 1536 538 105 4905 15604
78 31 989 1855 383 98 590 22531
80 3036 929 1742 444 92 5543 25206
83 3043 1034 1939 372 84 6431 33252
88 2997 923 1731 493 75 5869 38561
94 30 1167 2188 329 63 7803 60752
101 31 1189 223 34 58 8488 33705
110 31 1079 2023 45 54 7831 29007
120 31 1281 2402 348 52 9372
130 31 1281 2402 377 52 9372
141 31 1371 2571 358 58 9788
150 31 130 2438 424 66 8989
157 31 1346 2524 415 8 8738
164 31 1186 2224 524 86 7491
Regimul 12
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 165 748 1402 327 10 1401 1606
39 18 566 1062 571 95 1384 1679
395 18 606 1136 505 88 1606 2175
40 1734 692 1297 392 8 1866 2353
41 1704 717 1345 372 7 2083 2789
43 1712 768 144 34 6 2475 2878
45 165 611 1146 56 5 2041 3494
48 1544 766 1436 38 51 2305 4388
52 165 944 177 266 48 3210 5639
33
59 165 786 1474 444 53 2498 5627
65 165 842 1579 427 62 2515
71 165 846 1586 464 8 2079
76 165 991 1858 364 112 1510
79 165 95 1781 413 13 95
82 165 934 1752 445 16
85 165 848 159
Regimul 13
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
20 2706 449 842 477 15 152 1875
20 25 363 681 728 154 971 1061
20 2607 409 767 574 146 132 1788
20 2591 495 928 392 14 1661 2116
205 2301 488 915 410 13 1384 1765
21 2298 497 932 404 118 1563 2151
22 2263 377 707 701 106 1682 2723
235 2233 526 986 395 98 1882 3211
25 235 587 110 345 10 2257 3600
28 2288 562 1054 421 108 1933 2248
31 235 587 11 429 12 2083
33 235 579 1086 47 141 1539
34 2401 613 1149 435 17 1208
355 1448 58 1087 518 20 726
36 25 612 1149
365 25 552 1035
34
34 INTERPRETAREA REZULTATELOR
35
Fig 33 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α la diferite regimuri
de funcţionare
36
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
75 3135 954 1789 411 12 5172 8806
77 3209 953 1787 424 104 58 10931
82 2728 943 1768 453 92 4833 9325
88 2767 1078 2022 371 84 5892 12184
96 2842 1081 2027 405 88 6004 13295
104 2825 1016 1905 497 103 5493 13124
113 2896 1147 2151 425 124 534 14191
120 2945 1140 2138 457 147 4705 1408
125 280 1235 2316 404 173 369 11729
127 325 1168 219 466 20 4027 15638
129 3148 121 2269 44 23 282 11493
130 325 1064 1995 581 26 1888 8113
Regimul 2
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
945 4293 1075 2016 425 132 876 7063
95 3635 933 175 554 122 629 6201
955 3381 1012 1898 469 115 6305 7326
97 3109 1083 2031 412 112 6361 822
100 2747 1084 2033 419 84 5865 7676
105 2307 1111 2083 412 7 5115 7235
1125 2246 1101 2065 449 54 5401 7903
122 2161 1267 2376 366 46 6214 9648
1325 1967 1318 2472 365 48 5667 8821
144 1973 1058 1984 587 54 4382 7001
157 2098 1422 2667 373 62 605 1007
169 216 1418 2659 405 8 5771 9263
180 2171 1393 2612 447 108 4336 7637
185 2166 1425 2672 439 14 3098 5651
187 210 1424 267 444 184 1044 1942
1885 2229 1287 2413 55 22
27
Regimul 3
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
89 3337 988 1853 458 128 5667 6927
90 2910 904 1695 545 122 4344 5897
905 2664 969 1817 473 114 4175 6345
925 2382 1085 2035 382 106 408 6738
95 2211 1072 201 399 92 3957 719
99 2166 1086 2037 405 78 4317 8338
107 2087 1030 1932 485 68 4168 8795
117 196 1230 2307 37 605 481 10714
1275 1892 1278 2397 373 6 4771 1113
139 1941 1152 216 501 64 4324 10856
151 2019 1373 2572 385 7 5213 14285
164 1969 1383 2593 411 9 4245 15796
175 1967 1443 2706 403 12 3162 10543
180 210 1371 2571 461 16 1914 7909
182 210 1411 2646 44 204
183 2238 1293 2425 529 25
Regimul 4
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
81 3678 948 1778 458 132 6193 6978
81 3091 849 1592 56 118 4551 5717
815 2883 913 1712 483 102 48 667
82 2885 103 1931 382 84 5963 9262
83 2568 939 1761 46 68 5059 8535
85 251 98 1838 432 54 5527 11758
90 2287 948 1778 485 44 504 9047
98 2531 1107 2076 39 4 678 11071
107 2168 1174 2201 375 39 6025 12541
28
116 2224 1125 211 443 4 5916 13103
127 216 1275 2291 41 48 6174 14718
13 230 1263 2368 419 68 5865 14955
146 2531 1361 2552 385 96 6076 17774
147 230 1265 2372 445 132 3515 11151
149 2537 1322 2479 416 178 2805 1031
150 2486 121 2269 50 22 964 3601
Regimul 5
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
51 4627 805 1509 414 16 6608 6464
52 4462 71 1331 54 158 5567 6381
525 4111 716 1343 534 155 5022 6506
55 3636 82 1537 416 149 4864 6772
575 3393 807 1513 444 138 4518 6618
60 3141 829 1554 436 12 4508 7081
645 300 76 1425 554 10 4283 6972
68 3071 956 1793 37 7 6412 10844
74 300 1023 1918 351 88 6123 10939
79 2939 922 1729 46 94 5204 9728
84 3149 1021 1915 406 108 5929 12139
89 3087 1058 1984 396 13 5293 11507
94 3231 1116 2093 377 164 4929 16449
97 325 1075 2016 42 21 3404 13888
102 3621 1154 2164 388 274 2749 15074
1025 3382 969 1817 549 336
Regimul 6
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 5297 673 1262 465 132 7209 612
29
39 5007 636 1193 514 124 6405 648
395 488 637 1194 517 118 641 741
40 4378 709 1329 415 114 5303 7885
41 4032 702 1316 429 115 5587 7369
43 3714 713 1337 431 125 487 6862
45 362 647 1213 546 136 4052 6149
48 3764 809 1517 374 15 505 8359
52 3672 831 1558 383 16 4747 8381
57 3792 79 1481 466 17 4539 8597
61 3825 881 1652 402 177 4964 9993
64 3833 853 160 449 185 4631 9671
66 3927 939 1761 384 192 5145 11592
68 4096 909 1705 428 198 523 12535
69 4117 926 1737 415 203 5323 13294
69 425 828 1553 522 208 4864 12115
Regimul 7
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
85 5058 983 1843 47 144 9599 7545
86 4241 922 1729 525 138 722 6934
87 4113 929 1742 52 13 7188 8176
89 3939 998 1871 459 119 7583 9799
92 3658 1036 1943 435 98 7734 11581
96 3231 1084 2033 409 78 7485 10591
103 3037 1036 1943 477 63 7066 10415
110 3088 1215 2278 371 55 8994 13723
120 2898 1241 2327 385 56 825 12856
130 3074 1144 2145 494 62 7951 12935
142 2933 1344 252 389 73 839 13886
153 3082 1331 2496 43 108 7488 13063
165 3016 1393 2612 422 126 6861 12118
30
172 2778 1331 2496 478 164 4238 7604
175 3476 1362 2554 476 205 5332 10913
178 3347 1273 2387 552 252 2873 6146
Regimul 8
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
76 247 92 1725 438 105 3711 3912
77 2525 843 1581 529 96 3749 4058
78 2351 84 1575 537 86 3576 4159
80 2178 1008 189 38 76 4099 4937
83 210 921 1727 471 65 3842 4468
86 1963 1038 1946 382 56 4206 5561
93 2027 886 1661 569 5 3907 6439
100 1765 1126 2111 375 45 4298 7683
110 1909 1178 2209 379 44 5012 8738
120 1823 1105 2072 469 46 4367 8692
130 168 1216 228 417 54 4023
141 1771 1256 2355 425 68 3962
