ВКР. Расчёт и конструкция бумажномасляной изоляции ввода конденсаторного типа на напряжение 150 кВ и ток 1000 А, утвержденная приказом ректора от 7 апреля 2021 г. 2563
 Скачать 1.34 Mb.
|
|
2 Электрический расчет 2.1. Выбор расчетных напряжений Расчетные напряжения выбираются на основании испытательных напряжений и длительно воздействующего рабочего напряжения в со- ответствии с ГОСТ 1516.3–96. Проектируемый ввод должен быть подвергнут испытанию одноминутным напряжением промышленной частоты U исп =275 кВ и выдерживать в сухом состоянии плавно поднимаемое напряжение U сух =275 кВ (ГОСТ 10693–81 Вводы конденсаторные герметичные на номинальные напряжения 150 кВ и выше. Общие технические условия). Номинальное напряжение: U н =150 кВ. Расчетное напряжение для радиальных размеров будет определяться по формуле: раб 172 U 99.304 кВ 3 расч r U Выбор расчетных напряжений для аксиальных напряжений внешней и внутренней изоляции производится в соответствии с ГОСТ 1516.3-96. По таблице 2.1 [1], для изолятора 150 кВ эти напряжения равны: U расчh =U исп =275 кВ – расчетное напряжение для аксиальных размеров внутренней изоляции; U расчH =U сух =275 кВ – расчетное напряжение для аксиальных размеров внешней изоляции. U расчH =U исп ∙ √2 =388,909 кВ – расчетное напряжение для определения высоты верхней части изолятора и длины внутренней части изоляции. 22 2.2. Выбор размеров остова и фарфоровых покрышек ввода Рисунок 2.1 – Эскиз изолятора конденсаторного типа с бумажно-масляной изоляцией Продольные размеры фарфоровых покрышек H в и h н (рис.1.1) выбираются на основании зависимостей разрядного напряжения от размеров разрядных расстояний по воздуху [1, рис. 2.2] и в масле [1, рис. 2.3] с учётом коэффициента запаса, который составляет 1,1 ÷ 1,15. Высота верхней части изолятора определяется по кривой приведенной на рис. 2.2 [1]: H в '=1,25 м, с учетом коэффициента запаса k з =1,15 H в =H в ' k з =1,25 1,15=1,438 м. Длина внутренней части изоляции определяется как: h в =H в 0,75=1,438 0,75=1,078 м. Длина нижней части остова (внутри фарфоровой крышки) выбирается по кривым разрядных напряжений рис. 2.3 [1, кривая 2]: h н ' = 0,49 м, с учетом коэффициента запаса: h н =h н ' k з =0,49 1,15=0,563 м. Для обеспечения экранирования фланца и нижней головки изолятора длина фарфоровой покрышки в нижней части ввода выбирается так: H н = h н /0,75 = 0,563/0,75 = 0,751 м. 23 2.3. Выбор допустимых радиальных напряженностей По установленным значениям h в и h н можно определить допустимые продольные напряжённости в верхней и нижней части ввода, а также среднюю аксиальную напряжённость по формулам: 275 кВ 255,072 1,078 м расч h hв в U E h Аксиальная напряжённость в нижней части ввода 275 кВ 488,021 0,563 м расч h hн н U E h Приведённая аксиальная напряжённость 275 кВ 167,517 1,078 0,563 м расч h h в н U E h h 2.4. Выбор расчетного напряжения для определения радиальных размеров и допустимых радиальных напряженностей Так как заданием определено, что используется конусная разделка краев, то для области слабо неоднородного поля допустимая рабочая напряженность: E rраб =5 кВ/мм, и допустимая испытательная напряженность: E rисп =18 кВ/мм. Расчётное напряжение определяем исходя из соотношения: раб r исп r раб исп E E и U U . (2.1), (2.2) Тогда: исп раб U 275кВ 2,769; U 99,304кВ исп r раб r 18кВ/мм 3,6. E 5кВ/мм E Так как исп r исп раб раб r U U E E , то за расчётное напряжение при выборе радиальных размеров следует принимать U раб , тогда U расчr = U раб = 99,304 кВ, 24 а Е расч = Е rраб = 5 кВ/мм. Е rдоп = Е rраб = 5 кВ/мм. 2.5. Определение длин стержня и фланцев Рисунок 2.2 – Эскиз остова проходного изолятора. При условии равенства радиальных напряженностей у токоведущих стержня и у фланца (α = 1) радиальная напряженность в более нагруженных слоях будет наименьшая, если 𝑟 ф 𝑟 𝑐 = ℎ 𝑐 ℎ ф = 𝑧 = 3,6: 𝛼 = 𝐸 𝑟𝑐 𝐸 𝑟ф (2.3) Длина обкладок у фланца определяется выражением: 275 0,631 м ( 1) (3,6 1) 167,517 расч h ф h U h z E где z = 3,6 определяется по рис. 2.7 [1] при α = 1. Длина обкладок у стержня или расчетная длина стержня будет равна: 3,6 0,631 2, 273 м c ф h z h 2.6. Выбор конструкции разделки края обкладки и толщины основного слоя изоляции Для данного ввода применяется конусная разделка края обкладки. При этом толщина основного слоя изоляции будет равна: Δr = 6 мм. 25 2.7. Определение радиуса стержня и радиуса фланца При определении радиусов стержня и фланца необходимо выполнять следующее условие: E r = const. Для обеспечения этого условия необходимо, чтобы длины обкладок удовлетворяли соотношению r h = const. Радиус стержня можно определить из выражения: расч c r доп U 99,304кВ r = = =0,008788 м. кВ 2,26 E 2,26 5 мм Диаметр стержня соответственно будет равен: d c = 2 · r c = 2 · 0,008788 = 0,018 м. По табл.2.2. [1] выбираем стандартный диаметр трубы: внутр d =25 мм и внешн d =30 мм ( доп I =830 А , 2 S=217 мм ). Производим проверку сечения по допустимому току: плотность тока в стандартной трубе диаметром 25 мм будет определяться из следующих выражений: 2 доп 830 I = = 332 А; S=217 мм ; 2,5 доп 2 I 332 А j= = =1,53 S 217 мм , ном , 830 I >I >750, 332<750. 2,5 доп Данное условие не выполняется, следовательно, необходимо увеличить сечение трубы (увеличить внешний радиус). Тогда необходимое сечение трубы: 2 н треб I 1000 S = = = 653,61 мм . j 1,53 Внутренний диаметр трубы: 2 2 внутр внешн треб 30 - 653,61 4 4 d = d -S = = 8,234 мм π π В действительности наша токоведущая труба имеет сечение: 2 2 2 2 внутр 2 внеш d d 3,14 (30 8,234 ) S 653,614 мм 4 4 4 26 Таким образом, выбираем медную трубу d внутр /d внеш =8,234/30. Окончательно примем d c =30 мм, следовательно, радиус r c =15 мм. Посчитаем r ср E : расч r ср c U 99,304 кВ E = = =2,929 2,26 r 2,26 15 мм Радиус фланца находится по формуле: ф с r =r =15 3,6=54 мм. z Диаметр, соответственно, равен: d ф = 2·r ф = 2 · 54=108 мм. 2.8. Определение числа слоев, радиусов и длин конденсаторных обкладок Для данного расчета принимается, что толщины всех слоев одинаковы равны Δr = 6 мм. Тогда число слоев определится равенством: 54 15 6,5 7 6 ф c r r m r а радиус k-ой обкладки: k c r r k r , где k – номер слоя. Для первой обкладки: 1 15 1 6 21 мм r Остальные радиусы сведены в таблицу 1. Длины конденсаторных обкладок вычисляются по следующей формуле: ф ф k k r h h r (2.4) Для первой обкладки: 1 54 631 1624 мм 21 h Остальные длины обкладок сведены в таблице 2.1 27 Таблица 2.1 – Радиусы и длины конденсаторных обкладок Номер слоя, m 1 2 3 4 5 6 7 Радиус обкладки, r k , мм 21 27 33 39 45 51 57 Длина обкладки, h k , мм 1624 1263 1033 874,238 757,673 668,535 598,163 2.9. Определение