地鐵用電機傳熱特性數值模擬與實驗研究

梁雪琪,羅慧強,吳一寧,曾敏

(1.西安交通大學熱流科學與工程教育部重點實驗室,710049,西安;2.中車永濟電機有限公司,044000,山西永濟)

電機在日常生活、工農業生產、航空航天等領域應用廣泛。隨著科技進步,很多場合需要更大功率、更緊湊的電機[1],由此導致的電機發熱問題更加嚴重。電機內部過熱會導致絕緣材料受損,進而形成短路,甚至將電機燒毀,使設備的運行具有安全隱患,同時也影響電機的使用壽命;此外,超溫還會使電機內部磁性材料磁性減弱,甚至退磁[2]。因此,對電機的溫度場進行探究十分必要。

電機內部的轉子部分包含很多旋轉部件,不易通過實驗實時測量出其溫度分布。另外,電機中很多實心部件的內部溫度也不易測量,實施起來十分復雜。

目前,國內外專家學者主要針對發電機內某一部分,例如定子或轉子等局部流場和溫度場進行研究分析,忽略了換熱的整體連續性;也有少部分學者對電機整體進行傳熱特性分析,但近似認為電機為軸向和周向對稱,采用軸向1/2,周向1/6或1/12的對稱模型進行數值模擬[3-8],忽略了電機中定子線圈三維彎扭、風扇葉片不對稱分布的特點,以及其他不對稱部件對流場的影響。本文采用電機全域模型進行數值計算,研究電機內部溫度分布,并對電機進行了實驗測溫,還對仿真結果進行了校核。

1 模型建立

1.1 基本假設

為了便于計算,本文對電機模型做出如下簡化:①假設電機的損耗在同一部件上均勻分布;②忽略電機上的螺釘、螺栓、墊片、倒角、倒圓角、電氣接線盒、支撐組件、油封等對傳熱和流動特性影響非常小的次要零件;③將電機中球墨鑄鐵、鋼板、碳素鋼板、碳素結構鋼等與純鐵相近的材料均按照純鐵的物性計算;④近似認為電機內空氣物性隨其溫度線性變化,忽略電機內其他材料的導熱系數隨溫度的變化;⑤假設電機已處于穩定運行狀態,空氣處于連續穩定的工作狀態。

1.2 求解域物理模型

進行以上合理簡化后的電機三維模型縱截面剖視圖如圖1所示,電機的幾何參數見表1。電機的轉速為2 014 r/min,轉子周向均勻分布12個直徑為25 mm的通風孔,定轉子氣隙厚度為1.8 mm。

表1 電機幾何參數

1:風扇;2:轉子壓板;3:轉子鐵心;4:轉子線圈;5:定子線圈;6:定子鐵心;7:軸承;8:轉軸;9:入口濾塵裝置圖1 自通風電動機結構三維模型

電機在額定狀態下運行時,所產生的鐵損、銅損、雜散損耗及機械損耗如表2所示。以上各類損耗分別加載在對應部件上,其中鐵耗的70%加載在定子鐵心,30%加載在轉子鐵心,雜散損耗的50%加載在定子鐵心,另外50%加載在轉子鐵心[9]。各相關部件的總損耗和體積損耗如表3所示。求解的物理模型包含流體域,按照多重旋轉坐標系方法的要求,將流體域劃分為旋轉部件周圍的流體域和靜止部件周圍的流體域兩部分,如圖2所示。

表2 各類損耗數值 kW

表3 電機各部件損耗分布

圖2 求解域模型

電機運行時風扇高速轉動,在電機內特別是風扇周圍產生低壓區,在壓差驅動下,低溫空氣經過入口濾塵裝置過濾掉灰塵顆粒后進入電機,通過定子與轉子之間的氣隙和轉子鐵心上沿圓周均勻分布的12個通風孔對電機定子、轉子進行冷卻,最后熱風通過風扇從風罩徑向的格柵流出。

1.3 數學模型

根據基本假設⑤,空氣處于連續穩定的工作狀態,則空氣滿足連續性方程

div(ρU)=0

(1)

式中U為空氣的速度。

對于該穩態問題,湍流動量方程、能量方程以及標準k-ε方程可寫成如下通用形式[10]

div(ρVφ)=div(Γgradφ)+S

(2)

本文采用標準k-ε湍流模型計算,近壁面區域采用標準壁面函數進行處理。

1.4 邊界條件

1.4.1 速度邊界條件 本文研究的電機為自通風電動機,轉動部件的轉速決定入口和出口處的空氣流速,故將入口設置為壓力入口邊界條件,相對壓力為0;出口設置為壓力出口邊界條件,相對壓力為0。旋轉流體域和靜止流體域交界面采用interior邊界。流體和固體交界面采用無滑移固壁邊界條件,即uair=uwall。

