水冷永磁防爆电机十字形肋片的优化设计

2024-03-11王浩铭李明军程鲁帅王凯旋翟悦琳

黑龙江科技大学学报 2024年1期

吕品, 王浩铭, 李明军, 程鲁帅, 王凯旋, 翟悦琳

(黑龙江科技大学电气与控制工程学院, 哈尔滨 150022)

0 引言

永磁防爆电机在运行时会产生大量热量,由于煤矿处于环境多水,较潮湿,多粉尘的特殊工作环境,且永磁防爆电机采用隔爆外壳把可能产生火花、电弧和危险温度的电气部分与周围的爆炸性气体混合物隔开,因此如何优化永磁防爆电机的冷却结构成为设计永磁防爆电机的一道关卡。

电机温升计算方法有简化公式法、热网络法和数值计算方法[1],王晓远等[2-5]针对永磁电机建立了轴向、周向和螺旋型水冷结构,从流速、压差等多个方面对比分析了三种结构的优缺点,结合成本与冷却效果,最终选择最佳水路结构。王淑旺等[6]建立永磁同步电机三维模型,探究了水道数与最高温度和压力之间的关系。路玲等[7]针对电机水道轴向宽度和周向宽度比的不同,对于水道回流现象有改善作用。李翠萍等[8]针对水冷电机,分析了不同冷却水流速对电机温升的影响。王雪斌等[9-10]分析了矿用永磁直驱电机轴向”Z” 字形和周向螺旋形水冷结构,得到了不同水冷结构水速矢量分布图。兰志勇等[11]提出一种新型水路结构,即定子开槽并嵌入水管的冷却结构探究其对电机温度的影响。武岳等[12]针对双转子电机设计了两种不同的水冷结构,指出槽内内外循环散热效果好。王晓远等[13-14]对螺旋水路长方形水道相同进水面积的条件下,分析了水道长宽比对电机散热能力的影响,得到最优长宽比尺寸结构。郝嘉欣等[15-16]设计了流道扰流片,得出了扰流片与冷却液流向的最优夹角与扰流片间行间距的最优解。吴柏禧等[17]考虑水道圆角半径,对不同的水道圆角半径进行仿真,得到圆角半径对水道压降的影响。

以上文献研究为永磁水冷电机内常规水冷方式的流体场和温度场的计算奠定了一定的基础。但水冷永磁防爆电机肋片结构下流体场与温度场结合的研究成果较少,因此提出十字形肋片结构种对流体流动与传热相结合的永磁水冷防爆电机散热的影响具有一定的工程实用价值。与以往研究不同的是,文中采用导热散热原理,设计探讨十字形肋片结构对电机温度分布的影响,采用有限体积法对一台矿用永磁防爆电动机的流固耦合模型进行数值分析。

1 电机模型

1.1 数学模型

仿真中考虑的热源[18]有基本铜耗和基本铁耗。

基本铜耗为

Pcu=∑Pi=∑Ii2Ri,

(1)

式中:Pcu——总铜耗值;

Pi——绕组i的铜耗值;

Ii——绕组i的电流;

Ri——绕组i的电阻。

基本铁耗为

(2)

式中:Rx——电阻;

Ex——感应电动势。

(3)

(4)

将式(3)(4)代入式(2)中得:

(5)

由于Φxm=B2xh,代入式(5)得:

整个涡流损耗为

式中:P1.0/50——当B=1.0 T、f=50 Hz时,单位质量硅钢片的铁耗;

B——定子铁心磁感应强度;

f——电枢磁场的交变频率;

PFe——整个定子铁心总铁耗;

Ka——经验系数,根据电机的容量不同,其值可从1.5～2.0之间选取;

mFe——铁心的质量。

1.2 电机模型及仿真设置

所用电机为永磁水冷防爆电机,其采用机壳水冷方式结构,采用Z型水道,电机基本参数如表1所示。

表1 电机结构参数

根据电机参数建立电机的三维模型如图1所示。由于电机是矿用电机,电机内部与外界空气隔绝。

图1 电机三维模型Fig. 1 3D model of motor

文中三个基本假设为:一是流体为不可压缩流体;二是热源密度在电机各个部件中均匀分布;三是忽略铁心叠片之间的接触热阻,认为电机各部分绝缘良好。

1.3 网格划分与边界条件

利用有限体积法计算电机的温度场和流体场需要将电机模型进行网格划分。文中采用多面体网格。将网格结果导入Fluent软件内,对其进行热仿真计算。

根据电机额定状态的运行条件,列出边界条件如下:与空气接触的固体表面均为无滑移边界条件;电机运行环境为标准大气压力,环境温度设置为300 K;外部空气初始条件为静止空气,无自然流速。

1.4 热生成率计算

基于Maxwell对电磁损耗进行仿真,同时将计算出损耗转化为单位体积的热生成率,电机各个部分的热生成率,如表2所示。

表2 永磁水冷防爆电机各部分损耗与热生成率

热生成率计算公式[19]为

式中:P——损耗;

V——体积。

2 仿真与结果分析

2.1 原始结构

由于该电机是永磁水冷防爆电机,采用轴向”Z”字形水路结构。其特点是单条水路轴向直走,水路之间180°转折,首尾依次连接,进出水口被一长隔水台分隔在两边[20]。水路如图2所示。

图2 水路结构Fig. 2 Waterway structure

2.2 十字形肋片的参数优化

原始模型的温度分布如图3所示。从图3可以发现,电机在原始结构下的温升情况,其中定子最高温109.38 ℃,绕组最高温108.99 ℃,永磁体最高温110.73 ℃,转子最高温110.73 ℃十字形肋片的不同尺寸参数对其散热具有不同的影响,比如横肋的高度,数量等。针对十字形肋片横肋这两个方面的尺寸参数,分别建立不同的三维模型。为了得到较为准确的结果,文中采用控制变量法,单水道为上半径为480 mm,下半径为435 mm的扇形。十字形肋片为横肋长12 mm,厚3 mm,竖肋厚3 mm的轴对称十字形肋片。在单一水道里横排4个,间距200 mm,竖排3个,间距22.53 mm。

图3 电机原始模型各部分温度分布Fig. 3 Temperature distribution of each part of original motor model

2.3 十字形肋片横肋高度优化

横肋的高度对其冷却效果是具有影响的,选取半径 11.25 mm和33.75 mm这2个逐渐增大的高度进行CFD仿真计算电机温度分布如图4和5所示。

图4 不同横肋高度下各部分的温度分布Fig. 4 Temperature distribution of each part under different transverse rib heights

通过电机各部分的最高温度及冷却水进出口压降对比分析,得到横肋片高度的不同对其冷却性能的影响。不同横肋高度下进出口冷却液压降如图6所示。不同横肋高度下电机各部分温度如表3所示。

表3 不同横肋高度下电机各部分温度

由图4可以看出,在十字形肋片横肋处于距离水道下半径11.25、22.5和33.75 mm的情况下,不同横肋高度的电机温度都比无十字形肋片电机温度低。且随着横肋距离水道下半径高度的升高,电机的温度呈现先上升后下降的趋势。同时横肋高度处于11.25与33.75 mm时,电机温度几乎相同。

图5 不同横肋高度下各部分的温度对比Fig. 5 Temperature comparison of different parts under different transverse rib heights

由图5可以看出,在十字形肋片横肋处于距离水道下半径11.25、22.5和33.75 mm的情况下,不同横肋高度的电机温度都比无十字形肋片电机温度低。且随着横肋距离水道下半径高度的升高,电机的温度呈现先上升后下降的趋势。同时横肋高度处于11.25与33.75 mm时,电机温度几乎相同。

由图6可见,在十字形肋片横肋处于距离水道下半径11.25、22.5和33.75 mm的情况下,不同横肋高度电机的冷却液进出口压降都比无十字形肋片电机冷却液进出口压降高。且随着横肋距离水道下半径高度的升高,电机冷却液的压降呈现先上升后下降的趋势。同时横肋高度处于11.25与33.75 mm时,电机冷却液的压降几乎相同。

图6 不同横肋高度下进出口冷却液压降Fig. 6 Cooling hydraulic drop diagram of inlet and outlet under different transverse rib heights

随着十字形肋片横肋高度的增加,横肋对冷却液造成的流动阻力在先增大后减小。较大的流阻对电机整体冷却系统的产生较大的影响,从而对电机的温升产生负面影响。综合考虑,十字形肋片横肋高度选择为11.25 mm时,对电机的冷却效果最佳。

2.4 十字形肋片横肋数量优化

横肋的数量对其冷却效果是具有影响的。选取 1、2和3个横肋这3个逐渐增多的横肋数量进行热仿真计算,结果如图7和8所示。通过对电机各部分的最高温度及冷却水进出口压降的对比分析,得到横肋片数量的不同对其冷却性能的影响,结果如图9所示。由图8可见,在十字形肋片横肋数量处于1、2和3个的情况下,不同横肋数量的电机温度都比无十字形肋片电机温度低。且随着横肋数量的增多,电机的温度呈现下降的趋势。由图9可见,在十字形肋片横肋处于数量为1、2和3个的情况下,不同横肋数量电机的冷却液进出口压降都比无十字形肋片电机冷却液进出口压降高。且随着横肋数量的增多,电机冷却液的压降呈现先上升后下降再趋于平缓的趋势。同时横肋数量为2个和3个时,电机冷却液的压降几乎相同。

随着十字形肋片数量增加,横肋对冷却液造成的流动阻力在先增大后减小再趋于平缓。较大的流阻对电机整体冷却系统的产生较大的影响,从而对电机的温升产生负面影响。综合考虑,十字形肋片横肋的数量为3对电机整体冷却效果最佳。