矿用隔爆一体化变频电机的三维流场温度场耦合计算

丁杰,　张平

(1.湘潭大学 土木工程与力学学院,湖南 湘潭 411105; 2.南车株洲电力机车研究所有限公司

南车电气技术与材料工程研究院,湖南 株洲 412001)



矿用隔爆一体化变频电机的三维流场温度场耦合计算

丁杰1,2,张平1

(1.湘潭大学 土木工程与力学学院,湖南 湘潭 411105; 2.南车株洲电力机车研究所有限公司

南车电气技术与材料工程研究院,湖南 株洲 412001)

摘要:针对矿用隔爆一体化变频电机几何结构不完全对称、封闭结构严重制约散热的问题,提出了对完整变频电机进行流场温度场耦合计算的方法。首先基于基本假设,建立完整三维流动与传热耦合求解的数学模型,并给出相应的边界条件,然后采用多参考坐标系模型与有限体积法进行耦合计算。对变频电机内部的流体流动性能、整体温度场、电机定转子温度场、变频器功率模块温度场以及对流换热系数分布进行了分析。计算结果表明:变频电机的几何结构不对称表现出定子和机座的温度场分布并不沿转轴中心线对称,对变频奠基完整模型进行仿真分析可以全面了解温度场的分布;变频电机在额定工况和1.2倍过载工况下的最高温度出现在转子导条上,最高温度小于绝缘条件所允许的极限温度。通过对计算结果与实验数据的比较分析,验证了计算方法的正确性。

关键词:矿用; 隔爆; 变频电机; 功率元件; 多场耦合计算; 三维流场; 温度场

张平(1955—)，男，教授，博士生导师，研究方向为流变力学、高分子材料和固体力学。

0引言

煤矿井下机械化开采存在工作条件差、有爆炸性气体、开采空间小、井下维修困难等问题,开发结构紧凑、性能优良、可靠性高的隔爆一体化变频电机是制造大功率、高强度、矮机身综采设备的重要前提,也是安全生产和提高生产效能的关键所在。

矿用隔爆一体化变频电机的机壳内主要有变频器和电机两部分。变频器中的IGBT元件在运行时会产生导通和开关损耗,从而引起IGBT元件内部结温的升高。当结温过高时,不仅会影响IGBT元件内部的热应力,也会使电气参数偏离设计值,严重时将直接导致元件损坏。电机的温升与使用寿命有直接关系,且会对电机的性能、效率等产生影响。由于隔爆的要求,整个设备被密闭于机壳内,不利于与外界进行热量的交换,因此,准确计算IGBT元件和电机的温升并进行良好的热设计显得至关重要。

目前,IGBT元件在通用型、机车车载等应用场合的温升计算已有大量研究,而应用在隔爆环境中的研究相对较少[1-2]。关于电机的温升计算方面,国内外专家学者已经进行了大量研究[3-18],主要集中在定子、转子、冷却介质和绝缘的热性能分析。考虑到依靠经验公式在定转子表面施加对流换热系数的方法容易产生较大误差,且电机中的旋转气流和热相互影响而不能简单的分割开来,已有部分专家学者提出流场与温度场耦合计算的必要性,并在风力发电机[6-8]、大型汽轮发电机[9-16]、矿用防爆电机[17-18]等应用。通过文献调研可知,完整电机的网格划分难度很大,计算机资源要求高,研究者主要针对某一扇区的对称模型或简化较多的模型进行分析,较少针对矿用隔爆一体化变频电机进行完整模型的流场和温度场耦合计算。

鉴于此,本文以某矿用隔爆一体化变频电机为研究对象,基于计算流体力学(computational fluid dynamics,CFD)原理以及传热学理论,建立了完整的三维流动与传热耦合模型,利用多参考坐标系(multiple reference frame,MRF)模型考虑转子和端环叶片旋转产生的影响,采用有限体积法对变频电机的流场和温度场进行稳态数值模拟。最后利用温升实验结果验证了仿真结果的准确性。

