丁杰,　張平

(1.湘潭大學(xué) 土木工程與力學(xué)學(xué)院,湖南 湘潭 411105; 2.南車株洲電力機(jī)車研究所有限公司

南車電氣技術(shù)與材料工程研究院,湖南 株洲 412001)

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礦用隔爆一體化變頻電機(jī)的三維流場(chǎng)溫度場(chǎng)耦合計(jì)算

丁杰1,2,張平1

(1.湘潭大學(xué) 土木工程與力學(xué)學(xué)院,湖南 湘潭 411105; 2.南車株洲電力機(jī)車研究所有限公司

南車電氣技術(shù)與材料工程研究院,湖南 株洲 412001)

摘要:針對(duì)礦用隔爆一體化變頻電機(jī)幾何結(jié)構(gòu)不完全對(duì)稱、封閉結(jié)構(gòu)嚴(yán)重制約散熱的問題,提出了對(duì)完整變頻電機(jī)進(jìn)行流場(chǎng)溫度場(chǎng)耦合計(jì)算的方法。首先基于基本假設(shè),建立完整三維流動(dòng)與傳熱耦合求解的數(shù)學(xué)模型,并給出相應(yīng)的邊界條件,然后采用多參考坐標(biāo)系模型與有限體積法進(jìn)行耦合計(jì)算。對(duì)變頻電機(jī)內(nèi)部的流體流動(dòng)性能、整體溫度場(chǎng)、電機(jī)定轉(zhuǎn)子溫度場(chǎng)、變頻器功率模塊溫度場(chǎng)以及對(duì)流換熱系數(shù)分布進(jìn)行了分析。計(jì)算結(jié)果表明:變頻電機(jī)的幾何結(jié)構(gòu)不對(duì)稱表現(xiàn)出定子和機(jī)座的溫度場(chǎng)分布并不沿轉(zhuǎn)軸中心線對(duì)稱,對(duì)變頻奠基完整模型進(jìn)行仿真分析可以全面了解溫度場(chǎng)的分布;變頻電機(jī)在額定工況和1.2倍過載工況下的最高溫度出現(xiàn)在轉(zhuǎn)子導(dǎo)條上,最高溫度小于絕緣條件所允許的極限溫度。通過對(duì)計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的比較分析,驗(yàn)證了計(jì)算方法的正確性。

關(guān)鍵詞:礦用; 隔爆; 變頻電機(jī); 功率元件; 多場(chǎng)耦合計(jì)算; 三維流場(chǎng); 溫度場(chǎng)

張平(1955—)，男，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)榱髯兞W(xué)、高分子材料和固體力學(xué)。

0引言

煤礦井下機(jī)械化開采存在工作條件差、有爆炸性氣體、開采空間小、井下維修困難等問題,開發(fā)結(jié)構(gòu)緊湊、性能優(yōu)良、可靠性高的隔爆一體化變頻電機(jī)是制造大功率、高強(qiáng)度、矮機(jī)身綜采設(shè)備的重要前提,也是安全生產(chǎn)和提高生產(chǎn)效能的關(guān)鍵所在。

礦用隔爆一體化變頻電機(jī)的機(jī)殼內(nèi)主要有變頻器和電機(jī)兩部分。變頻器中的IGBT元件在運(yùn)行時(shí)會(huì)產(chǎn)生導(dǎo)通和開關(guān)損耗,從而引起IGBT元件內(nèi)部結(jié)溫的升高。當(dāng)結(jié)溫過高時(shí),不僅會(huì)影響IGBT元件內(nèi)部的熱應(yīng)力,也會(huì)使電氣參數(shù)偏離設(shè)計(jì)值,嚴(yán)重時(shí)將直接導(dǎo)致元件損壞。電機(jī)的溫升與使用壽命有直接關(guān)系,且會(huì)對(duì)電機(jī)的性能、效率等產(chǎn)生影響。由于隔爆的要求,整個(gè)設(shè)備被密閉于機(jī)殼內(nèi),不利于與外界進(jìn)行熱量的交換,因此,準(zhǔn)確計(jì)算IGBT元件和電機(jī)的溫升并進(jìn)行良好的熱設(shè)計(jì)顯得至關(guān)重要。