длин уступов и их коррекция Суммарные длины соответствующих уступов в верхней и нижней частях ввода будут зависеть от номера слоя k: 1 k k k h h (2.5) Длина первого уступа: 2273 1624 649, 434 мм 1 1 h h c Длины остальных уступов сведены в таблице 2.2. Таблица 2.2 – Длины уступов Номер слоя, m 1 2 3 4 5 6 7 Длина уступа, λ k, мм 649,434 360,797 229,598 158,952 116,565 89,138 70,372 Найдем минимальную допустимую приведенную длину уступа у фланца: 2 2 m мин н мин h н доп U E , где (2.6) max 1,15 3,369 r r ср E E кВ 10 см h н доп E – допустимая аксиальная напряженность в масле. m U - наибольшее падение напряжение на слое. max 1 1 54 ln( ) 3,369 51 ln( ) 9,82 кВ 51 ф m r m m r U E r r Так как в качестве расчетного напряжения для радиальных размеров изолятора принято наибольшее рабочее, то наибольшее падение напряжения на слое приводится к испытательному напряжению: 28 исп раб U 275 ' 9,82 27,195 кВ U 99,304 m m U U 2 ' 2 27,195 54,389 мм 1 m мин h н доп U E 54,389 27,195 мм 2 2 мин н мин Зависимость длины уступа k от номера слоя m представлена на рисунке 1.3. Рисунок 2.3 – 1 - длина уступа λ k , 2 - минимальная длина уступа λ min. Длины уступов удовлетворяют условию k min λ >λ 2.10. Определение емкостей слоев и напряженности в них Емкость в k-ом слое определяется по формуле: 1 2 ln( ) k k k k h C r r , (2.7) где 12 11 0 Ф 8,85 10 3,6 3,186 10 м r 29 Для первого слоя емкость составит: 11 1 1 1 2 2 3,14 3,186 10 1,624 0,9659 нФ 21 ln( ) ln( ) 15 с h C r r Напряжение, приходящееся на слой, будет определяться как: 9 1 1 1 , где 6,762 10 1 m расч r k m i i k i i U U C C C (2.8) Для первого слоя: 1 9 9 1 1 99,304 15, 204 кВ 1 0,9659 10 6,762 10 расч r m i i U кВ U C C Емкости слоев и падения напряжения на слоях представлены в таблице 2.3. Таблица 2.3 – Емкости слоев и падение напряжения на слоях Номер слоя, m 1 2 3 4 5 6 7 Емкость слоя, С k , нФ 0,9659 1,006 1,031 1,048 1,06 1,069 1,077 Падение напряжения на слое, ΔU k , кВ 15,204 14,6 14,249 14,019 13,856 13,735 13,642 Максимальная и минимальная напряженности могут быть определены из следующих соотношений: max min 1 1 1 ln( ) ln( ) k k k k k k k k k k U U E E r r r r r r (1.9), (1.10) Для первого слоя: 1 1max 1 1 1min 1 1 15, 204 кВ 3,012 21 мм ln( ) 15 ln( ) 15 15, 204 кВ 2,152 21 мм ln( ) 21 ln( ) 15 c c c U E r r r U E r r r Остальные величины напряженностей слоев приведены в таблице 2.4. 30 Таблица 2.4 – Напряженности слоев Номер слоя, m 1 2 3 4 5 6 7 Максимальная напряженность, E k max ·10 6 , В/м 3,012 2,766 2,63 2,543 2,483 2,439 2,405 Минимальная напряженность, E k min ·10 6 , В/м 2,152 2,152 2,152 2,152 2,152 2,152 2,152 По полученным данным строим график распределения радиальных напряженностей по слоям, по оси абсцисс которого откладывается радиус слоя, а по оси ординат – значение напряженности, соответствующей этому радиусу. Рисунок 2.4 – График распределения радиальных напряженностей. Из расчета видно, что напряженность в каждом слое не превышает допустимое значение 5 кВ/мм. 3 Тепловой расчет 31 При расчёте тепловой устойчивости проходного изолятора выясняется возможность развития теплового пробоя в проектируемой конструкции при заданном токе, проходящем по токоведущему стержню, и наибольшем допустимом напряжении. Так как аксиальные размеры изолятора существенно больше ра- диальных, при проведении теплового расчёта принимают, что тепловое поле изолятора радиально, т.