1矿用隔爆一体化变频电机的结构

图1是某矿用隔爆一体化变频电机的结构示意图,主要由机座、机壳、定子、转子、端盖、轴承、变频器功率模块、电抗器等组成。定子由铁心、绕组构成,转子由转轴、铁心、导条、端环等构成,变频器功率模块由水冷散热器、IGBT元件、二极管元件、复合母排、驱动保护电路等构成。机座和机壳采用热轧钢板Q345焊接结构,其中机壳的外圆带有水槽,与机座构成电机冷却用的水套。冷却水由机壳上的入口先流入至变频器功率模块的水冷散热器流道,然后流经机壳上的水套,最后从机壳上的出口流出,从而带走热量。

图1　结构示意图

2仿真模型

2.1　基本假设

为合理地简化求解,采用了如下基本假设[8-10]:

1)电机处于稳定工作状态;

2)认为槽内所有绝缘(包括槽楔)的热性能与主绝缘相同;

3)绕组简化为等效的热模型,将股线靠主绝缘侧面的绝缘归算到主绝缘中,忽略股线的排间绝缘和股线间绝缘,将该绝缘归算到铜导体中;

4)定转子铁心由硅钢片50W350叠压而成,通过指定各向异性材料参数的方法来模拟硅钢片叠压的效果;

5)假设电机各固体部件之间紧密接触;

6)认为涡流效应对每根股线的影响相同,定子绕组和转子导条的铜损耗取其平均值;

7)定转子齿部和轭部铁心为均匀发热体,铁耗不随温度变化;

8)流体为不可压缩,材料属性随温度的变化忽略不计;

9)以图1所示的完整模型为分析对象,忽略变频电机内发热量小且不对机壳空气流动产生影响的零部件,比如低感母排、接触器、电容、螺栓等,不考虑接线腔和电抗器腔内的空气流动;

10)由公式计算可知气隙中的Re数为2624,端部的空气流动情况复杂,认为机壳内的空气流动状态为湍流,采用标准k-ε两方程模型进行模拟;

11)忽略辐射换热;

12)变频电机外表面暴露在外部空气中,散热条件假设为给定对流换热系数值和外界环境温度的方式;

13)对于转子的旋转,采用MRF模型进行模拟。

2.2　数学模型

根据基本假设条件,机壳内的空气和冷却水在流动过程中除满足质量守恒、动量守恒和能量守恒定律外,还要遵守附加的湍流运动方程。当流体为不可缩且处于稳定流动状态时,采用通用控制方程为[19]

div(ρVφ)=div(Γφgradφ)+Sφ。

(1)

式中:φ、V为通用变量;ρ为流体密度;Γφ为广义扩散系数;Sφ为广义源项。

对直角坐标系x,y,z方向的速度分量u,v,w,有

Γu=Γv=Γw=ηeff=η+ηt。

(2)

(3)

(4)

(5)

对湍流脉动动能k,有

(6)

Sk=ρGk-ρε。

(7)

对脉动动能耗散率ε,有

(8)

(9)

对温度T,有

(10)

式中:η为分子粘性系数,Pa·s;ηt为湍流粘性系数,Pa·s;ηeff为有效粘性系数,Pa·s;p为压力,Pa;σk为脉动动能Prandtl数,σk=1.0;σε为脉动动能耗散率Prandtl数,σε=1.3;σT为湍流Prandtl数,σT取值范围0.9～1.0;Pr为Prandtl数;c1、c2为经验系数,c1≈1.44,c2≈1.92;Gk为湍流函数。

使用MRF模型时,计算区域分为2个子域:转子部分和其余部分。2个子域的界面位于气隙与转子的交界面,子域的控制方程需要邻近子域的速度值,因此,上述方程中还涉及界面速度、相对速度和绝对速度之间的转换问题。

2.3　边界条件

根据矿用隔爆一体化变频电机的结构特点,给出如下边界条件:

1)水道入口为速度入口边界条件,由30 L/min的额定流量和入口截面积计算出速度大小为0.521 m/s,入口水温20 ℃;

2)水道出口为压力出口边界条件;

3)流体(空气、冷却水)与固体接触的壁面均设为无滑移壁面边界条件;

