极限数值（精选三篇）
极限数值 篇1
1 室内平均温度计算模型
采用何种室内温度-时间曲线计算构件截面温度场, 是正确评估结构耐火性能的关键。笔者采用文献[3]单室热平衡方程:燃料热释放速率=壁面吸热速率+开口对流热损失速率+开口辐射热损失速率, 据此导出室内平均温度计算公式, 但在利用该方法时做了如下改进: (1) 原模型不考虑房间壁面材料和热烟气的热参数随温度升高而变化, 笔者把壁面材料和烟气的热参数视为其自身温度的函数。 (2) 燃料的热释放速率与原模型不同, 采用了研究小组所作火灾试验的均值。 (3) 房间壁面材料采用混凝土与砖墙热参数的面积加权均值, 考虑了不同房间墙体面积与混凝土楼板面积比例的实际情况。 (4) 修正了通风系数, 可人为干预, 如打开卷帘门、在火灾过程中破拆等。限于篇幅, 仅给出4栋倒塌试验实测室内平均温度与按单室热平衡模型平均温度计算结果的对比 (见图1所示) , 试验情况参见文献[4]。火灾持续时间以轰燃时刻为零点。室内温度的测量与计算涉及许多因素。从图1可见, 计算结果与实测值基本符合。其中, 1号楼前期实测值偏高, 原因是该次试验堆放了太多的木材, 热释放速率和通风条件受到影响, 也导致最终倒塌时间偏小约8%。6号楼实测曲线出现峰值, 可能是风力影响结果。标准升温曲线与实测曲线差别较大, 评估结构耐火性能时采用可能的实际温度-时间曲线较为合理。
2 梁、柱截面温度场计算模型
中柱四面受火, 取截面坐标系如图2所示。
梁和边柱三面受火, 截面如图3所示, 对边柱, 截面两边伸出部分由砖墙组成, 对梁则由混凝土组成。
中柱双轴对称, 只需计算1/4部分温度;边柱左右对称, 需计算1/2部分温度。根据传热学, 中柱及边柱的温度场定解问题见式 (1) 、式 (2) 。
式中:T为材料温度, ℃;T1、T1, w为混凝土构件表面或砖墙表面温度, ℃;Tn、Tn, w为混凝土构件或砖墙背火表面温度; Tf为室内火灾平均温度, ℃;α为背火面的散热系数, 取9 W/ (m2·℃) ;初始温度和室外温度取20 ℃;a为混凝土或砖墙的导温系数, m2/s;λ、λw为混凝土或砖墙的导热系数, W/ (m·℃) 。L、Lw为混凝土构件或砖墙表面与火灾烟气的对流和辐射换热系数之和, 见式 (3) 、式 (4) 。
式中:0.7为构件黑度;5.67为辐射系数;εF为火焰黑度, 见式 (5) 。
εF=1-e-0.3H (5)
式中:H为火焰厚度, m, 取柱表面到墙内表面的水平距离。混凝土的导温系数见式 (6) 。
a=λ/ (Cρ) (6)
混凝土的导热系数, 对碳骨料混凝土, 见式 (7) 。
对硅骨料混凝土, 见式 (8) 。
λ=2-0.24T/120+0.12 (T/120) 2 20≤T<1 200 (8)
混凝土的比热, 对碳骨料混凝土, 见式 (9) 。
对硅骨料混凝土, 见式 (10) 。
C=900+80T/120-4 (T/120) 2 20≤T<1 200 (10)
混凝土的容重, 对碳骨料混凝土, 见式 (11) 。
对硅骨料混凝土, 见式 (12) 。
砖墙导温系数、导热系数按砖占79%、砂浆占21%加权平均, 见式 (13) 、式 (14) 。
把构件截面划分为约20 mm×20 mm网格, 把式 (1) 、 (2) 化为差分方程, 编程可计算出火灾轰燃后任意时刻下的温度场。取混凝土构件内的平衡含水率为2% (质量) , 换算为水的蒸发潜热, 预先储存在各单元中。当该单元温度首次上升到100 ℃时, 保持该单元温度不变, 输入热量用以水分蒸发, 单元蒸发潜热同量减小。当水分蒸发完毕, 该单元温度继续上升。
4次试验框架中柱在倒塌时刻所计算的截面温度场云图如图4所示。可见, 温度高于800 ℃部分深度约32 mm, 与倒塌后所观察到的截面石灰化深度大致一致。
3 钢筋混凝土柱的高温承载力计算模型
3.1 混凝土的高温力学强度
