Диссертация. Электротермическая система обеспечения тепловых режимов оборудования нефтяных месторождений
 Скачать 7.24 Mb.
|
|
3.3 Моделирование электромагнитных и тепловых процессов в программе Comsol Multiphysics 4.4 С целью оценки эффективности функционирования гибридного индуктора разработана и исследована компьютерная модель в программе COMSOL Multiphysics 4.4, которая позволяет произвести анализ протекающих тепловых и электромагнитных процессов в системе «объект нагрева – гибридный индуктор». Исходная информация идентична вводимой в программе Elcut 6.0 (подраздел 3.3). В процессе моделирования рассмотрен отдельный участок трубы теплообменника с расположенным на нем нагревательным элементом – гибридным индуктором. Исходя из того, что задача осесимметричная в программе в блоке «Model Wizard» выбрана размерность пространства «Axisymmetric 2D». Далее выбран физический процесс для исследования – «Induction heating», после чего задаются параметры вычисления, в которых заложена возможность исследования с регулируемой частотой тока – «Frequency Transient». С помощью модуля «Geometry» нарисованы элементы, которые участвуют в процессе исследования, учитывая, что это тела вращения. Полученная геометрическая модель представлена на рисунке 3.26. 92 1 – гибридный индуктор, 2 – труба теплообменника, 3 – вода, 4 – воздух Рисунок 3.26 – Геометрическая модель системы «объект нагрева – гибридный индуктор» В данной модели вода и воздух необходимы для приближения процесса моделирования к реальности. Область 4 «Воздух» ограничивает решение задачи и позволяет рассмотреть не только процесс воздействия между элементами, но и с окружающей средой, при этом сокращая количество итераций при расчете. Также в этом модуле геометрическим элементам присваиваются свойства материалов. Так как задача связана с нагревом электрическим источником посредством переменного магнитного поля, то закладываются основные функции магнитных и тепловых полей с помощью модулей «Magnetic Fields» и «Heat transfer in solids». После с помощью функции «Mesh» рисуется сетка для решения задачи методом конечных элементов. Для построения используется автоматизированное построение сетки с помощью оператора «Physics-controlled mesh» с выбором размера элементов «Normal» (рисунок 3.27). Размер одного элемента сетки влияет на точность картины тепловых и магнитных полей – чем мельче сетка, тем плавней переходы между соседними 1 4 2 3 93 элементами. Для уменьшения размеров ячеек сетки используется функция «Extremely fine» (рисунок 3.28). Рисунок 3.27 – Сетка конечных элементов с размером ячейки «Normal» Рисунок 3.28 – Сетка конечных элементов с размером ячейки «Extremely fine» После построения сетки конечных элементов с помощью функции решателя «Solve» получены распределения тепловых и электромагнитных полей. 94 Распределение магнитного поля в гибридном индукторе и трубе теплообменника представлено в 3D модели (рисунок 3.29). Рисунок 3.29 – Распределение магнитного поля в 3D С помощью редактора «Line Graf» получено частное распределение магнитного потока вдоль линии, пересекающей по нормали плоскости трубы и гибридного индуктора (рисунок 3.30). Рисунок 3.30 – Распределение магнитного потока по нормали к плоскости трубы 95 Значение магнитного потока имеет максимальное значение в металле трубы, затем падает практически до нуля в пространстве между трубой и гибридным индуктором, и незначительно возрастает в теле гибридного индуктора. С помощью компьютерной модели также получены температурные распределения в теле металла в зависимости от времени воздействия. Процесс теплового воздействия на трубу рассматривался в течение 1 часа (рисунок 3.31). В момент времени t = 0 сек (рисунок 3.31, а) подается ток на обкладки гибридного индуктора. После воздействия в течении 1 минуты (рисунок 3.31, б) температура трубы увеличивается на 4 о С, что соответствует расчетным данным для данного гибридного индуктора. В дальнейшем температура возрастает линейно и