外殼水冷式隔爆型電動機冷卻水路有限元分析

何惠明，白保東，王禹，肖紅，楊曉洲，范作智

(1.沈陽工業大學 電氣工程學院，遼寧 沈陽110870;2.撫順煤礦電機制造有限責任公司，遼寧 撫順113122)

0 引言

煤礦井下用隔爆型三相異步電動機的常用冷卻結構有兩種:一種是外殼風冷式結構(IC0141)，其中典型結構Y系列、YB系列、YBK系列結構，其設計已日益成熟、完善。另一種是外殼水冷式結構[1－2]。近年來井下用電動機發展很快，功率不斷增大、體積不斷減小，使得電磁方案計算中電磁負載選取較高，必將帶來電動機的發熱增加，因此需要一種有效的結構將電動機運行過程中產生的多余熱量帶走，而外殼水冷卻結構是一種較為理想的結構。傳統的外殼水冷結構電動機在使用過程中易出現外水套“鼓包”現象，使電動機無法從設備中取出，造成電動機維護、更換困難。經分析出現“鼓包”現象的原因主要有兩方面:一方面，電動機使用過程中冷卻水壓力超出電動機銘牌要求的冷卻水壓力規定數值，從而造成了外水套變形;另一方面，個別產品受尺寸限制外水套壁厚較薄、強度較低，雖然經過4.5MPa的水壓試驗，但如果實際中有水壓超高情況，就易發生變形。

有限元法是求解彈性力學問題的經典方法將其應用于虛擬技術并通過恰當的參數調節可以構造出幾何與物理上都較為精確的模型[3－4]。Solid Works是一種基于Windows操作平臺的三維設計軟件，具有基于特征的參數化實體造型、復雜曲面造型、實體與曲面融合、基于約束的裝配造型等一系列先進的三維設計功能及工具。可以根據有限元法使用“線性靜態分析”來計算電機冷卻結構的應力[5－7]。針對上述問題，本文采用 Solid Works中 COMSXpress有限元軟件進行外水套強度計算，并對外水套進行改進設計，開發出新型外水套結構，避免外水套“鼓包”現象發生。

1 空間應變問題基本方程

1.1 空間應變問題幾何方程

在彈性體內任取一點P，在該點取一微正六面體，沿x向、y向及 z向微線段長度分別為 dx、dy和dz，X、Y和 Z為作用于彈性體上沿 x、y和 z方向上的均勻分布體力，如圖 1所示。其中 σx、σy、σz為x、y和z方向正應力，τxy為作用于 x=0面 y軸方向的切應力，τxy、τyz等同理不再復述。

根據靜立平衡關系，以x軸為投影軸列平衡方程∑X=0，同理∑Y=0，∑Z=0，則空間應變問題的平衡微分方程為

空間應變問題的平衡微分方程為

式中:εx、εy、εz分別為 x、y 和 z方向的正應變;γxy為x、y方向間的直角該變量即 xy平面的切應變，γyz、γzx。

圖1 微元受力分析示意圖Fig.1 Force analysis of element

1.2 應變問題的物理方程

由材料力學的廣義胡克定律有

式中:E為彈性模量;G為切變模量;μ為泊松比。

1.3 邊界條件

在邊界S上給定約束的位移分量，根據所分析模型的結構特點，邊界完全固定，邊界上的位移函數應該滿足[8－10]

2 電動機水路結構模型

2.1 電動機外殼水冷卻結構

傳統的冷卻水路加工過程中首先車制內水套，在指定位置焊接使冷卻水按要求流動的折流筋，均布擺放，一般為12～16根，組焊后車好外徑;然后使外水套內徑與內水套外徑過盈配合，車制外水套;最后采用外水套熱裝工藝，靠一端止口定位來組裝內、外水套，形成圖2所示的外殼冷卻水路結構[11－13]。

圖2 水冷卻結構示意圖Fig.2 Diagram of the cooling water jacket

2.2 分析方法

本電動機整體結構如圖3所示，冷卻水套結構中，內水套與定子鐵芯相接觸面積較大，強度較好;但外水套僅折流筋處與內水套相接觸，其余部分受水路冷卻水壓力影響會較大，較易產生變形。

