銅轉子三相異步電動機溫度場流場耦合分析*

陳起旭, 王云洪, 楊來順, 徐 俊, 曹秉剛

(1. 西安交通大學 機械工程學院,陜西 西安 710049；2. 青島海西電機有限公司,山東 青島 266000)

銅轉子三相異步電動機溫度場流場耦合分析*

陳起旭1, 王云洪2, 楊來順2, 徐 俊1, 曹秉剛1

(1. 西安交通大學 機械工程學院,陜西 西安 710049；2. 青島海西電機有限公司,山東 青島 266000)

研發(fā)了一臺應用在石油頂驅鉆井設備的強迫風冷銅轉子三相異步電機，首創(chuàng)了無機座設計、定子鐵心軛部開通風孔、定子繞組端部環(huán)氧樹脂密封、采用焊接銅條鼠籠轉子等關鍵技術，滿足了電機在頻繁起停、過載、鹽霧等工況下，對電機溫升的苛刻要求。建立了溫度場流場流固耦合模型，分析了電機額定負載工況下的各零件穩(wěn)態(tài)溫度分布以及瞬態(tài)溫度隨時間變化趨勢。仿真計算和溫升試驗結果表明，沿電機的軸線方向，中后段位置溫度較高，沒有局部過熱點。試驗驗證了建立的溫度場流場耦合模型和仿真結果的合理性，溫升滿足電機H級要求。在耦合模型的基礎上，分析了風道入口壓力和定子鐵心通風孔徑變化對電機溫升的影響，為改進電機冷卻結構提供理論基礎。

銅轉子三相異步電機；溫度場；流場；GAMBIT前處理軟件；FLUENT；耦合

0 引 言

石油頂驅鉆采設備上應用的立式強迫風冷三相異步電動機(以下簡稱異步電機)，其對應用場合空間要求嚴格，環(huán)境惡劣;電機單機容量、電磁負荷較高;單位體積的損耗帶來的溫升問題，如絕緣破壞、受熱膨脹引起的電機裝配誤差、溫度變化引起的電磁參數變化等不利影響，對電機的壽命和可靠性帶來挑戰(zhàn)。準確的計算電機溫升和溫度分布，降低或消除局部過熱點，使電機的冷卻結構更為合理，提高產品的可靠性和壽命，縮短產品的研發(fā)周期及費用,顯得尤為重要。

近年來，國內外專家學者對于異步電機的溫升做了大量的研究。文獻[1-3]采用等效熱路法比較準確地描述了電機的熱路模型，物理意義明確，計算量相對較小，然而該方法不能很好地確定電機各零部件溫度的實際分布以及某一點的溫度。文獻[4-5] 采用二維或三維有限元方法進行了電機全域溫度場的仿真，并進行了試驗驗證，但是溫度場仿真中的定子繞組端部、通風孔、氣隙處定轉子表面的對流換熱系數大多根據經驗公式來確定，而電機內部實際的流場中，不同位置對應的對流換熱系數往往不是常數，就給模型計算的準確性帶來挑戰(zhàn)。文獻[6-8]只考慮定子溫度場或者只考慮轉子溫度場，忽略了定轉子之間空氣的熱傳導作用。文獻[9]二維模型只針對電機軸向中心截面建模，沒有考慮軸向熱傳導的作用，也沒有考慮機殼內空氣域的流動情況，導致計算的溫升與實際測量溫度出現較大的偏差。

本文以強迫風冷三相異步電動機為研究對象，應用GAMBIT前處理軟件建立了溫度場流場流固耦合三維模型，生成了結構化有限元網格模型，讀入到FLUENT軟件，考慮了電機內部復雜的湍流運動，利用傳熱學的相關理論和方法施加邊界條件，并結合電磁分析得到的損耗，施加生熱率載荷，得到了額定工況下的電機穩(wěn)態(tài)溫度分布和瞬態(tài)溫度隨時間變化趨勢。接著分析了入口風壓和定子鐵心通風孔徑對電機溫升的影響，通過溫升試驗的測量值與仿真計算值對比分析，仿真模型和溫升數據可以較為準確地反映實際溫度分布及趨勢。