по окончанию эксперимента достигает значения, превышающее начальное на 95 о С (рисунок 3.31, е). а) t = 0 сек б) t = 60 сек в) t = 300 сек г) t = 600 сек Рисунок 3.31 – Распределение теплового поля В результате моделирования получены 2D модели температурного распределения, при этом для наглядности варьировался максимальный и минимальный температурные диапазоны для более четкого представления 96 картины температурного распределения. На рисунке 3.32 приведены картины тепловых полей с измененными температурными максимумами и минимумами. а) б) Рисунок 3.32 – Распределение температурных полей в 2D плоскости при t = 2100 сек с различными тепловыми шкалами На рисунке 3.33 приведены температурные зависимости для точек, которые расположены на поверхности металлической трубы, с внешней и внутренней стороны. Рисунок 3.33 – Температурные зависимости для внутренней (кривая синего цвета) и внешней (кривая зеленого цвета) поверхностей нагреваемого трубопровода Проверка адекватности модели. Для проверки адекватности компьютерной модели разработан стенд, описание которого приведено в главе 4. В качестве объекта исследования 97 использовался гибридный индуктор, параметры которого смоделированы в программе Comsol Multiphysics. Гибридный индуктор расположен на металлической трубе и не имеет на поверхности тепловой изоляции. Контроль температуры осуществляется с помощью тепловизора Flir i60, техническая характеристика которого приведена в Приложении Б. Гибридный индуктор работал в течение 10 минут на трубе без жидкости и по окончании зафиксирована температура вдоль объекта (рисунок 3.34). В результате сравнения экспериментальных и расчетных данных расхождение не превышает 12 %. Рисунок 3.34 – Экспериментальные данные распределения теплового поля в гибридном индукторе 3.4 Разработка алгоритма проектирования индукционных нагревательных систем нефтепроводов Многообразие методов расчета и анализа параметров ИНС можно представить в виде схемы, включающей в себя наиболее распространенные методы расчета двухмерных электромагнитных систем, в том числе метод схем замещения [83]. Исходными данными для расчета электротермической системы для трубопровода являются геометрические параметры трубы: протяженность 98 трубопровода тр l , внешний диаметр трубы внешн тр d , толщина стенки трубы тр s , количество задвижек N, количество фланцев M, количество изгибов b, количество опор v, а также коэффициент теплопроводности k т. и толщина δ изоляции. 3.4.1 Выбор метода нагрева Самый тяжелый с точки зрения потребления электрической энергии случай, когда близко к забою располагается мощный локальный источник нагрева совместно с локально-ступенчатым нагревом. Процесс нагрева идет совместно с добычей жидкости на поверхность. В случае, когда насос способен прокачать пластовую жидкость, можно исключить из схемы нагреватель на забое, оставив локально-ступенчатую систему нагрева, для компенсации тепловых потерь по длине скважины и снижению нагрузки на привод насоса. При необходимости поддержания температуры по всей длине скважины используется линейный индукционный нагреватель (ЛИН). В диссертации принята локально-ступенчатая ИНС для наземного оборудования и локально-попутная ИНС для скважинного оборудования. 3.4.2 Расчет тепловой мощности ИНС 3.4.2.1 Расчет тепловой мощности ИНС, требуемой для обогрева трубопроводов Рассчитаны мощности ИНС для двух случаев: для поддержания температуры перекачиваемого продукта и для случая разогрева с минимально возможной до конечной требуемой технологической температуры продукта. Объект исследования (трубопровод) состоит из линейной части (прямолинейных участков) и нелинейной части (изгибов, задвижек, фланцевых соединений и опор). Для каждого элемента трубопровода автором определены поправочные коэффициенты, выведенные автором и приведенные в таблице 3.4. Согласно ГОСТ Р МЭК 60079-30-2-2009 расчет потерь тепла на единицу длины трубы для трубопроводов выполняется по формуле 99 , ) ln( ) ( π 2 1 2 зап. a. p. 0 D D k T T K Р где К – коэффициент теплопроводности внутреннего слоя изоляции, измеренный при средней температуре, Вт/(м·К); Т р. – заданная температура, °С; Т а. – минимальная расчетная температура окружающей среды, °С; k зап. – коэффициент дополнительных потерь (k зап. = 1,2 [97]); D 2 – внешний диаметр внешнего слоя изоляции, м; D 1 – внутренний диаметр трубопровода, м. Таблица 3.4 – Коэффициенты пересчета погонной мощности для объектов нагрева Объект нагрева Коэффициент пересчета погонной мощности Диаметр 65 80 90 100 125 150 Трубопровод, линейная часть. 