Análisis de gestión térmica de motores de inducción mediante la combinación de aire.

Scientific Reports volumen 13, número de artículo: 10125 (2023) Citar este artículo

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La estrategia correcta de gestión del calor en máquinas eléctricas es extremadamente importante debido a sus costes operativos y duración de funcionamiento. En este artículo, se desarrollan las estrategias de los elementos de gestión térmica de los motores de inducción para asegurar una mejor resistencia y aumentar la eficiencia. Además, se realizó una extensa revisión de la literatura en cuanto a métodos de enfriamiento de máquinas eléctricas. Como resultado principal se presenta el análisis térmico de un motor de inducción de gran capacidad enfriado por aire, considerando problemas conocidos de distribución de calor. Además, este estudio también presenta un enfoque integrado con dos o más estrategias de enfriamiento para ser la necesidad del momento. Se investigaron numéricamente un modelo de un motor de inducción refrigerado por aire de 100 kW y un modelo de gestión térmica mejorada del mismo motor, utilizando una combinación de sistemas integrados de refrigeración por aire y refrigeración por agua para lograr una mejora significativa en la eficiencia del motor. El sistema integrado que comprende sistemas refrigerados por aire y agua se investiga utilizando SolidWorks 2017 y ANSYS Fluent versión 2021. Se analizan y comparan tres caudales de agua diferentes de 5 LPM, 10 LPM y 15 LPM con un motor de inducción convencional refrigerado por aire, que fue validado con los recursos publicados disponibles. Los análisis realizados indican que para diferentes caudales de 5 LPM, 10 LPM y 15 LPM respectivamente, hemos obtenido una reducción de temperatura correspondiente del 2,94%, 4,79% y 7,69%. Por lo tanto, los resultados indicaron que un motor de inducción integrado es eficiente para reducir la temperatura en comparación con un motor de inducción enfriado por aire.

El motor eléctrico es uno de los inventos clave de las ciencias de la ingeniería modernas. Los motores eléctricos se utilizan en diversos sectores, desde electrodomésticos hasta el transporte, pasando por el automovilístico y el aeroespacial. Los motores de inducción (IM) han ganado popularidad en los últimos años debido a su alto par de arranque, buen control de velocidad y adecuada capacidad de sobrecarga (Fig. 1). El motor de inducción no sólo hace que la bombilla brille, sino que también alimenta la mayoría de los dispositivos de su hogar todos los días, desde un cepillo de dientes hasta un automóvil Tesla. La potencia mecánica se crea en un IM mediante el contacto de los campos magnéticos de los devanados del estator y del rotor. Además, debido a que la oferta de metales de tierras raras es limitada, los IM son una opción viable. Sin embargo, la principal desventaja de los IM es que su vida útil y su eficiencia son muy sensibles a la temperatura. Los motores de inducción consumen alrededor del 40% de toda la electricidad del mundo, lo que debería hacernos pensar que la gestión energética de estas máquinas es absolutamente crucial.

Lista de características del motor de inducción.

La ecuación de Arrhenius establece que la vida útil de todo el motor se reduce a la mitad cada vez que la temperatura de funcionamiento aumenta en 10 °C. Por tanto, para garantizar la fiabilidad y mejorar el rendimiento de la máquina, es necesario centrarse en la gestión térmica de los IM. El análisis térmico no ha recibido suficiente atención en el pasado y los desarrolladores de motores lo han abordado sólo de manera periférica basándose en la experiencia en diseño u otras variables de tamaño como la densidad de corriente del devanado, etc. Estos métodos conducen a la aplicación de un gran factor de seguridad para hacer frente a las peores condiciones de calentamiento. situaciones que conducen a un sobredimensionamiento de la máquina y, a su vez, a un aumento del coste.

El análisis térmico se clasifica en dos tipos: circuitos concentrados analíticos y enfoques numéricos. El beneficio clave del enfoque analítico es su capacidad para calcular de forma rápida y precisa. Sin embargo, se debe trabajar mucho para definir un circuito que sea lo suficientemente exacto como para imitar las rutas de calor. Los enfoques numéricos, por otro lado, se clasifican en términos generales como dinámica de fluidos computacional (CFD) y análisis térmico estructural (STA), los cuales emplean análisis de elementos finitos (FEA). El análisis numérico tiene la ventaja de permitirnos simular la geometría del dispositivo. Sin embargo, a veces puede resultar difícil la configuración del sistema y el trabajo informático. Los artículos científicos que se analizan a continuación son ejemplos seleccionados de análisis térmico y electromagnético de varios motores de inducción modernos. Estos artículos inspiraron a los autores a emprender trabajos sobre fenómenos térmicos en máquinas de inducción y métodos de enfriamiento.

