鄭國(guó)麗， 黃鵬程

(南車(chē)株洲電機(jī)有限公司，湖南株洲 412001)

礦用防爆電機(jī)三維溫度場(chǎng)研究

鄭國(guó)麗， 黃鵬程

(南車(chē)株洲電機(jī)有限公司，湖南株洲 412001)

電機(jī)溫升對(duì)電機(jī)的性能有重要影響，是電機(jī)設(shè)計(jì)的關(guān)鍵?；诹黧w動(dòng)力學(xué)原理，對(duì)礦用防爆電機(jī)的熱流耦合場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，得到了電機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)特性、電機(jī)整體溫度分布、電機(jī)各部件峰值溫度及所在位置。通過(guò)方案比較，確定定、轉(zhuǎn)子鐵心長(zhǎng)度;然后進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化，采用電機(jī)內(nèi)置風(fēng)扇、定轉(zhuǎn)子鐵心增設(shè)通風(fēng)孔兩種方法增強(qiáng)電機(jī)內(nèi)部冷卻效果，并驗(yàn)證數(shù)值計(jì)算的可行性。所得結(jié)論為電機(jī)設(shè)計(jì)提供了一定的理論參考。

防爆電機(jī);水冷;溫度場(chǎng);數(shù)值模擬

0 引言

隨著市場(chǎng)需求的增加，競(jìng)爭(zhēng)日益激烈，電機(jī)產(chǎn)品的品種、數(shù)量也在不斷增加，電機(jī)的單機(jī)容量不斷擴(kuò)大，對(duì)電機(jī)技術(shù)水平的要求也越來(lái)越高。對(duì)于電機(jī)生產(chǎn)企業(yè)而言，只有提高設(shè)計(jì)開(kāi)發(fā)能力、改善電機(jī)性能、降低設(shè)計(jì)成本，才能增強(qiáng)電機(jī)產(chǎn)品的競(jìng)爭(zhēng)力。因此，國(guó)內(nèi)外電機(jī)工作者不斷開(kāi)發(fā)和采用新技術(shù)進(jìn)行電機(jī)設(shè)計(jì)。電機(jī)溫升計(jì)算是電機(jī)設(shè)計(jì)的關(guān)鍵［1-3］，也是決定電機(jī)發(fā)展的主要因素，因此電機(jī)冷卻設(shè)計(jì)也越來(lái)越受到電機(jī)設(shè)計(jì)者的重視。以往通常采用熱路法計(jì)算電機(jī)的平均溫升，用平均溫升衡量電機(jī)的發(fā)熱情況，無(wú)法得到電機(jī)整體溫度分布、電機(jī)最高溫升及所在位置。近年來(lái)，國(guó)內(nèi)逐漸采用數(shù)值方法計(jì)算電機(jī)溫升［4-8］，采用數(shù)值分析方法不僅可以了解電機(jī)整體溫度分布，也提高了計(jì)算精度，縮短了設(shè)計(jì)周期，為獲得最佳方案提供有力支持。

本文研究的礦用防爆電機(jī)受安裝空間限制，結(jié)構(gòu)緊湊，電機(jī)內(nèi)部封閉，電機(jī)散熱通過(guò)水套內(nèi)冷卻水的循環(huán)運(yùn)行和電機(jī)外殼的自然對(duì)流換熱來(lái)實(shí)現(xiàn)，電機(jī)的散熱能力差。如果電機(jī)在運(yùn)行過(guò)程中過(guò)熱，會(huì)影響電機(jī)運(yùn)行的可靠性和安全性，使電機(jī)燒毀甚至損壞。因此，計(jì)算電機(jī)溫度場(chǎng)，提高電機(jī)散熱能力以限制電機(jī)溫升，是電機(jī)設(shè)計(jì)的主要問(wèn)題之一。本文基于流體動(dòng)力學(xué)原理，采用比較先進(jìn)的數(shù)值模擬方法計(jì)算電機(jī)熱流耦合場(chǎng)，計(jì)算得出水道入、出口壓差和電機(jī)各部件的溫度分布，并據(jù)此改變電機(jī)結(jié)構(gòu)。對(duì)多種方案進(jìn)行比較，使電機(jī)溫升最終滿(mǎn)足性能指標(biāo)，為電機(jī)設(shè)計(jì)初期提供重要的理論參考。