定义混凝土在温度T和初应力σ0共同作用下的抗压强度fTσcu与常温下的抗压强度fcu之比为混凝土的强度折减系数, 用kc表示, 即kc=fTσcu/fcu。
应当指出, 过去很多混凝土强度的试验结果是在恒温加载条件下所得 (先在无应力状态下加热混凝土至温度T, 恒温后加载直至破坏) , 而实际结构在遭受火烧前已承受荷载, 混凝土中已存在压应力。研究表明, 火烧前的压应力可提高混凝土的抗压强度。笔者采用清华大学的研究成果计算混凝土在任意热-力路径下的强度, 见式 (15) ～式 (17) 。
式中:T为混凝土的温度, ℃; σ0为混凝土中初应力, 见式 (18) 。
σ0=NF/A (18)
式中:NF为火灾时柱的设计轴力, 按式 (21) 组合, 但不计温度轴力;A为柱截面面积。
3.2 钢材的高温力学强度
定义钢材在温度T时的设计强度fyT与常温下的标准强度fy之比为钢材的强度折减系数k's, 按表1取值。
3.3 柱高温承载力计算
由于网格温度与其位置有关, 引入各网格的混凝土强度折减系数kci, 则混凝土柱的有效截面见式 (19) 。
其中, Δx、Δy取20 mm左右。考虑到火灾时, 混凝土的龄期很长, 必须计入混凝土的后期强度。
由于分析得到的框架中柱偏心距很小, 柱按轴心受压又是四面受火, 截面应变均匀分布, 平截面假定依然成立, 柱在火灾条件下的承载力计算模型与常温相同, 仅需考虑材料在高温下的强度折减系数即可。由力的竖向平衡同时采用考虑混凝土龄期的后期强度, 柱子的抗力见式 (20) 。
式中:g为纵向钢筋根数;k's为钢材抗压强度折减系数, 按表1取值, 钢筋温度按钢筋位置中心点据前述柱截面温度场计算值内插采用;A's为纵向钢筋截面面积;f'y为纵向钢筋抗压标准强度, 按GB 50010《混凝土结构设计规范》取值;fn为考虑后期强度的混凝土标准强度, 按实测值或按常温值提高10%;φ为轴心受压柱的稳定系数, 按《混凝土结构设计规范》取值。
按上述模型设计程序即可计算柱的高温承载力。4次倒塌试验中柱的承载力计算数值, 见图6所示。
4 中柱的荷载效应计算模型
4.1 荷载效应组合
火灾时结构的荷载效应有两类, 一是当时结构上承受的重力荷载效应, 考虑到人群的主动疏散, 楼面活载取0.7倍标准值, 永久荷载取1.1倍标准值。重力荷载效应在火灾过程中保持常数。二是温度内力, 取1.0倍标准值。见式 (21) 。
式中:SF为火灾时柱子的总荷载效应;Sp为重力荷载作用下的荷载效应;SGk为标准永久荷载作用下的荷载效应;Sh为标准楼面重力活载作用下的荷载效应;ST为相邻柱对目标柱产生的温度荷载效应。
4.2 温度荷载效应分析
四面受火钢筋混凝土矩形柱的温度内力来自两部分:一是构件截面温度不均匀引起的应力, 在同一截面上, 该应力自相平衡, 对结构承载力影响不大, 不予考虑;二是相邻柱截面、受火条件可能不同, 因而产生温差, 加之框架梁的截面大、刚度大, 由此温差引起的温度内力必须考虑。由于强梁弱柱, 取梁、柱节点为铰接, 计算简图如图5所示。温度内力计算只考虑目标柱与相邻柱因截面平均温度不同导致的膨胀变形引起的温度内力。
以弹性理论, 中柱的温度轴力见式 (22) 、式 (23) 。
式中:α1、α2、α3分别为钢筋混凝土柱1、2、3的线膨胀系数, α按式 (24) 计算;T1、T2、T3分别为C1、C2、C3柱的截面平均温度, ℃, 按截面单元面积加权平均;Ec为C2柱混凝土的常温弹性模量, 按《混凝土结构设计规范》取值;kcE为C2柱截面在平均温度下的弹性模量折减系数, 按式 (25) 计算;A为C2柱的截面面积。 (ETI) ij为梁在高温下的抗弯刚度, 按式 (26) 计算。
式中:y为微元dA中心到受火后的截面形心轴之间的距离。耐火试验表明, 钢筋混凝土构件截面在受火后加载和常温受力一样, 平截面假定依然成立。依据材料力学, 其形心位置确定见式 (27) 。