Pil-Wan Han1 investigó el análisis térmico y electromagnético de un IM. El método analítico del circuito concentrado se utilizó para el análisis térmico, mientras que para el análisis electromagnético se utilizó FEM magnético variable en el tiempo. Para asegurar adecuadamente la protección térmica contra sobrecargas en cualquier aplicación industrial, es necesario estimar de manera confiable la temperatura del devanado del estator. Ahmed et al.2 habían presentado un modelo de red térmica de orden superior basado en consideraciones termodinámicas y de calor en profundidad. El desarrollo del método del modelo térmico para su uso en industrias con objetivos de protección térmica se benefició de la solución analítica y las consideraciones de los parámetros térmicos.

Nair et al.3 predijeron la distribución térmica en el motor mediante análisis térmico numérico 3D y analítico acoplado de un IM con una potencia nominal de 39 kW. Ying et al.4 analizaron IM completamente cerrado y enfriado por ventilador (TEFC) con la ayuda de una estimación de temperatura en 3D. Moon et al.5 estudiaron las características del flujo térmico de un TEFC IM utilizando CFD. Todd et al.6 dieron un modelo LPTN transitorio de un motor eléctrico. Los datos de temperatura experimental se utilizaron con la temperatura calculada obtenida por el modelo LPTN propuesto. Peter et al.7 estudiaron el flujo de aire que afecta a la gestión térmica de una máquina eléctrica mediante CFD.

Cabral et al.8 presentaron un modelo térmico simple del IM, donde las temperaturas de la máquina se obtuvieron mediante la aplicación de la ecuación de difusión de calor en un cilindro. Nategh et al.9 investigaron un sistema de motor de tracción autoventilado utilizando CFD para examinar la precisión de los componentes para su optimización. Por lo tanto, el modelado del análisis térmico en un motor de inducción podría contemplarse mediante investigaciones numéricas y experimentales, ver Fig. 2.

Análisis térmico de un motor eléctrico.

Yinye et al.10 propusieron un diseño para mejorar la gestión térmica con las propiedades térmicas habituales de los materiales estándar y con las fuentes comunes de pérdidas en las piezas de la máquina. Marco et al.11 propusieron criterios de diseño para los sistemas de refrigeración y la camisa de agua de las piezas de la máquina con la ayuda de modelos CFD y LPTN. Yaohui et al.12 proporcionaron varias pautas para la selección de métodos de enfriamiento apropiados y la evaluación del desempeño en las primeras etapas del diseño. Nell et al.13 presentaron una simulación electromagnética-térmica acoplada utilizando modelos en términos de su rango de valores, nivel de detalle y esfuerzo computacional para un problema multifísico determinado. Zhan et al.14 y Kim et al.15 investigaron la distribución de temperatura de un IM asíncrono refrigerado por aire con la ayuda de un FEM de campo acoplado en 3D. La entrada se calculó mediante un análisis de campo de corrientes parásitas 3D para encontrar la pérdida de julios y utilizarla para el análisis térmico.

Michel et al.16 compararon el ventilador de refrigeración centrífugo tradicional con diferentes diseños de ventiladores axiales realizando simulaciones y experimentos con ellos. Uno de los diseños proporcionó una pequeña mejora significativa en la eficiencia del motor manteniendo las mismas temperaturas operativas.

Lu et al.17 utilizaron el método del circuito magnético equivalente combinado con el modelo de Boglietti para estimar las pérdidas de hierro en husillos de motores de inducción. Los autores supusieron que la distribución de la densidad del flujo magnético en cualquier sección transversal dentro de un motor de husillo es uniforme. Compararon su método con los resultados del análisis FEM y el modelo experimental. El método se puede utilizar para un análisis rápido de IM, pero su precisión es limitada.

En 18 se presentan varios métodos de análisis de campos electromagnéticos en motores de inducción lineal. Entre otras cosas, se describe un método para la evaluación de la pérdida de potencia en el carril de reacción y el método de predicción del aumento de temperatura de motores de inducción lineal de tracción. Estos métodos se pueden utilizar para mejorar la eficiencia de la conversión de energía en motores de inducción lineal.