150 190 1318 2472 412 88 3866
154 170 1274 2389 45 112 2123
156 210 1318 2472 432 138 2697
157 2046 1161 2177 56 166 1269
Regimul 9
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
58 345 844 1583 394 11 5537 9344
59 33 783 1468 464 95 5163 10876
60 33 764 1432 494 79 5395 13564
625 3284 839 1573 536 66 621 18686
65 33 884 1658 398 56 6841 24284
31
69 33 944 177 37 46 7585 31026
74 33 82 1538 525 4 6734 31919
82 3238 1013 190 38 36 8214 4561
89 31 1113 2087 343 36 8804 4996
99 3296 1038 1946 438 38 8576 5165
108 31 1129 2117 403 44 8528 94138
116 31 1186 2224 394 6 8397
123 33 1282 2404 359 8 9016
126 345 1172 2198 444 106 7825
127 33 1262 2367 386 136 6822
127 33 1070 2006 541 164 4925
Regimul 10
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
36 4183 65 1219 419 125 5242 8148
36 4205 606 1136 481 115 5097 9723
37 4161 623 1168 467 104 5368 16633
375 4036 684 1283 39 88 5989 1444
39 3908 67 1256 422 74 5916 16018
41 3901 753 1412 346 6 6945 21122
43 355 599 1123 575 5 5143 16094
45 36 775 1453 36 45 7091 23087
48 3457 834 1564 33 5 6954 24138
52 36 781 1464 411 64 6664 23046
56 3669 81 1519 412 8 6497 24747
60 36 80 15 455 104 5887 22807
62 36 944 177 339 128 6499 26054
65 3837 92 1725 377 148 5974 2545
665 3851 892 1673 411 162 5468 22469
67 3781 757 1419 575 17 6408 2337
32
Regimul 11
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
74 31 872 1632 47 114 4796 10224
745 3081 809 1517 547 109 4525 11707
75 3184 819 1536 538 105 4905 15604
78 31 989 1855 383 98 590 22531
80 3036 929 1742 444 92 5543 25206
83 3043 1034 1939 372 84 6431 33252
88 2997 923 1731 493 75 5869 38561
94 30 1167 2188 329 63 7803 60752
101 31 1189 223 34 58 8488 33705
110 31 1079 2023 45 54 7831 29007
120 31 1281 2402 348 52 9372
130 31 1281 2402 377 52 9372
141 31 1371 2571 358 58 9788
150 31 130 2438 424 66 8989
157 31 1346 2524 415 8 8738
164 31 1186 2224 524 86 7491
Regimul 12
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 165 748 1402 327 10 1401 1606
39 18 566 1062 571 95 1384 1679
395 18 606 1136 505 88 1606 2175
40 1734 692 1297 392 8 1866 2353
41 1704 717 1345 372 7 2083 2789
43 1712 768 144 34 6 2475 2878
45 165 611 1146 56 5 2041 3494
48 1544 766 1436 38 51 2305 4388
52 165 944 177 266 48 3210 5639
33
59 165 786 1474 444 53 2498 5627
65 165 842 1579 427 62 2515
71 165 846 1586 464 8 2079
76 165 991 1858 364 112 1510
79 165 95 1781 413 13 95
82 165 934 1752 445 16
85 165 848 159
Regimul 13
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
20 2706 449 842 477 15 152 1875
20 25 363 681 728 154 971 1061
20 2607 409 767 574 146 132 1788
20 2591 495 928 392 14 1661 2116
205 2301 488 915 410 13 1384 1765
21 2298 497 932 404 118 1563 2151
22 2263 377 707 701 106 1682 2723
235 2233 526 986 395 98 1882 3211
25 235 587 110 345 10 2257 3600
28 2288 562 1054 421 108 1933 2248
31 235 587 11 429 12 2083
33 235 579 1086 47 141 1539
34 2401 613 1149 435 17 1208
355 1448 58 1087 518 20 726
36 25 612 1149
365 25 552 1035
34
34 INTERPRETAREA REZULTATELOR
35
Fig 33 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α la diferite regimuri
de funcţionare
36
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
Regimul 3
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
89 3337 988 1853 458 128 5667 6927
90 2910 904 1695 545 122 4344 5897
905 2664 969 1817 473 114 4175 6345
925 2382 1085 2035 382 106 408 6738
95 2211 1072 201 399 92 3957 719
99 2166 1086 2037 405 78 4317 8338
107 2087 1030 1932 485 68 4168 8795
117 196 1230 2307 37 605 481 10714
1275 1892 1278 2397 373 6 4771 1113
139 1941 1152 216 501 64 4324 10856
151 2019 1373 2572 385 7 5213 14285
164 1969 1383 2593 411 9 4245 15796
175 1967 1443 2706 403 12 3162 10543
180 210 1371 2571 461 16 1914 7909
182 210 1411 2646 44 204
183 2238 1293 2425 529 25
Regimul 4
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
81 3678 948 1778 458 132 6193 6978
81 3091 849 1592 56 118 4551 5717
815 2883 913 1712 483 102 48 667
82 2885 103 1931 382 84 5963 9262
83 2568 939 1761 46 68 5059 8535
85 251 98 1838 432 54 5527 11758
90 2287 948 1778 485 44 504 9047
98 2531 1107 2076 39 4 678 11071
107 2168 1174 2201 375 39 6025 12541
28
116 2224 1125 211 443 4 5916 13103
127 216 1275 2291 41 48 6174 14718
13 230 1263 2368 419 68 5865 14955
146 2531 1361 2552 385 96 6076 17774
147 230 1265 2372 445 132 3515 11151
149 2537 1322 2479 416 178 2805 1031
150 2486 121 2269 50 22 964 3601
Regimul 5
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
51 4627 805 1509 414 16 6608 6464
52 4462 71 1331 54 158 5567 6381
525 4111 716 1343 534 155 5022 6506
55 3636 82 1537 416 149 4864 6772
575 3393 807 1513 444 138 4518 6618
60 3141 829 1554 436 12 4508 7081
645 300 76 1425 554 10 4283 6972
68 3071 956 1793 37 7 6412 10844
74 300 1023 1918 351 88 6123 10939
79 2939 922 1729 46 94 5204 9728
84 3149 1021 1915 406 108 5929 12139
89 3087 1058 1984 396 13 5293 11507
94 3231 1116 2093 377 164 4929 16449
97 325 1075 2016 42 21 3404 13888
102 3621 1154 2164 388 274 2749 15074
1025 3382 969 1817 549 336
Regimul 6
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 5297 673 1262 465 132 7209 612
29
39 5007 636 1193 514 124 6405 648
395 488 637 1194 517 118 641 741
40 4378 709 1329 415 114 5303 7885
41 4032 702 1316 429 115 5587 7369
43 3714 713 1337 431 125 487 6862
45 362 647 1213 546 136 4052 6149
48 3764 809 1517 374 15 505 8359
52 3672 831 1558 383 16 4747 8381
57 3792 79 1481 466 17 4539 8597
61 3825 881 1652 402 177 4964 9993
64 3833 853 160 449 185 4631 9671
66 3927 939 1761 384 192 5145 11592
68 4096 909 1705 428 198 523 12535
69 4117 926 1737 415 203 5323 13294
69 425 828 1553 522 208 4864 12115
Regimul 7
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
85 5058 983 1843 47 144 9599 7545
86 4241 922 1729 525 138 722 6934
87 4113 929 1742 52 13 7188 8176
89 3939 998 1871 459 119 7583 9799
92 3658 1036 1943 435 98 7734 11581
96 3231 1084 2033 409 78 7485 10591
103 3037 1036 1943 477 63 7066 10415
110 3088 1215 2278 371 55 8994 13723
120 2898 1241 2327 385 56 825 12856
130 3074 1144 2145 494 62 7951 12935
142 2933 1344 252 389 73 839 13886
153 3082 1331 2496 43 108 7488 13063
165 3016 1393 2612 422 126 6861 12118
30
172 2778 1331 2496 478 164 4238 7604
175 3476 1362 2554 476 205 5332 10913
178 3347 1273 2387 552 252 2873 6146
Regimul 8
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
76 247 92 1725 438 105 3711 3912