本文研發(fā)的強迫風冷、非國標特種三相異步電機，最大的創(chuàng)新點是采用銅條轉子，定子鐵心直接開孔，定子繞組端部環(huán)氧樹脂塑封，如圖1所示。風機電動機帶動離心風機，產生一定風壓。離心風機安裝在盤剎上部，風通過風道進入上支架的進風口，穿過定轉子鐵心的通風孔、氣隙，從下支架的出風口流出。

圖1 異步電機結構圖

1 異步電機溫度場數值計算

1.1傳熱學基礎及溫度場分析數學模型

由此考慮一微元體的熱平衡，可推導出導熱微分方程的一般式，如式(2)所示：

為了求解上述方程，對于穩(wěn)態(tài)導熱，還需給出邊界條件。常見的邊界條件有以下3類：

(1) 邊界上保持均勻的溫度分布，即

(2) 邊界上保持恒定的換熱量，即

(3) 已知周圍介質溫度及邊界換熱系數α，即

由式(2)～式(5)可確定不同邊界條件下各部分穩(wěn)態(tài)溫度場計算的數學模型。

對求解區(qū)域內所有單元進行分析，得到溫度場的線性代數方程組：

式中: [K]——總體熱導系數矩陣;

[T]——求解域內全部節(jié)點溫度所形成的溫度矩陣;

[F]——總體熱源矩陣。

求解上述線性方程組可得到各個節(jié)點溫度。

1.2異步電機求解域模型及有限元模型

對于不是熱源且不會對電機整體溫度場產生顯著影響的支架、軸等零部件需進行簡化。對于熱源的零件，因熱源通常是以生熱率的方式施加，根據體積等效的原則，為了方便建模、網格劃分，將定子繞組進行了直線化處理。根據如表1所示的電機的基本參數，以及模型的對稱性，建立了1/2電機求解域模型，如圖2所示。

表1 異步電機的主要參數

圖2 異步電機求解域

有限元模型的建立直接在GAMBIT前處理網格剖分軟件中完成，這樣處理有利于直接從溫度場和流場的角度考慮網格的合理規(guī)劃和控制，體與體采用共節(jié)點方式連接實現載荷傳遞。該有限元模型均使用六面體結構化網格，相對四面體網格，可大量減少單元和節(jié)點數量，提高計算精度和求解速度，有限元模型及其邊界條件模型如圖3所示。

圖3 異步電機有限元模型與邊界條件

1.3異步電機內部生熱、導熱與換熱

在忽略熱輻射的情況下，電機的熱量傳遞過程是導熱和對流換熱的綜合作用。因此，討論電機內部的換熱條件，實際上主要是研究電機內各個零件的導熱系數和表面對流換熱系數。

1. 3. 1 異步電機的生熱

電機的生熱主要是由各種損耗產生的熱量，包括定、轉子鐵耗,繞組銅耗,機械摩擦損耗,風摩損耗及附加損耗等。

(1) 基本鐵耗主要由主磁場在鐵心內發(fā)生變化而產生，包括磁滯損耗和渦流損耗。計算時，統(tǒng)一按硅鋼片的基本鐵耗來考慮[10]。其一般表達式為

式中:κα——經驗系數；

GFe——受交變磁化或旋轉磁化作用的鋼重；

phe——鋼的損耗系數；

p10/50——當B=1 T、f=50 Hz時，硅鋼單位質量內的損耗。

(2) 繞組銅耗[10]主要指繞組里的電氣損耗，由式(9)可得

式中:Ix——繞組x中的電流；

Rx——換算到基準工作溫度的繞組x的電阻；

m——相數；

I——相電流；

R——相電阻。

(3) 機械損耗及其他附加損耗。因該電機為強迫風冷結構，機械損耗只考慮軸承摩擦損耗和轉子風摩損耗。這兩項損耗在大多數情況下均難以準確地計算，一般取輸入或輸出功率的一定百分數表示。這里取輸出功率的0.5%均勻加在定、轉子鐵心上，可以按經驗公式式(10)～式(11)估算[10]。對于鑄銅轉子的異步電機參考鑄鋁轉子異步電機，雜散損耗Pf一般按輸出功率1%～3%來計算。

式中:F——滾動軸承載荷；

d——軸承內滾珠或滾柱直徑；

v——滾珠或滾柱線速度。

式中:Pv——風摩損耗；

Kv——系數，通常取0.175～0.185；

v——轉子圓周速度；

Q0——總風量。

綜上所述，三相異步電機的體熱源載荷以生熱率的方式加載。

1. 3. 2 異步電機的傳導熱

電機內部各零件都有各自的熱屬性參數，相互接觸的零件，熱量主要以熱傳導的形式傳遞。電機各零件的熱屬性參數如表2所示。

表2 電機零件熱屬性參數

對于每槽上下層定子繞組等效為一個銅導熱體，絕緣包含浸漬漆、槽絕緣和銅線漆膜，等效為槽絕緣。其等效槽絕緣導熱系數按式(12)計算[11-12]:

式中:λeq——槽內等效絕緣體的導熱系數，假設等效絕緣體由n種材料組成;

δi——槽內各種材料沿熱流方向的等效厚度;

λi——相應材料的平均導熱系數。

1. 3. 3 異步電機的對流換熱

本文分析的異步電機采用軸向強迫通風冷卻，定轉子鐵心分布有軸向通風孔，轉子鐵心端部安裝有自扇冷風扇，是對流換熱的主要方式。電機定轉子軸向通風孔的表面散熱系數主要取決于風速和通風孔的孔徑與長度[13]，表達式為

式中:αas、αar——定轉子軸向通風孔的散熱系數；

l——通風孔長度；

r——軸向通風孔的半徑；

ω——軸向通風孔內的風速。

本文的異步電機采用無機殼設計，定子鐵心的外壁面對流換熱系數α[14]按經驗公式式(15)計算。

2 電機溫度場計算

2.1額定工況下穩(wěn)態(tài)溫度場計算及溫升試驗

2. 2. 1 額定工況下的穩(wěn)態(tài)溫度場計算

在FLUENT中加載了前述的載荷和邊界條件后，入口風壓取2 kPa(相對大氣壓)，電機各零部件穩(wěn)態(tài)計算結果以及截面x=115.7 mm處溫度分布，如圖4所示。

圖4 電機與x=115.7 mm截面處的溫度分布云圖

提取入口壓力、出口壓力、定轉子通風孔及定轉子端部空氣的面域，繪制流場的軌跡線圖，如圖5所示，可以看出，電機定轉子端部空氣域為紊流，通風孔處風速較高。

圖5 空氣域軌跡流線圖

圖6 環(huán)氧樹脂灌封定子(左1，左2)與鑄銅轉子(右)

2. 1. 2 額定工況下的溫升試驗驗證

該電機采用無機座設計、定子鐵心開通風孔、定子繞組端部環(huán)氧樹脂密封、采用焊接銅條鼠籠轉子等關鍵技術，保障了電機在頻繁起停、過載、鹽霧等對電機溫升的苛刻要求，如圖6所示。

在電機的定子三相繞組對應鐵心出風口附近埋置了PT100鉑熱電阻溫度傳感器，通過8路溫度巡檢儀采集溫度，進、出口測溫采用紅外熱成像儀測量，電機溫升試驗平臺分別如圖7、圖8所示。額定工況下，其仿真測溫點溫度與試驗溫度對比，如表3所示。鐵心軸向長度700 mm，在鐵心外殼表面長度方向上設置4個測溫點，位置分別為La=40 mm，Lb=340 mm，Lc=470 mm，Ld=660 mm。

圖7 紅外熱成像儀(左)及8路溫度巡檢儀

圖8 電機溫升對拖試驗平臺

如圖8所示，電機溫度最高的位置位于靠近出風口的定子繞組，且最高溫度在設計的H級溫升范圍內。由表3可知，該仿真與試驗數據對比，考慮面或體的溫度梯度分布，仿真計算值取得平均值，除了在La處計算誤差較大外，其他均在工程允許的誤差范圍內，與試驗結果的數值及趨勢有較好的吻合度，滿足工程計算精度。

2.2瞬態(tài)溫度場計算

在額定負載工況下，定、轉子從室溫上升到各自穩(wěn)定的最高溫度，溫度隨時間變化曲線如圖9所示。由圖9中可以看出，從電機起動狀態(tài)達到溫度穩(wěn)定狀態(tài)大約需要3.3 h。

表3 定子繞組、定子鐵心及進出風口溫度仿真值與測試值對比

圖9 損耗元件平均溫度隨時間變化曲線

2.3異步電機溫度場影響因素分析

2. 3. 1 改變異步電機風道的入口風壓

標準大氣壓101.325 kPa、常溫15 ℃和絕對干燥環(huán)境下，空氣單位體積重力γ=0.012 018 kN/m3。在緯度45°處，海平面上的重力加速度g=9.8 m/s2，得到風速與風壓的關系式

通過改變離心風機的出口風壓，即改變三相異步電機風道的入口風壓，壓力從1～4 kPa變化時，由式(16)也可以看出，增大異步電機的入口風壓，即是增大入口風速，提高了對流換熱系數。定子的最高溫度由168.2 ℃下降到127.6 ℃，轉子的最高溫度從126.7 ℃下降到93.4 ℃，如圖10所示。離心風機的出口風壓不能無限制的增加，考慮成本、結構、噪聲、安裝方式等因素，本文選用了ABB的中壓離心風機。

圖10 定、轉子最高溫度隨入口風壓變化曲線

2. 3. 2 改變定子鐵心通風孔的直徑

定子鐵心通風孔直徑從φ16 mm至φ31 mm變化時，定子最高溫度從147 ℃下降到120.1 ℃，轉子最高溫度從106 ℃下降到97.6 ℃，如圖11所示。孔徑的增大，實際增大了通風的散熱面積，由式(13)、式(14)也可以看出，孔徑的增大，實際增大了對流換熱系數，同時孔徑的增大還需滿足定、轉子的軛部磁密要求，避免鐵心軛部磁密飽和。

圖11 定、轉子最高溫度隨定子鐵心通風孔徑變化曲線

3 結 語

(1) 本文根據數值傳熱學相關理論，建立了溫度場與流場耦合模型，進行了額定工況下穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)的流固耦合分析以及影響電機溫升的內外因素分析。通過溫升試驗的測量值與仿真計算值對比分析，仿真模型和溫升數據可以較為準確地反映實際溫度分布及趨勢。

(2) 通過異步電機溫度場、流場耦合分析，可以有針對性地優(yōu)化電機的散熱結構，比如在電機端部添加擾流板，讓更多的風通過定子鐵心;在保證定轉子軛部磁密負荷情況下，增大定轉子鐵心的通風孔徑，來增大對流散熱面積；通過定子繞組、鐵心溫度傳感器收集的溫度數據，跟蹤負載，實時地調整風壓開關，控制風道入口壓力；針對定子鐵心和繞組中后段溫度較高情況，添加徑向通風槽道，通過采取上述措施，使得電機始終在溫升要求的范圍之內可靠運行。

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Temperature-FluidFieldCouplingAnalysisofThreePhaseAsynchronousMotorwithCopperRotor*

CHENQixu1,WANGYunhong2,YANGLaishun2,XUJun1,CAOBinggang1

(1. School of Mechanical Engineering, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China;2. Qingdao Haixi Electrical Machine Limited Corporation, Qingdao 266000, China)

A special three phase asynchronous motor applied to top drive facility was studied, which uses the compulsorily ventilation and non-standard design. Critical techniques, such as non-base design, ventilation hole of stator iron yoke, epoxy resin sealing at stator winding end, and squirrel-cage rotor composed of copper bars were adopted, which satisfy the strict requirements under the condition of frequent start and stop, overloading, and salt-mist. Temperature-fluid field coupling model was established, and then the transient-state temperature trends and steady-state temperature distribution of the parts of motor under the rating condition were analyzed. The results of simulation and thermal rising test showed that the temperature in the axial direction was higher at the locations of the posterior segment, and testify that the temperature distribution has no local hot spot. At the same time, experiment verifies that the temperature-fluid field coupling model and result are reasonable, which satisfy the requirement of H level temperature rise. The effect of inlet pressure and ventilation hole diameter change on temperature rise were analyzed on the basis of coupling model, which provides the theoretic foundation for improving cooling structure of motor.

threephaseasynchronousmotor;copperrotor;temperature-fluidfield;GAMBIT;FLUENT;coupling

國家自然科學基金資助項目(51405374)

陳起旭(1982—)，男，博士研究生，工程師，研究方向為特種電機本體設計與控制、能量管理。

TM 302

A

1673-6540(2017)10- 0077- 06

2017 -02 -20