1 п.м. 1 1 1 1 1 1 Задвижка 2,79 2,36 2,89 2,31 3,18 2,68 Фланцевое соединение 0,41 0,52 0,53 0,42 0,42 0,41 Изгиб, разветвления 0,11 0,15 0,26 0,21 0,26 0,35 Линейная часть на опоре 0,23 0,30 0,50 0,40 0,53 0,69 Результаты расчетов мощностей для компенсации теплопотерь трубопроводов приведены в таблице 3.5. 100 Таблица 3.5 – Значения мощностей для компенсации теплопотерь трубопроводов Обозначение линии d, мм D, мм L, м Т р , °С Т а , °С К Вт/(м∙°С) Р 0 , Вт/м Р, Вт Трубопровод Нефть дренаж 57 50 90 40 -56 0,035 24,991 2249,209 Трубопровод Нефть 89 50 85 40 -56 0,035 33,622 2857,856 Трубопровод Нефть 108 50 65 40 -56 0,035 38,634 2511,207 Трубопровод Газовый конденсат 89 50 15 40 -56 0,035 33,622 504,327 Трубопровод Газовый конденсат 108 50 15 40 -56 0,035 38,634 579,509 Трубопровод Нефть 57 50 250 40 -56 0,035 24,991 6247,803 Трубопровод Нефть 57 50 300 40 -56 0,035 24,991 7497,364 Трубопровод канализации самотечный Вода 159 45 20 15 -10 0,035 14,701 281,764 3.4.2.2 Расчет тепловой мощности ИНС, требуемой для обогрева емкостей и резервуаров Расчет потерь тепла для емкостей производят по формуле [98] , π 2 3 , 1 T K Н R Р где R – радиус резервуара, м; H – высота резервуара, м; К – коэффициент теплопроводности теплоизоляции, Вт/(м 2 ·°С); ΔТ – разность температур, °С. Расчет мощности производится по формуле [99] Δ ) ( π ρ Δ π 2 2 ст. м. м 2 ж. ж. P t Т r R Н c Т H r c Р Результаты расчетов мощностей для компенсации теплопотерь емкостей и резервуаров представлены в таблице 3.6. Таблица 3.6 – Значения мощностей для компенсации теплопотерь емкостей и резервуаров Наименование_V,_м_3_Н,_м_R,_м_d,_м_Т_р_,_°С_Т_а_,_°С_λ'>Наименование V, м 3 Н, м R, м d, м Т р , °С Т а , °С λ, Вт/(м∙°С) Рmax, Вт Емкость нефть 50 9,5 1,29 0,1 40 -56 0,032 3294,842 Емкость нефть 50 9,5 1,29 0,1 40 -56 0,032 3294,842 Емкость газовый конденсат 50 9,5 1,29 0,1 40 -56 0,032 3294,842 Емкость дренаж нефти 16 4,6 1,05 0,1 40 -56 0,032 1353,130 101 Окончание таблицы 3.6 Емкость нефть 6,3 2,1 0,98 0,1 40 -56 0,032 634,609 Емкость нефть 6,3 2,1 0,98 0,1 40 -56 0,032 634,609 Емкость вода 12,5 4,28 0,96 0,1 15 -10 0,032 299,965 Емкость вода 3 2,4 0,63 0,1 15 -10 0,032 111,900 Резервуар вода 100 12,7 1,58 0,1 15 -56 0,04 4953,633 Резервуар вода 100 12,7 1,58 0,1 15 -56 0,04 4953,633 3.4.2.3 Расчет тепловой мощности ИНС, требуемой для разогрева жидкости Для трубопроводов необходимо также рассчитать мощность для разогрева жидкости. Расчет мощности, требуемой для разогрева, будет производиться по формуле , η ) ( зап. т т. ж. ж. P t k Т m c Т m c Р где с ж. и с т. – удельная теплоемкость перекачиваемой жидкости и материала трубопровода соответственно, Дж/(кг·°С); m ж. и m т. – масса перекачиваемой жидкости и материала трубопровода соответственно, кг; ΔТ – разность температур, °С; k зап. – коэффициент запаса; t – время разогрева, с; η – КПД ИНС; ΣР – теплопотери, Вт. Результаты расчетов мощностей для разогрева трубопроводов приведены в таблице 3.7. Таблица 3.7 – Значения мощностей для разогрева трубопроводов Обозначение линии d, мм L, м Т р , °С Т а , °С P, Вт Трубопровод Нефть дренаж 57 90 40 -56 15949,557 Трубопровод Нефть 89 85 40 -56 25800,007 Трубопровод Нефть 108 65 40 -56 24879,468 Трубопровод Газовый конденсат 89 15 40 -56 4514,938 Трубопровод Газовый конденсат 108 15 40 -56 5684,443 Трубопровод Нефть 57 250 40 -56 53074,272 102 Окончание таблицы 