電機外表面設置為第三類邊界條件,對于靜止部件,例如定子鐵心等,根據水平圓柱在空氣中自然對流的特征數關聯式(3)[11]及式(4),求得靜止部件在空氣中的自然對流換熱系數h1為5.5 W/(m2·K),關聯式如下所示

(3)

h=Nuλ/l

(4)

式中:l取定子鐵心外徑0.51 m;λ取40 ℃下的空氣導熱系數0.026 62 W/(m·K)。電機旋轉部件包括轉子鐵心、轉子線圈、轉軸、風扇等,其中直接暴露在外部空氣中的有轉軸端部和軸承,外表面為在空氣中的強制對流換熱,文獻[12]表明氣體強制對流換熱系數取值范圍為20～100 W/(m2·K),近似取轉軸和軸承外部的對流換熱系數h2為80 W/(m2·K)。

1.4.2 溫度邊界條件 流固界面和固固界面采用熱耦合邊界條件[13]。出口側流體域在軸向由于有薄片結構與空氣相隔,建模中為了簡化計算,將薄片結構忽略,因此流體域出口側在軸向近似為絕熱邊界,即熱流量q=0。

1.5 網格劃分

采用Workbench中Mesh模塊對圖2中所示求解域進行網格劃分,網格劃分的基本思想是保證網格在不同零件交界面處節點對齊;由于流動比導熱問題更復雜,故將流體區網格設置得較固體區更密;流體區創建邊界層網格以提高流場計算準確度;對于質量較差網格,例如定子線圈等部位,進行局部面網格加密,以保證較好的網格質量。

網格劃分示意圖如圖3所示,共2 820萬個有限元體積。在Mesh模塊中進行網格質量檢測,檢測結果表明網格的質量基本在0.45以上,網格傾斜率基本在0.75以下,一般工程問題網格質量保證在0.3以上,傾斜率保證在0.9以下即可,網格質量和傾斜率兩個參數的檢測結果表明網格質量較好。

圖3 網格劃分示意圖

為了進行網格無關性驗證,對求解域劃分4套網格,網格數依次為1 029萬、1 820萬、2 820萬、3 670萬,在相同的邊界條件下計算進口流量和熱流量的變化如圖4所示,根據網格無關性驗證結果,本文采用2 820萬網格進行數值計算。

圖4 網格無關性驗證

2 實驗驗證

為了校核仿真的可靠性,對電機額定狀態下穩態運行時的溫度進行實驗測量。

實驗采用預埋熱敏電阻的方法。實驗系統主要由電源、測試電機、負載電機、計算機控制系統等組成[14],其中實驗電源采用靜態正弦電源。

由于轉子高速旋轉,難以實時測量其溫度,且仿真結果表明轉子相比定子溫度較低,轉子部分不會發生超溫,因此實驗主要測量定子線圈的溫度。測點布置在周向0°、90°、180°、270°,即圖5a中的1、2、3、4號槽口位置。測量以上4個線圈在軸向中心截面兩側的溫度,如圖5b所示。

(a)橫截面

(b)縱截面圖5 實驗測點布置示意圖

實驗的相關參數如表4所示。實驗過程中電機保持在額定工況下運行,額定轉速為2 014 r/min,運行240 min后認為溫度場達到穩態(即1 h內溫度變化小于1 ℃),開始測溫。實驗結果如表5所示,將中心截面兩側的溫度取平均,近似認為是中心平面的溫度。

表4 相關實驗參數

表5 實驗測得的定子線圈溫度

實驗結果表明:周向180°和270°處的溫度明顯高于周向0°、90°,主要原因是1、2號槽口之間、1、4號槽口之間、2、3號槽口之間的機箱表面均存在支撐組件,如圖5a所示,這些附件結構在很大程度上增大了散熱面積,導致3、4號槽口處的溫度最高。1號槽口定子線圈溫度略高于2號,主要原因是1號槽口上面存在電氣接線盒,電氣接線盒內有空氣存在,為熱的不良導體,在一定程度上阻礙散熱。

統計對應線圈在軸向中心截面的仿真計算溫度,并將仿真計算結果與實驗結果進行對照,計算相對誤差如表6所示。

表6 數值模擬結果校核

校核表明仿真最大相對誤差小于8.0%,滿足工程要求,驗證了本文數值模擬方法的可靠性。

對比仿真結果與實驗結果發現,仿真計算溫度略小于實驗溫度。誤差來源分析如下:第一,實驗中熱敏電阻貼在絕緣層表面,實際測得溫度為絕緣層的溫度,仿真計算的是定子線圈的溫度,兩者之間有一定偏差;第二,仿真中將損耗近似為均勻分布,導致了一定誤差。

3 仿真結果與分析

3.1 流場結果與分析

圖6給出了求解域縱截面(z=0平面)的速度分布云圖。由圖可以看出:風扇葉頂速度最大,達42 m/s,因為所有旋轉部件轉速相同,而風扇葉頂半徑最大,故轉速最高,根據無滑移邊界uair=uwall,葉頂處應有最大流速;定轉子氣隙中平均流速約為23 m/s,雷諾數Re=ud/ν=18 750,處于較強湍流狀態;定子端部線圈附近空氣也具有一定速度,可為定子端部線圈起到一定冷卻作用。