目前,IGBT元件在通用型、機(jī)車車載等應(yīng)用場(chǎng)合的溫升計(jì)算已有大量研究,而應(yīng)用在隔爆環(huán)境中的研究相對(duì)較少[1-2]。關(guān)于電機(jī)的溫升計(jì)算方面,國(guó)內(nèi)外專家學(xué)者已經(jīng)進(jìn)行了大量研究[3-18],主要集中在定子、轉(zhuǎn)子、冷卻介質(zhì)和絕緣的熱性能分析?？紤]到依靠經(jīng)驗(yàn)公式在定轉(zhuǎn)子表面施加對(duì)流換熱系數(shù)的方法容易產(chǎn)生較大誤差,且電機(jī)中的旋轉(zhuǎn)氣流和熱相互影響而不能簡(jiǎn)單的分割開來,已有部分專家學(xué)者提出流場(chǎng)與溫度場(chǎng)耦合計(jì)算的必要性,并在風(fēng)力發(fā)電機(jī)[6-8]、大型汽輪發(fā)電機(jī)[9-16]、礦用防爆電機(jī)[17-18]等應(yīng)用。通過文獻(xiàn)調(diào)研可知,完整電機(jī)的網(wǎng)格劃分難度很大,計(jì)算機(jī)資源要求高,研究者主要針對(duì)某一扇區(qū)的對(duì)稱模型或簡(jiǎn)化較多的模型進(jìn)行分析,較少針對(duì)礦用隔爆一體化變頻電機(jī)進(jìn)行完整模型的流場(chǎng)和溫度場(chǎng)耦合計(jì)算。

鑒于此,本文以某礦用隔爆一體化變頻電機(jī)為研究對(duì)象,基于計(jì)算流體力學(xué)(computational fluid dynamics,CFD)原理以及傳熱學(xué)理論,建立了完整的三維流動(dòng)與傳熱耦合模型,利用多參考坐標(biāo)系(multiple reference frame,MRF)模型考慮轉(zhuǎn)子和端環(huán)葉片旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的影響,采用有限體積法對(duì)變頻電機(jī)的流場(chǎng)和溫度場(chǎng)進(jìn)行穩(wěn)態(tài)數(shù)值模擬。最后利用溫升實(shí)驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性。

1礦用隔爆一體化變頻電機(jī)的結(jié)構(gòu)

圖1是某礦用隔爆一體化變頻電機(jī)的結(jié)構(gòu)示意圖,主要由機(jī)座、機(jī)殼、定子、轉(zhuǎn)子、端蓋、軸承、變頻器功率模塊、電抗器等組成。定子由鐵心、繞組構(gòu)成,轉(zhuǎn)子由轉(zhuǎn)軸、鐵心、導(dǎo)條、端環(huán)等構(gòu)成,變頻器功率模塊由水冷散熱器、IGBT元件、二極管元件、復(fù)合母排、驅(qū)動(dòng)保護(hù)電路等構(gòu)成。機(jī)座和機(jī)殼采用熱軋鋼板Q345焊接結(jié)構(gòu),其中機(jī)殼的外圓帶有水槽,與機(jī)座構(gòu)成電機(jī)冷卻用的水套。冷卻水由機(jī)殼上的入口先流入至變頻器功率模塊的水冷散熱器流道,然后流經(jīng)機(jī)殼上的水套,最后從機(jī)殼上的出口流出,從而帶走熱量。

圖1　結(jié)構(gòu)示意圖

2仿真模型

2.1　基本假設(shè)

為合理地簡(jiǎn)化求解,采用了如下基本假設(shè)[8-10]:

1)電機(jī)處于穩(wěn)定工作狀態(tài);

2)認(rèn)為槽內(nèi)所有絕緣(包括槽楔)的熱性能與主絕緣相同;

3)繞組簡(jiǎn)化為等效的熱模型,將股線靠主絕緣側(cè)面的絕緣歸算到主絕緣中,忽略股線的排間絕緣和股線間絕緣,將該絕緣歸算到銅導(dǎo)體中;

4)定轉(zhuǎn)子鐵心由硅鋼片50W350疊壓而成,通過指定各向異性材料參數(shù)的方法來模擬硅鋼片疊壓的效果;

5)假設(shè)電機(jī)各固體部件之間緊密接觸;

6)認(rèn)為渦流效應(yīng)對(duì)每根股線的影響相同,定子繞組和轉(zhuǎn)子導(dǎo)條的銅損耗取其平均值;

7)定轉(zhuǎn)子齒部和軛部鐵心為均勻發(fā)熱體,鐵耗不隨溫度變化;