3.7 Трубопровод Нефть 57 300 40 -56 56673,170 Трубопровод канализации самотечный Вода 159 20 15 -10 2069,842 Результаты расчетов мощностей для разогрева емкостей и резервуаров представлены в таблице 3.8. Таблица 3.8 – Значения мощностей для разогрева емкостей и резервуаров Наименование V, м 3 Н, м R, м Т р , °С Т а , °С P, Вт t, ч Емкость нефть 50 9,5 1,29 40 -56 23772,7 90 Емкость нефть 50 9,5 1,29 40 -56 23772,7 90 Емкость газовый конденсат 50 9,5 1,29 40 -56 23051,1 90 Емкость дренаж нефти 16 4,6 1,05 40 -56 7672,9 90 Емкость нефть 6,3 2,1 0,98 40 -56 1994,1 96 Емкость нефть 6,3 2,1 0,98 40 -56 634,5 96 Емкость вода 12,5 4,28 0,96 15 -10 40871,0 9 Емкость вода 3 2,4 0,63 15 -10 921,4 96 Резервуар вода 100 12,7 1,58 15 -56 86848,3 96 Резервуар вода 100 12,7 1,58 15 -56 81739,5 102 3.4.3 Определение параметров индуктора ИНС 3.4.3.1 Разработка методических основ расчета параметров индукторов сложной геометрии Основой для разработки методических основ для расчета параметров ИНС служат особенности геометрического строения объектов нагрева и процессы передачи тепла в них [100]. На рисунке 3.35 приведены примеры расположения индуктора на поверхности устьевого оборудования для компенсации тепла. Принято условное разделение скважины по зонам нагрева: устье скважины, линейная часть скважины; забой скважины. В устьевое оборудование входят набор задвижек и регулирующей арматуры, фланцевые соединения, линейные и изогнутые участки технологических трубопроводов. Задача системы обогрева устьевого оборудования компенсировать потерю тепла на поверхности и не допустить охлаждение жидкости до критической температуры. Зоны с особо интенсивной теплоотдачей, такие как задвижки и фильтра, фланцевые соединения и изгибы технологических трубопроводов имеют особое расположение индуктора. 103 2 1 3 1 4 1 5 а) в) д) е) 1 1 6 ж) 2 б) 1 1 3 г) 1 – индуктор; 2 – линейная часть технологического трубопровода; 3 – колено технологического трубопровода; 4 – задвижка; 5 – фланцевое соединение; 6 – распределительная «гребенка» Рисунок 3.35 – Расположение индуктора на устьевом оборудовании скважины 3.4.3.2 Определение способа монтажа индуктора на протяженных объектах Разработан и запатентован способ монтажа индуктора на протяженных объектах, описание которого приведено в главе 2 (рисунки 2.16 и 2.17). 3.4.4 Расчет параметров нагревательного элемента как индуктора по методу магнитных схем замещения Нагревательный элемент представляет собой гибридный электромагнитный элемент, выполняющий функции коммутационного контура инвертора и индуктора одновременно. Производится расчет параметров нагревательного элемента как индуктора по методу магнитных схем замещения. Данный метод является основным инженерным методом при проектировании индукторов. Рассмотрим П-образную схему замещения четырехполюсника (рисунок 3.36) [98]. Полный поток индуктора Ф и. , создаваемый обмоткой, разделяется на поток Ф s1 , не зависящий от загрузки, и поток Ф н. = Ф s2 + Ф 2M , 104 проходящий по нагреваемому телу Ф 2M и по прилегающей к нему части зазора Ф s2 и затем замыкающийся через область v e с магнитным сопротивлением R me Магнитные сопротивления R s1 и R s2 относятся к участкам зазора, по которым проходят потоки Ф s1 и Ф s2 R me R ms1 R ms2 Z m2 I а Φ и Φ н Φ 2м Φ s1 Φ s2 W 1 x 2м x s1 x s2 x е I е I и U и F 2 /W 1 Z д Рисунок 3.36 – Магнитная и электрическая схемы замещения индуктора Магнитной схеме замещения соответствует дуальная электрическая схема (рисунок 3.36). Сопротивления загрузки z = r 2 + j∙x 2М. , зазоров x s и пути обратного замыкания x e приведены к числу витков индуктора W 1 и связаны с магнитными сопротивлениями соотношением [82] Дополнительное сопротивление z д. , не связанное с магнитной схемой замещения, учитывает активное сопротивление обмотки r 1 и сопротивление элементов (шин, последовательных конденсаторов), которые могут быть включены в цепь на участке до ИП с известным напряжением U н. . Внутреннее реактивное сопротивление