式中:φ为截面受弯后的转角, 对给定弯矩是一个常数。由于Ectg (φ) ≠0, 必有式 (28) 。
当中柱的温度内力增大到一定值时, 使其上部梁发生正截面破坏, 产生塑性铰。梁出现塑性铰后, 柱的温度内力不再增加。见式 (29) 。
undefined
式中:Mcz、Mcy为框架顶层梁中柱左右支座截面的常温极限弯矩。
框架一般为双向框架, 在另一方向的温度轴力同上。
按上述模型设计程序即可计算中柱的温度内力。4次倒塌试验中柱的温度内力计算数值, 见图6所示。
5 耐火极限计算模型
因火灾房间温度随轰燃后持续时间而变化, 材料温度T又是时间t的函数, 所以可把剩余承载力RT表达成时间t的函数, 见式 (30) 。
RT=RT (fy, fc, T, ak, t…) (30)
显然, 随时间增大, 温度升高, 材料强度降低, 承载力是时间t的减函数。设结构在火灾时由作用在结构上的有效重力荷载p所产生的荷载效应为Sp, 其值与时间无关。但温度内力NT是时间的函数, 所以总荷载效应SF也是时间t的函数, 见式 (31) 。
SF=Np+NT=SF (p, t) (31)
依据建筑结构承载力极限状态理论, 当SF (p, t) =RT (fy, fc, T, t, ak…) 时, 结构在火灾中处于倒塌的极限状态, 相应的时间即为结构的耐火极限 (图6中RF、SF曲线交点) 。
应当说明, 结构的倒塌时间采用底部框架中最不利的柱的倒塌时间。由于底框架建筑的框架梁截面较大, 加之梁上砖墙的加强, 框架梁实际上是连续墙梁, 其刚度可视为无限大。当框架中最不利的柱在火灾中失效时, 其侧向挠度增大, 高度缩短, 所承担的荷载就会通过刚度无限大的梁向相邻柱转移, 导致群柱连续压溃而失稳。而这种内力转移的过程非常快, 所以把最不利柱的倒塌时间视为结构的倒塌时间。
计算的结构耐火极限与实际倒塌时间对比见表2。
从表2可见, 计算的耐火极限与实测倒塌时间较为符合。如果不计入温度轴力, 则两者差别较大, 说明评估结构耐火性能时应当考虑温度内力。
实际应用以上方法, 南昌市某底框架商住楼在火灾中实际倒塌时间约为115 min, 预测的倒塌时间为121 min。湖南衡阳某底框架商住楼在火灾中实际倒塌时间约为196 min, 而预测的倒塌时间为190 min。
6 结 论
笔者采用工程学原理建立底框架商住楼在实际火灾中的耐火极限计算模型, 包括由热平衡理论建立室内平均温度-时间关系计算模型, 以室内温度为火作用, 考虑构件可能的受火条件、平衡含水率、混凝土骨料种类, 以传热学理论建立混凝土梁、柱截面温度场计算模型, 以混凝土结构耐火理论建立框架中柱的高温承载力计算模型, 以弹性理论建立柱子的温度轴力计算模型, 以四面受火中柱 (轴心受压) 达到承载能力极限状态的时间作为底框架商住楼在火灾中的倒塌时间, 用数值计算方法研究底框架商住楼的耐火极限。结果表明, 我国仅有的2个在火灾中倒塌的底框架商住楼案例和4次火灾试验结果与笔者数值计算平均误差为5%。采用数值计算方法预测结构耐火极限或对常温设计的结构进行耐火强度复核是可行的。数值计算中采用实际温度-时间关系作为火作用, 混凝土强度采用在温度和初应力作用下的抗压强度并考虑柱子的温度轴力更为合理。
参考文献
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铝合金板材胀形极限的数值模拟研究 篇2
关键词：机械制造,胀形,铝合金,数值模拟,有限元
1 前言
铝合金材料由于其质轻、高强、耐腐的特点在各行业的应用日益广泛。用铝合金板代替钢板,虽可以有效地减少零件重量,但到目前为止,铝合金的拉伸性能如工程硬化指数n、各向异性系数r对铝合金板成形性的影响规律还不十分清楚。因此,寻找适合铝合金材料的成形方法、成形条件,正确预测其成形极限变得极为重要。针对低韧性的铝合金板断裂发生时没有明显的颈缩现象的特性,用传统的拉伸失稳或分散性理论都不能正确预测它的成形极限[1]。本文将Oyan韧性断裂准则[2]引入到有限元数值模拟中,在有限元计算的应力、应变历史基础上,应用韧性断裂准则,预测出铝合金板材胀形的初始破裂点和冲头的极限行程。