4)机壳内的空气与接触的壁面为流固耦合面;冷却水与机壳、管路接触的壁面为流固耦合面;其余表面(如变频器功率模块、接线腔、电抗器铁心、电抗器线圈等存在未与空气或水接触的表面,不同部件之间的接触面不在其内)为绝热面,见图2;

图2　绝热面

5)变频电机外表面有少许风吹过,其散热条件复杂,并非单纯的自然对流冷却方式,换热系数是一个受多变量控制的复杂函数,为简化计算,根据文献[20-21]提供的经验公式并加以修正,取对流换热系数为30 W/(m2·K),环境温度20 ℃;

6)MRF模型的界面位于气隙与转子的交界面,设置为旋转壁面,转速值为1 500 r/min;

7)沿直角坐标系y坐标轴正方向设置重力加速度。

2.4　变频器功率模块及电机内的发热源

变频器功率模块容量为500 kW,采用6个FZ1200R33KF2C型号的IGBT元件构成逆变相,采用3个DD435N36K型号的二极管元件构成整流桥臂。这些功率器件在导通和开关过程中会产生大量的损耗。根据直流母线电压1 600 V、额定输出电流有效值260 A、开关频率1 050 Hz、调制比0.9、功率因数0.95等电气参数,可由英飞凌公司为用户提供的仿真计算工具IPOSIM计算出逆变相的IGBT芯片损耗和FRD芯片损耗。整流桥臂可根据直流平均电流、波形系数等计算出二极管芯片损耗。

电机运行过程中产生的损耗会转化成热量,通过变频电机各部件与周围环境进行热交换,最终达到稳定平衡的状态。准确计算变频电机各部件的损耗是计算温度场的前提条件。根据电磁场数值仿真结果和相关公式可知定子铁心损耗、绕组损耗和转子绕组损耗、杂散损耗。滚动轴承的摩擦损耗与摩擦系数、摩擦表面之间的相对速度以及摩擦表面上的压强相关,可由经验公式初步估算[20]。

设计该变频电机时,给出了2种工况(额定和1.2倍过载)的损耗数据(见表1),其中的逆变相和整流相的损耗是针对单个元件的。

表1　不同工况下的损耗

2.5　材料

变频器功率模块的水冷散热器采用6063-O铝合金材料的基板,在其中嵌入紫铜T2材质的铜管,以铜管作为冷却水的流道。

电机中的部件采用了许多不同的材料。机座和机壳采用热轧钢板Q345,转轴的材料采用Q235-A。定子铁心为硅钢片50W350叠压而成,定子绕组的材料为紫铜T2,定子绕组绝缘漆材质为T1149-2厚度约为0.5～0.7 mm。转子铁心为硅钢片50W350叠压而成,转子端环和导条的材料为紫铜T2。

2.6　网格划分

本文选取完整的变频电机三维模型作为研究对象,采用HyperMesh软件进行求解域的网格划分。绝大部分区域的网格尺寸选择4 mm。转子与定子之间的气隙尺寸为1.6 mm,相对于网格划分的尺寸而言,该数值显得很小,但流体流动的剪切应力与摩擦阻力比较大,且气隙作为转子与定子之间的主要传热通道,气隙部分的网格数量必须较多,才能准确地反映出流动和传热特性,因此,气隙部分的网格尺寸取0.2 mm。整个模型的网格以六面体形式为主,极少数为棱柱体和四面体形式,网格总数目为2 280万。图3是定子、转子的网格划分结果。

3流场计算结果及其分析

3.1　机壳内空气流动性能分析

图4为不同截面的流速分布,可以看出空气在机壳内部的流动情况。转子以1 500 r/min的转速转动,转子铁心部位具有较大的切线速度,带动了气隙中的空气流动,该处的流速最大,为34.88 m/s。转子端环上有叶片,可以对空气有很大的搅拌作用,有部分空气被带至电机端部,这有利于电机端部的热量传递,但受定子绕组和轴端盖的影响,端部空气流速分布杂乱无章,不同部位的速度值差别较大。