обмотки x 1м. проще и точнее вычислять как часть сопротивления зазора, беря вместо реального радиуса эквивалентный R 1э. , равный среднему радиусу токонесущего слоя [83] где d 1 – толщина проводника или его токонесущей стенки. Знак «минус» берется для внутренних индукторов, «плюс» – для внешних. Весь поток в зазоре вместе с Ф 2М. замыкается в виде одного потока через пространство v e . Этому способу расчета соответствует схема (рисунок 3.37) при x s2 = x s и x s = 0. Сопротивление индуктора [83] 105 , где x e = x 2м. + x c – реактивное сопротивление зазора и загрузки; x e – сопротивление обратного замыкания; c – коэффициент приведения параметров загрузки к индуктору [83]. Активное сопротивление r 1 вычисляется из условия равномерного распределения тока по одной стороне токопровода обмотки [83] где – коэффициент заполнения обмотки медью по длине. Сопротивление вычисляется для отрезка [83] 3.4.4.1 Расчет индуктора для малопротяженных систем Методика расчета для малопротяженных индукторов основана на методике расчета, описанной в [97, 101]. Электрическая схема замещения индуктора с нагрузкой приведена на рисунке 3.37. Рисунок 3.37 – Полная (а) и упрощенные (б, в) электрические схемы замещения индуктора с нагрузкой Глубина проникновения тока Δ в медный и стальной провод где ρ – удельное сопротивление материала, Ом∙м; μ – магнитная проницаемость материала; f – частота сети, Гц. В результате расчетов определяются следующие параметры (рисунок 3.38). 106 D 1 D 2 D в h ' h 1 = h 2 D 1 D 2 D в h ' h 1 = h 2 Рисунок 3.38 – Схема к расчету индуктора Активное r 1 и внутреннее реактивное x 1вн. сопротивление индуктора, Ом/виток 2 где D 1 – диаметр трубы с индуктором, м; h 1 – длина трубы, м; k з.и. – коэффициент заполнения индуктора, k з.и. =(0,75 – 0,9); F 0 и G 0 – вспомогательные функции. Активное сопротивление r 2 загрузки где D 2 наружный радиус трубы, м; h 2 длина трубы, м. Внутреннее реактивное сопротивление х 2вн. нагрузки Реактивное сопротивление x з.з . воздушного зазора Реактивное сопротивление х о . обратного замыкания Приведённые активное и реактивное сопротивления загрузки 107 Эквивалентное активное r э. , реактивное x э. и полное z э. сопротивления системы индуктор – загрузка Эквивалентный КПД η э. индуктора с загрузкой Коэффициент мощности cosφ индуктора с загрузкой Число витков w индуктора при заданном напряжении U на индукторе где Р и. – мощность, подведённая к индуктору, Вт. Активное r и. , реактивное x и. и полное z и. сопротивления загруженного индуктора Сила тока I и. индуктора Активная мощность P и. , подведённая к индуктору 3.5.4.2 Методика расчета индуктора для протяженных систем Задачей расчета является вычисление индуктивности контура, при которой собственный период колебаний контура будет меньше периода коммутаций ИП T < T К. . Примем, что трубопровод состоит из прямолинейных участков, изгибов, задвижек и фланцевых соединений. 108 Собственная индуктивность плоского контура (прямолинейный участок) из провода кругового сечения при любой частоте вычисляется по формуле [99] ), 4 ξ μ μ 2 (ln π 2 μ 0 0 l r S l L где l – периметр контура, м; S – охватываемая контуром площадь, м 2 ; μ – относительная магнитная проницаемость. Значения собственной индуктивности участков индуктора, расположенных на изгибах трубопровода, рассчитываются по формуле для проводов, изогнутых по дуге окружности [101] , G N L где N – величина, зависящая только от формы и размеров оси провода и не зависящая от формы и размеров поперечного сечения провода и от характера распределения тока по сечению, Гн; G – величина, зависящая от формы и размеров поперечного сечения провода и от характера распределения тока по сечению, Гн. Значения собственной индуктивности для участков индукторов задвижек и фланцевых соединений рассчитывается по формуле индуктивности катушки кругового сечения [101] , Δ ' L L L где ' L – индуктивности катушки кругового сечения, Гн; ΔL – поправки на изоляцию. , Ф ω π 4 μ ' 2 0 