Исследование и разработка процесса индукционного нагрева трансформаторногомасла в системах регенерации
Скачать 306.18 Kb.
|
1 2
| ВЕСТН. САМАР. ГОС. ТЕХН. УН-ТА. СЕР. ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ. 2012. № 2 (34) Краткие сообщения УДК 621.365 Исследование и разработка процесса индукционного нагрева трансформаторногомасла в системах регенерации К.А. Ачаков, Л.С. Зимин Самарский государственный технический университет 443100, Самара, ул. Молодогвардейская, 244 Рассматривается оригинальная энергосберегающая технология нагрева трансформаторного масла в системах регенерации, основанная на сочетания двух методов нагрева - индукционного и диэлектрического. Ключевые слова: электрический нагрев, регенерация, трансформаторное масло, индукционный, диэлектрический, энергосбережение Необходимость очистки масла от воды и других примесей, является актуальной проблемой. Регенерация масла в большинстве случаев осуществляется подогревом масла до определенных температур, порог которых зависит от метода, глубины вакуума, сочетания нескольких методов в одном технологическом процессе [1,2]. Как правило, на нагрев тратится от 90% до 95% активной мощности установки регенерации масла, поэтому решать данную проблему необходимо на основе применения энергосберегающих технологий. В установках регенерации существующих на сегодняшний день нагрев осуществляется элементами сопротивления в виде трубчатых электронагревателей (ТЭН) или ленточных нагревателей. Нагрев происходит косвенно, путем передачи энергии теплопроводностью и конвекцией. С целью снижения энергетических затрат на нагрев трансформаторного масла разработана новая более эффективная технология. В этом случае теплообменный аппарат состоит из наружного и внутреннего стальных цилиндров и индукторов, намотанных вокруг внешнего цилиндра и внутри внутреннего. В кольцевом зазоре симметричных цилиндров находится нагреваемое масло. Величина кольцевого зазора и количество нагревателей зависит от производительности установки и температуры нагрева масла. В данном нагревателе производится комбинированный нагрев. На первом этапе к цилиндрам подводится разность потенциалов, тем самым образуется рабочий конденсатор. При помещении трансформаторного масла в переменное электрическое поле конденсатора происходит его нагрев диэлектрическим способом. Далее по мере испарения воды и других примесей фактор потерь будет уменьшаться, соответственно на втором этапе осуществляется переход на индукционный нагрев. На этапе нагрева индукционным методом ферромагнитные цилиндры играют роль косвенных нагревателей, в которых тепло выделяется под действием наведенных вихревых токов. Передача тепла осуществляется через поверхность контакта сопряженных тел металлических цилиндров с жидким диэлектриком. Для оптимизации параметров комбинации двух методов нагрева на начальном этапе разработки используются результаты экспериментов и аналитические методы моделирования, на последнем этапе использован численный метод конечных элементов, реализованный на основе применение пакета программ Femlab. В общем случае процесс нагрева описывается нелинейной, взаимосвязанной системой уравнений Максвелла для электромагнитного поля и Фурье для теплового поля с соответствующими краевыми условиями. При индукционном нагреве исходная постановка нелинейной электромагнитной задачи выражается через векторный потенциал общим уравнением Пуассона в двумерной области.  ;  ;  (1)Решение уравнения ищется путем минимизации нелинейного функционала, выражающего энергию электромагнитного поля:  (2) Рис.1 Температурное поле по сечению канала при индукционном нагреве Колебания температуры в кольцевом зазоре обусловлено перемешиванием слоев масла нагретого от стенок цилиндров и подаваемого из емкости для регенерации, так как контур циркуляции масла при регенерации является замкнутым. При диэлектрическом нагреве исходная постановка задачи выражается решением системы уравнений Максвелла относительно вектора напряженности электрического поля, решение достигается минимизацией энергетического функционала относительно напряженности электрического поля:   (3) Рис.2 Температурное поле по сечению канала при диэлектрическом нагреве Так как гармонические электромагнитные процессы в любой среде условно можно рассматривать как процессы в диэлектрике с комплексной диэлектрической проницаемостью [3]:  , но отношение  есть не что иное как  , откуда проводимость можно выразить как  , мощность внутренних источников тепла, характеризующих нагрев диэлектриков при воздействии на диэлектрик переменного электрического поля, вычисляется для каждого элемента:  . (4)С учетом зависимости фактора потерь от примесей и температуры на каждом этапе итераций осуществляется корректирование в соответствии с установленными экспериментальным путем зависимостями от содержания воды и других примесей, а так же температуры.В случае с диэлектрическим нагревом наблюдается зеркально обратный процесс в кольцевом зазоре, так как источник тепла находится уже в самом масле. Таким образом, на основании проведенных исследований разработан комбинированный нагреватель и алгоритм конечно-элементного моделирования комбинированного нагрева трансформаторных масел в системах регенерации. Кроме того, диэлектрический нагрев, применяемый на первом этапе, при высоких значениях в большей степени обусловленных наличием примеси воды, позволяет осуществлять осушку масел, так как наибольшее количество энергии поглощается водой содержащееся в масле, как в растворенном виде, так и капельном. Другими словами, в качестве внутренних источников тепла, в первую очередь служат коллоидные частицы и примеси воды, которые и будут нагреваться. После испарения воды и удаления примесей нагрев осуществляется индукционным нагревателем и масло окончательно доводится до требуемых параметров.Библиографический список
- М.: Высшая школа, 2004. - 519 с.