2 材料参数
选用材料铝合金板X611-T4、A6111-T4、A5754-O,厚度分别为t=1.25mm、1.25mm、1.5mm。材料拉伸性能参数见表1。
用强度系数K、屈服应力σs、应变硬化指数n来描述材料本构关系,即stress-strain曲线。几种材料的stress-strain可分别描述为:
3 韧性断裂准则及材料常数的确定
目前较有效的预测金属成形过程中韧性断裂的方法是通过研究材料的应力应变历史,建立合理的局部断裂准则[5]。断裂准则的失效模型是假设所建立的数学方程可以代表材料的物理行为,且当数学方程达到一个临界值C时破裂发生[6]。Oyane韧性断裂准则是从多孔材料塑性理论提出,考虑到静水应力,认为变形中材料密度的减少归因于孔洞的增长与合并,假定材料密度达到一定值时发生破裂。
式中:———断裂发生处的等效应变;
σm———静水应力;
C1、C2———韧性断裂准则常数,见表3。
材料常数至少需要两种应变条件下的破裂应变才能确定。表2是拉伸方向的断裂应变,分别从单向拉伸和平面拉伸试验的颈缩部位测得。由表1、表2材料参数求得C1、C2。
4 成形极限预测
采用商用有限元软件ETA/Dynaform模拟胀形试验[7],其模型见图1。由于板料和模型的轴对称性,仅取其1/4进行模拟。板料用B-T薄壳单元,单元类型为SHELL163。冲头直径100mm,凹模外径160mm,内径106mm,圆角半径6mm。选用更适合于铝合金板材成形修正了的三参数Balart屈服准则,采用修正的库仑摩擦模型,摩擦系数取0.08。压边力是加在压边圈节点组成的单元上。冲头速度曲线用正弦速度以减少回弹对板料冲压的影响。
式中:σ1、σ2———面内最大、最小主应力;
m———和材料晶体结构有关的指数,对于面心立方(FCC)铝合金,m取8。
模拟结果输出沿某一径向每个单元每一计算步的应力应变值,代入式(4)的变形式(6)进行计算,当某一步某个单元的积分值Ii≥1时,则认为断裂从该单元发生[8]。
5 结果与讨论
图1是板材X611-T4的变形图,可以看出在凸模圆角处有一条栅格点空白带,表示这个区域的网格产生了严重畸变,即板材出现了破裂失效。
图2反映了板材X611-T4的变形情况。从图中可看出随着凸模行程的增长Oyane积分值I1、Brozzo积分值I2、Yu zhongqi积分值I3都增大,在半径40mm~60mm的凸模圆角过渡区出现波峰值,是因此区域变形过于集中的原因;后面的小波峰对应于凹模圆角半径区。凸模底部由于受双向拉应力的作用变形均匀,板材厚度在此区域减薄均匀,对应厚度曲线这部分为一近似水平线,板材中心的小区域有一小波峰,积分曲线相应也有一小谷峰,是中心点材料变形相对迟缓的缘故。因变形集中,板材厚度在凸模圆角处减薄严重,凹模圆角处也有较小的减薄,这是因为冲压时材料随着凸模的冲挤向板材中心方向流动,因此,板厚减小,受力集中的地方减薄量大;在板材边缘区域厚度反而有所增加,主要是由于有压边圈的作用,材料流动困难而在此累积,致使板厚增加。初始时,积分曲线波峰增长较缓,材料流动较难,板材厚度减薄也较缓慢,边缘部分增加较小,但随着凸模速度的不断增大,材料的流动变得容易,当凸模行程大于22.92mm以后,板材慢慢出现颈缩,积分曲线急剧增大,板厚直线减薄以至断裂发生,边缘增厚明显。例如,当凸模行程为28.03mm时,已可以看到非常明显的板材颈缩(见图中圆圈中所示)。
由图3、4可知,材料A6111-T4和与X611-T4有着相似的变形,发生颈缩的位置也基本一致。Oyane准则预测的凸模极限行程值与实验值相比偏小,但相对误差△S2<7.1%。图5能更直观的反映出三种材料预测值与实验值的差异。
