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        潛水電機溫度場研究方法及影響因素分析

        2019-06-28 01:52:34李增亮
        微特電機 2019年6期
        關鍵詞:機殼熱阻溫度場

        張 琦,李增亮,張 樂,于 然

        (中國石油大學(華東),青島 266580)

        0 引 言

        隨著水下裝備不斷向縱深方向發(fā)展,對其關鍵部件——潛水電機的穩(wěn)定性提出更高的要求。而影響電機穩(wěn)定性的重要因素為電機溫度,當電機溫度小于絕緣材料的極限溫度時電機可安全可靠運行;反之則必須設計合理的冷卻系統(tǒng),以達到降低電機溫度的目的。

        目前用于分析電機溫度場的方法有很多[1-5],其中等效熱阻網(wǎng)絡法和有限體積法應用廣泛。等效熱阻網(wǎng)絡法是以二維模型為基礎,借鑒電路理論,將電機的熱量傳遞方式用熱源、溫度和熱阻來進行等效處理,計算較為簡單快捷,所得溫度計算結(jié)果可反映各部件的平均溫度[6-10];有限體積法則是以三維模型為基礎,將流體與電機各部件間的傳熱看作內(nèi)部換熱,大大降低了由于傳熱理論計算公式所引起的誤差對溫度的影響,計算精度較高,其關鍵在于對溫度邊界條件合理化設置[11-14]。

        本文采用等效熱阻網(wǎng)絡法和有限體積法對潛水電機溫度場進行數(shù)值計算和仿真,并對比兩種方法的溫度計算結(jié)果,以有限體積法為研究基礎,分析溫度邊界條件中各影響因素變化對于溫度場的影響。

        1 潛水電機損耗計算

        1.1 鐵耗計算

        采用Bertotti分離鐵耗模型計算交變磁化下鐵耗密度pcFe,其計算公式:

        pcFe=zhfBε+zcf2B2+zef1.5B1.5

        (1)

        式中:zh,zc,ze,ε為磁損系數(shù);B為磁通密度;f為交變頻率。表1給出硅鋼片DR510在交變磁化下的損耗系數(shù),進而得到Bertotti模型計算曲線,與DR510鐵耗密度實測曲線對比,如圖1所示。兩曲線間誤差隨磁通密度的增大而增大,其原因是磁通密度較大時會使硅鋼片工作在磁化曲線的非線性區(qū)域,從而造成實際的渦流損耗密度大于Bertotti模型中的渦流損耗密度;同時由于諧波磁場的存在,還會使磁密波形發(fā)生畸變,畸變的磁密波形可分解為基波和n次諧波,而Bertotti模型只計算出基波鐵耗密度。

        表1 硅鋼片DR510在交變磁化下的磁損系數(shù)

        圖1 DR510鐵耗密度實測曲線與Bertotti模型計算曲線

        針對Bertotti模型在鐵耗計算方面所存在的問題,國內(nèi)外學者提出改進模型,其中以分段補償變系數(shù)鐵耗模型應用最為廣泛,其計算公式:

        (2)

        式中:fi為諧波頻率;Bmi為不同諧波次數(shù)下磁通密度;k1,β,k2,γ為補償變系數(shù)。

        在實際的電機磁場中,除交變磁化外,還存在旋轉(zhuǎn)磁化,但在旋轉(zhuǎn)磁化下鐵耗性能實驗數(shù)據(jù)較少,很難求解損耗系數(shù)。為解決這一問題,常采用交變磁場合成法對旋轉(zhuǎn)磁化進行等效處理,其計算公式:

        (3)

        式中:prFe為旋轉(zhuǎn)磁化下鐵耗密度;Bxmaxi,Bymaxi為不同諧波次數(shù)下徑向和切向的磁密峰值;η為旋轉(zhuǎn)磁化影響系數(shù)。

        綜合上述分析,采用計及旋轉(zhuǎn)磁化的改進鐵耗模型,其計算公式[15]:

        (4)

        1.2 銅耗和粘滯損耗的計算

        銅耗計算公式:

        (5)