1 三維幾何模型

在進(jìn)行溫升計(jì)算以前，根據(jù)電磁計(jì)算初步確定電機(jī)的整體結(jié)構(gòu)，計(jì)算出損耗分布，針對(duì)損耗相同，定、轉(zhuǎn)子鐵心長(zhǎng)度不同提出兩種方案。通過(guò)溫升計(jì)算首先確定定、轉(zhuǎn)子鐵心長(zhǎng)度，再改進(jìn)電機(jī)內(nèi)部通風(fēng)系統(tǒng)，最終得到理想方案。

本文研究的防爆電機(jī)內(nèi)部封閉，定子外殼設(shè)計(jì)螺旋水道，冷卻水從入口進(jìn)入，經(jīng)螺旋水道冷卻整個(gè)電機(jī)后流出。為減小由于模型簡(jiǎn)化造成的誤差，本文根據(jù)初步設(shè)計(jì)方案建立了電機(jī)整體三維模型，如圖1所示，電機(jī)內(nèi)部未置風(fēng)扇，定轉(zhuǎn)子鐵心未開(kāi)設(shè)通風(fēng)孔?？紤]定子端部繞組幾何形狀不規(guī)則，對(duì)定子端部繞組進(jìn)行合理簡(jiǎn)化，建模時(shí)不考慮端環(huán)、壓圈等結(jié)構(gòu)的影響。

圖1 計(jì)算域三維模型

2 控制方程與求解條件

2.1 控制方程

考慮電機(jī)轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)，在多重參考坐標(biāo)系下，建立流動(dòng)與傳熱穩(wěn)態(tài)控制方程，包括質(zhì)量守恒方程及動(dòng)量守恒方程式，相對(duì)速度矢量Vr與絕對(duì)速度矢量V的關(guān)系式，能量守恒方程式，反映湍流特性的控制方程采用標(biāo)準(zhǔn)k－ε兩方程模型，見(jiàn)文獻(xiàn)［9］:

式中:▽——散度，即▽(ρVr)=div(ρVr);

ρ——密度;

Ω——旋轉(zhuǎn)角速度矢量;

r——轉(zhuǎn)動(dòng)坐標(biāo)系中微元體的位置矢量;

ρ(2Ω×Vr+Ω×Ω×r)——科里奧里力;

P——作用于空氣微元體上的靜壓力;

F——微元體上的體積力;

τ——因分子黏性作用而產(chǎn)生的作用于微元體表面的黏性應(yīng)力;

T ——溫度;

Γ——擴(kuò)散系數(shù)，對(duì)于轉(zhuǎn)子線(xiàn)圈，Γ=λ/cp;

ST——單位體積內(nèi)熱源產(chǎn)生的熱量與定壓比熱cp的比值。

2.2 求解條件

采用數(shù)值法求解電機(jī)溫度場(chǎng)，需要給定合理的物性參數(shù)和邊界條件，本文根據(jù)用戶(hù)的使用條件及求解問(wèn)題的需要給定如下:

(1)給定各材料的物性參數(shù)，包括密度、比熱容和導(dǎo)熱系數(shù)。銅、絕緣、水套、轉(zhuǎn)軸、端蓋材料的導(dǎo)熱系數(shù) λ 分別為 387.6、0.26、25、44.2、52，單位W/(m·k)。硅鋼片考慮了各項(xiàng)異性，徑向?qū)嵯禂?shù)為44.2 W/(m·k)，切向?qū)嵯禂?shù)為44.2 W/(m·k)，軸向?qū)嵯禂?shù)1.192 W/(m·k)。