圖3 電動機整體結構示意圖Fig.3 Diagram of the motor structure

如果電動機使用過程中水道壓力過高或結構設計強度不夠，那么首先外水道會發生變形。因此，可以把分析模形進行簡化，模擬外水套的受力情況，進行電動機“鼓包”現象的分析。

3 冷卻水路應力及形變分析

選擇三維設計軟件 SolidWorks，對零件進行實體建模分析。將原焊接在內水套上的支撐筋形狀在外水套內部建模，高度為1 mm，做施加載荷的固定面，電機水路結構簡化模型如圖4所示。隔爆型電動機機殼材質采用普通碳素結構鋼Q235－A，材料的主要物理屬性:彈性模量210 000 N/mm2;泊松比0.28;密度0.007 8 g/mm3;屈服力220.6 N/mm2。

圖4 水套結構簡化模型Fig.4 Simplified model of the cooling water jacket

機殼組焊時應將外水套與內水套在兩端面處焊牢，因此在外水套與內水套實際組焊處，加固定約束，如圖5所示。

圖5 施加約束Fig.5 Applied constraints

煤礦井下輸送機用隔爆型電動機冷卻水工作壓力不超過3.0 MPa[14]，并且冷卻水流量按體積也要不小于規定值。因此，在外水套內壁(不包括折流筋面積)，施加載荷3.0 MPa壓力，如圖6所示。

圖6 施加載荷Fig.6 Applied load

生成受力云圖，如圖7所示，可以看出外水套各部分所受應力較大，發生了嚴重變形。因此要對水套結構進行改進，在外水套與折流筋重合位置，加工數排均布的小孔，當電動機外水套與內水套熱裝后，將外水套上的小孔與折流筋焊接牢固。重復以上步驟分析外水套受力情況，將小孔處設為固定約束，如圖8所示。經計算得到添加小孔塞焊點后的受力云圖，如圖9所示。

圖7 外水套受力云圖Fig.7 Stress cloud chart of the traditional outer cooling water jacket

圖8 新型外水套約束分布圖Fig.8 Constraints distribution of the novel outer cooling water jacket

圖9 新型外水套受力云圖Fig.9 Stress cloud chart of novel outer cooling water jacket

從兩次分析可看出，不加小孔塞焊點結構最大應力為6.5×107N/mm2，加小孔塞焊點結構最大應力為5.0×107N/mm2，最大應力降低了23.07%，應力可靠性得到了明顯增加，可看出增加小孔塞焊點后，外水道的應力明顯減小，形變情況明顯改善。

由冷卻水路加工過程可知傳統的外水套固定約束間距離l為水套軸向長，改進設計后的外水套固定約束間的距離變為兩折流筋即兩排小孔塞焊點間的距離，明顯減小。水套受力分析如圖10所示，由式(5)可以得出當時，彎矩最大值為因此當l減小時最大彎矩減小，水套的形變減小，與仿真結果相符。

式中:M(x)為距離左端x處的彎矩;q為均布載荷;RA、RB為約束力;與l為固定約束間的距離。

圖10 外水套受力分析Fig.10 Force analysis of the outer cooling water jacket

4 實驗結果及分析

使用過程中出現機殼“鼓包”現象的電機外形尺寸較大，現取類同小結構機殼，進行樣機試驗。選定樣機機殼外徑 =391 mm，內徑 =343 mm，外水套和內水套壁厚=7 mm，中間水路高度 =10 mm，水路設N=12折流筋，共加工3臺機殼(未裝壓帶繞組定子鐵心)，其中兩臺外水套為小孔塞焊結構、另一臺外水套為無小孔塞焊結構。加工后，對機殼水路分別進行0MPa、5MPa壓力試驗，取機殼徑向各排塞焊點中間位置，劃線 1－7、2－8、3－9、4－10、5－11、6－12，測量對應點與水套理論外徑差值。試驗結果如表1所示。