77 2525 843 1581 529 96 3749 4058
78 2351 84 1575 537 86 3576 4159
80 2178 1008 189 38 76 4099 4937
83 210 921 1727 471 65 3842 4468
86 1963 1038 1946 382 56 4206 5561
93 2027 886 1661 569 5 3907 6439
100 1765 1126 2111 375 45 4298 7683
110 1909 1178 2209 379 44 5012 8738
120 1823 1105 2072 469 46 4367 8692
130 168 1216 228 417 54 4023
141 1771 1256 2355 425 68 3962
150 190 1318 2472 412 88 3866
154 170 1274 2389 45 112 2123
156 210 1318 2472 432 138 2697
157 2046 1161 2177 56 166 1269
Regimul 9
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
58 345 844 1583 394 11 5537 9344
59 33 783 1468 464 95 5163 10876
60 33 764 1432 494 79 5395 13564
625 3284 839 1573 536 66 621 18686
65 33 884 1658 398 56 6841 24284
31
69 33 944 177 37 46 7585 31026
74 33 82 1538 525 4 6734 31919
82 3238 1013 190 38 36 8214 4561
89 31 1113 2087 343 36 8804 4996
99 3296 1038 1946 438 38 8576 5165
108 31 1129 2117 403 44 8528 94138
116 31 1186 2224 394 6 8397
123 33 1282 2404 359 8 9016
126 345 1172 2198 444 106 7825
127 33 1262 2367 386 136 6822
127 33 1070 2006 541 164 4925
Regimul 10
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
36 4183 65 1219 419 125 5242 8148
36 4205 606 1136 481 115 5097 9723
37 4161 623 1168 467 104 5368 16633
375 4036 684 1283 39 88 5989 1444
39 3908 67 1256 422 74 5916 16018
41 3901 753 1412 346 6 6945 21122
43 355 599 1123 575 5 5143 16094
45 36 775 1453 36 45 7091 23087
48 3457 834 1564 33 5 6954 24138
52 36 781 1464 411 64 6664 23046
56 3669 81 1519 412 8 6497 24747
60 36 80 15 455 104 5887 22807
62 36 944 177 339 128 6499 26054
65 3837 92 1725 377 148 5974 2545
665 3851 892 1673 411 162 5468 22469
67 3781 757 1419 575 17 6408 2337
32
Regimul 11
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
74 31 872 1632 47 114 4796 10224
745 3081 809 1517 547 109 4525 11707
75 3184 819 1536 538 105 4905 15604
78 31 989 1855 383 98 590 22531
80 3036 929 1742 444 92 5543 25206
83 3043 1034 1939 372 84 6431 33252
88 2997 923 1731 493 75 5869 38561
94 30 1167 2188 329 63 7803 60752
101 31 1189 223 34 58 8488 33705
110 31 1079 2023 45 54 7831 29007
120 31 1281 2402 348 52 9372
130 31 1281 2402 377 52 9372
141 31 1371 2571 358 58 9788
150 31 130 2438 424 66 8989
157 31 1346 2524 415 8 8738
164 31 1186 2224 524 86 7491
Regimul 12
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 165 748 1402 327 10 1401 1606
39 18 566 1062 571 95 1384 1679
395 18 606 1136 505 88 1606 2175
40 1734 692 1297 392 8 1866 2353
41 1704 717 1345 372 7 2083 2789
43 1712 768 144 34 6 2475 2878
45 165 611 1146 56 5 2041 3494
48 1544 766 1436 38 51 2305 4388
52 165 944 177 266 48 3210 5639
33
59 165 786 1474 444 53 2498 5627
65 165 842 1579 427 62 2515
71 165 846 1586 464 8 2079
76 165 991 1858 364 112 1510
79 165 95 1781 413 13 95
82 165 934 1752 445 16
85 165 848 159
Regimul 13
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
20 2706 449 842 477 15 152 1875
20 25 363 681 728 154 971 1061
20 2607 409 767 574 146 132 1788
20 2591 495 928 392 14 1661 2116
205 2301 488 915 410 13 1384 1765
21 2298 497 932 404 118 1563 2151
22 2263 377 707 701 106 1682 2723
235 2233 526 986 395 98 1882 3211
25 235 587 110 345 10 2257 3600
28 2288 562 1054 421 108 1933 2248
31 235 587 11 429 12 2083
33 235 579 1086 47 141 1539
34 2401 613 1149 435 17 1208
355 1448 58 1087 518 20 726
36 25 612 1149
365 25 552 1035
34
34 INTERPRETAREA REZULTATELOR
35
Fig 33 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α la diferite regimuri
de funcţionare
36
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
116 2224 1125 211 443 4 5916 13103
127 216 1275 2291 41 48 6174 14718
13 230 1263 2368 419 68 5865 14955
146 2531 1361 2552 385 96 6076 17774
147 230 1265 2372 445 132 3515 11151
149 2537 1322 2479 416 178 2805 1031
150 2486 121 2269 50 22 964 3601
Regimul 5
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
51 4627 805 1509 414 16 6608 6464
52 4462 71 1331 54 158 5567 6381
525 4111 716 1343 534 155 5022 6506
55 3636 82 1537 416 149 4864 6772
575 3393 807 1513 444 138 4518 6618
60 3141 829 1554 436 12 4508 7081
645 300 76 1425 554 10 4283 6972
68 3071 956 1793 37 7 6412 10844
74 300 1023 1918 351 88 6123 10939
79 2939 922 1729 46 94 5204 9728
84 3149 1021 1915 406 108 5929 12139
89 3087 1058 1984 396 13 5293 11507
94 3231 1116 2093 377 164 4929 16449
97 325 1075 2016 42 21 3404 13888
102 3621 1154 2164 388 274 2749 15074
1025 3382 969 1817 549 336
Regimul 6
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 5297 673 1262 465 132 7209 612
29
39 5007 636 1193 514 124 6405 648
395 488 637 1194 517 118 641 741
40 4378 709 1329 415 114 5303 7885
41 4032 702 1316 429 115 5587 7369
43 3714 713 1337 431 125 487 6862
45 362 647 1213 546 136 4052 6149
48 3764 809 1517 374 15 505 8359
52 3672 831 1558 383 16 4747 8381
57 3792 79 1481 466 17 4539 8597
61 3825 881 1652 402 177 4964 9993
64 3833 853 160 449 185 4631 9671
66 3927 939 1761 384 192 5145 11592
68 4096 909 1705 428 198 523 12535
69 4117 926 1737 415 203 5323 13294
69 425 828 1553 522 208 4864 12115
Regimul 7
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
85 5058 983 1843 47 144 9599 7545
86 4241 922 1729 525 138 722 6934
87 4113 929 1742 52 13 7188 8176
89 3939 998 1871 459 119 7583 9799
92 3658 1036 1943 435 98 7734 11581
96 3231 1084 2033 409 78 7485 10591
103 3037 1036 1943 477 63 7066 10415
110 3088 1215 2278 371 55 8994 13723
120 2898 1241 2327 385 56 825 12856
130 3074 1144 2145 494 62 7951 12935
142 2933 1344 252 389 73 839 13886
153 3082 1331 2496 43 108 7488 13063
165 3016 1393 2612 422 126 6861 12118
30
172 2778 1331 2496 478 164 4238 7604
175 3476 1362 2554 476 205 5332 10913
178 3347 1273 2387 552 252 2873 6146
Regimul 8
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
76 247 92 1725 438 105 3711 3912
77 2525 843 1581 529 96 3749 4058
78 2351 84 1575 537 86 3576 4159
80 2178 1008 189 38 76 4099 4937
83 210 921 1727 471 65 3842 4468
86 1963 1038 1946 382 56 4206 5561
93 2027 886 1661 569 5 3907 6439
100 1765 1126 2111 375 45 4298 7683
110 1909 1178 2209 379 44 5012 8738
120 1823 1105 2072 469 46 4367 8692
130 168 1216 228 417 54 4023
141 1771 1256 2355 425 68 3962
150 190 1318 2472 412 88 3866
154 170 1274 2389 45 112 2123
156 210 1318 2472 432 138 2697
157 2046 1161 2177 56 166 1269
Regimul 9
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
58 345 844 1583 394 11 5537 9344