Zabdur et al.19 investigaron el rendimiento de las camisas de refrigeración utilizando un método numérico 3D. La camisa de enfriamiento utilizó agua como fuente principal de refrigerante para un IM trifásico con gran importancia para la potencia requerida para el bombeo y la temperatura máxima. Rippel et al.20 patentaron un nuevo método del sistema de refrigeración líquida llamado Transverse Lamination Cooling en el que el refrigerante fluía transversalmente a través de una región estrecha formada por aberturas en cada otra laminación magnética. Deriszadeh et al.21 investigaron experimentalmente la refrigeración de motores de tracción en el sector de la automoción con una mezcla de etilenglicol y agua. El rendimiento en diversas mezclas se evalúa mediante CFD y análisis de movimiento de fluidos turbulentos en 3D. Las investigaciones de Boopathi et al.22 utilizando simulaciones revelaron que el rango de temperatura del motor refrigerado por agua (17–124 °C) era significativamente menor que el del motor refrigerado por aire (104–250 °C). La temperatura más alta del motor refrigerado por agua con carcasa de aluminio se redujo en un 50,4%, mientras que la temperatura más alta del motor refrigerado por agua con carcasa de PA6GF30 se redujo en un 48,4%. Bezyukov et al.23 evaluaron el efecto de la formación de incrustaciones sobre la conductividad térmica en las paredes de motores con sistemas de refrigeración líquida. Las investigaciones indicaron que una capa de incrustaciones de 1,5 mm de espesor reduce la transmisión de calor en un 30%, aumenta el consumo de combustible y reduce la potencia del motor.

Tanguy et al.24 experimentaron con un motor eléctrico con aceite lubricante como refrigerante para distintos caudales, temperaturas del aceite, velocidad de rotación y patrones de inyección. Se estableció una fuerte dependencia entre los caudales y el rendimiento de refrigeración global. Ha et al.25 propusieron una boquilla de goteo como boquilla de pulverización para distribuir uniformemente la película de aceite y maximizar el rendimiento de refrigeración del motor.

Nandy et al.26 analizaron el efecto de los heatpipes planos en forma de L sobre el rendimiento y la gestión térmica de un motor eléctrico. Las piezas del evaporador del tubo de calor se instalaron dentro de la carcasa del motor o enterradas en el eje del motor, mientras que las piezas del condensador se instalaron enfriadas mediante circulación de líquido o aire. Bellettre et al.27 investigaron un sistema de refrigeración PCM sólido-líquido para el estator de un motor que funciona en estado transitorio. PCM impregna los cabezales de bobinado y, debido al almacenamiento de energía de calor latente, la temperatura del punto caliente disminuye.

Por lo tanto, el rendimiento y la gestión térmica de un motor eléctrico se estiman empleando varias estrategias de enfriamiento, ver Fig. 3. Estos esquemas de enfriamiento sirven para controlar la temperatura en devanados, laminaciones, cabezales de bobinado, componentes magnéticos, bastidores de máquinas, así como en el platos finales.

Varias estrategias de enfriamiento para mejorar el rendimiento térmico.

Los sistemas de refrigeración líquida son conocidos por su alta eficacia en términos de capacidad de transferencia de calor. Sin embargo, se consume una gran cantidad de energía para bombear el refrigerante alrededor del motor, reduciendo así la potencia de salida efectiva del motor. Por otro lado, un sistema de refrigeración por aire es un método ampliamente utilizado debido a su bajo coste y su fácil adaptación. Pero en comparación con un sistema de refrigeración líquida, su eficacia sigue siendo baja. Es necesario un enfoque integrado que pueda combinar la naturaleza de alta transferencia de calor del sistema enfriado por líquido con el bajo costo del sistema enfriado por aire, sin necesidad de consumir energía adicional.

En este artículo se enumeran y analizan las pérdidas térmicas en el IM. La mecánica del problema, así como el calentamiento y enfriamiento del motor de inducción, se explican en "Pérdidas térmicas en motores de inducción" a "Estrategia de enfriamiento". Las pérdidas térmicas del núcleo del motor de inducción se transforman en calor. Por lo tanto, este artículo analiza el mecanismo de transferencia de calor dentro del motor mediante conducción y convección forzada. Se analiza la simulación térmica del IM mediante la ecuación de continuidad, la ecuación de momento/Navier-Stokes y la ecuación de energía. Los investigadores realizaron un estudio térmico analítico y numérico de un IM para evaluar la temperatura de los devanados del estator únicamente con la intención de gestionar térmicamente el motor eléctrico. Este artículo analiza principalmente el análisis térmico de IM enfriados por aire y el análisis térmico de IM integrados enfriados por aire y agua utilizando modelado CAD y simulaciones ANSYS Fluent. Además, se analiza en profundidad la ventaja térmica del modelo integrado y mejorado que consta de un sistema refrigerado por aire y por agua. Como se indicó anteriormente, los artículos enumerados aquí no son un resumen del estado del arte sobre los fenómenos térmicos y el enfriamiento de las máquinas de inducción, pero señalan una multitud de problemas que deben resolverse para el funcionamiento confiable de las máquinas de inducción.