图3　网格划分

图4　不同截面空气流速分布

3.2　冷却水流动性能分析

本文研究的变频电机主要采用水冷方式,因此,了解冷却水在管路和水套内的流动情况非常重要。图5给出了冷却水的流速矢量图,从图中可以看出冷却水的流速分布并非完全均匀,截面尺寸较小的转折区域的流速最大,为2.11 m/s,而直角转折区域的流速往往很小。从图中还可以看出流速分布中并未出现较大面积的流动死区,说明管路和流道的设计较为合理。

图5　冷却水的流速分布

4温度场计算结果及其分析

4.1　整体温度场计算结果

图6为额定工况下整个变频电机外表面的温度场计算结果,可以看出转轴、机座和机壳上的温度分布是存在梯度变化的,转子部分的温度最高,靠近接线腔的机壳温度最低。

图6　外表面温度场分布

为便于了解变频电机的温度分布特点,图7选取了多个截面来对温度场进行显示。转子部分的温度最高,可达120.01 ℃,对应的温升为100.01 K,而定子绕组以及定子铁心的温度要低于转子。从z坐标的3个截面温度分布可以看出,3个截面的温度分布有较大区别,且靠近端部绕组的两个截面温度比中间截面的温度偏低。从x坐标和y坐标的截面温度分布可以看出,转子部分的温度分布存在对称性,但定子、机壳等部件的温度分布是不对称的。靠近冷却水入口的机壳温度最低,是由于冷却水的温度对其产生了直接的影响。接线腔处的机壳温度很低,则是由于远离发热的部位且与外界环境直接接触。

图7　不同截面的温度场分布

4.2　定转子温度场分析

图8是定子的温度场分布,可以看出定子端部绕组的温度最高,为81.91 ℃,原因在于绕组的热量主要通过定子铁心传递至机壳上,经过了较多的热量传递路径。定子铁心上的温度分布不均匀,这与机壳上的水套布置有很大关系,靠近较低温度的冷却水时,定子铁心温度要低一些,反之亦然。图8中所示的定子绕组、定子铁心轭部是样机预埋热电阻PT100的两个位置,其温度分别为68.9 ℃和45.7 ℃。相对于环境温度20 ℃,这两个位置的温升分别为48.9 K和25.7 K。从图中的温度场分布来看,测量点的温度并非定子上的最热点温度,亦与整个电机的最高温度是有差距的。

图8　定子温度场分布

图9是转子的温度场分布,可以看出转子铁心、导条、端环、转轴和轴承的温度情况。受端环叶片旋转产生的气流影响,转子两端的温度有区别,转子中间部位的温度要高出两端的温度。有一小部分的热量沿转轴的轴向传递,呈现出一定的温度梯度。滚动轴承有摩擦损耗,使得靠近滚动轴承的转轴有较高温度。

图9　转子温度场分布

从图8和图9可以清楚地看出定转子表面的温度分布特点,但是难以看出内部的温度变化规律,为此,选取定子中间位置的z平面和穿过中心轴线的y平面,得到平行于x轴的相交线,将该相交线坐标位置上对应的温度绘制成如图10所示的曲线。该位置电机转轴的直径为0.15 m,中心轴线的位置为0,轴中心的温度稍高于轴表面。在±0.149 m处的温度出现一个峰值,是由于该处位于具有较大发热量的转子导条上。转子是对称圆,且绕轴旋转,转子的温度表现出对称性的特点。在±0.2 m附近,温度出现急剧波动的原因是转子与定子之间存在气隙,尽管气隙的距离很短,但空气在气隙内的流动极为复杂,不仅有流速大小和方向的变化,还有靠近壁面的层流和气隙中间区域的湍流两种流态之间的转换[22-23],导致了气隙中空气的温度并不像固体内部导热那样所表现出来的温度线性变化。由于变频电机的几何结构不对称,水套的温度也并不相同,使得图中区间[-0.4 m,-0.2 m)和(0.2 m,0.4 m]的温度曲线并不沿x坐标为0的位置对称分布,这说明了对该变频电机进行完整分析有利于全面地了解变频电机的温度场分布特点。

