авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ РОССИЙСКАЯ БИБЛИОТЕКА - WWW.DISLIB.RU

АВТОРЕФЕРАТЫ, ДИССЕРТАЦИИ, МОНОГРАФИИ, НАУЧНЫЕ СТАТЬИ, КНИГИ

 
<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 || 3 |

Совершенствование аэродинамических и тепловых расчётов проводов контактной сети

-- [ Страница 2 ] --

где u – вектор скорости, м/с; p – скаляр давления, Па;  – скаляр динамической вязкости, Па·с;  – скаляр плотности, кг/м3; t – время, с; Fвнш – вектор внешней объёмной силы, Н/м3; E – единичная матрица;  – оператор градиента; с – скаляр теплоёмкости, Джкг/К; T – скаляр температуры, К; k – скаляр теплопроводности, Втм/К; Q – скаляр объёмной плотности мощности источника тепла, Вт/м3.

При этом физические свойства воздуха зависят от температуры и давления:  =  (p, T), с = с (T), k = k (T),  =  (T). В воздухе действует сила тяжести Fвнш_y = –gс·, в результате действия которой нагретый воздух поднимается вверх; источников тепла в воздухе нет, Q = 0.

Данная модель реализована в программном комплексе Comsol Multiphysics, основанном на методе конечных элементов. Геометрию модели (рисунок 2) можно сопоставить с аэродинамической трубой. Такая геометрия модели характерна для решения задач подобного рода.

Рисунок 2 – Геометрия рассматриваемой модели с сеткой

Для решения системы уравнений (1-3) задаются все необходимые граничные и начальные условия. В граничные условия входят: скорость невозмущённого воздушного потока, барометрическое атмосферное давление, температура удаленного воздуха. Решение происходит численным методом (решатель прямой – UMFPACK) с заданным шагом вывода результатов по времени от начального до конечного момента. В результате решения в каждой точке расчётной области определяются все искомые физические поля: скорости u, давления p и температуры T, если провод нагрет (рисунок 3).

а) поля давления p(t, x, y); б) поля скорости u(t, x, y).

Рисунок 3 – Результат расчёта

Исходя из рассчитанных полей, можно выразить вектор вязкой F, инерционной составляющей Fp и полной силы F воздействия ветра на профиль провода в каждой точке. Индекс обозначает вязкость, p – инерционное давление:

(4)

где n – нормальный единичный вектор к поверхности.

Выражение (4) интегрируется по всей границе поперечного сечения провода, и определяются сила лобового сопротивления Fx, подъёмная сила Fy и момент тангажа, действующие на единицу длины провода. Каждое из этих силовых воздействий принято выражать через соответствующий аэродинамический коэффициент (5):

(5)

где d – диаметр провода, м; q = 0.5u2 – скоростной напор невозмущённого потока, Па. Индекс обозначает невозмущённый проводом (бесконечно удалённый от него).

Каждый из аэродинамических коэффициентов имеет составляющую, обусловленную вязкостью и инерционным давлением воздуха, статическую (индекс ст) и динамическую (индекс дн) составляющую. Динамическая составляющая связана с турбулентным срывом (с образованием вихрей) потока с провода и вызывает его вибрацию. Определённый вид статической составляющей аэродинамической характеристики (зависимости коэффициентов от угла атаки ) приводит к галопированию, «пляске» проводов. На разработанной модели можно определить зависимость аэродинамических характеристик для провода любой формы при различной его температуре и условиях окружающей среды (рисунки 4, 5).

а) лобового сопротивления cст_x() и подъёмной силы cст_y() для провода МФ-100 с различным износом (без износа, износ 12%, износ 34%);

б) лобового сопротивления cст_x() для провода 2МФ-100 с различным расстоянием между осями проводов в паре (14 мм; 20 мм; 40 мм).

Рисунок 4 – График зависимости статических составляющих аэродинамических

коэффициентов от угла атаки

а) силы лобового сопротивления cдн_x(t); б) подъёмной силы cдн_y(t) от времени в координатах воздушного потока для провода МФ-100 с износом 12% для разных углов атаки ( = 0 °;  = 30 °;  = 90 °).

Рисунок 5 – Графики зависимости динамической составляющей

аэродинамического коэффициента

Верификация данной модели производилась на основании сравнения её результатов с теоретическими предсказаниями; сравнения с данными экспериментальных исследований продувки контактных проводов в аэродинамической трубе; сравнением результатов, полученных на модели автора, с результатами эталонных моделей для профилей круглого сечения; визуальным сравнением картины обтекания цилиндра, полученной экспериментально (в литературе) и на модели автора.