Las pérdidas térmicas normalmente se clasifican en pérdidas de cobre, pérdidas de hierro y pérdidas por fricción/mecánicas.

Las pérdidas en el cobre son el resultado del calentamiento Joule que se produce debido a la resistividad de los conductores y pueden cuantificarse mediante10,28:

donde q̇g representa el calor generado, I y Ve son la corriente y el voltaje nominales respectivamente y Re es la resistencia del cobre.

Las pérdidas de hierro, también llamadas pérdidas parásitas, son el segundo tipo de pérdida más dominante que produce histéresis y pérdidas por corrientes parásitas en IM causadas principalmente por campos magnéticos que varían en el tiempo. Estos se cuantifican mediante la ecuación extendida de Steinmetz cuyos coeficientes pueden tratarse como constantes o variables dependiendo de las condiciones de operación10,28,29.

donde Khn es el coeficiente de pérdida por histéresis derivado del gráfico de pérdida del núcleo, Ken es el coeficiente de pérdida por corrientes parásitas, N representa el índice armónico, Bn y f representan la densidad de flujo máxima y la frecuencia de la excitación no sinusoidal, respectivamente. La ecuación anterior se puede simplificar aún más de la siguiente manera10,29:

donde K1 y K2 representan los coeficientes de pérdida del núcleo y la pérdida por corrientes parásitas (qec), la pérdida por histéresis (qh) y la pérdida excesiva (qex), respectivamente.

Las pérdidas por viento y fricción son las dos causas principales de pérdidas mecánicas producidas en un IM. Las pérdidas por viento y fricción se dan como 10,

donde n es la velocidad de rotación, Kfb es el coeficiente de pérdida por fricción, D denota el diámetro exterior del rotor, l es la longitud del rotor y G es el peso del rotor10.

El principal mecanismo de transferencia de calor dentro del motor es a través de conducción con generación interna de calor, el cual puede venir dado por la ecuación de Poisson aplicable en el presente caso es30:

donde qg y k son la generación de calor y la conductividad térmica del sólido, respectivamente.

Durante el funcionamiento, después de un cierto momento en el que el motor alcanza un estado estable, la generación de calor se puede aproximar como calentamiento de flujo de calor superficial constante. Por tanto, se puede suponer que la conducción dentro del motor es un caso de conducción con generación interna de calor.

La transferencia de calor entre las aletas y la atmósfera ambiente se considera convección forzada donde el movimiento del fluido se fuerza en una dirección particular con la ayuda de una fuerza externa. La convección se puede expresar como30:

donde h representa el coeficiente de transferencia de calor (W/m2 K), A es el área de la superficie y ΔT es la diferencia de temperatura entre la superficie de transferencia de calor y el refrigerante normal a esa superficie. El número de Nusselt (Nu), que es una medida de la relación entre la transferencia de calor por convección y por conducción normal al límite, se elige en función de las características de los flujos laminares y turbulentos. Según el método empírico, el número de Nusselt para flujo turbulento normalmente se correlaciona con el número de Reynolds y el número de Prandtl y se expresa como30:

donde h es el coeficiente de transferencia de calor por convección (W/m2 K), l es la longitud característica, λ es la conductividad térmica del fluido (W/m2 K) y el número de Prandtl (Pr) es una medida de la relación de difusividad del momento a la difusividad del calor (o el espesor relativo de la velocidad y las capas límite térmicas) que se define como30:

donde k y cp son la conductividad térmica y el calor específico del fluido, respectivamente. Generalmente, el aire y el agua son los refrigerantes más habituales para las máquinas eléctricas. Las propiedades de los fluidos del aire y el agua a temperatura ambiente se dan en la Tabla 1.

Para analizar la convección forzada a través de la superficie de las aletas se utiliza la siguiente ecuación30:

La simulación térmica del IM se basó en los siguientes supuestos: estado estacionario tridimensional, flujo turbulento, el aire es un gas ideal, radiación insignificante, fluido newtoniano, fluido incompresible, condición antideslizante y propiedades constantes. En consecuencia, para satisfacer los principios de conservación de masa, momento y energía en el área de fluidos, se utilizan las siguientes ecuaciones.