4.3　变频器功率模块温度场分析

IGBT元件和二极管元件属于功率半导体器件,在工作过程中会产生较大的导通损耗和开关损耗,其温升情况是设计变频器功率模块时非常关心的指标之一。图11为变频器功率模块的温度场分布,可以看出冷却水入口的温度最低,为20.11 ℃,由于机壳温度被电机定转子和轴承产生的热量提升,机壳上的冷却水入口至变频器功率模块有一段距离,使得变频器功率模块入口处的水温上升了0.11 ℃。IGBT元件和二极管元件安装在水冷散热器上,IGBT元件的芯片温度沿着冷却水流动方向而增高,IGBT元件上的芯片最高温度为42.9 ℃,相对整个变频电机的入口水温20 ℃而言,温升为22.9 K。半导体功率器件的芯片温升较小,主要得益于水冷方式具有很强的散热能力、冷却水的入口流量较大且变频器功率模块处于整个冷却水路的前端,另一方面可以说明该水冷散热器的热设计是合理的。

图10　x轴位置上的温度变化曲线

图11　变频器功率模块温度场分布

Fig. 11Temperature distribution of converter power module

4.4　对流换热系数分析

图12为电机内部空气与壁面接触的流固耦合面上的对流换热系数分布,可以看出分布特点并无明显可寻的规律,不同部位的数值有较大差异。电机转子在旋转过程中,由于几何结构特征复杂,使得内部的空气流动特征不规则,加上电机内部具体的传热途径复杂,导致电机内部的对流换热系数分布亦非常复杂。大部分空气与壁面接触的流固耦合面上的对流换热系数大于0,说明有部分热量通过这些流固耦合面进行传递。对流换热系数的最大值为519.67 W/(m2·K),出现在靠近端环叶片附近的绕组和气隙界面上,主要是由于气流被旋转的叶片和转子带动,有较强的对流换热作用,这些较大值的部位是热量传递的主要通路。

图12　空气对流换热系数

图13为冷却水与壁面接触的流固耦合面上的对流换热系数分布。冷却水在变频器功率模块水冷散热器中的对流换热系数要高于电机水套,这与水冷散热器具有较小的流道截面积相应产生的流速要大有关(流速的分布与具体数值可见图5)。由图13还可以看出冷却水的对流换热系数分布不均匀,各部位的数值有差别,出现在水冷散热器转折区域的对流换热系数值可达1.78×104W/(m2·K),该值远大于空气产生的对流换热系数,说明了水冷方式比风冷方式具有更强的传热能力。

图13　冷却水对流换热系数

4.5　不同工况的对比分析

前面主要分析了额定工况下定转子和变频器功率模块的温度,由于水冷是变频电机主要的散热方式,冷却水的温升可以在一定程度上表征变频电机冷却系统内热交换的好坏,冷却水温升过低,说明热交换不完全,造成流量的浪费;反之如果冷却水温升过高,则容易造成变频电机局部温升过高。因此,还需对冷却水的出口温度和温升予以关注。

表2列出变频电机在额定工况和1.2倍过载工况下进行稳态计算的温度结果。该变频电机为H级绝缘(允许的最高温度不应超过180 ℃),F级考核(允许的最高温度不应超过155 ℃)。由表中结果可以看出:1.2倍过载长时间运行的最高温度出现在转子上,为154.39 ℃,该值接近于F级绝缘条件所允许的最高温度。在变频电机的实际应用中,是不会出现严重过载情况下长时间运行的,这说明电机设计时选用的绝缘等级具有一定裕量,该电机的热设计方案合理可行。

表2不同工况的稳态温度计算结果

Table 2Results of steady-state temperature in

different operation conditions

工况定子/℃转子/℃变频器功率模块/℃冷却水出口/℃额定81.91120.0142.929.221.2倍过载98.52154.3945.9731.37

5实验测试

温升试验是测量电机在规定工作情况下运行到热稳定时各发热元件所能达到的温升值,其中的热稳定是指发热元件在运行条件不变的情况下,前后一小时之内的温度变化不超过1K的状态。电机温升的高低决定着电机绝缘的使用寿命,因此,温升试验对电机质量的确认具有非常重要的作用,同时也是验证仿真计算结果准确性的基础。根据试验规范,搭建了一套温升测试系统,主要由实验电机、负载电机、控制器、电源、计算机测控系统、水泵、水管等组成,实物如图14所示。温度的测量点是在变频电机进行组装时即已确定的,具体可见图8所示的定子绕组和定子铁心轭部位置。