59 33 783 1468 464 95 5163 10876
60 33 764 1432 494 79 5395 13564
625 3284 839 1573 536 66 621 18686
65 33 884 1658 398 56 6841 24284
31
69 33 944 177 37 46 7585 31026
74 33 82 1538 525 4 6734 31919
82 3238 1013 190 38 36 8214 4561
89 31 1113 2087 343 36 8804 4996
99 3296 1038 1946 438 38 8576 5165
108 31 1129 2117 403 44 8528 94138
116 31 1186 2224 394 6 8397
123 33 1282 2404 359 8 9016
126 345 1172 2198 444 106 7825
127 33 1262 2367 386 136 6822
127 33 1070 2006 541 164 4925
Regimul 10
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
36 4183 65 1219 419 125 5242 8148
36 4205 606 1136 481 115 5097 9723
37 4161 623 1168 467 104 5368 16633
375 4036 684 1283 39 88 5989 1444
39 3908 67 1256 422 74 5916 16018
41 3901 753 1412 346 6 6945 21122
43 355 599 1123 575 5 5143 16094
45 36 775 1453 36 45 7091 23087
48 3457 834 1564 33 5 6954 24138
52 36 781 1464 411 64 6664 23046
56 3669 81 1519 412 8 6497 24747
60 36 80 15 455 104 5887 22807
62 36 944 177 339 128 6499 26054
65 3837 92 1725 377 148 5974 2545
665 3851 892 1673 411 162 5468 22469
67 3781 757 1419 575 17 6408 2337
32
Regimul 11
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
74 31 872 1632 47 114 4796 10224
745 3081 809 1517 547 109 4525 11707
75 3184 819 1536 538 105 4905 15604
78 31 989 1855 383 98 590 22531
80 3036 929 1742 444 92 5543 25206
83 3043 1034 1939 372 84 6431 33252
88 2997 923 1731 493 75 5869 38561
94 30 1167 2188 329 63 7803 60752
101 31 1189 223 34 58 8488 33705
110 31 1079 2023 45 54 7831 29007
120 31 1281 2402 348 52 9372
130 31 1281 2402 377 52 9372
141 31 1371 2571 358 58 9788
150 31 130 2438 424 66 8989
157 31 1346 2524 415 8 8738
164 31 1186 2224 524 86 7491
Regimul 12
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 165 748 1402 327 10 1401 1606
39 18 566 1062 571 95 1384 1679
395 18 606 1136 505 88 1606 2175
40 1734 692 1297 392 8 1866 2353
41 1704 717 1345 372 7 2083 2789
43 1712 768 144 34 6 2475 2878
45 165 611 1146 56 5 2041 3494
48 1544 766 1436 38 51 2305 4388
52 165 944 177 266 48 3210 5639
33
59 165 786 1474 444 53 2498 5627
65 165 842 1579 427 62 2515
71 165 846 1586 464 8 2079
76 165 991 1858 364 112 1510
79 165 95 1781 413 13 95
82 165 934 1752 445 16
85 165 848 159
Regimul 13
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
20 2706 449 842 477 15 152 1875
20 25 363 681 728 154 971 1061
20 2607 409 767 574 146 132 1788
20 2591 495 928 392 14 1661 2116
205 2301 488 915 410 13 1384 1765
21 2298 497 932 404 118 1563 2151
22 2263 377 707 701 106 1682 2723
235 2233 526 986 395 98 1882 3211
25 235 587 110 345 10 2257 3600
28 2288 562 1054 421 108 1933 2248
31 235 587 11 429 12 2083
33 235 579 1086 47 141 1539
34 2401 613 1149 435 17 1208
355 1448 58 1087 518 20 726
36 25 612 1149
365 25 552 1035
34
34 INTERPRETAREA REZULTATELOR
35
Fig 33 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α la diferite regimuri
de funcţionare
36
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
39 5007 636 1193 514 124 6405 648
395 488 637 1194 517 118 641 741
40 4378 709 1329 415 114 5303 7885
41 4032 702 1316 429 115 5587 7369
43 3714 713 1337 431 125 487 6862
45 362 647 1213 546 136 4052 6149
48 3764 809 1517 374 15 505 8359
52 3672 831 1558 383 16 4747 8381
57 3792 79 1481 466 17 4539 8597
61 3825 881 1652 402 177 4964 9993
64 3833 853 160 449 185 4631 9671
66 3927 939 1761 384 192 5145 11592
68 4096 909 1705 428 198 523 12535
69 4117 926 1737 415 203 5323 13294
69 425 828 1553 522 208 4864 12115
Regimul 7
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
85 5058 983 1843 47 144 9599 7545
86 4241 922 1729 525 138 722 6934
87 4113 929 1742 52 13 7188 8176
89 3939 998 1871 459 119 7583 9799
92 3658 1036 1943 435 98 7734 11581
96 3231 1084 2033 409 78 7485 10591
103 3037 1036 1943 477 63 7066 10415
110 3088 1215 2278 371 55 8994 13723
120 2898 1241 2327 385 56 825 12856
130 3074 1144 2145 494 62 7951 12935
142 2933 1344 252 389 73 839 13886
153 3082 1331 2496 43 108 7488 13063
165 3016 1393 2612 422 126 6861 12118
30
172 2778 1331 2496 478 164 4238 7604
175 3476 1362 2554 476 205 5332 10913
178 3347 1273 2387 552 252 2873 6146
Regimul 8
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
76 247 92 1725 438 105 3711 3912
77 2525 843 1581 529 96 3749 4058
78 2351 84 1575 537 86 3576 4159
80 2178 1008 189 38 76 4099 4937
83 210 921 1727 471 65 3842 4468
86 1963 1038 1946 382 56 4206 5561
93 2027 886 1661 569 5 3907 6439
100 1765 1126 2111 375 45 4298 7683
110 1909 1178 2209 379 44 5012 8738
120 1823 1105 2072 469 46 4367 8692
130 168 1216 228 417 54 4023
141 1771 1256 2355 425 68 3962
150 190 1318 2472 412 88 3866
154 170 1274 2389 45 112 2123
156 210 1318 2472 432 138 2697
157 2046 1161 2177 56 166 1269
Regimul 9
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
58 345 844 1583 394 11 5537 9344
59 33 783 1468 464 95 5163 10876
60 33 764 1432 494 79 5395 13564
625 3284 839 1573 536 66 621 18686
65 33 884 1658 398 56 6841 24284
31
69 33 944 177 37 46 7585 31026
74 33 82 1538 525 4 6734 31919
82 3238 1013 190 38 36 8214 4561
89 31 1113 2087 343 36 8804 4996
99 3296 1038 1946 438 38 8576 5165
108 31 1129 2117 403 44 8528 94138
116 31 1186 2224 394 6 8397
123 33 1282 2404 359 8 9016
126 345 1172 2198 444 106 7825
127 33 1262 2367 386 136 6822
127 33 1070 2006 541 164 4925
Regimul 10
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
36 4183 65 1219 419 125 5242 8148
36 4205 606 1136 481 115 5097 9723
37 4161 623 1168 467 104 5368 16633
375 4036 684 1283 39 88 5989 1444
39 3908 67 1256 422 74 5916 16018
41 3901 753 1412 346 6 6945 21122
43 355 599 1123 575 5 5143 16094
45 36 775 1453 36 45 7091 23087
48 3457 834 1564 33 5 6954 24138
52 36 781 1464 411 64 6664 23046
56 3669 81 1519 412 8 6497 24747
60 36 80 15 455 104 5887 22807
62 36 944 177 339 128 6499 26054
65 3837 92 1725 377 148 5974 2545
665 3851 892 1673 411 162 5468 22469
67 3781 757 1419 575 17 6408 2337
32
Regimul 11
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
74 31 872 1632 47 114 4796 10224
745 3081 809 1517 547 109 4525 11707
75 3184 819 1536 538 105 4905 15604
78 31 989 1855 383 98 590 22531
80 3036 929 1742 444 92 5543 25206
83 3043 1034 1939 372 84 6431 33252
88 2997 923 1731 493 75 5869 38561
94 30 1167 2188 329 63 7803 60752
101 31 1189 223 34 58 8488 33705
110 31 1079 2023 45 54 7831 29007
120 31 1281 2402 348 52 9372
130 31 1281 2402 377 52 9372