Результаты, полученные на математической модели, использованы для создания алгоритма расчёта силового воздействия ветра на провода (рисунке 6).

Рисунок 6 – Алгоритм расчёта силового воздействия ветра при заданных аэродинамических характеристиках провода

Третья глава диссертации посвящёна разработке методики теплового расчёта проводов контактной сети. С точки зрения тепловых процессов можно выделить два случая нагрева провода принципиально различных при расчёте. Первый случай – это транзит тягового тока по проводу, второй случай – непосредственный токосъём с поверхности провода тягового тока токоприёмником электроподвижного состава (рисунок 7).

а) общая схема; б) блок расчёта конвективного охлаждения; в) блок расчёта нагрева, вызванного транзитом тягового тока по проводу; г) блок расчёта нагрева, вызванного токосъёмом с провода.

Рисунок 7 – Алгоритм теплового расчёта проводов контактной сети

В блоке расчёта конвективного охлаждения (рисунок 7б) для удобства принята чёткая граница скорости воздуха, разделяющая естественную и вынужденную конвекцию, однако в реальности переход происходит плавно (рисунок 8).

а) u = 0 м/с; б) u = 0,05 м/с; в) u = 0,11 м/с; г) u = 0,2 м/с.

цветом показана эпюра температуры, стрелками – вектор скорости воздуха

Рисунок 8 – Переход из режима естественного конвекционного охлаждения в режим

вынужденного конвекционного охлаждения

Модель конвективного охлаждения провода в Comsol Multiphysics описывается системой уравнений (1-3). Эмпирические формулы (рисунок 7б) для численного определения погонного коэффициента hпг конвективного охлаждения предложены автором на основании теоретических данных и анализа результатов моделирования. Коэффициенты влияния (a, b, kT, kT, kT) атмосферных условий в данных формулах определяются методом наименьших квадратов по заданному типу алгебраической зависимости (линейная или степенная). Стоит отметить, что гидрометеориты в модели конвективного охлаждения не учитывались.

Максимальное значение разности температуры по сечению провода, полученное на модели, составляют: контактные провода – 0,35С, многопроволочные семижильные провода – 0,45С, многопроволочные девятнадцатижильные провода – 0,9С. Это позволяет перейти к одномерной модели нагрева, вызываемого транзитом тока по проводу (рисунок 7в). При заданном виде уравнения нагрева провода в 1-D модели есть возможность учесть влияние условий окружающей среды на его тепловые характеристики (рисунки 9-10). Решение уравнения осуществляется численным методом Рунге-Кутта порядка 4-5.

а) установившаяся температура Tуст(I, u); б) время нагрева провода tнг(I, u) от величины протекающего тока и скорости ветра для медного контактного провода МФ100 с износом 12% при различной температуре воздуха T

синий – T = –40°C, зелёный – T = 0°C, красный – T = +40°C

Рисунок 9 – Графики зависимостей

зелёный – М95, красный – М120, синий – М150

Рисунок 10 – Зависимость величины длительно допустимого тока от температуры воздуха

и скорости ветра Iдл(T, u) в виде двухмерного графика и графика поверхности

В блоке расчёта нагрева, вызванного токосъёмом с провода (рисунок 7г), исходными данными являются: ток, снимаемый с контактного провода токоприёмником (всеми пластинами); скорость ЭПС; распределение контактного нажатия F по пластинам полоза токоприёмника; 3-D геометрия элементов модели, при этом положение контактного провода на токоприёмнике задаётся параметром z; физические свойства материалов. В результате расчёта на данной модели кроме нагрева контактного провода, вызванного токосъёмом, определяется нагрев полоза токоприёмника.

Верификация модели производилась сравнением полученных результатов с теоретическими предсказаниями, с данными экспериментальных исследований процесса нагрева при транзите тока (рисунок 11) по проводу и нагрева при токосъёме с его поверхности. Данные взяты из литературы.

а) провод МФ100, ток I = 603 А; б) провод ПБСМ95, ток I = 365 А.

Рисунок 11 – График зависимости от времени превышения температуры провода

над окружающей средой T(t)

В четвёртой главе диссертации рассмотрен вопрос применения усовершенствованных методик аэродинамических и тепловых расчётов проводов контактных подвесок.