8)流體為不可壓縮,材料屬性隨溫度的變化忽略不計(jì);

9)以圖1所示的完整模型為分析對(duì)象,忽略變頻電機(jī)內(nèi)發(fā)熱量小且不對(duì)機(jī)殼空氣流動(dòng)產(chǎn)生影響的零部件,比如低感母排、接觸器、電容、螺栓等,不考慮接線腔和電抗器腔內(nèi)的空氣流動(dòng);

10)由公式計(jì)算可知?dú)庀吨械腞e數(shù)為2624,端部的空氣流動(dòng)情況復(fù)雜,認(rèn)為機(jī)殼內(nèi)的空氣流動(dòng)狀態(tài)為湍流,采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε兩方程模型進(jìn)行模擬;

11)忽略輻射換熱;

12)變頻電機(jī)外表面暴露在外部空氣中,散熱條件假設(shè)為給定對(duì)流換熱系數(shù)值和外界環(huán)境溫度的方式;

13)對(duì)于轉(zhuǎn)子的旋轉(zhuǎn),采用MRF模型進(jìn)行模擬。

2.2　數(shù)學(xué)模型

根據(jù)基本假設(shè)條件,機(jī)殼內(nèi)的空氣和冷卻水在流動(dòng)過程中除滿足質(zhì)量守恒、動(dòng)量守恒和能量守恒定律外,還要遵守附加的湍流運(yùn)動(dòng)方程。當(dāng)流體為不可縮且處于穩(wěn)定流動(dòng)狀態(tài)時(shí),采用通用控制方程為[19]

div(ρVφ)=div(Γφgradφ)+Sφ。

(1)

式中:φ、V為通用變量;ρ為流體密度;Γφ為廣義擴(kuò)散系數(shù);Sφ為廣義源項(xiàng)。

對(duì)直角坐標(biāo)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)

對(duì)湍流脈動(dòng)動(dòng)能k,有

(6)

Sk=ρGk-ρε。

(7)

對(duì)脈動(dòng)動(dòng)能耗散率ε,有

(8)

(9)

對(duì)溫度T,有

(10)

式中:η為分子粘性系數(shù),Pa·s;ηt為湍流粘性系數(shù),Pa·s;ηeff為有效粘性系數(shù),Pa·s;p為壓力,Pa;σk為脈動(dòng)動(dòng)能Prandtl數(shù),σk=1.0;σε為脈動(dòng)動(dòng)能耗散率Prandtl數(shù),σε=1.3;σT為湍流Prandtl數(shù),σT取值范圍0.9～1.0;Pr為Prandtl數(shù);c1、c2為經(jīng)驗(yàn)系數(shù),c1≈1.44,c2≈1.92;Gk為湍流函數(shù)。

使用MRF模型時(shí),計(jì)算區(qū)域分為2個(gè)子域:轉(zhuǎn)子部分和其余部分。2個(gè)子域的界面位于氣隙與轉(zhuǎn)子的交界面,子域的控制方程需要鄰近子域的速度值,因此,上述方程中還涉及界面速度、相對(duì)速度和絕對(duì)速度之間的轉(zhuǎn)換問題。

2.3　邊界條件

根據(jù)礦用隔爆一體化變頻電機(jī)的結(jié)構(gòu)特點(diǎn),給出如下邊界條件:

1)水道入口為速度入口邊界條件,由30 L/min的額定流量和入口截面積計(jì)算出速度大小為0.521 m/s,入口水溫20 ℃;

2)水道出口為壓力出口邊界條件;

3)流體(空氣、冷卻水)與固體接觸的壁面均設(shè)為無滑移壁面邊界條件;

4)機(jī)殼內(nèi)的空氣與接觸的壁面為流固耦合面;冷卻水與機(jī)殼、管路接觸的壁面為流固耦合面;其余表面(如變頻器功率模塊、接線腔、電抗器鐵心、電抗器線圈等存在未與空氣或水接觸的表面,不同部件之間的接觸面不在其內(nèi))為絕熱面,見圖2;

圖2　絕熱面

5)變頻電機(jī)外表面有少許風(fēng)吹過,其散熱條件復(fù)雜,并非單純的自然對(duì)流冷卻方式,換熱系數(shù)是一個(gè)受多變量控制的復(fù)雜函數(shù),為簡(jiǎn)化計(jì)算,根據(jù)文獻(xiàn)[20-21]提供的經(jīng)驗(yàn)公式并加以修正,取對(duì)流換熱系數(shù)為30 W/(m2·K),環(huán)境溫度20 ℃;