d L где ω – число витков катушки; d – средний диаметр катушки, м. Поправка на изоляцию вычисляется по формуле [101] , 2 1 L L L 109 где Δ 1 L и Δ 2 L – поправки, учитывающие отличие собственной и взаимной индуктивности действительных витков катушки от собственной и взаимной индуктивности соответствующих расчетных витков. Величина I определяется [101] , ε 5569 , 0 δ δ ln i i p I где p – шаг обмотки, м; δ i – диаметр голого провода, м; ε – величина, определяемая в зависимости от соотношения δ i /p, определяется по таблице 10-3 [101]. Собственная индуктивность всего контура, охватываемого индуктором, равна сумме индуктивностей отдельных участков индуктора L L общ. Импульсы тока в индукторе создаются конденсаторами. Ток индуктора определяется формулой , cos 2 U P I где Р – мощность ИП, Вт; R – сопротивление индуктора, Ом. 3.4.4.3 Методика расчета индуктора для резервуара Удельная поверхностная мощность в загрузке ) ( 14 , 3 4 2 2 2 1 2 02 d d P p Напряженность магнитного поля на поверхности загрузки: 2 2 2 6 02 02 μ ρ 10 F f p H Напряженность магнитного поля на поверхности индуктора св. 02 01 k Н Н Активная мощность в индукторе 110 з 1 1 2 2 2 1 2 01 6 1 1 ρ 4 10 14 , 3 k F f d d Н Р , где коэффициент заполнения принимается равным k з. = 0,9 [102]. Реактивная мощность в индукторе 1 1 1 1 F G P P Q Реактивная мощность в загрузке 6 , 0 2 2 2 2 F G P P Q Реактивная мощность в зазоре δ 10 14 , 3 1 3 2 01 9 3 d f Н P Q Активная мощность системы индуктор-загрузка 2 1 Σ Р Р Р Реактивная мощность системы индуктор-загрузка 3 2 1 Σ Q Q Q Q Р Р Р Р Полная мощность системы индуктор-загрузка 2 Σ 2 Σ Σ Q S P P Р Электрический КПД η Σ 2 э. Р Р Коэффициент мощности cos Σ Σ S Р Р Ток индуктора 1 Σ 1 U P I S Число витков индуктора 2 ) ( 10 1 2 1 2 01 I d d H w В результате расчета определяется количество витков индуктора, 111 протяженность (на какой длине располагается), КПД, коэффициент мощности. 3.4.5 Методика расчета преобразователя частоты Для правильной работы ИНС между сетью и индуктором требуется установка ИВЭП, состоящего из трех элементов: выпрямителя, сглаживающего фильтра и инвертора. Трехфазная мостовая схема выпрямления является наиболее распространенной в области средних и высоких мощностей. Расчет выпрямительного блока и сглаживающего фильтра выполняется по методике, приведенной в [103]. Для питания устройств с большой индуктивностью, например, нагревательных элементов при индукционном нагреве применяются автономные инверторы (рисунок 3.39). VS4 VS3 VS2 VS1 U c C L R i U vs1 i vs1 U d I d L d Рисунок 3.39 – Принципиальная схема мостового тиристорного инвертора Расчет резонансного инвертора имеет особенность: резонансный контур заменяется на гибридный индуктор. Исходные данные для расчета: напряжение питания постоянного тока U, количество гибридных индукторов n гибр.инд. , потребляемая мощность одного гибридного индуктора P гибр. инд. , частота коммутации ключей f, геометрические параметры материалов гибридного индуктора и трубы: толщина и ширина медной и полиимидной лент CU d , PI d , CU a , PI a Емкость одного гибридного индуктора рассчитывается из формулы для мощности f U P С инд гибр инд гибр 2 2 Площадь перекрещивания пластин 112 PI PI инд гибр ПЛ d С S 0 , где ε PI – относительная диэлектрическая проницаемость полиимидной пленки [104]. Длина одной обкладки гибридного индуктора CU ПЛ CU a S l Сопротивление двух обкладок гибридного индуктора СЕЧ CU CU S l R инд гибр 2 , где CU – удельное сопротивление медной ленты; CU CU СЕЧ a d S – площадь поперечного сечения медной ленты. Для расчета индуктивности принимается, что две проводящие пластины соединены между собой последовательно. Диаметр середины длины намотки 60 2CU СР l d Толщина намотки гибридного индуктора . Индуктивность гибридного индуктора 4 2 0 Ф d L СР инд гибр Исходя из требуемого тепловыделения, параметров электрической сети и коммутационных ключей определены оптимальные параметры L, C и R обкладок гибридного индуктора, геометрические размеры. В результате расчета параметров гибридного индуктора получены следующие показатели: - емкость гибридного индуктора С гибр.