外壳水冷式隔爆型电动机冷却水路有限元分析

何惠明，白保东，王禹，肖红，杨晓洲，范作智

(1.沈阳工业大学 电气工程学院，辽宁 沈阳110870;2.抚顺煤矿电机制造有限责任公司，辽宁 抚顺113122)

0 引言

煤矿井下用隔爆型三相异步电动机的常用冷却结构有两种:一种是外壳风冷式结构(IC0141)，其中典型结构Y系列、YB系列、YBK系列结构，其设计已日益成熟、完善。另一种是外壳水冷式结构[1－2]。近年来井下用电动机发展很快，功率不断增大、体积不断减小，使得电磁方案计算中电磁负载选取较高，必将带来电动机的发热增加，因此需要一种有效的结构将电动机运行过程中产生的多余热量带走，而外壳水冷却结构是一种较为理想的结构。传统的外壳水冷结构电动机在使用过程中易出现外水套“鼓包”现象，使电动机无法从设备中取出，造成电动机维护、更换困难。经分析出现“鼓包”现象的原因主要有两方面:一方面，电动机使用过程中冷却水压力超出电动机铭牌要求的冷却水压力规定数值，从而造成了外水套变形;另一方面，个别产品受尺寸限制外水套壁厚较薄、强度较低，虽然经过4.5MPa的水压试验，但如果实际中有水压超高情况，就易发生变形。

有限元法是求解弹性力学问题的经典方法将其应用于虚拟技术并通过恰当的参数调节可以构造出几何与物理上都较为精确的模型[3－4]。Solid Works是一种基于Windows操作平台的三维设计软件，具有基于特征的参数化实体造型、复杂曲面造型、实体与曲面融合、基于约束的装配造型等一系列先进的三维设计功能及工具。可以根据有限元法使用“线性静态分析”来计算电机冷却结构的应力[5－7]。针对上述问题，本文采用 Solid Works中 COMSXpress有限元软件进行外水套强度计算，并对外水套进行改进设计，开发出新型外水套结构，避免外水套“鼓包”现象发生。

1 空间应变问题基本方程

1.1 空间应变问题几何方程

在弹性体内任取一点P，在该点取一微正六面体，沿x向、y向及 z向微线段长度分别为 dx、dy和dz，X、Y和 Z为作用于弹性体上沿 x、y和 z方向上的均匀分布体力，如图 1所示。其中 σx、σy、σz为x、y和z方向正应力，τxy为作用于 x=0面 y轴方向的切应力，τxy、τyz等同理不再复述。

根据静立平衡关系，以x轴为投影轴列平衡方程∑X=0，同理∑Y=0，∑Z=0，则空间应变问题的平衡微分方程为

空间应变问题的平衡微分方程为

式中:εx、εy、εz分别为 x、y 和 z方向的正应变;γxy为x、y方向间的直角该变量即 xy平面的切应变，γyz、γzx。

图1 微元受力分析示意图Fig.1 Force analysis of element

1.2 应变问题的物理方程

由材料力学的广义胡克定律有

式中:E为弹性模量;G为切变模量;μ为泊松比。

1.3 边界条件

在边界S上给定约束的位移分量，根据所分析模型的结构特点，边界完全固定，边界上的位移函数应该满足[8－10]

2 电动机水路结构模型

2.1 电动机外壳水冷却结构

传统的冷却水路加工过程中首先车制内水套，在指定位置焊接使冷却水按要求流动的折流筋，均布摆放，一般为12～16根，组焊后车好外径;然后使外水套内径与内水套外径过盈配合，车制外水套;最后采用外水套热装工艺，靠一端止口定位来组装内、外水套，形成图2所示的外壳冷却水路结构[11－13]。

图2 水冷却结构示意图Fig.2 Diagram of the cooling water jacket

2.2 分析方法

本电动机整体结构如图3所示，冷却水套结构中，内水套与定子铁芯相接触面积较大，强度较好;但外水套仅折流筋处与内水套相接触，其余部分受水路冷却水压力影响会较大，较易产生变形。

图3 电动机整体结构示意图Fig.3 Diagram of the motor structure

如果电动机使用过程中水道压力过高或结构设计强度不够，那么首先外水道会发生变形。因此，可以把分析模形进行简化，模拟外水套的受力情况，进行电动机“鼓包”现象的分析。

3 冷却水路应力及形变分析

选择三维设计软件 SolidWorks，对零件进行实体建模分析。将原焊接在内水套上的支撑筋形状在外水套内部建模，高度为1 mm，做施加载荷的固定面，电机水路结构简化模型如图4所示。隔爆型电动机机壳材质采用普通碳素结构钢Q235－A，材料的主要物理属性:弹性模量210 000 N/mm2;泊松比0.28;密度0.007 8 g/mm3;屈服力220.6 N/mm2。