141 31 1371 2571 358 58 9788
150 31 130 2438 424 66 8989
157 31 1346 2524 415 8 8738
164 31 1186 2224 524 86 7491
Regimul 12
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 165 748 1402 327 10 1401 1606
39 18 566 1062 571 95 1384 1679
395 18 606 1136 505 88 1606 2175
40 1734 692 1297 392 8 1866 2353
41 1704 717 1345 372 7 2083 2789
43 1712 768 144 34 6 2475 2878
45 165 611 1146 56 5 2041 3494
48 1544 766 1436 38 51 2305 4388
52 165 944 177 266 48 3210 5639
33
59 165 786 1474 444 53 2498 5627
65 165 842 1579 427 62 2515
71 165 846 1586 464 8 2079
76 165 991 1858 364 112 1510
79 165 95 1781 413 13 95
82 165 934 1752 445 16
85 165 848 159
Regimul 13
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
20 2706 449 842 477 15 152 1875
20 25 363 681 728 154 971 1061
20 2607 409 767 574 146 132 1788
20 2591 495 928 392 14 1661 2116
205 2301 488 915 410 13 1384 1765
21 2298 497 932 404 118 1563 2151
22 2263 377 707 701 106 1682 2723
235 2233 526 986 395 98 1882 3211
25 235 587 110 345 10 2257 3600
28 2288 562 1054 421 108 1933 2248
31 235 587 11 429 12 2083
33 235 579 1086 47 141 1539
34 2401 613 1149 435 17 1208
355 1448 58 1087 518 20 726
36 25 612 1149
365 25 552 1035
34
34 INTERPRETAREA REZULTATELOR
35
Fig 33 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α la diferite regimuri
de funcţionare
36
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
172 2778 1331 2496 478 164 4238 7604
175 3476 1362 2554 476 205 5332 10913
178 3347 1273 2387 552 252 2873 6146
Regimul 8
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
76 247 92 1725 438 105 3711 3912
77 2525 843 1581 529 96 3749 4058
78 2351 84 1575 537 86 3576 4159
80 2178 1008 189 38 76 4099 4937
83 210 921 1727 471 65 3842 4468
86 1963 1038 1946 382 56 4206 5561
93 2027 886 1661 569 5 3907 6439
100 1765 1126 2111 375 45 4298 7683
110 1909 1178 2209 379 44 5012 8738
120 1823 1105 2072 469 46 4367 8692
130 168 1216 228 417 54 4023
141 1771 1256 2355 425 68 3962
150 190 1318 2472 412 88 3866
154 170 1274 2389 45 112 2123
156 210 1318 2472 432 138 2697
157 2046 1161 2177 56 166 1269
Regimul 9
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
58 345 844 1583 394 11 5537 9344
59 33 783 1468 464 95 5163 10876
60 33 764 1432 494 79 5395 13564
625 3284 839 1573 536 66 621 18686
65 33 884 1658 398 56 6841 24284
31
69 33 944 177 37 46 7585 31026
74 33 82 1538 525 4 6734 31919
82 3238 1013 190 38 36 8214 4561
89 31 1113 2087 343 36 8804 4996
99 3296 1038 1946 438 38 8576 5165
108 31 1129 2117 403 44 8528 94138
116 31 1186 2224 394 6 8397
123 33 1282 2404 359 8 9016
126 345 1172 2198 444 106 7825
127 33 1262 2367 386 136 6822
127 33 1070 2006 541 164 4925
Regimul 10
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
36 4183 65 1219 419 125 5242 8148
36 4205 606 1136 481 115 5097 9723
37 4161 623 1168 467 104 5368 16633
375 4036 684 1283 39 88 5989 1444
39 3908 67 1256 422 74 5916 16018
41 3901 753 1412 346 6 6945 21122
43 355 599 1123 575 5 5143 16094
45 36 775 1453 36 45 7091 23087
48 3457 834 1564 33 5 6954 24138
52 36 781 1464 411 64 6664 23046
56 3669 81 1519 412 8 6497 24747
60 36 80 15 455 104 5887 22807
62 36 944 177 339 128 6499 26054
65 3837 92 1725 377 148 5974 2545
665 3851 892 1673 411 162 5468 22469
67 3781 757 1419 575 17 6408 2337
32
Regimul 11
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
74 31 872 1632 47 114 4796 10224
745 3081 809 1517 547 109 4525 11707
75 3184 819 1536 538 105 4905 15604
78 31 989 1855 383 98 590 22531
80 3036 929 1742 444 92 5543 25206
83 3043 1034 1939 372 84 6431 33252
88 2997 923 1731 493 75 5869 38561
94 30 1167 2188 329 63 7803 60752
101 31 1189 223 34 58 8488 33705
110 31 1079 2023 45 54 7831 29007
120 31 1281 2402 348 52 9372
130 31 1281 2402 377 52 9372
141 31 1371 2571 358 58 9788
150 31 130 2438 424 66 8989
157 31 1346 2524 415 8 8738
164 31 1186 2224 524 86 7491
Regimul 12
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 165 748 1402 327 10 1401 1606
39 18 566 1062 571 95 1384 1679
395 18 606 1136 505 88 1606 2175
40 1734 692 1297 392 8 1866 2353
41 1704 717 1345 372 7 2083 2789
43 1712 768 144 34 6 2475 2878
45 165 611 1146 56 5 2041 3494
48 1544 766 1436 38 51 2305 4388
52 165 944 177 266 48 3210 5639
33
59 165 786 1474 444 53 2498 5627
65 165 842 1579 427 62 2515
71 165 846 1586 464 8 2079
76 165 991 1858 364 112 1510
79 165 95 1781 413 13 95
82 165 934 1752 445 16
85 165 848 159
Regimul 13
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
20 2706 449 842 477 15 152 1875
20 25 363 681 728 154 971 1061
20 2607 409 767 574 146 132 1788
20 2591 495 928 392 14 1661 2116
205 2301 488 915 410 13 1384 1765
21 2298 497 932 404 118 1563 2151
22 2263 377 707 701 106 1682 2723
235 2233 526 986 395 98 1882 3211
25 235 587 110 345 10 2257 3600
28 2288 562 1054 421 108 1933 2248
31 235 587 11 429 12 2083
33 235 579 1086 47 141 1539
34 2401 613 1149 435 17 1208
355 1448 58 1087 518 20 726
36 25 612 1149
365 25 552 1035
34
34 INTERPRETAREA REZULTATELOR
35
Fig 33 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α la diferite regimuri
de funcţionare
36
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
69 33 944 177 37 46 7585 31026
74 33 82 1538 525 4 6734 31919
82 3238 1013 190 38 36 8214 4561
89 31 1113 2087 343 36 8804 4996
99 3296 1038 1946 438 38 8576 5165
108 31 1129 2117 403 44 8528 94138
116 31 1186 2224 394 6 8397
123 33 1282 2404 359 8 9016
126 345 1172 2198 444 106 7825
127 33 1262 2367 386 136 6822
127 33 1070 2006 541 164 4925
Regimul 10
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
36 4183 65 1219 419 125 5242 8148
36 4205 606 1136 481 115 5097 9723
37 4161 623 1168 467 104 5368 16633
375 4036 684 1283 39 88 5989 1444
39 3908 67 1256 422 74 5916 16018
41 3901 753 1412 346 6 6945 21122
43 355 599 1123 575 5 5143 16094
45 36 775 1453 36 45 7091 23087
48 3457 834 1564 33 5 6954 24138
52 36 781 1464 411 64 6664 23046
56 3669 81 1519 412 8 6497 24747
60 36 80 15 455 104 5887 22807
62 36 944 177 339 128 6499 26054
65 3837 92 1725 377 148 5974 2545
665 3851 892 1673 411 162 5468 22469
67 3781 757 1419 575 17 6408 2337
32
Regimul 11
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
74 31 872 1632 47 114 4796 10224
745 3081 809 1517 547 109 4525 11707
75 3184 819 1536 538 105 4905 15604
78 31 989 1855 383 98 590 22531
80 3036 929 1742 444 92 5543 25206
83 3043 1034 1939 372 84 6431 33252