инд. = 0.6887 мкФ; - сопротивление гибридного индуктора R гибр.инд = 0.051 Ом; - индуктивность гибридного индуктора L гибр.инд = 36.43 мкГн. 113 По результатам исследований, проведенных с помощью разработанных моделей, предложен алгоритм проектирования ИНС с помощью электрических и магнитных схем замещения гибридного индуктора (рисунок 3.40). Рисунок 3.40 – Алгоритм проектирования ИНС 3.5 Выводы по главе 3 1 Разработаны компьютерные модели электрической схемы ИНС с гибридным индуктором в программе Matlab. По результатам исследований 114 получены осциллограммы токов и напряжений в номинальном режиме работы гибридного индуктора с оптимальными параметрами L и С. Определены конструктивные параметры гибридного индуктора и частота тока, позволяющие получить наибольший КПД и выходную мощность без увеличения габаритов и массы гибридного индуктора. Сравнение результатов моделирования с экспериментальными данными показало расхождение 3 % для схемы ИНС локального нагрева и 8 % для схемы ИНС локально-попутного нагрева. 2 Разработаны компьютерные модели в программе ELCUT 6.0 для исследования процессов работы ИНС. Выполнено исследование эффективности нагрева с помощью одиночных индукторов в проводном и ленточном исполнении, используемых в качестве ступеней для построения ИНС. Проведены эксперименты на макетном образце ИНС трубопровода гибридным и проводным индукторами. Показано, что при одних и тех же электрических и геометрических параметрах гибридный индуктор обеспечивает нагрев до температуры на 5,08% выше, чем с индуктор в проводном исполнении. Адекватность разработанных моделей подтверждена экспериментально. Наибольшее расхождение результатов, полученных в ходе экспериментов по сравнению с результатами, полученными в ходе моделирования составило 6,2%. 3 На основе разработанной компьютерной модели в программе Elcut получены картины электромагнитного поля, распределения плотности тока, плотности энергии, тепловыделения. Показано, что электромагнитное поле, генерируемое обкладками, поглощается материалом трубы, а разогрев обкладок гибридного индуктора не приводит к структурным изменениям нагревательного компонента и не превышает значения 60 о C. Исследовано влияние на эффективность индукционного нагрева трубопровода частоты тока индуктора, силы тока и расположения индуктора при попутном нагреве. Показано, что интенсивность нагрева увеличивается с ростом частоты и силы тока. Наиболее эффективный нагрев обеспечивается положением индуктора при угле α=90°. 4 Разработана и исследована компьютерная модель индукционной нагревательной системы на основе МИЭК в программе Comsol Multiphysics. 115 Модель позволяет провести анализ процесса формирования и передачи тепла нагреваемому объекту, а также электромагнитных полей в системе индукционная нагревательнаясистема – обект нагрева. С помощью компьютерной модели получены температурные распределения в теле металла в зависимости от времени воздействия. Полученные данные показали эффективность использования гибридного индуктора в качестве истоника нагрева, а скорость нарастания теплового поля для элемента с расчетными параметрами составила 1,6 о С/мин. В результате сравнения экспериментальных и расчетных данных расхождение не превышает 12 %. 5 По результатам исследований, проведенных на разработанных моделях, предложен алгоритм расчета параметров ИНС и её отдельных узлов. Разработана методика инженерного расчета ИНС для нефтепроводов, которая учитывает особенности геометрического строения объекта нагрева. Результаты исследования, полученные с помощью компьютерной модели, являются составляющей частью инженерной методики расчета ИНС. Особенность инженерной методики заключается в расчете параметров гибридного электромагнитного элемента, выполняющего функции коммутационного контура инвертора и индуктора одновременно. |