6)MRF模型的界面位于氣隙與轉(zhuǎn)子的交界面,設(shè)置為旋轉(zhuǎn)壁面,轉(zhuǎn)速值為1 500 r/min;

7)沿直角坐標(biāo)系y坐標(biāo)軸正方向設(shè)置重力加速度。

2.4　變頻器功率模塊及電機(jī)內(nèi)的發(fā)熱源

變頻器功率模塊容量為500 kW,采用6個(gè)FZ1200R33KF2C型號(hào)的IGBT元件構(gòu)成逆變相,采用3個(gè)DD435N36K型號(hào)的二極管元件構(gòu)成整流橋臂。這些功率器件在導(dǎo)通和開關(guān)過程中會(huì)產(chǎn)生大量的損耗。根據(jù)直流母線電壓1 600 V、額定輸出電流有效值260 A、開關(guān)頻率1 050 Hz、調(diào)制比0.9、功率因數(shù)0.95等電氣參數(shù),可由英飛凌公司為用戶提供的仿真計(jì)算工具IPOSIM計(jì)算出逆變相的IGBT芯片損耗和FRD芯片損耗。整流橋臂可根據(jù)直流平均電流、波形系數(shù)等計(jì)算出二極管芯片損耗。

電機(jī)運(yùn)行過程中產(chǎn)生的損耗會(huì)轉(zhuǎn)化成熱量,通過變頻電機(jī)各部件與周圍環(huán)境進(jìn)行熱交換,最終達(dá)到穩(wěn)定平衡的狀態(tài)。準(zhǔn)確計(jì)算變頻電機(jī)各部件的損耗是計(jì)算溫度場(chǎng)的前提條件。根據(jù)電磁場(chǎng)數(shù)值仿真結(jié)果和相關(guān)公式可知定子鐵心損耗、繞組損耗和轉(zhuǎn)子繞組損耗、雜散損耗。滾動(dòng)軸承的摩擦損耗與摩擦系數(shù)、摩擦表面之間的相對(duì)速度以及摩擦表面上的壓強(qiáng)相關(guān),可由經(jīng)驗(yàn)公式初步估算[20]。

設(shè)計(jì)該變頻電機(jī)時(shí),給出了2種工況(額定和1.2倍過載)的損耗數(shù)據(jù)(見表1),其中的逆變相和整流相的損耗是針對(duì)單個(gè)元件的。

表1　不同工況下的損耗

2.5　材料

變頻器功率模塊的水冷散熱器采用6063-O鋁合金材料的基板,在其中嵌入紫銅T2材質(zhì)的銅管,以銅管作為冷卻水的流道。

電機(jī)中的部件采用了許多不同的材料。機(jī)座和機(jī)殼采用熱軋鋼板Q345,轉(zhuǎn)軸的材料采用Q235-A。定子鐵心為硅鋼片50W350疊壓而成,定子繞組的材料為紫銅T2,定子繞組絕緣漆材質(zhì)為T1149-2厚度約為0.5～0.7 mm。轉(zhuǎn)子鐵心為硅鋼片50W350疊壓而成,轉(zhuǎn)子端環(huán)和導(dǎo)條的材料為紫銅T2。

2.6　網(wǎng)格劃分

本文選取完整的變頻電機(jī)三維模型作為研究對(duì)象,采用HyperMesh軟件進(jìn)行求解域的網(wǎng)格劃分。絕大部分區(qū)域的網(wǎng)格尺寸選擇4 mm。轉(zhuǎn)子與定子之間的氣隙尺寸為1.6 mm,相對(duì)于網(wǎng)格劃分的尺寸而言,該數(shù)值顯得很小,但流體流動(dòng)的剪切應(yīng)力與摩擦阻力比較大,且氣隙作為轉(zhuǎn)子與定子之間的主要傳熱通道,氣隙部分的網(wǎng)格數(shù)量必須較多,才能準(zhǔn)確地反映出流動(dòng)和傳熱特性,因此,氣隙部分的網(wǎng)格尺寸取0.2 mm。整個(gè)模型的網(wǎng)格以六面體形式為主,極少數(shù)為棱柱體和四面體形式,網(wǎng)格總數(shù)目為2 280萬。圖3是定子、轉(zhuǎn)子的網(wǎng)格劃分結(jié)果。