Было предложено применить результаты, полученные на модели силового воздействия ветра на провода контактной сети, для корректировки документа СТН ЦЭ 141 «Нормы проектирования контактной сети». Корректировка касается пункта расчёта ветровых нагрузок. Во-первых, в данном пункте имеется явное внутреннее противоречие: плотность воздуха, от которой зависит скоростной напор воздушного потока, берётся для температуры воздуха 15 С и давлении 760 мм. рт. ст., а ветер максимальной интенсивности – при температуре воздуха -5 С. Логично было бы определять плотности воздуха и скоростной напор также при температуре -5 С и давлении 760 мм. рт. ст. Это изменение вызовет увеличение величины скоростного напора воздушного потока (при соответствующей скорости ветра) на 7% по сравнению с существующими на сегодняшний день значениями. Во-вторых, изменить редакцию пункта 2.19, касающегося выбора аэродинамического коэффициента лобового сопротивления cx в зависимости от типа провода. В предлагаемых изменениях, при выборе cx уточнена и расширена классификация проводов по типу. Для контактных проводов при определении ветровой нагрузки предлагается различать два случая: нахождение в расчётном пролёте цепной подвески ЭПС с составом и его отсутствие. Кузов подвижного состава и вагонов изменяет течение воздушного потока (увеличивает угол атаки ) в зоне расположения контактного провода. Это приводит к изменению величины коэффициента лобового сопротивления cx провода по сравнению со случаем отсутствия ЭПС. К примеру, для одиночных контактных проводов МФ на нулевых местах в существующей редакции cx = 1,25, в предлагаемой автором редакции при отсутствии ЭПС в пролёте cx = 1,25, при нахождении – cx = 1,32.

Выявлены внутренние противоречия в значениях величин длительно допустимых токов Iдл проводов, приводимых в документах ЦЭ-868 «Правила устройства и технической эксплуатации контактной сети электрифицированных железных дорог» и ЦЭ-462 «Правила устройства системы тягового электроснабжения железных дорог». На основании анализа тепловых и электрических характеристик проводов показано, что с данной точки зрения наиболее рациональными в применении среди различных марок контактных проводов (медных МФ, низколегированных НлФ и бронзовых БрФ) можно считать провода марки НлФ. Кроме этого, данный анализ показал, что биметаллические провода марок ПБСМ и, особенно, ПБСА обладают неудовлетворительными характеристиками.

Модель силового воздействия ветра на провода контактной сети можно применять для создания устройств подавления галопирования «пляски» цепной подвески. На модели было выявлено, что контактные провода круглого сечения МФ, имеющие значительный износ, и провода овального сечения даже без износа при небольших углах атаки имеют склонность к галопированию. Автором было разработано устройство подавления «пляски» проводов контактной подвески (аэродинамический стабилизатор) типа «крыло». Прототип устройства был создан в «железе» (рисунок 12). На устройство получен патент.

а) внутренне устройство; б) установка на контактной подвеске.

Рисунок 12 – Аэродинамический стабилизатор «крыло»

Так как прототип «крыла» сделан из стали Ст3, он обладает существенной для контактной сети массой. Для применения его следует изготавливать из пластика. Для дополнительной стабилизации «крыла» предлагается использовать петлевые струны вместо обычных звеньевых. Кроме «крыла» автором был также предложен усовершенствованный пластинчатый гаситель «пляски» проводов, который можно устанавливать не только на несущий трос, но и на контактный провод. Это устройство в данный момент внедрено в опытную эксплуатацию на Карталинской дистанции электроснабжения Южно-Уральской железной дороги филиала ОАО «РЖД», где на некоторых участках практически каждый год наблюдается голопирование контактных подвесок.

Усовершенствованная модель расчёта температуры проводов цепной подвески была применена для оценки теплового состояния проводов контактной сети на основе токовых нагрузок фидеров, полученных по результатам имитационного моделирования работы системы электроснабжения. В качестве расчётного участка тяговой сети для определения температуры проводов контактной подвески был выбран перегон Сарга-Сабик Свердловской железной дороги. Данный перегон имеет тяжёлый профиль и расположен на главном ходу, поэтому токи в тяговой сети значительные. Наиболее нагруженным является фидер Ф1 нечётного пути тяговой подстанции Сабик. Имитационное моделирование работы системы электроснабжения производилось в двух независимых специализированных программных комплексах «Кортэс-3», разработанного во ВНИИЖТ под руководством Марского В.Е., и в «Энерго», разработанный в УрГУПС на кафедре электроснабжения транспорта под руководством Тер-Оганова Э. В. В данных программах была введена вся необходимая нормативно-справочная информация по данному участку. Был задан режим эксплуатации системы электроснабжения, соответствующий ЦЭ-462: раздельная схема питания контактной сети, жёсткая схема движения грузовых поездов одинаковой заданной массой и минимальным межпоездным интервалом. Электрический расчёт системы электроснабжения в данных программах производится методом мгновенных схем. На рисунке 13 представлен результат расчёта тока фидера Ф1 и температуры контактного провода в точке его подсоединения. Расчёт температуры производился по стандартной методике и на модели автора.