        式中:Rs,Rr為繞組和導條的等效電阻;iA,iB為繞組和導條的等效電流。

        圖2為不同溫度下潤滑油運動粘度實測曲線。在0~100 ℃范圍內(nèi),氣隙流動狀態(tài)為層流,則粘滯損耗的計算公式:

        (6)

        式中:h為硅鋼片軸向長度;R1為轉(zhuǎn)子硅鋼片外徑;R2為定子硅鋼片內(nèi)徑;μ為運動粘度;ω為轉(zhuǎn)子角速度,負號代表摩擦阻力矩與轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)方向相反。

        圖2 不同溫度下潤滑油運動粘度實測曲線

        2 基于等效熱阻網(wǎng)絡法的溫度場分析

        2.1 等效熱阻網(wǎng)絡模型

        潛水電機的主要參數(shù)為額定頻率50Hz、額定電壓1 140V,轉(zhuǎn)子硅鋼片外徑182.2mm、定子硅鋼片內(nèi)徑184mm,硅鋼片軸向長度370mm,定子槽滿率小于68%,從而建立潛水電機徑向和軸向二維模型,如圖3所示。等效熱阻網(wǎng)絡模型應與結(jié)構(gòu)模型一一對應,如圖4所示。

        圖4 等效熱阻網(wǎng)絡模型

        圖4中,Rj_sea,REj_sea為機殼與海水間熱阻;Rj_ES為機殼與潤滑油間熱阻;Tj為機殼溫度;Rst-y_j為定子軛部與機殼間熱阻;Rst-t_st-y為定子齒部與軛部間熱阻;Rst-t為定子齒部熱阻;Rwd_st-y為定子齒部與繞組間熱阻;Rwd為繞組熱阻;REW_ES為繞組與潤滑油間熱阻;pCu(winding),pCu(EW)為繞組及繞組端部的銅耗;pFe(st-tooth),pFe(st-tooth1)為定子齒部鐵耗加二分之一雜散損耗;pFe(st-yoke)為定子軛部鐵耗;Tst-x,Tst-x_st-y,Tst-y為定子齒部、齒軛部和軛部的溫度;Twd,TEW為繞組及繞組端部的溫度;Rairgap為氣隙熱阻;Rrt-srf_rt-t為轉(zhuǎn)子表面與齒部間熱阻;Rrt-t_rt-y為轉(zhuǎn)子齒部與軛部間熱阻;Rrt-t_Bar為轉(zhuǎn)子齒部與導條間熱阻;RBar_ER為導條與轉(zhuǎn)子端環(huán)間熱阻;Rrt-y_shf為轉(zhuǎn)子軛部與轉(zhuǎn)軸間熱阻;Rshf,Rshf_Eshf為轉(zhuǎn)軸熱阻;po為粘滯損耗;pFe(rt-tooth)為轉(zhuǎn)子齒部鐵耗加二分之一雜散損耗;pFe(rt-yoke)為轉(zhuǎn)子軛部鐵耗;pCu(Bar),pCu(ER)為導條及轉(zhuǎn)子端部的銅耗;Trt-srf,Trt-t,Trt-y為轉(zhuǎn)子表面、齒部和軛部的溫度;TBar;TER為導條及轉(zhuǎn)子端環(huán)的溫度;Tshf為轉(zhuǎn)軸溫度。

        2.2 溫度計算結(jié)果分析

        給定海水溫度為24 ℃,機殼表面對流傳熱系數(shù)為200W/(m2·℃),各節(jié)點損耗值如表2所示,進而得到電機溫度如表3所示。電機最高溫度出現(xiàn)在轉(zhuǎn)子上,由于氣隙具有較大的熱阻,導致定轉(zhuǎn)子間存在較大的溫差,定子齒部、齒軛部和軛部的溫度依次減小,繞組端部溫度明顯高于繞組中部,導條溫度明顯高于轉(zhuǎn)子端環(huán)溫度,機殼溫度最低。