图4 水套结构简化模型Fig.4 Simplified model of the cooling water jacket

机壳组焊时应将外水套与内水套在两端面处焊牢，因此在外水套与内水套实际组焊处，加固定约束，如图5所示。

图5 施加约束Fig.5 Applied constraints

煤矿井下输送机用隔爆型电动机冷却水工作压力不超过3.0 MPa[14]，并且冷却水流量按体积也要不小于规定值。因此，在外水套内壁(不包括折流筋面积)，施加载荷3.0 MPa压力，如图6所示。

图6 施加载荷Fig.6 Applied load

生成受力云图，如图7所示，可以看出外水套各部分所受应力较大，发生了严重变形。因此要对水套结构进行改进，在外水套与折流筋重合位置，加工数排均布的小孔，当电动机外水套与内水套热装后，将外水套上的小孔与折流筋焊接牢固。重复以上步骤分析外水套受力情况，将小孔处设为固定约束，如图8所示。经计算得到添加小孔塞焊点后的受力云图，如图9所示。

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

图8 新型外水套约束分布图Fig.8 Constraints distribution of the novel outer cooling water jacket

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

从两次分析可看出，不加小孔塞焊点结构最大应力为6.5×107N/mm2，加小孔塞焊点结构最大应力为5.0×107N/mm2，最大应力降低了23.07%，应力可靠性得到了明显增加，可看出增加小孔塞焊点后，外水道的应力明显减小，形变情况明显改善。

由冷却水路加工过程可知传统的外水套固定约束间距离l为水套轴向长，改进设计后的外水套固定约束间的距离变为两折流筋即两排小孔塞焊点间的距离，明显减小。水套受力分析如图10所示，由式(5)可以得出当时，弯矩最大值为因此当l减小时最大弯矩减小，水套的形变减小，与仿真结果相符。

式中:M(x)为距离左端x处的弯矩;q为均布载荷;RA、RB为约束力;与l为固定约束间的距离。

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

4 实验结果及分析

使用过程中出现机壳“鼓包”现象的电机外形尺寸较大，现取类同小结构机壳，进行样机试验。选定样机机壳外径 =391 mm，内径 =343 mm，外水套和内水套壁厚=7 mm，中间水路高度 =10 mm，水路设N=12折流筋，共加工3台机壳(未装压带绕组定子铁心)，其中两台外水套为小孔塞焊结构、另一台外水套为无小孔塞焊结构。加工后，对机壳水路分别进行0MPa、5MPa压力试验，取机壳径向各排塞焊点中间位置，划线 1－7、2－8、3－9、4－10、5－11、6－12，测量对应点与水套理论外径差值。试验结果如表1所示。

仿真分析表明，小孔塞焊结构整体位移，变形量范围0～0.079 mm;无小孔塞焊结构整体位移，变形量范围0～0.085 84 mm。水压试验表明，无小孔塞焊结构和小孔塞焊结构其划线位置变形量相差0.02～0.04 mm，小孔塞焊结构水套变形量减少了12.1%。

表1 试验结果Table 1 Results of the experiment

从测量数据可看出，加小孔塞焊结构，机壳变形较均匀、变形量小;未加小孔塞焊结构，变形量较大。试验过程中，由于水压试验设备最大压力为6 MPa，因此，实测外壳变形量较小，而电动机实际使用工况，如用户将高压水路(10～30 MPa压力)错接到电动机外壳后，将会造成严重变形。试验结果与SolidWork静态算例比较，计算值与实测值相差不大，证明了本文提出的结构合理性及分析方法的有效性。

5 结语

本文提出在外水套与折流筋重合位置加工数排均布的小孔塞焊点的新型水套冷却结构，基于煤矿井下用外壳水冷式电动机水套组焊的特点，对水套冷却结构应力及形变进行了有限元分析，仿真分析表明加小孔塞焊点结构比传统冷却水套结构最大应力降低了23.07%，水压实验表明新型结构变形量减少了12.1%。如将常规设计的典型外壳结构进行如上所示的系列分析，便可得到外水套采用普通碳素结构钢Q235－A材料的水道压力安全系数，可作为产品优化设计的重要依据。

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