压边力对薄板冲压成形的成功与否起着非常重要的作用。压边力太小,工件就会起皱;压边力太大,工件就有被拉裂的危险。当模具基本确定以后,可根据经验粗选压边力的大小,然后再对成形过程进行模拟。如发现起皱,则加大压边力;如发现有拉裂的危险,则减小压边力,直到找到一个合适的压边力为止。以材料A6111-T4为例,图6表明,随着压边力的增大,凸模的极限行程减小。压边力大于接触力可以防止板材起皱,但再继续增大压边力,会使材料流动阻力加大,变形困难,板材成形极限下降,直至被拉裂。但它们并不是线性关系,开始加大压边力对胀形极限影响显著,而后慢慢减缓。
摩擦系数对胀形极限的影响也很显著。图7是Oyane准则预测的三种材料不同摩擦系数下凸模极限行程值。可以看出,凸模极限行程因摩擦系数的增大而减小,也是开始快速减小,而后减小变慢。因为摩擦力加大了板材与模具间的作用力,使板材变形的阻力加大,胀形极限减小。
此外,屈强比(σs/σb)、伸长率(δ)、硬化指数(n)、各向异性系数(r)等板材力学性能对薄板成形极限也都有一定的影响。随着σs/σb的增加,薄板成形极限下降[3],由表1材料的拉伸性能参数可知,三种材料的屈强比分别是:X611-T4(σs/σb=0.528)、A6111-T4(σs/σb=0.516)、A5754-O(σs/σb=0.445),屈强比是逐渐减小的,准则预测也证明它们的胀形极限逐渐下降,与传统的经验结论相符。
δ的大小反映了薄板拉伸从变形开始到发生开裂的变形量,δ值越大,则破裂前允许的变形程度越大,板材成形性能越好[3];三种材料的伸长率依次为23.3%、25.7%、26.1%,胀形得到的凸模行程依次是增大的,也与成形极限变大的结论相符。
板材的硬化指数n值大,材料的应变强化效应强,可促使应变分布趋于均匀化,同时还能提高材料的局部应变(如抗颈缩)能力,故成形极限也大。r对板材的成形极限也有一定影响,随着r值的增大,板材成形极限有所升高,但它对成形极限的影响要比n的影响小的多。三种材料胀形实验得到的结论也证实了n、r性能值对成形极限影响的规律。
6 结论
应用考虑应力三轴度的Oyane韧性断裂准则预测了三种铝合金板材的胀形极限。与实验结果比较表明,将以凸模极限行程表示的预测结果与实验值进行对比,验证了预测结果的可靠性,并讨论了压边力、摩擦系数及材料的一些力学性能参数对板材胀形极限的影响。预测结果表明,在一定范围内,胀形极限随着压边力的增大而减小、摩擦系数的增大而减小、伸长率的增大而增加、硬化指数的增大而增加、各向异性系数的增大而增加。这些都与传统的经验结果相符合,证明用数值模拟与韧性断裂准则相结合的方法可以准确的预测铝合金等板材的成形极限。
参考文献
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极限数值 篇3
近年来,风力发电产业迅速发展,大容量的风力发电机组不断投入运行。但是,随着发电机单机容量的增加,电机温升也大幅度地提高,影响电机的安全运行和使用寿命。目前,国内外研究风力发电机温度场和流体场的相对较少,特别是对高海拔恶劣环境条件下运行的风力发电机温度场和流体场的研究甚少。因此,本文从中国高原地区风力发电现状进行分析,研究风力发电机在海拔4 km地区极限工况下流体流变特性和电机热特性。
1数学模型
电机冷却系统内流体流动满足质量守恒、动量守恒和能量守恒定律[1]。
1.1k-ε湍流模型
对于湍流则采用标准的k-ε湍流模型,可统一表达为以下形式:
式中:
1.2三维热传导方程
在直角坐标系下,三维热传导方程为
式中:T为固体待求温度,oC;kx、ky、kz分别代表x、y、z方向的导热系数,W/(m·K);q为内部热源密度,W/m3。
2求解域模型确定
2.1电机冷却系统结构
本文以一台双馈水冷风力发电机为研究对象,该发电机具有内外两路冷却系统。内冷却系统,即空气由设在电机端部的风扇强迫通风实现封闭式冷却。外冷却系统,发电机机壳内设有水循环系统,冷却水经过与一次冷却的热空气进行能量传递,将发电机运行时产生的热量带到外部。发电机冷却系统如图1所示。