En general, la ecuación de conservación de masa es igual al caudal neto de masa hacia el elemento fluido, que está determinado por31:

donde V es un vector de velocidad. En el caso de flujo estacionario, la Ec. (10) podría modificarse en:

Según la segunda ley de Newton, la tasa de cambio del momento de una partícula fluida es igual a la suma de las fuerzas que actúan sobre ella; la ecuación general de conservación del momento se puede escribir en forma vectorial como31:

Los términos ∇p, ∇∙τij y ρg en la ecuación anterior representan la presión, la fuerza viscosa y la gravitacional, respectivamente. Los medios refrigerantes (aire, agua, aceite, etc.) que se utilizan como refrigerante en las máquinas normalmente se consideran de comportamiento newtoniano. La ecuación que se muestra aquí se ocupa únicamente de la relación lineal entre los esfuerzos cortantes y el gradiente de velocidad (tasa de deformación) normal a la dirección del corte. Considerando viscosidad constante y flujo estacionario, la Ec. (12) se puede modificar en 31:

La tasa de cambio de energía de una partícula de fluido es igual a la suma de la tasa neta de calor aportado a la partícula de fluido y la tasa neta de trabajo realizado sobre la partícula de fluido, según la primera ley de la termodinámica. Para un flujo viscoso compresible newtoniano, la ecuación de conservación de energía se puede expresar como31:

donde Cp es la capacidad calorífica a presión constante, el término ∇ ∙ (k∇T) relaciona la conducción de calor a través de los límites del elemento fluido, donde k representa la conductividad térmica. La conversión de energía mecánica en calor se considera mediante el término \(\varnothing\), (es decir, función de disipación viscosa) y viene dada por31:

donde \(\rho\) es la densidad del fluido, \(\mu\) es la viscosidad del fluido, u, v y w, son los respectivos potenciales de dirección x, y, z de la velocidad del fluido. El término describe la conversión de energía mecánica en térmica, que puede despreciarse ya que la única importancia que tiene es cuando la viscosidad del fluido es muy alta y cuando el gradiente de velocidad de los movimientos del fluido es muy grande. En el caso de flujo estacionario, calor específico constante y conductividad térmica, la ecuación de energía se modifica como:

Estas ecuaciones rectoras se resuelven para flujo laminar en coordenadas cartesianas. Sin embargo, como muchos otros problemas de ingeniería, el funcionamiento de máquinas eléctricas implica principalmente flujos turbulentos. En consecuencia, estas ecuaciones se modifican para formar el enfoque de Navier-Stokes promedio de Reynolds (RANS) para el modelado de turbulencias.

En el presente trabajo, se identificó el software ANSYS Fluent 2021 para su uso en simulaciones CFD con condiciones de contorno apropiadas, como el modelo considerado: motor de inducción refrigerado por aire de 100 kW; diámetro del rotor: 80,80 mm; diámetro del estator: 83,56 mm (interior) y 190 mm (exterior); entrehierro: 1,38 mm; longitud total: 234 mm; número de aletas: 30; espesor de aletas: 3 mm.

Además, el modelo SolidWorks del motor refrigerado por aire se importó al software ANSYS Fluent y se realizaron simulaciones. Además, se realizó la validación de los resultados obtenidos para garantizar la precisión de las simulaciones realizadas. Además, el IM integrado refrigerado por aire y agua se modela utilizando el software SolidWorks 2017 y simulaciones utilizando el software ANSYS Fluent 2021 (Fig. 4).

Metodología adoptada en esta investigación.

El diseño y las dimensiones del modelo están inspirados en la serie de aluminio 1LA9 de Siemens y modelados en SolidWorks 2017. El modelo se modifica ligeramente para satisfacer las necesidades del software de simulación. El modelo CAD se modifica eliminando piezas innecesarias, se eliminan filetes, chaflanes, etc. durante la simulación a través de ANSYS Workbench 2021.

La innovación en el diseño es la camisa de agua y cuya longitud se decide tras los resultados obtenidos en la simulación del primer modelo. Se realizaron varios cambios mientras se modelaba la chaqueta de agua para obtener los mejores resultados posibles con las constricciones en el ANSYS. Las diferentes partes del IM se muestran en las figuras 5a a f.