3流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果及其分析

3.1　機(jī)殼內(nèi)空氣流動(dòng)性能分析

圖4為不同截面的流速分布,可以看出空氣在機(jī)殼內(nèi)部的流動(dòng)情況。轉(zhuǎn)子以1 500 r/min的轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)動(dòng),轉(zhuǎn)子鐵心部位具有較大的切線速度,帶動(dòng)了氣隙中的空氣流動(dòng),該處的流速最大,為34.88 m/s。轉(zhuǎn)子端環(huán)上有葉片,可以對(duì)空氣有很大的攪拌作用,有部分空氣被帶至電機(jī)端部,這有利于電機(jī)端部的熱量傳遞,但受定子繞組和軸端蓋的影響,端部空氣流速分布雜亂無章,不同部位的速度值差別較大。

圖3　網(wǎng)格劃分

圖4　不同截面空氣流速分布

3.2　冷卻水流動(dòng)性能分析

本文研究的變頻電機(jī)主要采用水冷方式,因此,了解冷卻水在管路和水套內(nèi)的流動(dòng)情況非常重要。圖5給出了冷卻水的流速矢量圖,從圖中可以看出冷卻水的流速分布并非完全均勻,截面尺寸較小的轉(zhuǎn)折區(qū)域的流速最大,為2.11 m/s,而直角轉(zhuǎn)折區(qū)域的流速往往很小。從圖中還可以看出流速分布中并未出現(xiàn)較大面積的流動(dòng)死區(qū),說明管路和流道的設(shè)計(jì)較為合理。

圖5　冷卻水的流速分布

4溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果及其分析

4.1　整體溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果

圖6為額定工況下整個(gè)變頻電機(jī)外表面的溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果,可以看出轉(zhuǎn)軸、機(jī)座和機(jī)殼上的溫度分布是存在梯度變化的,轉(zhuǎn)子部分的溫度最高,靠近接線腔的機(jī)殼溫度最低。

圖6　外表面溫度場(chǎng)分布

為便于了解變頻電機(jī)的溫度分布特點(diǎn),圖7選取了多個(gè)截面來對(duì)溫度場(chǎng)進(jìn)行顯示。轉(zhuǎn)子部分的溫度最高,可達(dá)120.01 ℃,對(duì)應(yīng)的溫升為100.01 K,而定子繞組以及定子鐵心的溫度要低于轉(zhuǎn)子。從z坐標(biāo)的3個(gè)截面溫度分布可以看出,3個(gè)截面的溫度分布有較大區(qū)別,且靠近端部繞組的兩個(gè)截面溫度比中間截面的溫度偏低。從x坐標(biāo)和y坐標(biāo)的截面溫度分布可以看出,轉(zhuǎn)子部分的溫度分布存在對(duì)稱性,但定子、機(jī)殼等部件的溫度分布是不對(duì)稱的?？拷鋮s水入口的機(jī)殼溫度最低,是由于冷卻水的溫度對(duì)其產(chǎn)生了直接的影響。接線腔處的機(jī)殼溫度很低,則是由于遠(yuǎn)離發(fā)熱的部位且與外界環(huán)境直接接觸。

圖7　不同截面的溫度場(chǎng)分布

4.2　定轉(zhuǎn)子溫度場(chǎng)分析

圖8是定子的溫度場(chǎng)分布,可以看出定子端部繞組的溫度最高,為81.91 ℃,原因在于繞組的熱量主要通過定子鐵心傳遞至機(jī)殼上,經(jīng)過了較多的熱量傳遞路徑。定子鐵心上的溫度分布不均勻,這與機(jī)殼上的水套布置有很大關(guān)系,靠近較低溫度的冷卻水時(shí),定子鐵心溫度要低一些,反之亦然。圖8中所示的定子繞組、定子鐵心軛部是樣機(jī)預(yù)埋熱電阻PT100的兩個(gè)位置,其溫度分別為68.9 ℃和45.7 ℃。相對(duì)于環(huán)境溫度20 ℃,這兩個(gè)位置的溫升分別為48.9 K和25.7 K。從圖中的溫度場(chǎng)分布來看,測(cè)量點(diǎn)的溫度并非定子上的最熱點(diǎn)溫度,亦與整個(gè)電機(jī)的最高溫度是有差距的。