е. вся теплоотдача осуществляется только в радиальном направлении (рис. 3.1). T и 1 2 T k r 2 r 1 r c r фл P с P к P отв r ф1 r ф2 Рисунок 3.1 – Схема для графического расчета тепловой устойчивости изолятора конденсаторного типа:1 – масло, 2 – фарфор. Расчёт выполняется для установившегося теплового режима изоляции. Исходными данными при расчёте являются ток в стержне изолятора, температура окружающей среды и зависимость tg от температуры для применяемой изоляции. Расчёт производится методом «шаг за шагом». Для проведения расчёта задаются рядом значений температуры стержня Т с1 , Т с2 , …, Т сn . Эти значения произвольны, но должны быть близки к возможной искомой температуре стержня Т с при данных условиях. Практически для изоляторов высокого напряжения удобно принять значения Т с равными 40, 60, 80 и 100 С. 32 Найдем тепловые сопротивления масляного зазора, фарфоровой покрышки, окружающей среды. Тепловое сопротивление масляного зазора: 1 1 ln( ) 2 ф ТМ М фл r R к r (3.1) где 0 Вт =0,13 м С М к - коэффициент теплопроводности масла. Принимаем толщину зазора Δ з = 20 мм, а толщину фарфоровой стенки изолятора – Δ ф = 40 мм, тогда: 1 0,054 0,02 0,074 м ф фл з r r 2 1 0,074 0,04 0,114 м ф ф ф r r 0 1 1 1 0,074 м С ln( ) ln( ) 0,386 2 2 3,14 0,13 0,054 Вт ф ТМ М фл r R к r Тепловое сопротивление фарфоровой покрышки: 2 1 0 0 1 ln( ) 2 Вт 1 м С 1 0,114м м С ln( ) 0,069 2 3,14 1 0,074м Вт ф ТФ Ф ф Ф ТФ r R к r к R (3.2), (3.3) Для расчёта теплоотдачи ввода в окружающую среду принимается коэффициент теплоотдачи с поверхности фарфора в = 16 Вт/(м 2 С), тогда: 0 2 1 1 м С 0,087 2 2 3,14 0,114 16 Вт ТО ф в R r Определим полный тепловой поток изолятора и соответствующей ему температуру внешней поверхности изолятора. Найдем потери в токоведущем стержне: 2 0 0 [1 ( 20 )] c T c P I R T С , где (3.4) 0 1 0,0039 С T - температурный коэффициент сопротивления медного стержня; 33 2 Ом мм 0,0175 м v - удельное объемное сопротивление медного стержня; 2 5 0 2 Ом мм 0,0175 Ом м 2,677 10 653,614м м v ст R S - активное сопротивление стержня; 2 653,614м т S - сечение трубы. Для теплового расчета изолятора требуется значение tg δ в диапазоне температур от 40 до 100 о С. Для данного ввода применяется масло ГК и кабельная бумага КВМСУ 120. Произведем аппроксимацию зависимости tg δ = f(T) зависимостью вида: tg δ = A·exp(B·T). Определим тангенс угла диэлектрических потерь комбинированной изоляции. Для бумажно-масляной изоляции tg δ и ε r рассчитываются по формулам: 1 2 1 2 1 2 1 2 1 2 1 2 1 2 1 2 r r r r r r r d d tg tg d d tg и d d d d , (3.5), (3.6) 1 r1 1 tgδ , ε , d – соответственно толщина, относительная диэлектрическая проницаемость и тангенс угла диэлектрических потерь бумаги; 2 r2 2 tgδ , ε , d – соответственно толщина, относительная диэлектрическая проницаемость и тангенс угла диэлектрических потерь масла. Для бумаги и масла можно принять r1 = 6, r2 = 2,2. Предполагая, что бумага пористая и все поры бумаги заполнены пропитывающим составом, имеем: 3 1 3 2 1 кг 1000 м 6мм 3,871мм кг 1550 м 6мм 3,871мм 2,129мм б из к из d d d d d где б , к – плотность бумаги и клетчатки соответственно, 34 d из – полная толщина изоляции. При температуре 20 С тангенс угла диэлектрических