圖6 z=0平面速度云圖

圖7 z=0平面溫度云圖

3.2 溫度場結果與分析

圖7給出了z=0平面的溫度云圖。由圖可以看出:定子部分溫度最高,轉子線圈和鐵心溫度較低,兩者溫差約為50 ℃。因為該帶載工況下,定轉子的體積損耗在同一數量級,主要影響溫度分布的因素是熱邊界條件。定子鐵心外側為空氣中自然對流的邊界條件,近似為絕熱,熱量很難通過定子鐵心外壁面散出。從轉子徑向看,不僅內側有轉軸軸向導熱,且鐵心內部有12個通風孔,外側有定轉子氣隙的強制對流換熱對其進行冷卻。此外,從轉子軸向看,轉子兩端都有高速流動的空氣,也可提供較好的冷卻環境。

圖8給出了定子線圈在4號槽內的溫度沿軸向的分布。

圖8 4號槽定子導線沿軸向的溫度分布

由圖8可以看出,槽內定子線圈溫度沿軸向不是嚴格對稱分布,最高溫度達149.4 ℃,位于軸向中心截面偏離非傳動端一側(即空氣出口側)約25 mm處。因為出口處的空氣溫度比入口的空氣溫度高,故空氣出口的冷卻效果比入口處的更差。此外,最高溫度149.4 ℃小于該電機所用絕緣材料的絕緣等級H級對應允許最高溫度180 ℃,故在額定狀態下運行不會超溫。

3.3 影響因素分析

本文對電機在額定帶載狀態下不同轉速時的流動與傳熱進行了分析,相關研究表明鐵耗近似隨轉速線性變化[15]。基于此結論,得出不同轉速下的流量和定子線圈最高溫度和最高溫升如圖9、圖10所示。圖9表明,隨著電機轉速增大,電機進出口空氣流量近似線性升高。

圖9 轉速對空氣流量的影響

溫升指電機中定子線圈高出環境的溫度。圖10給出了電機轉速對定子線圈最高溫度和最大溫升的影響,可以看出,隨著電機轉速增大,定子線圈最高溫度和最大溫升都近似隨之線性升高。轉速每升高1 000 r/min,定子線圈最高溫度升高6.2%,最大溫升平均升高7.5%。盡管電機轉速增大,空氣流量增大,冷卻能力增強,但是鐵耗也隨著轉速增大,導致定子線圈溫度隨轉速增大而上升。

圖10 轉速對定子線圈最高溫度及最大溫升的影響

此外,本文還研究了電機工作在10,20,30,40 ℃下的流動傳熱特性,結果如圖11所示。

圖11 環境溫度對定子線圈最高溫度及最大溫升的影響

圖11表明,隨著環境溫度升高,定子線圈最高溫度近似隨之線性升高,最大溫升也隨著環境溫度升高略有升高,與最高溫度變化趨勢相比,增長幅度較小。環境溫度每升高10 ℃,最高溫度提高10.1%,最大溫升提高2.3%。當環境溫度達到40 ℃時,最高溫度達149.4 ℃,是常見的最危險的工作環境。環境溫度較高時,空氣與電機之間溫差變小,空氣對電機的冷卻效果顯著變差,電機運行時更易超溫。

對比環境溫度與轉速對最高溫度與最大溫升的影響,發現環境溫度對最高溫度影響更顯著,對溫升的影響略小。

4 結 論

本文對自通風電動機在額定工作狀態下的流動傳熱特性進行了數值分析,對溫度場進行了實驗測量,并探究了環境溫度與轉速對流動傳熱特性的影響,得出以下結論:

(1)電機溫度沿軸向和周向分布都呈現出不對稱性。在周向,底部和接線柱之間溫度最高。實驗表明,周向不同槽口定子線圈溫差可達10 ℃。在軸向,中心截面偏非傳動端約25 mm處溫度最高,非傳動端溫度高于傳動端。因此,將電機簡化為對稱模型,取1/N部分計算會帶來較大誤差。

(2)隨著電機轉速增大,定子線圈最高溫度近似隨之線性升高,當電機達到最高轉速4 000 r/min時,定子線圈溫度最高,達160 ℃;隨著電機工作環境溫度升高,定子線圈最高溫度近似線性升高,定子線圈最大溫升也有小幅度升高,當環境溫度達到40 ℃時,最高溫度達149.4 ℃,最大溫升達108 K,分別小于其表面包裹的H級絕緣等級最高允許溫度180 ℃和最高允許溫升125 K,因此電機設計中應以在最高環境溫度和最高轉速下運行作為設計熱校核的標準工況。

(3)定子溫度比轉子溫度平均高出50 ℃,轉子基本不會引起電機超溫,要消除電機的超溫隱患,應從定子著手。