圖8　定子溫度場(chǎng)分布

圖9是轉(zhuǎn)子的溫度場(chǎng)分布,可以看出轉(zhuǎn)子鐵心、導(dǎo)條、端環(huán)、轉(zhuǎn)軸和軸承的溫度情況。受端環(huán)葉片旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的氣流影響,轉(zhuǎn)子兩端的溫度有區(qū)別,轉(zhuǎn)子中間部位的溫度要高出兩端的溫度。有一小部分的熱量沿轉(zhuǎn)軸的軸向傳遞,呈現(xiàn)出一定的溫度梯度。滾動(dòng)軸承有摩擦損耗,使得靠近滾動(dòng)軸承的轉(zhuǎn)軸有較高溫度。

圖9　轉(zhuǎn)子溫度場(chǎng)分布

從圖8和圖9可以清楚地看出定轉(zhuǎn)子表面的溫度分布特點(diǎn),但是難以看出內(nèi)部的溫度變化規(guī)律,為此,選取定子中間位置的z平面和穿過中心軸線的y平面,得到平行于x軸的相交線,將該相交線坐標(biāo)位置上對(duì)應(yīng)的溫度繪制成如圖10所示的曲線。該位置電機(jī)轉(zhuǎn)軸的直徑為0.15 m,中心軸線的位置為0,軸中心的溫度稍高于軸表面。在±0.149 m處的溫度出現(xiàn)一個(gè)峰值,是由于該處位于具有較大發(fā)熱量的轉(zhuǎn)子導(dǎo)條上。轉(zhuǎn)子是對(duì)稱圓,且繞軸旋轉(zhuǎn),轉(zhuǎn)子的溫度表現(xiàn)出對(duì)稱性的特點(diǎn)。在±0.2 m附近,溫度出現(xiàn)急劇波動(dòng)的原因是轉(zhuǎn)子與定子之間存在氣隙,盡管氣隙的距離很短,但空氣在氣隙內(nèi)的流動(dòng)極為復(fù)雜,不僅有流速大小和方向的變化,還有靠近壁面的層流和氣隙中間區(qū)域的湍流兩種流態(tài)之間的轉(zhuǎn)換[22-23],導(dǎo)致了氣隙中空氣的溫度并不像固體內(nèi)部導(dǎo)熱那樣所表現(xiàn)出來的溫度線性變化。由于變頻電機(jī)的幾何結(jié)構(gòu)不對(duì)稱,水套的溫度也并不相同,使得圖中區(qū)間[-0.4 m,-0.2 m)和(0.2 m,0.4 m]的溫度曲線并不沿x坐標(biāo)為0的位置對(duì)稱分布,這說明了對(duì)該變頻電機(jī)進(jìn)行完整分析有利于全面地了解變頻電機(jī)的溫度場(chǎng)分布特點(diǎn)。

4.3　變頻器功率模塊溫度場(chǎng)分析

IGBT元件和二極管元件屬于功率半導(dǎo)體器件,在工作過程中會(huì)產(chǎn)生較大的導(dǎo)通損耗和開關(guān)損耗,其溫升情況是設(shè)計(jì)變頻器功率模塊時(shí)非常關(guān)心的指標(biāo)之一。圖11為變頻器功率模塊的溫度場(chǎng)分布,可以看出冷卻水入口的溫度最低,為20.11 ℃,由于機(jī)殼溫度被電機(jī)定轉(zhuǎn)子和軸承產(chǎn)生的熱量提升,機(jī)殼上的冷卻水入口至變頻器功率模塊有一段距離,使得變頻器功率模塊入口處的水溫上升了0.11 ℃。IGBT元件和二極管元件安裝在水冷散熱器上,IGBT元件的芯片溫度沿著冷卻水流動(dòng)方向而增高,IGBT元件上的芯片最高溫度為42.9 ℃,相對(duì)整個(gè)變頻電機(jī)的入口水溫20 ℃而言,溫升為22.9 K。半導(dǎo)體功率器件的芯片溫升較小,主要得益于水冷方式具有很強(qiáng)的散熱能力、冷卻水的入口流量較大且變頻器功率模塊處于整個(gè)冷卻水路的前端,另一方面可以說明該水冷散熱器的熱設(shè)計(jì)是合理的。