потерь для бумаги (индекс 1) и масла (индекс 2) равны соответственно 1 20 C 0,34% tg и 2 20 C 0,2% tg , тогда тангенс угла диэлектрических потерь комбинированного диэлектрика при 20 С будет равен: 20 3,871мм 2,129мм 0,34 0, 2 6 2, 2 0, 256% 3,871мм 2,129мм 6 2.2 tg При температуре 90 С тангенс угла диэлектрических потерь для бумаги и масла 1 90 C 0,9% tg , 2 90 C 0,5% tg . Тогда тангенс угла диэлектрических потерь комбинированного диэлектрика при 90 С будет равен: 90 3,871мм 2,129мм 0,9 0,5 6 2, 2 0,66% 3,871мм 2,129мм 6 2, 2 tg Определим r комбинированного диэлектрика: 3,871мм 2,129мм 3,72 3,871мм 2,129мм 6 2, 2 r Аппроксимируем зависимость tg𝛿 = f(T) зависимостью вида tg 𝛿 = A exp(B T). Зная значения tg( 𝛿)и T для двух точек зависимости можно определить коэффициенты A и B: 20 1 A exp(B T ) tg , 90 2 A exp(B T ) tg , тогда: 90 0 0 0 2 1 20 1 1 0,66 1 ln( ) ln( ) 0,014 90 20 0, 256 tg B T T tg С С С 0 1 0 20 1 0,014 20 0, 256 0,195 B T С С tg A e e Исходя из полученных данных зависимость примет вид: 0 1 0,014 ( ) 0,195 T B T С tg T A e e Ниже приведен график данной зависимости. 35 Рисунок 3.2 – Зависимость тангенса угла диэлектрических потерь от температуры. Исходными данными для теплового расчёта являются номинальный ток I н = 1000 А, температура окружающей среды T 0 = 35 C, а также результаты электрического расчёта. На первом шаге задаёмся температурой стержня изолятора T c = 40,60,80,100 C. Тогда электрические потери в стержне составят: 2 0 2 5 0 0 0 40 28,863 60 30,951 Ом 1 Вт [1 ( 20 )] 1000 2,677 10 [1 0,0039 ( 20 )] 80 33,039 м С м 100 35,128 c н T c P I R T С A С С 1-й слой Диэлектрические потери в изоляции первого слоя: 6 6 2 3 2 10 1 1 1 6 6 0,15 10 0,336 0, 44 0,196 10 Ф Вт ( ) (15, 204 10 ) 314,159 6,148 10 0,576 м м 0, 257 10 0,756 0,337 10 Д с P U С tg T 36 где 11 10 1 1 12 11 0 Ф 2 3,14 3, 292 10 2 Ф м 6,148 10 , 21 м ln( ) ln( ) 15 Ф Ф 8,85 10 3,72 3, 292 10 м м с r С r r Определим тепловое сопротивление первого слоя на единицу длины при коэффициенте теплопроводности бумажно-масляной изоляции, равном k б = 0,23 Вт/м· о С: 0 1 1 0 1 1 21 м С ln( ) ln( ) 0, 233 Вт 2 15 Вт 2 3,14 0, 23 м С T б с r R k r Перепад температуры в первом слое составит: 6 6 0 1 1 1 6 6 0,15 10 28,863 6,738 30,951 0,196 10 7, 229 Вт Вт м С ( 0,5 ) ( 0,5 ) 0, 233 С 33,039 7,723 м м Вт 0, 257 10 35,128 8, 218 0,337 10 c Д T v P P R Найдем тепловой поток, проходящий через изоляцию первого слоя: 6 6 1 1 6 6 0,15 10 28,863 28,937 30,951 0,196 10 31,049 Вт Вт Вт 0,5 0,5 33,039 33,168 м м м 0, 257 10 35,128 35, 296 0,337 10 c Д P P P Температура первой обкладки будет равна: 1 1 40 6,738 33, 262 60 7, 229 52,771 80 7,723 72, 277 100 8, 218 91,782 c T T v С С С 2-й слой Диэлектрические потери в изоляции второго слоя: 5 5 2 2 3 10 2 2 2 1 5 5 0,169 10 0,306 0,399 0, 22 10 Ф Вт ( ) 14,6 10 314,159 8, 231 10 0,519 м м 0, 286 10 0,676 0,373 10 Д P U С tg T где 37 11 10 2 2 1 Ф 2 3,14 3, 292 10 2 Ф м 8, 231 10 , 27 м ln( ) ln( ) 21 С r r Определим тепловое сопротивление второго слоя на единицу длины при коэффициенте теплопроводности бумажно-масляной изоляции, равном k б = 0,23 Вт/м· о С: 0 2 2 1 0 1 1 27 м С ln( ) ln( ) 0,174 Вт 2 21 Вт 2 3,14 0, 23 м С T б r R k r Перепад температуры во втором слое составит: 5 5 0 0 2 1 2 2 5 5 0,169 10 28,937 5,047 