(a). Núcleo del rotor y eje del IM. (b) Núcleo del estator del IM. (c) Devanados del estator del IM. (d) Marco exterior del IM. (e) Camisa de agua del IM. (f) Modelo de IM integrado refrigerado por aire y agua.

El ventilador montado en el eje garantiza una velocidad de flujo de aire constante de 10 m/s y una temperatura de 30 °C sobre la superficie de las aletas. El valor de la velocidad se elige aleatoriamente dependiendo de la capacidad del MI analizado en este trabajo, que es mayor en comparación con la de la literatura9. Las regiones de generación de calor incluyen el rotor, el estator, el devanado del estator y la barra de la jaula del rotor. El material considerado para el estator y el rotor es acero; para los devanados y la barra de la jaula es de cobre; y para el marco y la aleta es de aluminio. El calor generado en estas zonas se debe a fenómenos electromagnéticos como el calentamiento de Joule donde pasa corriente externa a través de las bobinas de cobre y a cambios en el campo magnético. Las tasas de generación de calor para diferentes partes se recopilaron en base a diferentes publicaciones disponibles sobre un IM de 100 kW.

El IM integrado refrigerado por aire y agua, además de las condiciones mencionadas anteriormente, también comprende una camisa de agua donde se analizaron diferentes caudales de agua, a saber, 5 LPM, 10 LPM y 15 LPM, para determinar sus capacidades de transferencia de calor y requisitos de potencia de bombeo. Dado que los hallazgos no cambiaron significativamente cuando el caudal fue inferior a 5 LPM, se eligió esta válvula como la mínima. Además, se eligió un caudal de 15 LPM como máximo ya que la potencia de bombeo aumentó notablemente aunque las temperaturas siguen bajando.

Los diferentes modelos de IM se importaron a ANSYS Fluent y se editaron posteriormente utilizando ANSYS Design Modeler. Además, se construye un recinto en forma de caja de dimensiones 0,3 × 0,3 × 0,5 m alrededor del IM para analizar el flujo de movimiento de aire alrededor del motor y estudiar la disipación de calor a la atmósfera. Se realiza un análisis similar para el IM integrado enfriado por aire y por agua.

El modelo IM se simula mediante CFD con técnica numérica FEM. Se construye una malla en CFD para dividir el dominio en un número definido de componentes para los cuales se pueden encontrar soluciones. La malla tetraédrica con el tamaño de elemento adecuado se utiliza en la compleja geometría general de los componentes del motor. Se utiliza inflación de 10 capas en todas las interfaces para recopilar resultados precisos de la transferencia de calor en esta superficie. La geometría mallada de ambos modelos de IM se representa en las figuras 6a, b.

( a ) Estructura de malla del IM refrigerado por aire. (b) Estructura de malla del IM refrigerado por aire y agua.

La ecuación de energía permite estudiar la transferencia de calor entre diferentes regiones del motor. Se selecciona el modelo turbulento K-épsilon con función de pared estándar para modelar el flujo turbulento alrededor de la superficie exterior. Este modelo resuelve la energía cinética (Ek) y la disipación turbulenta (épsilon). El cobre, el aluminio, el acero, el aire y el agua se seleccionan con sus propiedades estándar para su utilización en las respectivas áreas. Las tasas de generación de calor (ver Tabla 2) se dan como entrada y se establecen diferentes condiciones de zona de celda15,17,28,32. La velocidad del aire sobre la carcasa del motor se establece en 10 m/s para ambos modelos de motor y, además, para las camisas de agua, también se consideran tres caudales de agua diferentes (5 LPM, 10 LPM y 15 LPM). El residual de todas las ecuaciones se establece en 1 × 10–6 para una mayor precisión. Se elige el algoritmo SIMPLE (método semi implícito para la ecuación ligada a la presión) para resolver la ecuación de Navier-Strokes (NS). Una vez completada la inicialización híbrida, la configuración se ejecuta durante 500 iteraciones como se muestra en la Fig. 7.

Resultados de la simulación numérica del modelo de motor realizada durante 500 iteraciones.