а) ток фидера Ф1 подстанции Сабик; б) температура контактного провода от времени в точке подсоединения Ф1.

Рисунок 13 – Графики зависимостей

Отличие в расчётах тока фидера Ф1 в программных комплексах «Кортэс-3» и «Энерго» можно объяснить различием в особенностях тяговых расчётов в данных программах. При расчёте температуры контактного провода условия окружающей среды приняты в соответствии с ЦЭ-462: температура воздуха T = 40°С, скорость ветра u = 1 м/с, барометрическое атмосферное давление p = 760 мм.рт.ст., тепловой поток от солнечной радиации  = 800 Вт/м2, средний коэффициент поверхности проводов  = 0,8.

Из рисунка 13 видно, что значения температуры контактного провода, полученные по классической методике и из модели автора на основании тока фидера, рассчитанного в «Кортэс-3», не превышают длительно допустимого значения 95°С для провода МФ100. Значения температуры определённые на основании тока фидера, рассчитанного в «Энерго» превышают данное предельное значение на 10-18°С. Температура контактного провода, рассчитанная на основании методики автора, больше, чем температура, полученная из стандартной методики, на 4-10°С из-за того, что стандартная методика не учитывает солнечную радиацию, не корректно определяется конвекция и лучеиспускание.

Модель расчёта температуры проводов цепной подвески применима для разработки опытного образца системы её теплового контроля (рисунок 14). В качестве основы системы используется ноутбук со специально разработанной программой. Информация о температуре воздуха и скорости ветра подаётся на ноутбук с цифрового термо-анемометра. Для измерения тока фидера используется датчик тока или оптический трансформатор тока. Часть информации об условиях окружающей среды вводится ручным способом. На мониторе отображается в цифровом и графическом виде информация о температуре проводов, токе фидера. Если температуры проводов контактной сети превышают заданные предельные значения, то подаётся звуковой сигнал. Информация о температуре проводов и других параметрах сохраняется на жёсткий диск. В случае необходимости она может быть легко извлечена.

Рисунок 14 – Схема теплового контроля проводов контактной сети

Модель теплового расчёта контактного провода и полоза токоприёмника при токосъёме использовалась для проверки схемных решений и конструкции асимметричного тяжёлого двухполозного токоприёмника ТА 1-СТМ 140 в ОАО «Синара – Транспортные Машины». В частности рассчитано: нагрев токоведущих частей полоза от собственного сопротивления материалов; токораспределение между токосъёмными пластинами полоза и тепловая мощность в переходных сопротивлениях контактный провод – токосъёмная пластины при токосъёме; нагрев контактного провода и токоприёмника при токосъёме (рисунок 15). В результате моделирования было установлено, что при заданных условиях конструкция и схемные решения токоприёмника ТА 1-СТМ 140 обеспечивают его нормальную работу без отжига контактного провода и токоведущих частей полоза.

 красный цвет – 100°C, синий – 30°C -41  красный цвет – 100°C, синий – 30°C -42

красный цвет – 100°C, синий – 30°C

Рисунок 15 – Эпюры распределения температуры по токосъёмным пластинам полоза

и контактному проводу

Разработанная модель теплового расчёта проводов использовалась для выбора рациональной конструкции теплоизоляции (рисунок 16) в испытательном стенде теплового старения контактных проводов, который создан в рамках научного сотрудничества между ГОУ ВПО УрГУПС и Siemens AG.

а) схема конструкции; б) результат расчёта установившейся температуры (цветом показана эпюра температуры, стрелками направление и величина вектора скорости в воздушных «карманах»)



Pages:     | 1 || 3 |
 





 
© 2013 www.dislib.ru - «Авторефераты диссертаций - бесплатно»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.