31,049 0, 22 10 5, 419 Вт Вт м С ( 0,5 ) ( 0,5 ) 0,174 С 33,168 5,793 м м Вт 0, 286 10 35, 296 6,171 0,373 10 Д T v P P R Найдем тепловой поток, проходящий через изоляцию второго слоя: 6 5 6 5 2 1 2 6 5 6 5 0,15 10 0,169 10 28,863 29,097 30,951 0,196 10 0, 22 10 31, 257 Вт Вт Вт 0,5 0,5 33,039 33, 44 м м м 0, 257 10 0, 286 10 35,128 35,651 0,337 10 0,373 10 с Д Д P P P P Вт м Температура второй обкладки будет равна: 0 0 2 1 2 33, 262 5,047 28, 215 52,771 5, 419 47,352 С 72, 277 5,793 66, 484 91,782 6,171 85,611 T T v С С Аналогично расчет ведется для остальных слоев изоляции. Далее определяем полный тепловой поток Р и , проходящий через бумажно-масляную изоляцию и остальные элементы цилиндрической системы изолятора, а также температуру внешней поверхности изоляции Т и : 5 5 m и c дk 4 k 1 4 1, 444 10 28,863 30, 306 30, 951 1,863 10 32,814 Вт P P P 33, 039 35, 442 м 2, 403 10 35,128 38, 227 3, 099 10 38 m и c k k 1 40 27, 059 12, 941 60 29,106 30,894 T T ν 80 31,189 48,811 100 33, 317 66, 683 С По такой же методике «шаг за шагом» просчитываются аналогичные параметры при Т с = 60, 80 и 100 С. Результаты теплового расчета сведены в табл. 5. По полученным данным строится зависимость Р и = f(Т и ), а затем зависимость количества тепла, отводимого в единицу времени от наружной поверхности бумажно-масляной изоляции в окружающую среду, от температуры наружной поверхности Т и Эта зависимость определяется соотношением то тф тм 0 и отв R R R T T P , (2.7) для температуры 40,60,80,100 С: и 0 отв тм тф то 12,941 30,894 35 40,716 48,811 7,579 66,683 T T Вт P 25, 493 R R R 0,386 0,069 0,087 м 58, 48 P отв аналогично рассчитывается для Т с = 40, 60, 80 и 100 С. Полученные зависимости приведены на рисунке 3.3. 39 Таблица 3.1 – Результаты теплового расчета № слоя Тепловое сопротивление R Тк Погонная емкость слоя, С к ·10 -9 Ф/м Температура слоя, Т к , 0 С при Т с : Перепад температуры в слоях, υ к , 0 С при Т с : Диэлектрические потери слоя, Р дк ·10 -5 , Вт/м при Т с : 40 60 80 100 40 60 80 100 40 60 80 100 1 0,233 0,6148 33,262 52,771 72,277 91,782 6,738 7,229 7,723 8,218 0,15 0,196 0,257 0,337 2 0,174 0,8231 28,215 47,352 66,484 85,611 5,047 5,419 5,793 6,171 0,169 0,22 0,286 0,373 3 0,139 1,031 24,162 42,995 61,819 80,632 4,053 4,357 4,665 4,979 0,188 0,244 0,316 0,409 4 0,116 1,238 20,766 39,339 57,899 76,44 3,396 3,655 3,92 4,192 0,207 0,267 0,345 0,444 5 0,099 1,446 17,836 36,182 54,507 72,805 2,93 3,158 3,392 3,635 0,226 0,29 0,373 0,479 6 0,087 1,653 15,254 33,395 51,507 69,585 2,582 2,787 2,999 3,221 0,244 0,312 0,4 0,512 7 0,077 1,86 12,941 30,894 48,811 66,683 2,313 2,501 2,696 2,901 0,261 0,334 0,426 0,544 40 Таблица 3.2 – Результаты теплового расчета Температура стержня, Т с , 0 С Полный тепловой поток в изоляторе на единицу длины стержня, Р и , Вт/м Потери мощности в токоведущем стержне, Р с , Вт/м Температура внешней поверхности изолятора, Т и , 0 С Отводимая мощность, Р отв , Вт/м 40 30,306 28,863 12,941 - 60 32,814 30,951 30,894 - 80 35,442 33,039 48,811 25,493 100 38,227 35,128 66,683 58,48 41 Зависимость тепловыделения и теплоотдачи от температуры внешней поверхности изолятора представлена на рисунке 3.3. Рисунок 3.3 – Зависимость полного теплового потока через изолятор и отводимой мощности от температуры наружной поверхности. |