Se modelaron un motor refrigerado por aire de 100 kW de gran capacidad y un modelo mejorado de IM integrado refrigerado por aire y agua utilizando el software SolidWorks 2017 y se simularon numéricamente utilizando el software ANSYS Fluent. Las tasas de generación de calor se encontraron a través de un amplio estudio de la literatura científica existente disponible sobre un IM de 100 kW. En base a esto, se finalizaron las tasas de generación de calor y se aplicaron uniformemente a ambos modelos de motor. A ambos modelos se les aplicó una velocidad de flujo de aire uniforme de 10 m/s. Además, para el modelo integrado refrigerado por aire y agua, se aplicaron tres caudales de líquido diferentes, a saber, 5 LPM, 10 LPM y 15 LPM. Ambos modelos fueron examinados y comparados respectivamente en cuanto a su rendimiento térmico en función de la distribución de temperatura. Además, para el modelo integrado refrigerado por aire y agua, también se calculó la potencia de bombeo necesaria para bombear el agua a la camisa de refrigeración.

La variación de temperatura a lo largo de la sección transversal del IM se visualizó con la ayuda del contorno de temperatura (Fig. 8). Se observó que con la tasa de generación de calor proporcionada, la temperatura más alta se produce en la superficie del rotor. Se podría observar que hay una disminución uniforme de la temperatura cuando se mueve hacia afuera en dirección radial, rotor-estator-superficie exterior (Fig. 9). Esta fue una observación común en gran parte de la literatura analizada sobre motores de capacidad similar, en los que la temperatura más alta se observó en la región del rotor. La temperatura más alta obtenida en este estudio fue en el rotor a 438 K (165 °C), mientras que para el estator se observa que la temperatura más alta es de 392 K (119 °C). La temperatura promedio del rotor es de 435 K (162 °C), mientras que para el estator se calculó en 380 K (107 °C). La comparación cuantitativa se muestra en la Tabla 3.

Contorno de temperatura que representa la variación a lo largo de la sección transversal del motor.

Variación de temperatura en un motor refrigerado por aire.

Los resultados indicaron que hay un aumento posterior de temperatura a lo largo de la superficie de la carcasa del motor al alejarse de la ubicación del ventilador de refrigeración (Fig. 10). Esto es de esperarse ya que el aire se calienta al moverse a lo largo de la superficie del motor. A medida que aumenta la temperatura del aire, su capacidad para transferir calor al entorno disminuye debido a la disminución de la diferencia de temperatura entre el aire y la carcasa del motor. Se observa que la temperatura de la aleta cerca de la entrada de aire tiene una temperatura promedio de 297 K (23,85 °C). El aire al pasar más sobre la superficie de la aleta se calienta y la temperatura máxima de 350 K (77 °C) se ve hacia el lado derecho de la carcasa del motor, que está alejado del punto de entrada de aire. Esto indica un aumento de temperatura del 17,84% entre ambos extremos de la carcasa. Además, también se observa que hay un salto, un crecimiento abrupto de la temperatura de 320 a 350 K en la región donde se encuentra el devanado del estator (Fig. 9).

Variación de temperatura a lo largo de la superficie de las aletas en la dirección axial del interior del motor.

La tasa de transferencia de calor depende de la diferencia de temperatura entre el aire y la superficie exterior de la aleta. A medida que el aire viaja sobre la superficie de la aleta, se calienta y, como resultado, la diferencia de temperatura disminuye. Esta reducida tasa de transferencia de calor y el calor liberado por los devanados son responsables del fuerte aumento de la temperatura hacia la superficie del extremo.

La velocidad del aire se reduce de la velocidad inicial de 10 m/s a alrededor de 1,8 m/s cuando llega al otro lado de la superficie del motor (Fig. 12). Se observa que la velocidad del aire forzado se reduce muy rápidamente dentro de los primeros 10 a 12 mm y luego disminuye gradualmente a medida que nos alejamos del ventilador. La velocidad puede estar directamente relacionada con la capacidad de transferencia de calor del aire, ya que el número de Reynolds varía directamente con la velocidad. Dado que la disminución en el número de Reynolds hace que el aire sea menos turbulento, disminuyendo así su impacto para transferir calor lejos de la superficie del motor, lo que conduce a un aumento de temperatura. Este resultado se ve reforzado aún más por la ecuación. (9), donde el número de Nusselt es inversamente proporcional al número de Reynolds.