2.2基本假设
根据电机结构、传热和冷却系统的特点,作如下假设[2,3,4,5]:
1) 将电机上层绕组和下层绕组分别按整体加以考虑。
2) 电机各部件紧密接触,所有绝缘材料性质相同。
3) 不考虑风扇实际存在,端部绕组用直线段取代。
4) 由于电机中流体的雷诺数很大(Re>2 300),属于紊流,因此采用紊流模型对电机内流场进行求解。
2.3计算区域
根据电机基本数据,在基本假设下,建立电机圆周方向1/8个区域为求解模型,求解域物理模型如图2所示。电机的基本参数如表1所示。
2.4边界条件
边界条件为:
1) 入口1及入口2为速度入口。
2) 出口1及入口2为压力出口。
3) 发电机机壳外圆及转子内圆为散热面,散热系数的确定有文献给定[6]。
4) 冷却介质的特性由发电机所处的具体海拔高度确定。
3流体特性分析
采用有限体积法对电机内三维流体场和温度场进行耦合求解,得出电机内流体速度分布。
3.1空气速度分布
图3为电机内空气速度分布。
通过对图3流体分布以及计算数值结果分析,空气在转子通风孔的速度最大,为49.96 m/s。电机端部空气流通空间大,流动速度相对较小,在流通空间变化大的区域速度变化较大,并有涡流产生。
3.2水速度分布
图4为水冷系统中冷却水的流线分布。
从图4可以看出:在求解域外冷却系统中冷却水在冷却过程中速度较低,其数值为2.27 m/s。在实际的电机中,电机的出入口均为一个,即在电机整个外冷却系统中水的最大速度也为2.27 m/s。
4温升特性分析
4.1电机整体温升分布
图5为风力发电机在高原极限工况下温升分布。
从图5可见,电机风扇端定子股线受散热条件的影响,定子端部股线温升明显高于电机的其它部分,最高温升达100.9 K。其次是转子区域温升,最高温升为100.1 K。由于转子股线和铁心紧密接触,因此,相对应的转子铁心温升也较高。另外,空气在电机内流动到风扇端的过程中温度不断变高,所以,电机风扇端的温升明显高于非风扇端的温升。
由于液体工质的密度与比热容都远远大于气体工质,带走热量能力强,因此,机壳以及定子区域温升低于转子区域。
4.2转子温升分布
图6为转子最热区域轴向截面温升分布图,图7为转子股线沿轴向长度温升分布图。
从图6、图7中可以看到:
1) 转子槽内温升高于其它各个部分,槽口、齿根和轭部温升较低。
2) 平面内的温升最高点位于槽中心线上,沿着两侧绝缘层温升快速下降,在铁心位置趋于稳定,并且沿着周向呈对称分布。
3) 股线和铁心紧密接触,转子股线的最热位置与铁心的最热位置相对应。
4) 槽内上层股线温升高于下层股线,除在风扇端外,双层绕组变化规律基本一致,温升差约为2.9～4.1 K。转子端部股线产生的热量主要由端部流动的空气带走,上层绕组在背风区,散热较下层绕组困难,上层绕组温升下降慢,上下层绕组温升相差最大为6.2 K。
4.5水温升分布
图8为机壳中水循环系统的温升分布。
从图8可以看出:在求解域水冷系统中水的温升较低,最大温升为1.8 K,出水口平均温升为1.22 K。
通过对图4和图8的对比分析,水循环系统内速度分布与温升分布是相对应的。在涡流区和水流动较慢的区域水的温升较高;而水流通畅的区域水的温升低。
5结论
通过上述建立的风力发电机数学模型与实际使用风力发电机的性能分析计算对比,其结果为:
1) 平原地区工作的发电机的性能与本次实验的发电机的性能数值误差为4.24%,满足运行要求。
2) 在高原极限下运行时,电机最高温升为100.9 K,远小于F级绝缘条件所允许的最高温升。由此表明电机适应高原环境风速变化,在极限工况下,可以安全、可靠运行。
3) 电机气隙热阻大,径向温差大,整体温升分布呈现出了两个温差较为明显的区域:转子温升区和定子温升区。
参考文献
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