88 2997 923 1731 493 75 5869 38561
94 30 1167 2188 329 63 7803 60752
101 31 1189 223 34 58 8488 33705
110 31 1079 2023 45 54 7831 29007
120 31 1281 2402 348 52 9372
130 31 1281 2402 377 52 9372
141 31 1371 2571 358 58 9788
150 31 130 2438 424 66 8989
157 31 1346 2524 415 8 8738
164 31 1186 2224 524 86 7491
Regimul 12
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 165 748 1402 327 10 1401 1606
39 18 566 1062 571 95 1384 1679
395 18 606 1136 505 88 1606 2175
40 1734 692 1297 392 8 1866 2353
41 1704 717 1345 372 7 2083 2789
43 1712 768 144 34 6 2475 2878
45 165 611 1146 56 5 2041 3494
48 1544 766 1436 38 51 2305 4388
52 165 944 177 266 48 3210 5639
33
59 165 786 1474 444 53 2498 5627
65 165 842 1579 427 62 2515
71 165 846 1586 464 8 2079
76 165 991 1858 364 112 1510
79 165 95 1781 413 13 95
82 165 934 1752 445 16
85 165 848 159
Regimul 13
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
20 2706 449 842 477 15 152 1875
20 25 363 681 728 154 971 1061
20 2607 409 767 574 146 132 1788
20 2591 495 928 392 14 1661 2116
205 2301 488 915 410 13 1384 1765
21 2298 497 932 404 118 1563 2151
22 2263 377 707 701 106 1682 2723
235 2233 526 986 395 98 1882 3211
25 235 587 110 345 10 2257 3600
28 2288 562 1054 421 108 1933 2248
31 235 587 11 429 12 2083
33 235 579 1086 47 141 1539
34 2401 613 1149 435 17 1208
355 1448 58 1087 518 20 726
36 25 612 1149
365 25 552 1035
34
34 INTERPRETAREA REZULTATELOR
35
Fig 33 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α la diferite regimuri
de funcţionare
36
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
Regimul 11
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
74 31 872 1632 47 114 4796 10224
745 3081 809 1517 547 109 4525 11707
75 3184 819 1536 538 105 4905 15604
78 31 989 1855 383 98 590 22531
80 3036 929 1742 444 92 5543 25206
83 3043 1034 1939 372 84 6431 33252
88 2997 923 1731 493 75 5869 38561
94 30 1167 2188 329 63 7803 60752
101 31 1189 223 34 58 8488 33705
110 31 1079 2023 45 54 7831 29007
120 31 1281 2402 348 52 9372
130 31 1281 2402 377 52 9372
141 31 1371 2571 358 58 9788
150 31 130 2438 424 66 8989
157 31 1346 2524 415 8 8738
164 31 1186 2224 524 86 7491
Regimul 12
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
39 165 748 1402 327 10 1401 1606
39 18 566 1062 571 95 1384 1679
395 18 606 1136 505 88 1606 2175
40 1734 692 1297 392 8 1866 2353
41 1704 717 1345 372 7 2083 2789
43 1712 768 144 34 6 2475 2878
45 165 611 1146 56 5 2041 3494
48 1544 766 1436 38 51 2305 4388
52 165 944 177 266 48 3210 5639
33
59 165 786 1474 444 53 2498 5627
65 165 842 1579 427 62 2515
71 165 846 1586 464 8 2079
76 165 991 1858 364 112 1510
79 165 95 1781 413 13 95
82 165 934 1752 445 16
85 165 848 159
Regimul 13
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
20 2706 449 842 477 15 152 1875
20 25 363 681 728 154 971 1061
20 2607 409 767 574 146 132 1788
20 2591 495 928 392 14 1661 2116
205 2301 488 915 410 13 1384 1765
21 2298 497 932 404 118 1563 2151
22 2263 377 707 701 106 1682 2723
235 2233 526 986 395 98 1882 3211
25 235 587 110 345 10 2257 3600
28 2288 562 1054 421 108 1933 2248
31 235 587 11 429 12 2083
33 235 579 1086 47 141 1539
34 2401 613 1149 435 17 1208
355 1448 58 1087 518 20 726
36 25 612 1149
365 25 552 1035
34
34 INTERPRETAREA REZULTATELOR
35
Fig 33 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α la diferite regimuri
de funcţionare
36
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
59 165 786 1474 444 53 2498 5627
65 165 842 1579 427 62 2515
71 165 846 1586 464 8 2079
76 165 991 1858 364 112 1510
79 165 95 1781 413 13 95
82 165 934 1752 445 16
85 165 848 159
Regimul 13
∆p1 Tef Df wf ζf Tif Qf αj
mm CA oC m3h ms oC J Jm2soC
20 2706 449 842 477 15 152 1875
20 25 363 681 728 154 971 1061
20 2607 409 767 574 146 132 1788
20 2591 495 928 392 14 1661 2116
205 2301 488 915 410 13 1384 1765
21 2298 497 932 404 118 1563 2151
22 2263 377 707 701 106 1682 2723
235 2233 526 986 395 98 1882 3211
25 235 587 110 345 10 2257 3600
28 2288 562 1054 421 108 1933 2248
31 235 587 11 429 12 2083
33 235 579 1086 47 141 1539
34 2401 613 1149 435 17 1208
355 1448 58 1087 518 20 726
36 25 612 1149
365 25 552 1035
34
34 INTERPRETAREA REZULTATELOR
35
Fig 33 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α la diferite regimuri
de funcţionare
36
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
34 INTERPRETAREA REZULTATELOR
35
Fig 33 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α la diferite regimuri
de funcţionare
36
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
Fig 33 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α la diferite regimuri
de funcţionare
36
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
Fig 34 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
Fig 35 Variaţiile supratemperaturilor corespunzătoare diferitelor fante de răcire icircn funcţie de regimurile de funcţionare
35 OBSERVAŢII ŞI COMENTARII
1 Icircncercările experimentale pe modelul fizic de bară rotorică au fost efectuate
pentru icircncărcări termice corespunzătoare densităţilor de curent cuprinse icircntre
297 Amm2 (regimul 11) şi 467 A mm2 (regimul 2)
2 Deşi icircncărcarea electrică este cea mai mare pentru regimul 2 solicitările
termice cele mai pronunţate s-au obţinut pentru regimul 7 (J = 459 Amm2)
deoarece pentru acest regim nu s-a mai putut asigura un debit de aer de aceeaşi
37
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
valoare ca icircn cazul regimului 2 (pentru regimul 2 Dt = 135 m3h iar pentru
regimul 7 Dt = 123 m3h )
3 Supratemperatura cea mai ridicată icircn bara rotorică s-a obţinut la o distanţă de
55 mm de capăt (fig 36 regimul 7) unde aceasta a atins valoarea de 142 oC
Această icircncălzire mai pronunţată a capătului de bară s-a datorat lipsei canalelor
radiale de ventilaţie pe o lungime de 172 mm de la capătul barei
4 Dacă la supratemperatura maximă de 142 oC se adaugă temperatura aerului la
intrarea icircn canalul principal de ventilaţie de 40 oC prevăzută icircn standarde s-ar
obţine o temperatură icircn punctul cel mai cald de 182 oC temperatură ce
depăşeşte valoarea de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H La data efectuării
icircncercărilor experimentale temperatura de intrare a aerului icircn fantele de
ventilaţie a avut valoarea maximă de 252 oC Pentru această valoare a