图14　温升测试系统实物图

实验时的环境温度为18.7 ℃,冷却水采用该环境温度下的自来水。从冷态开始加载,为缩短试验时间,在刚开始的0.5 h内对变频电机采用1.2倍过载方式以使其温度快速上升,之后一直保持在额定工况下运行,4 h后基本达到了热稳定状态。通过测量得到定子绕组和铁心轭部测量点处的温度分别为66.2 ℃和42.9 ℃,相对于环境温度的温升分别为47.5 K和24.2 K。由这两处的仿真结果与测量数据对比可知,实验温升比仿真结果的温升小3%～6%。仿真结果与实验数据存在偏差的原因主要有:电机的体积和质量很大,导致热容量大,4 h的运行时间尚未真正达到温度最终平衡的时间;仿真模型采用了较多的假设,且设置的参数和边界条件与实际对象存在一定的偏差。通过对仿真结果与实验数据的比较,可知本文所采用的计算方法是合理可行的。

6结论

本文通过对某矿用隔爆一体化变频电机流动与传热特性的数值模拟,得出如下结论:

1)变频电机的几何结构不对称,表现出的定子和机座的温度场分布并不沿转轴中心线对称,而转子温度场分布是对称的;

2)变频器功率模块处于整个冷却水路的前端,IGBT元件的芯片温升较小,水冷散热器的热设计是合理的;

3)变频电机在额定工况和1.2倍过载工况下的最高温度出现在转子导条上,最高温度小于绝缘条件所允许的极限温度;

4)电机内部空气的流动非常不规则,温度场分布不均匀,对流换热系数分布特点复杂,靠近端环叶片附近的绕组上具有较大的对流换热系数。

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(编辑：刘琳琳)

Coupled 3D fluid field & thermal field calculation of mine-used explosion-proof integrative variable-frequency motor

DING Jie1,2,ZHANG Ping1

(1.College of Civil Engineering and Mechanics, Xiangtan University, Xiangtan 411105, China;2.CSR Research of

Electrical Technology & Material Engineering, CSR Zhuzhou Institute Co., Ltd., Zhuzhou 412001, China)

Abstract:The geometric structure of mine-used explosion-proof integrative variable-frequency motor is not entirely symmetric, and the closed structure caused the cooling problem seriously. To solve the problem, according to the fundamental assumptions, the mathematical model of whole coupled three-dimensional fluid flow and heat transfer were established. The governing equation of fluid-flow and thermal field was coupled calculated using multiple reference frame model and finite volume method by giving corresponding boundary conditions. The performance of fluid flow, temperature field of total model, stator, rotor and converter power module, and heat transfer coefficient distribution were analyzed in detail. The calculation results show that asymmetrical geometric structure of variable-frequency motor leads to asymmetrical temperature distribution of the stator and the frame along the shaft center line,thus whole domain simulation is needed to fully understand the characteristics of temperature distribution; the highest temperature point of the variable-frequency motor is in the rotor bars, either under rated condition or 1.2 times overload condition, the highest temperature is less than the maximum permissible temperature of the insulation. The comparisons of the analysis results with test data were proposed to verify the correctness of calculation.

Keywords:mine-used; explosion-proof; variable-frequency motor; power component; multi-field coupling; three-dimensional fluid field; temperature field

通讯作者:丁杰

作者简介:丁杰(1979—)，男，博士研究生，研究方向为一般力学与力学基础、变流器热仿真与结构仿真；

基金项目：湖南省自然科学省市联合基金(12JJ8020)

收稿日期:2014-03-28

中图分类号:TM 357

文献标志码:A

文章编号:1007-449X(2015)07-0027-09

DOI:10.15938/j.emc.2015.07.005