(2)螺旋水道入口溫度40℃，流量2.3 m3/h，湍流強(qiáng)度5%，當(dāng)量直徑20 mm。水道出口設(shè)為壓力出口，壓力為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓。電機(jī)內(nèi)部空氣分成動(dòng)靜兩個(gè)區(qū)域，轉(zhuǎn)動(dòng)區(qū)域轉(zhuǎn)速為1 500 r/min，空氣溫度35℃。

(3)水套外殼、端蓋兩側(cè)設(shè)對(duì)流邊界，電機(jī)內(nèi)部流體與壁面交界處均為內(nèi)部耦合對(duì)流邊界。水套外表面的換熱系數(shù)根據(jù)自然對(duì)流換熱的試驗(yàn)關(guān)聯(lián)式(5)～式(7)進(jìn)行計(jì)算［10］。

(4)假設(shè)電機(jī)各發(fā)熱部件熱源均布，定、轉(zhuǎn)子表面損耗透入深度為1.5 mm。

3 結(jié)果分析

3.1 確定定轉(zhuǎn)子鐵心長(zhǎng)度

根據(jù)電磁計(jì)算，初步提出兩種方案。兩種方案結(jié)構(gòu)相似，不同的是方案二與方案一相比定轉(zhuǎn)子鐵心長(zhǎng)度加長(zhǎng)160 mm，定子每槽導(dǎo)體數(shù)減少2，定子槽高減少5 mm;轉(zhuǎn)子導(dǎo)條端部單邊伸出長(zhǎng)增加10 mm，轉(zhuǎn)子槽口寬減小1 mm，槽口高增加1.5 mm;螺旋水道相應(yīng)加長(zhǎng)，與定子鐵心軸向相對(duì)位置不變。兩種方案電機(jī)發(fā)熱部件的熱源強(qiáng)度如表1所示。

表1 兩種方案電機(jī)發(fā)熱部件熱源強(qiáng)度 W/m3

對(duì)兩種方案電機(jī)熱流耦合場(chǎng)計(jì)算得出電機(jī)的整體溫度分布、電機(jī)各部件峰值溫度及所在位置、電機(jī)各部件峰值溫度見(jiàn)表2。兩種方案對(duì)比分析，方案二與方案一結(jié)構(gòu)相似，熱源分布位置相同，溫度分布趨勢(shì)一致，方案二鐵心加長(zhǎng)，單位體積熱源強(qiáng)度降低，水道相應(yīng)加長(zhǎng)，換熱面積增加使電機(jī)整體溫度下降，電機(jī)最高溫度位于轉(zhuǎn)子鐵心表面軸向中間位置，為186.3℃，轉(zhuǎn)子鐵心溫度分布見(jiàn)圖2，轉(zhuǎn)子導(dǎo)條最高溫度位置與轉(zhuǎn)子鐵心相近，最高溫度為186.1℃。定子鐵心最高溫度位于齒部鐵心兩側(cè)，定子內(nèi)圓附近，溫度分布如圖3所示，定子鐵心兩側(cè)受熱空氣吹拂，溫度較高，鐵心外圓靠近螺旋水道，冷卻效果好、溫升低。定子絕緣最高溫度位于定子槽楔，因定轉(zhuǎn)子表面雜散損耗導(dǎo)致溫度升高，最高溫度為125.5℃，定子繞組最高溫度位于端部繞組，為122.6℃，電機(jī)各部件溫升均在電機(jī)溫升限度內(nèi)。此外根據(jù)用戶(hù)需求，螺旋水道入、出口壓差需小于0.3 MPa，通過(guò)計(jì)算兩方案水道入出口壓差分別為0.103 Mpa和0.123 Mpa，均在允許范圍內(nèi)。方案二，水道加長(zhǎng)，流動(dòng)阻力增加，因此需要提供的壓頭相比方案一大，螺旋水道的溫度分布如圖4所示，冷卻水在水道內(nèi)沿程吸熱帶走電機(jī)熱量，水溫不斷升高，最終從出口流出，如果提供的壓頭增加，冷卻水量增加，冷卻效果更好。通過(guò)兩方案溫度對(duì)比，定、轉(zhuǎn)子鐵心長(zhǎng)度根據(jù)方案二確定。