Статья поступила в редакцию 4 марта 2012 г. ^ KA Achakov1, LS Zimin Samara State Technical University 244, Molodogvardeyskaya st., Samara, 443100 We consider the original energy-saving heating technology of transformer oil in regeneration system based on a combination of two methods of heating - induction heating and dielectric heating. Keywords: electric heating, regeneration, transformer oil, induction, dielectric, energy. УДК 66.084.7 ^ НА ЖИДКИЕ СРЕДЫ Л.Г. Григорян, С.Б. Коныгин Самарский государственный технический университет 443100, г. Самара, ул. Молодогвардейская, 244 Е-mail: mahp@inbox.ru Предложена методика экспериментальной оценки энергетического уровня воздействия кавитации на обрабатываемые жидкие среды. Методика базируется на теории изотропной турбулентности и связывает размер капель тестовой эмульсии, полученной акустическим способом, с энергетикой кавитации. Ключевые слова: кавитация, турбулентность, дробление жидкости на капли. В настоящее время для обработки жидкостей в различных технологических процессах начинают активно использоваться акустические активаторы, работающие в кавитационных режимах воздействия [1]. При этом важным моментом является определение зависимостей между параметрами кавитации и показателями качества процесса. В настоящее время в качестве основного параметра, характеризующего кавитационные процессы, как правило, выступает число кавитации [1, 2]  , (1)где p0 – давление в системе; pнп – давление насыщенного пара; pa – амплитуда колебаний акустического давления. В то же время следует отметить, что существенным недостатком числа кавитации является то обстоятельство, что оно показывает только момент начала кавитации, но не отражает уровень ее энергетического воздействия на обрабатываемые жидкости. В этой связи возникает необходимость в выборе другого критерия для оценки уровня воздействия акустической кавитации на жидкости. Для выбора указанного критерия рассмотрим процесс схлопывания кавитационного пузырька. При рассмотрении примем следующие допущения: – кавитационный пузырек заполнен парами жидкости; – в процессе сжатия пары конденсируются таким образом, что внутри пузырька давление остается постоянным и равным давлению насыщенного пара. С учетом принятых допущений уравнение Нолтинга − Непайреса, описывающее динамику кавитационного пузырька, будет иметь вид [2]  , (2)где R – текущий радиус пузырька;  – плотность жидкости; – поверхностное натяжение. Начальный размер пузырька зависит от многих факторов (тип жидкости, амплитуда и частота акустических колебаний и т. д.). Однако проведенные решения уравнений показывают, что для пузырьков различных размеров конечный этап схлопывания характеризуется весьма большими значениями скоростей, в пределе стремящимися к бесконечности. В качестве примера на рис. 1 и 2 представлены результаты решения уравнения (2) для схлопывающегося кавитационного пузырька, находящегося в воде. При расчетах приняты следующие расчетные параметры модели: начальный радиус пузырька 10 мкм, начальная скорость схлопывания равна нулю, давление насыщенного пара 3 кПа. d, мкм  t, cРис. 1. Зависимость размера кавитационного пузырька от времени u, м/с  t, сРис. 2. Зависимость скорости границы кавитационного пузырька от времени Рассмотренный сферически-симметричный случай схлопывания кавитационного пузырька, строго говоря, на практике никогда не должен реализоваться по следующим причинам. Во-первых, значения ряда параметров должны стремиться к бесконечности, чего в действительности не наблюдается. Во-вторых, всегда имеются отклонения формы пузырька от идеальной. В-третьих, согласно принципам гидродинамики вследствие больших скоростей на конечном этапе течение жидкости теряет устойчивость и приобретает турбулентный характер. В этой связи в реальности имеет место ассиметричное захлопывание кавитационного пузырька, в ходе которого образуются микромасштабные вихри, приводящие к локальному перемешиванию обрабатываемой жидкости. Интенсивность перемешивания жидкости указанными вихрями определяется уровнем энергетического воздействия схлопывающегося кавитационного пузырька. Согласно теории турбулентности интенсивность вихревого движения жидкости в целом