temperaturii aerului rezultă o temperatură maximă icircn bara de cupru de 1672 oC temperatură superioară valorii de 150 oC impusă de clasa de izolaţie H
5 Bara rotorică a fost impregnată prin procedeul de picurare cu lacul
electroizolant de impregnare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate
icircn solvent reactiv icircn clasa termică H (180degC) izolaţie care a rezistat la
solicitări termice mai mari de 150 oC (icircn cazul regimului 7 atingacircnd valoarea
de 1672 oC)
Fig 36 Distribuţia temperaturii icircn axa longitudinală
6 Distribuţia longitudinală a presiunii statice icircn canalul de admisie inferior (fig
37) are o alură crescătoare căderea de presiune disponibilă fiind mai mare
pentru fantele situate spre centrul crestăturii şi mai mică la capete Aceasta se
38
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
explică prin faptul că pe măsură ce aerul circulă icircn canalul de admisie spre
punctul de stagnare (punctul de icircntacirclnire a celor două jeturi de aer icircn planul
median transversal al bobinei) viteza scade reducerea energiei cinetice
conducacircnd la o creştere a presiunii statice Totuşi creşterea presiunii statice
este destul de mică aceasta se datorează icircngustării canalului spre centrul său
căderea de presiune icircn acest canal contribuind la aplatizarea curbei
Fig 37 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de dispunerea lor pe lungimea
modelului de crestătură
7 Icircn figura 38 se indică variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn
funcţie de debitul de aer vehiculat Căderea de presiune totală a rezultat din
măsurarea presiunii statice la intrarea icircn instalaţie icircnainte de camera de
distribuţie icircn canalul de admisie Se observă că există o bună corelaţie icircntre
curba din figura 38 şi ecuaţia parabolică Presiunea maximă la
debitul maxim vehiculat nu a depăşit valoarea de 170 mm col Hg cong1312 mm
col Apă
2tt aDp =∆
8 Variaţia debitelor de aer icircn fante funcţie de dispunerea fantelor pe lungimea
modelului de crestătură respectiv pentru densităţile medii de curent J = 305
345 404 şi 463 Amm2 este prezentată icircn figura 39 icircn care se observă o
39
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
tendinţă de creştere a debitelor de la capetele bobinei spre planul transversal
median al crestăturii
Fig 38 Variaţia căderii de presiune totală icircn sistemul de răcire icircn funcţie de debitul de aer
vehiculat
Fig 39 Variaţia debitelor de aer icircn fante icircn funcţie de distribuţia lor pe lungimea modelului
40
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
9 Icircn figura 310 este prezentată variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea
icircnălţimii barei icircn funcţie de numărul Re pentru cele patru densităţi de curent
JA JB JC şi JD (vezi tabelul de la pag 23)
Fig 310 Variaţia temperaturii icircn fanta 15 la jumătatea icircnălţimii barei icircn funcţie
de numărul Re
10 Variaţiile coeficientului de transfer de căldură prin convecţie α icircn fantele 1 5
8 şi 10 icircn funcţie de regimurile de funcţionare sunt reprezentate icircn figurile 34
valorile maxime icircn fiecare din aceste fante sunt obţinute pentru regimul 9 icircn
acest regim condiţiile de transfer de căldură prin convecţie fiind optime
11 Valorile coeficientului de căldură prin convecţie pentru un regim de
funcţionare diferă de la fantă la fantă astfel icircncacirct stabilirea unui legi de
distribuţie este extrem de dificil de obţinut Prin urmare pentru fiecare sistem
de ventilaţie sunt necesare determinări experimentale pe un model fizic pentru
a determina cu acurateţe ridicată cacircmpul de temperaturi
41
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
4 CONCLUZII GENERALE
Obiectivul prezentului proiect a fost realizarea pentru prima dată icircn ţară a unui lac
electroizolant de impregnare prin picurare icircn două componente pe bază de răşini dizolvate icircn
solvent reactiv pentru clasa termică H (180degC) şi utilizarea lui icircn cadrul echipamentelor
electrotehnice icircn vederea reducerii gabaritului acestora
Realizarea acestui tip de lac electroizolant se icircncadrează icircn tendinţele de dezvoltare
dictate de problemele majore pe care le icircntacircmpină astăzi societatea industrială reducerea
poluării mediului reducerea consumului de energie şi economisirea hidrocarburilor şi
derivatelor lor icircmbunătăţirea performanţelor şi reducerea gabaritului produselor creşterea
productivităţii muncii şi a rentabilităţii fabricaţiei
Caracteristicile lacului electroizolant de impregnare prin picurare realizat icircn cadrul
proiectului sunt prezentate icircn tabelul următor
Nr crt
Caracteristici Lac electroizolant de impregnare prin picurare
1 Natura răşinii Poliester nesaturat
2 Solvent reactiv Stiren 3 Caracteristicile componentelor (lac şi icircntăritor)
31 Aspectul Lichide omogene transparente fără depuneri
32 Timpul de curgere cupa 5 mm 23degC s 26 ndash 30 4 Caracteristicile amestecului componentelor 41 Timpul de gelifiere 5 ndash 7 min la 100degC 5 Caracteristicile produsului icircntărit 51 Rigiditatea dielectrică la 23degC kVmm 110 52 Rezistivitatea de volum Ωxcm
- la 23deg - după imersie 168 ore icircn apă distilată la 23degC
68x1016
40x1015
53 Factorului de pierderi dielectrice (tg δ) la 1kHz 0007
54 Permitivitatea relativă (εr) 336
55 Forţa de lipire (determinată pe bobine elicoidale) kgf 153
6 Indice de temperatură (determinat pe torsade din conductor emailat) - la 20000 ore
- la 10000 ore - la 2000 ore
178 191 224
Lacul electroizolant realizat se aplică prin procedeul de impregnare prin picurare
42
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
Impregnarea prin picurare a statoarelor şi rotoarelor maşinilor electrice constă icircn
aplicarea unei cantităţi stabilite de lac de impregnare icircn fir subţire pe partea frontală a
bobinajului preicircncălzit icircn prealabil Procedeul constă din trei faze distincte şi anume
preicircncălzirea bobinajului picurarea lacului şi polimerizarea lacului Icircntreaga operaţie
durează 15-25 minute icircn funcţie de caracteristicile bobinajului de impregnat Preicircncălzirea
poate fi efectuată prin efectul Joule cu raze infraroşii prin convecţie icircn cuptor Impregnarea
se efectuează cacircnd bobinajul ajunge la temperatura de 105-120degC după care se ridică
temperatura la 130-135ordmC pentru reticularea totală a lacului menţinacircndu-se la această