表2 兩種方案電機(jī)各部件峰值溫度 ℃

3.2 多種方案比較

圖5為方案二電機(jī)周向截面溫度分布圖，由圖可知，雖然定子繞組和定子絕緣的溫度在溫升允許限度內(nèi)，但是轉(zhuǎn)子的溫度較高，轉(zhuǎn)子產(chǎn)生的熱量主要來(lái)自銅耗和轉(zhuǎn)子表面的雜散損耗，一部分熱量從轉(zhuǎn)子兩端由機(jī)內(nèi)循環(huán)空氣直接帶至機(jī)座，見(jiàn)圖6軸伸端空氣區(qū)截面速度矢量圖，機(jī)內(nèi)空氣從端部導(dǎo)條流經(jīng)定子端部繞組至機(jī)座后重新循環(huán)，由于結(jié)構(gòu)限制，軸伸端水道長(zhǎng)度短，空氣與冷卻水的換熱量小，溫升高，不利于轉(zhuǎn)子冷卻;另一部分從轉(zhuǎn)子表面通過(guò)氣隙傳到定子鐵心，再傳給機(jī)座，熱阻大也是導(dǎo)致轉(zhuǎn)子溫升高的主要因素。為了降低轉(zhuǎn)子溫升，本文在滿(mǎn)足電磁性能和結(jié)構(gòu)允許的前提下，在方案二基礎(chǔ)上提出方案三，即在軸伸端增加離心風(fēng)扇，轉(zhuǎn)子鐵心開(kāi)設(shè)18個(gè)直徑為20 mm的通風(fēng)孔，定子鐵心開(kāi)設(shè)32個(gè)直徑為12 mm的通風(fēng)孔，使機(jī)內(nèi)形成了循環(huán)的通風(fēng)系統(tǒng)，轉(zhuǎn)子熱量傳遞給轉(zhuǎn)子風(fēng)道內(nèi)的空氣，空氣溫度升高后在風(fēng)扇離心力作用下流進(jìn)氣隙和定子風(fēng)道，由于定子風(fēng)道靠近螺旋水道，熱阻小，空氣的一部分熱量通過(guò)導(dǎo)熱由冷卻水帶走，從而使空氣溫度降低，再?gòu)姆禽S伸端流進(jìn)轉(zhuǎn)子風(fēng)道繼續(xù)循環(huán)。對(duì)電機(jī)的三維熱流耦合場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算。經(jīng)計(jì)算得出:方案三與方案二相比，轉(zhuǎn)子最高溫度由186.3℃降到168.3℃，其他各部件溫度也有所降低，效果明顯。

圖7為方案三電機(jī)周向截面溫度分布，由圖可知，雖然方案三采用的風(fēng)路可有效降低轉(zhuǎn)子溫度，但是由于熱空氣不斷吹拂軸伸端端蓋，使端蓋外壁面溫度升高到90.4℃，導(dǎo)致軸伸端軸承溫度升高，不利于安全運(yùn)行，因此提出方案四，在軸伸端端蓋內(nèi)側(cè)加絕緣板，定子鐵心風(fēng)孔數(shù)量增加一倍，圖8為方案四未顯示水套的幾何模型。經(jīng)計(jì)算定子風(fēng)孔增加后，定子風(fēng)道總流量從0.028 4 kg/s增加到 0.049 5 kg/s，端蓋溫度降低9.1℃。三種方案電機(jī)各部件峰值溫度見(jiàn)表3，方案四與方案三比較，除定子鐵心溫度略有增加，其他部件溫度均有所降低，因此選擇方案四作為最終方案。