может быть охарактеризована с помощью величины объемной скорости диссипации энергии [3]  . (3)Считая, что схлопывание кавитационных пузырьков приводит к образованию микромасштабных вихрей, в рамках настоящей работы указанную величину кав предлагается использовать в качестве интегрального параметра, характеризующего интенсивность энергетического воздействия кавитации на жидкие среды. Согласно теории изотропной турбулентности объемная скорость диссипации энергии может быть оценена с помощью выражения [3]  , (4)где – динамическая вязкость обрабатываемой жидкости; – внутренний масштаб турбулентности. Согласно выражению (4), диссипации энергии соответствует внутренний масштаб турбулентности, равный  . (5)Таким образом, определяя минимальное значение внутреннего масштаба турбулентности кав, можно оценить уровень диссипации энергии в среде и уровень мощности кавитационного воздействия на обрабатываемую жидкость. В классических работах по теории турбулентности для определения внутреннего масштаба использовался распад капель одной жидкости в турбулентном потоке другой жидкости [3]. Дробление капель при этом обусловлено разностью динамических напоров, действующих на каплю с разных сторон. В этой связи в рамках настоящей работы указанный подход предлагается распространить и для определения внутреннего масштаба кавитационной турбулентности. В работе [3] показано, что размер капель, образующихся при дроблении в турбулентном потоке, по порядку величины совпадает с внутренним масштабом турбулентности:  . (6)Для определения размера aкав теоретические подходы в настоящее время не точны. В этой связи данная величина может быть определена только экспериментально. Для этого был проведен эксперимент по кавитационному эмульгированию воды и керосина в соотношении объемов 10:1 с помощью магнитострикционного излучателя с частотой 20 кГц. Для полученной эмульсии проведена статистическая обработка распределения капель по размерам. Их диаметры находились в диапазоне от 0,37 до 1,31 мкм. По данной методике эти размеры соответствуют уровням локальной диссипации энергии ~ 1 50∙109 Вт/м3 (если бы кавитационные пузырьки занимали весь объем среды). Для сравнения, аналогичные внутренние масштабы турбулентности могут быть достигнуты при градиентном течении воды при числах Рейнольдса потока Re ~ 200000 250000. ^
Статья поступила в редакцию 12 марта 2012 г. ^ ON THE LIQUIDS L.G. Grigoryan, S.B. Konygin Samara State Technical University 244, Molodogvardeyskaya st., Samara, 443100 Procedure of experimental assessment of the energy impact of cavitation on the liquids is suggested. Procedure is based on theory of isotropic turbulence and unites size of test emulsion drops made by ultrasound with cavitation energy. Keywords: cavitation, turbulence, liquid droplets breaking. УДК 681.5.015.5:66.045 ^ 1 И.А. Данилушкин, В.В. Снеговой Самарский государственный технический университет 443100, г. Самара, ул. Молодогвардейская, 244 Е-mail: idanilushkin@mail.ru Рассматривается применение спектральной теории для построения математической модели процесса охлаждения потока движущейся среды в пространстве состояний. Процесс охлаждения потока описывается гиперболическим уравнением первого порядка. Приведены результаты сравнения переходного процесса реализованной модели с переходным процессом эталонной модели, полученной операторным методом. ^ охлаждение потока, спектральная теория, пространство состояний, математическая модель, векторно-матричная форма Коши, вектор спектральной характеристики. Теплообменные аппараты различных конструкций широко применяются в различных отраслях промышленности. В качестве базовой математической модели тепловых процессов, протекающих внутри теплообменного аппарата перекрестного тока, может использоваться уравнение теплового баланса, согласно которому распределение температуры охлаждаемого потока  по длине трубки теплообменника в зависимости от координаты точки z и времени t описывается уравнением в частных производных [1] ;  ,  (1)с соответствующими граничными и начальными условиями  , . (2)Здесь V – скорость потока;  – функция изменения коэффициента теплообмена;  – температура среды, принятая одинаковой по всей длине теплообменника; L – общая длина трубки теплообменника;  – начальное распределение температуры;  – функция изменения температуры потока на входе теплообменника.