        表2 海水溫度為24 ℃下?lián)p耗值

        表3 基于等效熱阻網(wǎng)絡法的電機溫度

        3 基于有限體積法的溫度場分析

        3.1 三維溫度場計算模型

        計及電機結(jié)構(gòu)的對稱性和定轉(zhuǎn)子槽的周期性,建立以定轉(zhuǎn)子單齒單槽為基礎的三維溫度場計算模型,如圖5所示,并利用ICEM(IntergratedComputerEngineeringandManufacturingcode)對其進行六面體網(wǎng)格劃分。

        圖5 三維溫度場計算模型的六面體網(wǎng)格

        3.2 溫度計算結(jié)果分析

        模型側(cè)面設為周期邊界,各部件與潤滑油間交界面為耦合邊界,轉(zhuǎn)子外表面為滑移壁面邊界,將表2中損耗以平均生熱率的形式加載到相應的模型區(qū)域內(nèi),其余設置和章節(jié)2.2相同,從而得出電機溫度分布如圖6所示,電機溫度如表4所示。

        (a) 機殼、定子和繞組

        (b) 轉(zhuǎn)子、導條和轉(zhuǎn)軸

        T/℃T/℃87.7114.8145.299109.2189.599172.3189.8189.5

        圖6中電機溫度分布與等效熱阻網(wǎng)絡法的溫度分布基本相同,并對比表3、表4可以看出,兩種方法所得定轉(zhuǎn)子、導條、轉(zhuǎn)軸、轉(zhuǎn)子端環(huán)和機殼的溫度較為接近,而繞組和繞組端部的誤差較大。這主要是因為在等效熱阻網(wǎng)絡法中多采用經(jīng)驗公式等效流固耦合傳熱問題,而有限體積法則通過所建立的內(nèi)流場模型實現(xiàn)兩者間自動耦合傳熱,因此從減小溫度場計算誤差角度來說,采用有限體積法更能合理地反映潛水電機溫度分布。

        3.3 計及磁熱耦合方法的溫度場影響因素分析

        在實際過程中銅耗、粘滯損耗和機殼表面對流傳熱系數(shù)是隨溫度變化的,并非定值,而實現(xiàn)三者變化規(guī)律的關鍵在于需將每次迭代后的電機溫度及時反饋到三者中,作為下一次迭代前三者的新值,至電機溫度穩(wěn)定為止。因此,從易實現(xiàn)三者變化規(guī)律的角度來說,采用有限體積法較等效熱阻網(wǎng)絡法可以減少繁瑣的編程,只需在溫度邊界條件中設置三者變化的UDF(UserDefinedFunction)即可。

        3.3.1 計及銅耗和粘滯損耗變化對溫度場的影響

        在機殼表面對流傳熱系數(shù)不變的情況下,圖7給出銅耗和粘滯損耗的變化規(guī)律。從圖7中可以看出,銅耗隨溫度的升高呈線性增大,粘滯損耗隨溫度的升高而呈指數(shù)減小,由此設置銅耗和粘滯損耗變化的UDF,其余設置如章節(jié)2.2,從而得到計及銅耗和粘滯損耗變化的電機溫度分布,如圖8所示。從圖8中可以看出,轉(zhuǎn)子、定子和繞組端部的溫度分別為107.3 ℃,91.5 ℃和83.5 ℃,相比圖6的溫度計算結(jié)果,轉(zhuǎn)子、定子和繞組的溫度分別下降82.2 ℃,53.7 ℃和31.3 ℃,從而說明計及銅耗和粘滯損耗的變化對于溫度計算結(jié)果有較大影響。

        (a) 機殼、定子和繞組

        (b) 轉(zhuǎn)子、導條和轉(zhuǎn)軸

        3.3.2 計及機殼表面對流傳熱系數(shù)變化對溫度場的影響

        機殼與海水間傳熱方式以自然對流傳熱為主,則機殼表面對流傳熱系數(shù)γj計算公式:

        (7)

        式中:lj為機殼表面?zhèn)鳠崽卣鏖L度;g為重力加速度;λs,βs,vs,cp;μs為海水導熱系數(shù)、膨脹系數(shù)、運動粘度、比熱容、動力粘度;Ts為海水溫度;C為實驗常數(shù);m為校正系數(shù)。