圖10　x軸位置上的溫度變化曲線

圖11　變頻器功率模塊溫度場(chǎng)分布

Fig. 11Temperature distribution of converter power module

4.4　對(duì)流換熱系數(shù)分析

圖12為電機(jī)內(nèi)部空氣與壁面接觸的流固耦合面上的對(duì)流換熱系數(shù)分布,可以看出分布特點(diǎn)并無明顯可尋的規(guī)律,不同部位的數(shù)值有較大差異。電機(jī)轉(zhuǎn)子在旋轉(zhuǎn)過程中,由于幾何結(jié)構(gòu)特征復(fù)雜,使得內(nèi)部的空氣流動(dòng)特征不規(guī)則,加上電機(jī)內(nèi)部具體的傳熱途徑復(fù)雜,導(dǎo)致電機(jī)內(nèi)部的對(duì)流換熱系數(shù)分布亦非常復(fù)雜。大部分空氣與壁面接觸的流固耦合面上的對(duì)流換熱系數(shù)大于0,說明有部分熱量通過這些流固耦合面進(jìn)行傳遞。對(duì)流換熱系數(shù)的最大值為519.67 W/(m2·K),出現(xiàn)在靠近端環(huán)葉片附近的繞組和氣隙界面上,主要是由于氣流被旋轉(zhuǎn)的葉片和轉(zhuǎn)子帶動(dòng),有較強(qiáng)的對(duì)流換熱作用,這些較大值的部位是熱量傳遞的主要通路。

圖12　空氣對(duì)流換熱系數(shù)

圖13為冷卻水與壁面接觸的流固耦合面上的對(duì)流換熱系數(shù)分布。冷卻水在變頻器功率模塊水冷散熱器中的對(duì)流換熱系數(shù)要高于電機(jī)水套,這與水冷散熱器具有較小的流道截面積相應(yīng)產(chǎn)生的流速要大有關(guān)(流速的分布與具體數(shù)值可見圖5)。由圖13還可以看出冷卻水的對(duì)流換熱系數(shù)分布不均勻,各部位的數(shù)值有差別,出現(xiàn)在水冷散熱器轉(zhuǎn)折區(qū)域的對(duì)流換熱系數(shù)值可達(dá)1.78×104W/(m2·K),該值遠(yuǎn)大于空氣產(chǎn)生的對(duì)流換熱系數(shù),說明了水冷方式比風(fēng)冷方式具有更強(qiáng)的傳熱能力。

圖13　冷卻水對(duì)流換熱系數(shù)

4.5　不同工況的對(duì)比分析

前面主要分析了額定工況下定轉(zhuǎn)子和變頻器功率模塊的溫度,由于水冷是變頻電機(jī)主要的散熱方式,冷卻水的溫升可以在一定程度上表征變頻電機(jī)冷卻系統(tǒng)內(nèi)熱交換的好壞,冷卻水溫升過低,說明熱交換不完全,造成流量的浪費(fèi);反之如果冷卻水溫升過高,則容易造成變頻電機(jī)局部溫升過高。因此,還需對(duì)冷卻水的出口溫度和溫升予以關(guān)注。

表2列出變頻電機(jī)在額定工況和1.2倍過載工況下進(jìn)行穩(wěn)態(tài)計(jì)算的溫度結(jié)果。該變頻電機(jī)為H級(jí)絕緣(允許的最高溫度不應(yīng)超過180 ℃),F級(jí)考核(允許的最高溫度不應(yīng)超過155 ℃)。由表中結(jié)果可以看出:1.2倍過載長(zhǎng)時(shí)間運(yùn)行的最高溫度出現(xiàn)在轉(zhuǎn)子上,為154.39 ℃,該值接近于F級(jí)絕緣條件所允許的最高溫度。在變頻電機(jī)的實(shí)際應(yīng)用中,是不會(huì)出現(xiàn)嚴(yán)重過載情況下長(zhǎng)時(shí)間運(yùn)行的,這說明電機(jī)設(shè)計(jì)時(shí)選用的絕緣等級(jí)具有一定裕量,該電機(jī)的熱設(shè)計(jì)方案合理可行。

表2不同工況的穩(wěn)態(tài)溫度計(jì)算結(jié)果

Table 2Results of steady-state temperature in

different operation conditions

工況定子/℃轉(zhuǎn)子/℃變頻器功率模塊/℃冷卻水出口/℃額定81.91120.0142.929.221.2倍過載98.52154.3945.9731.37

5實(shí)驗(yàn)測(cè)試

溫升試驗(yàn)是測(cè)量電機(jī)在規(guī)定工作情況下運(yùn)行到熱穩(wěn)定時(shí)各發(fā)熱元件所能達(dá)到的溫升值,其中的熱穩(wěn)定是指發(fā)熱元件在運(yùn)行條件不變的情況下,前后一小時(shí)之內(nèi)的溫度變化不超過1K的狀態(tài)。電機(jī)溫升的高低決定著電機(jī)絕緣的使用壽命,因此,溫升試驗(yàn)對(duì)電機(jī)質(zhì)量的確認(rèn)具有非常重要的作用,同時(shí)也是驗(yàn)證仿真計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確性的基礎(chǔ)。根據(jù)試驗(yàn)規(guī)范,搭建了一套溫升測(cè)試系統(tǒng),主要由實(shí)驗(yàn)電機(jī)、負(fù)載電機(jī)、控制器、電源、計(jì)算機(jī)測(cè)控系統(tǒng)、水泵、水管等組成,實(shí)物如圖14所示。溫度的測(cè)量點(diǎn)是在變頻電機(jī)進(jìn)行組裝時(shí)即已確定的,具體可見圖8所示的定子繞組和定子鐵心軛部位置。

圖14　溫升測(cè)試系統(tǒng)實(shí)物圖

實(shí)驗(yàn)時(shí)的環(huán)境溫度為18.7 ℃,冷卻水采用該環(huán)境溫度下的自來水。從冷態(tài)開始加載,為縮短試驗(yàn)時(shí)間,在剛開始的0.5 h內(nèi)對(duì)變頻電機(jī)采用1.2倍過載方式以使其溫度快速上升,之后一直保持在額定工況下運(yùn)行,4 h后基本達(dá)到了熱穩(wěn)定狀態(tài)。通過測(cè)量得到定子繞組和鐵心軛部測(cè)量點(diǎn)處的溫度分別為66.2 ℃和42.9 ℃,相對(duì)于環(huán)境溫度的溫升分別為47.5 K和24.2 K。由這兩處的仿真結(jié)果與測(cè)量數(shù)據(jù)對(duì)比可知,實(shí)驗(yàn)溫升比仿真結(jié)果的溫升小3%～6%。仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)存在偏差的原因主要有:電機(jī)的體積和質(zhì)量很大,導(dǎo)致熱容量大,4 h的運(yùn)行時(shí)間尚未真正達(dá)到溫度最終平衡的時(shí)間;仿真模型采用了較多的假設(shè),且設(shè)置的參數(shù)和邊界條件與實(shí)際對(duì)象存在一定的偏差。通過對(duì)仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的比較,可知本文所采用的計(jì)算方法是合理可行的。

6結(jié)論

本文通過對(duì)某礦用隔爆一體化變頻電機(jī)流動(dòng)與傳熱特性的數(shù)值模擬,得出如下結(jié)論:

1)變頻電機(jī)的幾何結(jié)構(gòu)不對(duì)稱,表現(xiàn)出的定子和機(jī)座的溫度場(chǎng)分布并不沿轉(zhuǎn)軸中心線對(duì)稱,而轉(zhuǎn)子溫度場(chǎng)分布是對(duì)稱的;

2)變頻器功率模塊處于整個(gè)冷卻水路的前端,IGBT元件的芯片溫升較小,水冷散熱器的熱設(shè)計(jì)是合理的;

3)變頻電機(jī)在額定工況和1.2倍過載工況下的最高溫度出現(xiàn)在轉(zhuǎn)子導(dǎo)條上,最高溫度小于絕緣條件所允許的極限溫度;

4)電機(jī)內(nèi)部空氣的流動(dòng)非常不規(guī)則,溫度場(chǎng)分布不均勻,對(duì)流換熱系數(shù)分布特點(diǎn)復(fù)雜,靠近端環(huán)葉片附近的繞組上具有較大的對(duì)流換熱系數(shù)。

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(編輯：劉琳琳)

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

通訊作者:丁杰

作者簡(jiǎn)介:丁杰(1979—)，男，博士研究生，研究方向?yàn)橐话懔W(xué)與力學(xué)基礎(chǔ)、變流器熱仿真與結(jié)構(gòu)仿真；

基金項(xiàng)目：湖南省自然科學(xué)省市聯(lián)合基金(12JJ8020)

收稿日期:2014-03-28

中圖分類號(hào):TM 357

文獻(xiàn)標(biāo)志碼:A

文章編號(hào):1007-449X(2015)07-0027-09

DOI:10.15938/j.emc.2015.07.005