Управление температурой потока осуществляется за счет изменения скорости течения охлаждающего потока, что учтено в модели (1)–(2) коэффициентом . Для синтеза системы автоматического управления температурой потока на выходе теплообменного аппарата необходимо получить передаточную функцию по каналу «коэффициент теплообмена» – «температура на выходе», –  . Аналитического решения уравнения (1) не существует, однако поведение температурного распределения потока можно рассмотреть в отклонениях от установившегося режима [2, 3]. Представим уравнение (1) в следующем виде:  . (3)Функции распределения температуры по длине теплообменного аппарата и изменения коэффициента теплообмена можно представить как суммы двух составляющих:  ,  , (4)где  и  – постоянные составляющие температуры и коэффициента теплообмена соответственно, соответствующие установившемуся режиму  ;  и  – функции, описывающие отклонения от величин постоянных составляющих для температуры и коэффициента теплообмена соответственно. Подставив (4) в (3) и приняв во внимание тот факт, что произведение  является бесконечно малой величиной высшего порядка, получим линеаризованное представление уравнения (3): (5) .В установившемся режиме при  и  будем иметь . (6)После решения уравнения (6) получим следующее:  . (7)Подставив (7) в (5) и упростив, получим  (8)или, введя обозначение  , получим . (9)Уравнение (9) представляет собой математическую модель теплообменного аппарата в отклонениях от установившегося режима, определяемого параметрами , ,  ,  . Модель (9) можно преобразовать к бесконечномерной системе обыкновенных дифференциальных уравнений в форме Коши, используя свойства спектральных характеристик [4]. Для этого каждую из функций, зависящую от пространственной координаты  ,  и  следует представить в виде обобщенного ряда Фурье по пространственной переменной на основе выбранной ортонормированной системы функций  ,  : ,  ,  ,где  – бесконечномерная квадратная операционная матрица дифференцирования первого порядка [4],  ,  . На основании свойств спектральных характеристик уравнение (9) в спектральной форме по пространственной переменной примет вид  , (10)где  – бесконечномерная единичная матрица.Представление объекта (10) в векторно-матричной форме Коши имеет вид  (11)где  – вектор состояний, компонентами которого являются временные моды температуры потока внутри теплообменного аппарата;  – вектор коэффициентов разложения распределенного управления  ;  – вектор измеряемых переменных;  и  – числовые матрицы, определяемые выражениями ,  . (12) – матрица, состоящая из нулей;  – матрица, составленная в соответствии с [4] из элементов ортонормированной системы разложения, вычисленных для фиксированных значений пространственных координат на интервале  .В качестве системы разложения выберем систему функций  ; . (13)Для выполнения вычислительных процедур ограничимся первыми пятью членами разложения в системе (13) и соответственно числом уравнений в системе (11). Для параметров модели  м/с,  1/с,  ,  м матрицы ,, и будут иметь следующий вид: ;  ; (14) ;  .Вектор управляющих воздействий принимает вид  .Для оценки качества модели, полученной на основе спектрального метода, сравним ее переходный процесс (см. рисунок) с переходным процессом эталонной модели, полученной на основе операторного метода,  .В момент времени t=0 происходит скачкообразное изменение управляющего сигнала на входе исследуемой и эталонной моделей с нуля на –0.01. Переходные процессы моделей на основе операторного и спектрального методов Анализ переходных процессов показал достаточную для задач синтеза систем управления точность исследуемой модели. Представление модели процесса охлаждения потока в пространстве состояний (10) в дальнейшем будет использоваться для синтеза систем автоматического управления режимами работ теплообменных аппаратов. ^
Статья поступила в редакцию 4 марта 2012 г. |
1 2
Добавить документ в свой блог или на сайт
Похожие:
Если Вам понравился наш сайт, Вы можеть разместить кнопку на своём сайте или блоге:
