銅轉(zhuǎn)子三相異步電動(dòng)機(jī)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(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,陜西 西安 710049；2. 青島海西電機(jī)有限公司,山東 青島 266000)

銅轉(zhuǎn)子三相異步電動(dòng)機(jī)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(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,陜西 西安 710049；2. 青島海西電機(jī)有限公司,山東 青島 266000)

研發(fā)了一臺(tái)應(yīng)用在石油頂驅(qū)鉆井設(shè)備的強(qiáng)迫風(fēng)冷銅轉(zhuǎn)子三相異步電機(jī)，首創(chuàng)了無機(jī)座設(shè)計(jì)、定子鐵心軛部開通風(fēng)孔、定子繞組端部環(huán)氧樹脂密封、采用焊接銅條鼠籠轉(zhuǎn)子等關(guān)鍵技術(shù)，滿足了電機(jī)在頻繁起停、過載、鹽霧等工況下，對(duì)電機(jī)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(jī)額定負(fù)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(shí)間變化趨勢(shì)。仿真計(jì)算和溫升試驗(yàn)結(jié)果表明，沿電機(jī)的軸線方向，中后段位置溫度較高，沒有局部過熱點(diǎn)。試驗(yàn)驗(yàn)證了建立的溫度場流場耦合模型和仿真結(jié)果的合理性，溫升滿足電機(jī)H級(jí)要求。在耦合模型的基礎(chǔ)上，分析了風(fēng)道入口壓力和定子鐵心通風(fēng)孔徑變化對(duì)電機(jī)溫升的影響，為改進(jìn)電機(jī)冷卻結(jié)構(gòu)提供理論基礎(chǔ)。

銅轉(zhuǎn)子三相異步電機(jī)；溫度場；流場；GAMBIT前處理軟件；FLUENT；耦合

0 引 言

石油頂驅(qū)鉆采設(shè)備上應(yīng)用的立式強(qiáng)迫風(fēng)冷三相異步電動(dòng)機(jī)(以下簡稱異步電機(jī))，其對(duì)應(yīng)用場合空間要求嚴(yán)格，環(huán)境惡劣;電機(jī)單機(jī)容量、電磁負(fù)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(jī)裝配誤差、溫度變化引起的電磁參數(shù)變化等不利影響，對(duì)電機(jī)的壽命和可靠性帶來挑戰(zhàn)。準(zhǔn)確的計(jì)算電機(jī)溫升和溫度分布，降低或消除局部過熱點(diǎn)，使電機(jī)的冷卻結(jié)構(gòu)更為合理，提高產(chǎn)品的可靠性和壽命，縮短產(chǎn)品的研發(fā)周期及費(fèi)用,顯得尤為重要。

近年來，國內(nèi)外專家學(xué)者對(duì)于異步電機(jī)的溫升做了大量的研究。文獻(xiàn)[1-3]采用等效熱路法比較準(zhǔn)確地描述了電機(jī)的熱路模型，物理意義明確，計(jì)算量相對(duì)較小，然而該方法不能很好地確定電機(jī)各零部件溫度的實(shí)際分布以及某一點(diǎn)的溫度。文獻(xiàn)[4-5] 采用二維或三維有限元方法進(jìn)行了電機(jī)全域溫度場的仿真，并進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證，但是溫度場仿真中的定子繞組端部、通風(fēng)孔、氣隙處定轉(zhuǎn)子表面的對(duì)流換熱系數(shù)大多根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式來確定，而電機(jī)內(nèi)部實(shí)際的流場中，不同位置對(duì)應(yīng)的對(duì)流換熱系數(shù)往往不是常數(shù)，就給模型計(jì)算的準(zhǔn)確性帶來挑戰(zhàn)。文獻(xiàn)[6-8]只考慮定子溫度場或者只考慮轉(zhuǎn)子溫度場，忽略了定轉(zhuǎn)子之間空氣的熱傳導(dǎo)作用。文獻(xiàn)[9]二維模型只針對(duì)電機(jī)軸向中心截面建模，沒有考慮軸向熱傳導(dǎo)的作用，也沒有考慮機(jī)殼內(nèi)空氣域的流動(dòng)情況，導(dǎo)致計(jì)算的溫升與實(shí)際測量溫度出現(xiàn)較大的偏差。

本文以強(qiáng)迫風(fēng)冷三相異步電動(dòng)機(jī)為研究對(duì)象，應(yīng)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(jié)構(gòu)化有限元網(wǎng)格模型，讀入到FLUENT軟件，考慮了電機(jī)內(nèi)部復(fù)雜的湍流運(yùn)動(dòng)，利用傳熱學(xué)的相關(guān)理論和方法施加邊界條件，并結(jié)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(jī)穩(wěn)態(tài)溫度分布和瞬態(tài)溫度隨時(shí)間變化趨勢(shì)。接著分析了入口風(fēng)壓和定子鐵心通風(fēng)孔徑對(duì)電機(jī)溫升的影響，通過溫升試驗(yàn)的測量值與仿真計(jì)算值對(duì)比分析，仿真模型和溫升數(shù)據(jù)可以較為準(zhǔn)確地反映實(shí)際溫度分布及趨勢(shì)。

本文研發(fā)的強(qiáng)迫風(fēng)冷、非國標(biāo)特種三相異步電機(jī)，最大的創(chuàng)新點(diǎn)是采用銅條轉(zhuǎn)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(fēng)機(jī)電動(dòng)機(jī)帶動(dòng)離心風(fēng)機(jī)，產(chǎn)生一定風(fēng)壓。離心風(fēng)機(jī)安裝在盤剎上部，風(fēng)通過風(fēng)道進(jìn)入上支架的進(jìn)風(fēng)口，穿過定轉(zhuǎn)子鐵心的通風(fēng)孔、氣隙，從下支架的出風(fēng)口流出。

圖1 異步電機(jī)結(jié)構(gòu)圖

1 異步電機(jī)溫度場數(shù)值計(jì)算

1.1傳熱學(xué)基礎(chǔ)及溫度場分析數(shù)學(xué)模型

由此考慮一微元體的熱平衡，可推導(dǎo)出導(dǎo)熱微分方程的一般式，如式(2)所示：

為了求解上述方程，對(duì)于穩(wěn)態(tài)導(dǎo)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(zhì)溫度及邊界換熱系數(shù)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(jì)算的數(shù)學(xué)模型。

對(duì)求解區(qū)域內(nèi)所有單元進(jìn)行分析，得到溫度場的線性代數(shù)方程組：

式中: [K]——總體熱導(dǎo)系數(shù)矩陣;

[T]——求解域內(nèi)全部節(jié)點(diǎn)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(gè)節(jié)點(diǎn)溫度。

1.2異步電機(jī)求解域模型及有限元模型

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

表1 異步電機(jī)的主要參數(shù)

圖2 異步電機(jī)求解域

有限元模型的建立直接在GAMBIT前處理網(wǎng)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(wǎng)格的合理規(guī)劃和控制，體與體采用共節(jié)點(diǎn)方式連接實(shí)現(xiàn)載荷傳遞。該有限元模型均使用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，相對(duì)四面體網(wǎng)格，可大量減少單元和節(jié)點(diǎn)數(shù)量，提高計(jì)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(jī)有限元模型與邊界條件

1.3異步電機(jī)內(nèi)部生熱、導(dǎo)熱與換熱

在忽略熱輻射的情況下，電機(jī)的熱量傳遞過程是導(dǎo)熱和對(duì)流換熱的綜合作用。因此，討論電機(jī)內(nèi)部的換熱條件，實(shí)際上主要是研究電機(jī)內(nèi)各個(gè)零件的導(dǎo)熱系數(shù)和表面對(duì)流換熱系數(shù)。

1. 3. 1 異步電機(jī)的生熱

電機(jī)的生熱主要是由各種損耗產(chǎn)生的熱量，包括定、轉(zhuǎn)子鐵耗,繞組銅耗,機(jī)械摩擦損耗,風(fēng)摩損耗及附加損耗等。

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

式中:κα——經(jīng)驗(yàn)系數(shù)；

GFe——受交變磁化或旋轉(zhuǎn)磁化作用的鋼重；

phe——鋼的損耗系數(shù)；

p10/50——當(dāng)B=1 T、f=50 Hz時(shí)，硅鋼單位質(zhì)量內(nèi)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(zhǔn)工作溫度的繞組x的電阻；

m——相數(shù)；

I——相電流；

R——相電阻。

(3) 機(jī)械損耗及其他附加損耗。因該電機(jī)為強(qiáng)迫風(fēng)冷結(jié)構(gòu)，機(jī)械損耗只考慮軸承摩擦損耗和轉(zhuǎn)子風(fēng)摩損耗。這兩項(xiàng)損耗在大多數(shù)情況下均難以準(zhǔn)確地計(jì)算，一般取輸入或輸出功率的一定百分?jǐn)?shù)表示。這里取輸出功率的0.5%均勻加在定、轉(zhuǎn)子鐵心上，可以按經(jīng)驗(yàn)公式式(10)～式(11)估算[10]。對(duì)于鑄銅轉(zhuǎn)子的異步電機(jī)參考鑄鋁轉(zhuǎn)子異步電機(jī)，雜散損耗Pf一般按輸出功率1%～3%來計(jì)算。

式中:F——滾動(dòng)軸承載荷；

d——軸承內(nèi)滾珠或滾柱直徑；

v——滾珠或滾柱線速度。

式中:Pv——風(fēng)摩損耗；

Kv——系數(shù)，通常取0.175～0.185；

v——轉(zhuǎn)子圓周速度；

Q0——總風(fēng)量。

綜上所述，三相異步電機(jī)的體熱源載荷以生熱率的方式加載。

1. 3. 2 異步電機(jī)的傳導(dǎo)熱

電機(jī)內(nèi)部各零件都有各自的熱屬性參數(shù)，相互接觸的零件，熱量主要以熱傳導(dǎo)的形式傳遞。電機(jī)各零件的熱屬性參數(shù)如表2所示。

表2 電機(jī)零件熱屬性參數(shù)

對(duì)于每槽上下層定子繞組等效為一個(gè)銅導(dǎo)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(dǎo)熱系數(shù)按式(12)計(jì)算[11-12]:

式中:λeq——槽內(nèi)等效絕緣體的導(dǎo)熱系數(shù)，假設(shè)等效絕緣體由n種材料組成;

δi——槽內(nèi)各種材料沿?zé)崃鞣较虻牡刃Ш穸?

λi——相應(yīng)材料的平均導(dǎo)熱系數(shù)。

1. 3. 3 異步電機(jī)的對(duì)流換熱

本文分析的異步電機(jī)采用軸向強(qiáng)迫通風(fēng)冷卻，定轉(zhuǎn)子鐵心分布有軸向通風(fēng)孔，轉(zhuǎn)子鐵心端部安裝有自扇冷風(fēng)扇，是對(duì)流換熱的主要方式。電機(jī)定轉(zhuǎn)子軸向通風(fēng)孔的表面散熱系數(shù)主要取決于風(fēng)速和通風(fēng)孔的孔徑與長度[13]，表達(dá)式為

式中:αas、αar——定轉(zhuǎn)子軸向通風(fēng)孔的散熱系數(shù)；

l——通風(fēng)孔長度；

r——軸向通風(fēng)孔的半徑；

ω——軸向通風(fēng)孔內(nèi)的風(fēng)速。

本文的異步電機(jī)采用無機(jī)殼設(shè)計(jì)，定子鐵心的外壁面對(duì)流換熱系數(shù)α[14]按經(jīng)驗(yàn)公式式(15)計(jì)算。

2 電機(jī)溫度場計(jì)算

2.1額定工況下穩(wěn)態(tài)溫度場計(jì)算及溫升試驗(yàn)

2. 2. 1 額定工況下的穩(wěn)態(tài)溫度場計(jì)算

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

圖4 電機(jī)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(zhuǎn)子通風(fēng)孔及定轉(zhuǎn)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(jī)定轉(zhuǎn)子端部空氣域?yàn)槲闪?，通風(fēng)孔處風(fēng)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(zhuǎn)子(右)

2. 1. 2 額定工況下的溫升試驗(yàn)驗(yàn)證

該電機(jī)采用無機(jī)座設(shè)計(jì)、定子鐵心開通風(fēng)孔、定子繞組端部環(huán)氧樹脂密封、采用焊接銅條鼠籠轉(zhuǎn)子等關(guān)鍵技術(shù)，保障了電機(jī)在頻繁起停、過載、鹽霧等對(duì)電機(jī)溫升的苛刻要求，如圖6所示。

在電機(jī)的定子三相繞組對(duì)應(yīng)鐵心出風(fēng)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(jìn)、出口測溫采用紅外熱成像儀測量，電機(jī)溫升試驗(yàn)平臺(tái)分別如圖7、圖8所示。額定工況下，其仿真測溫點(diǎn)溫度與試驗(yàn)溫度對(duì)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(shè)置4個(gè)測溫點(diǎn)，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(jī)溫升對(duì)拖試驗(yàn)平臺(tái)

如圖8所示，電機(jī)溫度最高的位置位于靠近出風(fēng)口的定子繞組，且最高溫度在設(shè)計(jì)的H級(jí)溫升范圍內(nèi)。由表3可知，該仿真與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比，考慮面或體的溫度梯度分布，仿真計(jì)算值取得平均值，除了在La處計(jì)算誤差較大外，其他均在工程允許的誤差范圍內(nèi)，與試驗(yàn)結(jié)果的數(shù)值及趨勢(shì)有較好的吻合度，滿足工程計(jì)算精度。

2.2瞬態(tài)溫度場計(jì)算

在額定負(fù)載工況下，定、轉(zhuǎn)子從室溫上升到各自穩(wěn)定的最高溫度，溫度隨時(shí)間變化曲線如圖9所示。由圖9中可以看出，從電機(jī)起動(dòng)狀態(tài)達(dá)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(jìn)出風(fēng)口溫度仿真值與測試值對(duì)比

圖9 損耗元件平均溫度隨時(shí)間變化曲線

2.3異步電機(jī)溫度場影響因素分析

2. 3. 1 改變異步電機(jī)風(fēng)道的入口風(fēng)壓

標(biāo)準(zhǔn)大氣壓101.325 kPa、常溫15 ℃和絕對(duì)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(fēng)速與風(fēng)壓的關(guān)系式

通過改變離心風(fēng)機(jī)的出口風(fēng)壓，即改變?nèi)喈惒诫姍C(jī)風(fēng)道的入口風(fēng)壓，壓力從1～4 kPa變化時(shí)，由式(16)也可以看出，增大異步電機(jī)的入口風(fēng)壓，即是增大入口風(fēng)速，提高了對(duì)流換熱系數(shù)。定子的最高溫度由168.2 ℃下降到127.6 ℃，轉(zhuǎn)子的最高溫度從126.7 ℃下降到93.4 ℃，如圖10所示。離心風(fēng)機(jī)的出口風(fēng)壓不能無限制的增加，考慮成本、結(jié)構(gòu)、噪聲、安裝方式等因素，本文選用了ABB的中壓離心風(fēng)機(jī)。

圖10 定、轉(zhuǎn)子最高溫度隨入口風(fēng)壓變化曲線

2. 3. 2 改變定子鐵心通風(fēng)孔的直徑

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

圖11 定、轉(zhuǎn)子最高溫度隨定子鐵心通風(fēng)孔徑變化曲線

3 結(jié) 語

(1) 本文根據(jù)數(shù)值傳熱學(xué)相關(guān)理論，建立了溫度場與流場耦合模型，進(jìn)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(jī)溫升的內(nèi)外因素分析。通過溫升試驗(yàn)的測量值與仿真計(jì)算值對(duì)比分析，仿真模型和溫升數(shù)據(jù)可以較為準(zhǔn)確地反映實(shí)際溫度分布及趨勢(shì)。

(2) 通過異步電機(jī)溫度場、流場耦合分析，可以有針對(duì)性地優(yōu)化電機(jī)的散熱結(jié)構(gòu)，比如在電機(jī)端部添加擾流板，讓更多的風(fēng)通過定子鐵心;在保證定轉(zhuǎn)子軛部磁密負(fù)荷情況下，增大定轉(zhuǎn)子鐵心的通風(fēng)孔徑，來增大對(duì)流散熱面積；通過定子繞組、鐵心溫度傳感器收集的溫度數(shù)據(jù)，跟蹤負(fù)載，實(shí)時(shí)地調(diào)整風(fēng)壓開關(guān)，控制風(fēng)道入口壓力；針對(duì)定子鐵心和繞組中后段溫度較高情況，添加徑向通風(fēng)槽道，通過采取上述措施，使得電機(jī)始終在溫升要求的范圍之內(nèi)可靠運(yùn)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(xué)基金資助項(xiàng)目(51405374)

陳起旭(1982—)，男，博士研究生，工程師，研究方向?yàn)樘胤N電機(jī)本體設(shè)計(jì)與控制、能量管理。

TM 302

A

1673-6540(2017)10- 0077- 06

2017 -02 -20