仿真分析表明，小孔塞焊結構整體位移，變形量范圍0～0.079 mm;無小孔塞焊結構整體位移，變形量范圍0～0.085 84 mm。水壓試驗表明，無小孔塞焊結構和小孔塞焊結構其劃線位置變形量相差0.02～0.04 mm，小孔塞焊結構水套變形量減少了12.1%。

表1 試驗結果Table 1 Results of the experiment

從測量數據可看出，加小孔塞焊結構，機殼變形較均勻、變形量小;未加小孔塞焊結構，變形量較大。試驗過程中，由于水壓試驗設備最大壓力為6 MPa，因此，實測外殼變形量較小，而電動機實際使用工況，如用戶將高壓水路(10～30 MPa壓力)錯接到電動機外殼后，將會造成嚴重變形。試驗結果與SolidWork靜態算例比較，計算值與實測值相差不大，證明了本文提出的結構合理性及分析方法的有效性。

5 結語

本文提出在外水套與折流筋重合位置加工數排均布的小孔塞焊點的新型水套冷卻結構，基于煤礦井下用外殼水冷式電動機水套組焊的特點，對水套冷卻結構應力及形變進行了有限元分析，仿真分析表明加小孔塞焊點結構比傳統冷卻水套結構最大應力降低了23.07%，水壓實驗表明新型結構變形量減少了12.1%。如將常規設計的典型外殼結構進行如上所示的系列分析，便可得到外水套采用普通碳素結構鋼Q235－A材料的水道壓力安全系數，可作為產品優化設計的重要依據。

[1]中華人民共和國機械電子工業部.GB/T 1993－1996旋轉電機冷卻方法[S].

[2]BEZYUKOV O K，ZHUKOV V A，ZHUKOVA O V.Effectiveness of liquid cooling systems in motors and manufacturing equipment[J].Russian Engineering Research，2008，28(11):1055－1057.

[3]COTIN S，DELINGETTE H，AYACHE N.Real-time elastic deformations of soft tissues for surgery simulation[J].Visualization and Computer Graphics，1999，5(1):62 －73.

[4]JAMES D L，PAI D K.Accurate real time deformable objects[C]//26th International Conference on Computer Graphics and Interactive Techniques，August 8 － 13，1999，Los Angeles，USA.1999:65－72.

[5]江洪，陳燎，王智，等.Solidworks有限元分析實例解析[M].北京:機械工業出版社，2007:15－21.

[6]邱超，何文平.懸臂托架 COSMOSWorks優化設計[J].機械工程與自動化，2007(4):39－41.QIU Chao，HE Wenping.Optimum design of cantilever bracket by using COSMOSWorks[J].Mechanical Engineering ＆ Automation，2007(4):39 －41.

[7]朱寶全，杜金名，翟文杰.球頭襯碗結構接觸應力有限元分析[J]..哈爾濱工業大學學報，2011，43(S1):167 －169.ZHU Baoquan，DU Jinming，ZHAI Wenjie.Finite element analysis of the contact stresses in the structure of ball head and spherical cup[J].Journal of Harbin Institute of Technology，2011，43(S1):167－169.

[8]陳孝珍.彈性力學與有限元[M].鄭州:鄭州大學出版社，2007:8－19.

[9]SCHAPERY R A.Homogenized constitutive equations for linear viscoelastic unidirectional composites with growing transverse cracks[J].Mechanics of Time-Dependent Materials，2002，6(2)，101－31.

[10]DUMIR P C，GANDHI M L，NATH Y.Axisymmetric static and dynamic buckling of orthotropic shallow spherical caps with flexible supports[J].Acta Mechanica，1984，52:1 －2.

[11]何惠明，楊曉洲，馮革.雙進、出水口冷卻結構:中國，CN201230255[P].2009 －04 －29.

[12]何惠明，楊曉洲，李猛.一種電動機水冷結構:中國，CN201319537[P].2009－09－30.

[13]范作智，趙永華，肖紅.一種電動機的逆向雙水道冷卻結構:中國，CN201708654U[P].2011－01－12.

[14]國家技術質量監督局.GB 3836.1－2000爆炸性氣體環境用電氣設備 第1部分:通用要求[S].