表3 三種方案電機(jī)各部件峰值溫度 ℃

4 數(shù)值計(jì)算可行性驗(yàn)證

本文研究的防爆電機(jī)處在設(shè)計(jì)階段，無(wú)法進(jìn)行試驗(yàn)研究，不能將數(shù)值解與試驗(yàn)解進(jìn)行比較，因此采用相同的方法對(duì)已生產(chǎn)運(yùn)行的其他電機(jī)進(jìn)行計(jì)算，將計(jì)算值與試驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比，相對(duì)誤差小于10%，證明數(shù)值方法可行。在設(shè)計(jì)初期，采用數(shù)值計(jì)算的方法模擬電機(jī)額定運(yùn)行時(shí)，高速旋轉(zhuǎn)狀態(tài)下的溫度場(chǎng)并進(jìn)行方案比較，相對(duì)于樣機(jī)試驗(yàn)?zāi)軌蛘故倦姍C(jī)的溫度分布，具有更高的靈活性，從而縮短設(shè)計(jì)時(shí)間、降低設(shè)計(jì)成本。因此，數(shù)值方法對(duì)優(yōu)化電機(jī)設(shè)計(jì)具有重要的促進(jìn)作用。

5 結(jié)語(yǔ)

本文通過(guò)對(duì)防爆電機(jī)熱流耦合場(chǎng)的計(jì)算，首先通過(guò)方案比較確定定、轉(zhuǎn)子鐵心長(zhǎng)度，然后進(jìn)行結(jié)構(gòu)改進(jìn)，獲得理想方案，使電機(jī)各部件溫升均在電機(jī)溫升允許范圍內(nèi)，并得出以下結(jié)論:

(1)產(chǎn)生損耗相同的情況下，定子鐵心長(zhǎng)度加長(zhǎng)，水道長(zhǎng)度相應(yīng)增加，可降低熱源強(qiáng)度，增加換熱面積，有利于電機(jī)冷卻;

(2)根據(jù)給定流量計(jì)算出螺旋水道入、出口壓差小于0.3 MPa，滿(mǎn)足用戶(hù)要求，并有一定余量，如果水道提供的壓頭增加，水道流量也會(huì)增加，電機(jī)冷卻效果會(huì)更好;

(3)在保證電磁性能的前提下，定、轉(zhuǎn)子鐵心開(kāi)設(shè)通風(fēng)孔，電機(jī)內(nèi)置離心風(fēng)扇，形成內(nèi)循環(huán)風(fēng)路，有利于降低轉(zhuǎn)子溫升。端蓋內(nèi)側(cè)安裝絕緣板，可防止熱空氣直接吹拂端蓋，導(dǎo)致軸承溫度升高。

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Three Dimension Temperature Field Studies of Mine Explosion-Proof Motor

ZHENG Guoli，HUANG Pengcheng
(CSR Zhuzhou Electric Co.，Ltd.，Zhuzhou 412001，China)

It was the key of motor design because that the motor temperature rise has a significant effect on performance of the electric motors.Thermal-fluid coupled field of mine explosion-proof motor was numerically calculated based on computational fluid dynamics principles.Characteristic of flow field inside the motor，the overall temperature distribution of motor，peak temperature and peak temperature location of motor parts were obtained.Firstly，determine the length of the stator and rotor core by the comparison of proposals.Secondly，optimize the structure according to the temperature distribution，and the motor cooling effect was improved by the method of installing the fan inside the motor and adding vents to the core of stator and rotor.Finally，verify the feasibility of the numerical calculation.The conclusion would provide theoretical references for motor design.

explosion-proof motor;water cooled;temperature field;numerical simulation

TM 357

A

1673-6540(2012)07-0016-04

2011-10-27