temperatură timp de 15-20 minute
Procedeul de impregnare prin picurare prezintă o serie de avantaje faţă de procedeele
convenţionale de impregnare şi anume
bull spaţiu necesar redus datorită instalaţiilor mult mai mici
bull timpi scurţi de impregnare şi funcţionare continuă a instalaţiei
bull manipularea unor cantităţi mici de lac şi reducerea pierderilor de material prin
scurgere
bull reducerea consumului de energie datorită faptului că nu se mai icircncălzeşte icircntreaga
masa de fier şi cupru a motorului ci numai masa de cupru ce constituie
icircnfăşurarea
bull timpi scurţi de icircntărire datorită faptului că se utilizează lacuri electroizolante icircn
două componente
bull reducerea problemelor de poluare pe care le prezintă băile de lac şi solvenţii ce se
degajă icircn timpul uscării icircn cuptoare a lacurilor care conţin solvenţi volatili
bull creşterea icircnsemnată a productivităţii muncii şi reducerea cheltuielilor de
impregnare
Prin realizarea prezentului proiect se preconizează la producătorul de lac
SC CHIMTITAN SRL o creştere a producţiei cu circa 100 tonean ceea ce icircnseamnă o
creştere a cifrei de afaceri cu circa 300000 EUROan respectiv un profit brut anual de circa
45000 EUROan
La potenţialii utilizatori ai produsului producătorii de echipamente electrotehnice se
estimează creşterea cifrei de afaceri prin creşterea productivităţii muncii datorită timpilor
scurţi de impregnare prin tehnologia de picurare icircn condiţiile icircn care nu au toţi nevoie de
investiţii suplimentare deoarece au icircn dotare instalaţii pentru impregnare prin picurare Prin
aplicarea tehnologiei de picurare se estimează la utilizatori o reducere a consumului de lac
43
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
cu circa 40 şi o reducere a consumului energetic cu 20 ndash 50 De asemenea se estimează şi
diversificarea producţiei prin adoptarea soluţiei de reducere a gabaritului echipamentelor
Atacirct la producător cacirct şi la utilizatorii produsului se estimează o reducere a
cheltuielilor pentru sistemele de ventilaţie cu 20 şi a cheltuielilor pentru icircntreţinerea
acestora cu 50
Utilizarea clasei de izolaţie H (1800C) icircn construcţia echipamentelor electrotehnice
permite adoptarea unor solicitări electromagnetice mai mari comparativ cu maşinile electrice
realizate icircn clasele de izolaţie B (1300C) şi F (1550C) utilizate cu precădere icircn prezent icircn
aparatura casnică sau conduce la reducerea gabaritului acestor echipamente icircn condiţiile
conservării puterii nominale
Pentru determinarea icircncălzirii diverselor puncte ale maşinii s-au folosit programele de
calcul al cacircmpului termic realizate pe baza algoritmilor dezvoltaţi pe parcursul cercetării prin
abordarea modelelor termice echivalente şi utilizacircnd metode numerice Acurateţa calculelor
este asigurată de determinarea cu o cacirct mai bună precizie a coeficienţilor de transfer de
caldură prin conducţie şi prin convecţie Valoarea corectă a coeficienţilor de transfer de
caldură s-a determinat prin experimente pe modele fizice (motoare electrice)
5 LUCRĂRI ELABORATE PE BAZA CERCETĂRII DESFĂŞURATE IcircN
CADRUL PROIECTULUI
1 Lucia Dumitriu M Iordache N Voicu bdquoSymbolic Hybrid Analysis of Nonlinear Analog Circuits rdquo Proc of the European Conference on Circuit Theory and Design ECCTDrsquo07 Sevilla Spain 26-30 August 2007 pp 970-973 on CD IEEE Catalog Number 07EX1835C ISBN 1-4244-1342-7 Library of Congress 2007928156
2 M Iordache N Voicu Lucia Dumitriu Camelia Petrescu rdquoSteady-State Thermal Field Analysis of the Turbo-Generator Rotor with Direct Cooling bdquo Proceeding of the International Symposium on Electrical Engineering and Enery Converters ELS 2007 27-28 September 2007 Suceava ndash ROMANIA pp 14 ndash 19 ISBN 978 ndash 973 ndash 666 ndash 259 -1
3 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Catalin Dumitriu Nicolae Voicu Dragos Niculae ldquoHybrid symbolic method for steady-state thermal field analysisrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to ERA October 24-26 Brasov Romania 2007 Editura Tehnică ISSN 1843 ndash 5904 pp 258_1 ndash 258_6
4 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Dragoş Niculae rdquoA New Generalised Hybrid Method for Nonlinear Analog Circuit Analysisrdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo07 12-14 October 2007 Bucharest UPB on CD pp 34 ndash 44 ISBN 973-718-096-8
5 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Catalin Dumitriu Dragos Niculae ldquoA new electro insulating varnish in H class used to improve the electrical motor performancesrdquo Conference Excellence Research ndash A Way to Innovation July 27-29 Brasov Romania 2008 Editura Tehnică ISSN 1844 ndash 7090 pp 258-1 ndash 258-6
44
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45
6 M Iordache Lucia Dumitriu N Voicu C Dumitriu ldquoSimulation of induction motor ventilation system by electric modelingrdquo Proc of the 12th WSEAS International Conference on Circuits ndash New Aspects of Circuits HHeerraakklliioonn GGrreeeeccee JJuullyy 2222--2244 22000088 IISSBBNN 997788--996600--66776666--8822--44 IISSSSNN 11779900--55111177 pppp 4455--4488
7 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Elena Rotar Gabriela Nicolescu Aurora Joga Nicolae Voicu Dragos Niculae rdquoImprovement of the electrical motor performances by using an electro insulating varnish in H class and a trickle impregnation procedurerdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
8 Arif Mammadov Neculai Galan Lucia Dumitriu Hikmat Hasanov Mihai Iordache Mihai Predescu rdquoThree ndashPhase Asynchronous Motor with Axial Flux and General Mathematic Modelrdquo 4th
International Conference on Technical and Physical Problems of Power Engineering TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
9 Mihai Iordache Lucia Dumitriu Neculai Galan Mihai Predescu Nicolae Voicu Arif Mammadov Dragos Niculae rdquoModeling the ventilation system of the electrical machines bz electric circuitsrdquo TPE 2008 Sept 4-6 2008 Pitesti Romania
10 Mihai Iordache Mihai Dogaru Dragos Niculae rdquoAsupra modelării regimurilor dinamice ale maşinii sincronerdquo Simpozionul National de Electrotehnica Teoretica SNETrsquo08 5-7 Iunie 2008 Bucureşti UPB on CD pp 10 - 20 ISBN 978-606-521-045-5
45