        圖9(a)給出了機殼表面對流傳熱系數(shù)的變化規(guī)律。由此設置機殼表面對流傳熱系數(shù)變化的UDF,其余設置如章節(jié)2.2,從而得到計及機殼表面對流傳熱系數(shù)變化的電機溫度分布,如圖9(b)、圖9(c)所示。從圖9中可以看出,轉(zhuǎn)子、定子和繞組端部的溫度分別為176.6 ℃,130.5 ℃和102 ℃,相比圖6的溫度計算結(jié)果,轉(zhuǎn)子、定子和繞組的溫度分別下降15.8 ℃,14.7 ℃和12.8 ℃。

        (a) 機殼表面對流傳熱系數(shù)的變化規(guī)律

        (b) 機殼、定子和繞組

        (c) 轉(zhuǎn)子、導條和轉(zhuǎn)軸

        3.3.3 計及銅耗、粘滯損耗和機殼表面對流傳熱系數(shù)變化對溫度場的影響

        銅耗、粘滯損耗和機殼表面對流傳熱系數(shù)變化的電機溫度分布如圖10(a)、圖10(b)所示。由圖10可見,轉(zhuǎn)子、定子和繞組的溫度分別為100 ℃,84.3 ℃和76.6 ℃,比較圖6、圖8、圖9的溫度計算結(jié)果,轉(zhuǎn)子、定子和繞組的溫度明顯降低。圖10(c)為轉(zhuǎn)子溫度隨迭代次數(shù)的變化規(guī)律。結(jié)合圖7可以看出,與普通電機不同,潛水電機采用潤滑油作為冷卻介質(zhì),由此產(chǎn)生的粘滯損耗較大,因此在初始階段粘滯損耗的初始值較大,且在無內(nèi)流場入口速度下,潛水電機只能通過機殼表面進行散熱,而機殼表面對流傳熱系數(shù)初始值相對較小,如圖9(a)所示,造成轉(zhuǎn)子溫度急劇上升,而在電機溫度升高的同時,粘滯損耗減小幅度明顯大于銅耗增大的幅度,且機殼表面對流傳熱系數(shù)也呈指數(shù)增大,會使轉(zhuǎn)子溫度減小,之后隨著散熱量與發(fā)熱量逐漸相等,轉(zhuǎn)子溫度逐漸穩(wěn)定。

        (b) 轉(zhuǎn)子、導條和轉(zhuǎn)軸

        (c) 轉(zhuǎn)子溫度隨迭代次數(shù)的變化規(guī)律

        3.4 計及磁熱流耦合方法的溫度影響因素分析

        在無內(nèi)流場入口速度下,轉(zhuǎn)子溫度峰值達到217 ℃,對于電機性能會有一定的影響,因此,為降低轉(zhuǎn)子溫度峰值,必須計及內(nèi)流場入口速度。內(nèi)流場入口速度的存在會引起內(nèi)流場入口溫度的變化,在等效熱阻網(wǎng)絡法中無法實現(xiàn)內(nèi)流場入口溫度變化,而有限體積法則可通過在溫度邊界條件中設置內(nèi)流場入口溫度變化的UDF來實現(xiàn)。

        3.4.1 計及內(nèi)流場入口速度變化對溫度場的影響

        在溫度場邊界條件中將內(nèi)流場入口施加速度入口,出口施加壓力出口,入口溫度為24 ℃,從而得到電機溫度隨內(nèi)流場入口速度的變化規(guī)律,如圖11所示。

        圖11中,隨內(nèi)流場入口速度的增大,定子和繞組的溫度先減小后趨于平緩,轉(zhuǎn)子溫度先減小后增大再減小。進一步分析發(fā)現(xiàn),當潤滑油粘度增大到一定值時,會影響轉(zhuǎn)子溫度的變化規(guī)律,即在內(nèi)流場入口速度為0.007~0.02m/s時,轉(zhuǎn)子溫度升高,對應潤滑油粘度較大;在大于0.02m/s時內(nèi)流場出口溫度基本不變,轉(zhuǎn)子溫度以內(nèi)流場入口速度的影響為主。其中在內(nèi)流場入口均為24 ℃,內(nèi)流場入口速度為0.005m/s時,轉(zhuǎn)子、定子和繞組的溫度分別為78.5 ℃,56.8 ℃和50.4 ℃。

        圖11 電機溫度隨內(nèi)流場入口速度的變化規(guī)律

        3.4.2 計及內(nèi)流場入口溫度變化對溫度場的影響

        以內(nèi)流場入口速度0.005m/s為研究對象,在不計及散熱器時,將每一次循環(huán)結(jié)束后的內(nèi)流場入口溫度近似等于上一次循環(huán)過程中內(nèi)流場出口溫度,從而設置內(nèi)流場入口溫度變化的UDF,得到無散熱器時內(nèi)流場入口速度和海水溫度對電機溫度的影響,如圖12所示。

        (a) 轉(zhuǎn)子溫度Trt變化規(guī)律

        (b) 定子溫度Tst變化規(guī)律

        (c) 內(nèi)流場出口溫度Tn變化規(guī)律

        圖12中,定轉(zhuǎn)子溫度隨內(nèi)流場入口速度的增大而降低,隨海水溫度的升高而升高。進一步分析可以看出,在內(nèi)流場出口溫度較高時,會使?jié)櫥驼扯茸冃?,而較小潤滑油粘度對轉(zhuǎn)子溫度變化規(guī)律不產(chǎn)生影響。在海水溫度為24 ℃,內(nèi)流場入口速度為0.005m/s時,轉(zhuǎn)子、定子和繞組的溫度為90.7 ℃,74.5 ℃和66.3 ℃,相比于內(nèi)流場入口溫度為定值時,電機溫度明顯升高。

        圖13給出立式散熱器在海水溫度為24 ℃時散熱器出入口溫度變化規(guī)律,其中散熱器結(jié)構(gòu)參數(shù)為管徑8mm、管長1.2m、管子數(shù)量216。從圖13中可以看出,散熱器出入口溫度間呈線性關系,以此為依據(jù)設置內(nèi)流場入口溫度變化的UDF,從而得到潛水電機溫度分析,如圖14所示。轉(zhuǎn)子、定子和繞組的溫度為81.6 ℃,62.8 ℃和50.3 ℃,相比于無散熱器時,電機溫度明顯下降。

        圖13 散熱器出入口溫度變化規(guī)律

        (a) 機殼、定子和繞組

        (b) 轉(zhuǎn)子、導條和轉(zhuǎn)軸

        4 結(jié) 語

        本文通過對有限體積法和等效熱阻網(wǎng)絡法的對比分析,研究了一種適用于潛水電機的溫度場耦合設置方法,從而為后續(xù)潛水電機溫度場優(yōu)化及冷卻系統(tǒng)研究提供依據(jù)。

        1) 當損耗和機殼表面對流傳熱系數(shù)為定值,且無內(nèi)流場入口速度時,兩種方法所得溫度分布相同,但繞組及繞組端部溫度誤差相對較大。通過對比可知,有限體積法是通過內(nèi)流場模型實現(xiàn)流固耦合傳熱,較等效熱阻網(wǎng)絡法來說,避免經(jīng)驗公式所帶來的計算誤差。

        2) 計及銅耗、粘滯損耗和機殼表面對流傳熱系數(shù)的變化,所得電機溫度較其為定值時下降了92.4 ℃;當內(nèi)流場入口溫度為定值時,隨內(nèi)流場入口速度的增大,轉(zhuǎn)子溫度先減小后增大再減小,在計及內(nèi)流場入口溫度變化時,電機溫度明顯升高,且轉(zhuǎn)子溫度隨內(nèi)流場入口速度的增大而減小。在有限體積法中設置UDF來實現(xiàn)各影響因素的變化,較等效熱阻網(wǎng)絡法來說,減少繁瑣的編程,同時計及影響因素較為全面,提高溫度計算結(jié)果的準確性。

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