Se representa la variación de presión a lo largo de la superficie del motor, ver Fig. 11. La naturaleza del gráfico es similar a la variación de temperatura a lo largo de la superficie de la aleta en la dirección axial, ver Fig. 9. Los valores promedio de las variaciones de velocidad y presión en La dirección axial a lo largo de la carcasa del motor está representada por líneas discontinuas. El análisis indica que la presión del aire aumenta a una tasa promedio de 0,48 mientras que la velocidad del aire cae a una tasa promedio de 0,24. Este gráfico sigue la ley de Gay Lussac en la que la temperatura y la presión son directamente proporcionales siempre que otros parámetros se mantengan constantes. Dado que la presión del aire depende de la temperatura de la superficie de la aleta y de la tasa de transferencia de calor por convección, la presión se reduce constantemente a lo largo del IM. La presión es mínima alrededor de la región de entrada de aire y aumenta de manera similar a la temperatura hasta un valor máximo hacia la salida del aire sobre la superficie del motor, que es un 28,37% más que la presión en la región de entrada.

Variación de velocidad y presión en dirección axial a lo largo de la carcasa del motor.

La temperatura del estator y del rotor se obtiene mediante un análisis numérico tridimensional mediante modelado computacional electromagnético-térmico acoplado enfriado por aire en un IM de 100 kW para analizar el rendimiento. Las investigaciones se realizaron para analizar la eficacia de los ventiladores con entrehierro para enfriar las partes del motor, como el rotor, el devanado, el estator y el bastidor32. Estos resultados se compararon con los resultados obtenidos en este estudio y se calculó un porcentaje de desviación relativa para verificar la precisión de los resultados obtenidos. Se observó que se observó una desviación máxima del 10,73% en la temperatura del rotor. Dado que los resultados obtenidos estuvieron alrededor del límite del 10%, se valida térmicamente (Tabla 4).

El análisis térmico del IM integrado enfriado por aire y agua se llevó a cabo utilizando las mismas tasas de generación de calor utilizadas para el IM convencional enfriado por aire. El modelo integrado consta además de una camisa de agua y una bomba. El líquido refrigerante se fijó como agua y se consideraron tres caudales de agua diferentes, a saber, 5 LPM, 10 LPM y 15 LPM. El recorrido del flujo constaba de una entrada y una salida de un solo paso. La potencia de bombeo para los 3 caudales se calculó utilizando la caída de presión desde la entrada a la salida. La caída de presión se multiplicó por la descarga (en m3/s) y se dividió por la eficiencia de la bomba, que se asumió en 90%. Un aumento en el caudal aumenta el coeficiente de transferencia de calor, mejorando la tasa de transferencia de calor del motor. Las gráficas obtenidas para los tres caudales fueron similares, aumentando linealmente al alejarse del lado de entrada de aire. Sin embargo, las temperaturas máximas obtenidas fueron diferentes para los tres caudales diferentes.

A un caudal de 5 LPM, la temperatura a lo largo de la aleta aumenta linealmente, lo cual fue similar a la obtenida para un motor enfriado por aire (Fig. 12). Sin embargo, la temperatura máxima observada fue de 340 K, 10 K más baja (350 K) que la del motor enfriado por aire. Esta fue una reducción del 2,94 % en la temperatura máxima que se logró con un requisito de energía adicional de 2,7 W utilizados para impulsar el agua alrededor de la camisa de agua.

Variación de temperatura a lo largo de la aleta para los caudales de refrigerante, 5 LPM, 10 LPM y 15 LPM.

Para un caudal de 10 LPM, la temperatura a lo largo de la aleta aumenta linealmente, lo cual fue similar a la obtenida para el motor enfriado por aire (Fig. 12). Sin embargo, en comparación con el caudal de 5 LPM, la temperatura máxima, en este caso, fue ligeramente inferior (335 K) en comparación con los 340 K para 5 LPM. En comparación con un IM enfriado por aire, la temperatura máxima se redujo de 350 a 335 K, lo que representó una reducción del 4,47 %. Esto tuvo el coste de 5,2 W adicionales de potencia de bombeo.

Al investigar la diferente literatura científica disponible sobre la transferencia de calor mediante convección forzada, fue una observación común que a medida que aumenta el caudal del fluido, la transferencia de calor también aumenta siempre que el resto se mantenga constante y todos los parámetros. Una observación similar indicó que a 15 LPM, que también es el caudal más alto considerado, la temperatura máxima es la más baja entre todos los modelos considerados (326 K) (Fig. 12). Hubo una reducción del 7,36% en comparación con el motor refrigerado por aire. La potencia de bombeo necesaria para lograr esto también es la más alta: 8,1 W. Las líneas discontinuas representan la tasa promedio de cambio de temperaturas a lo largo de la aleta de la carcasa, en dirección axial, para varias tasas de flujo de agua. Las investigaciones revelaron que la tasa promedio de aumento de temperatura es 0,5 para un caudal de agua de 5 LPM, 0,4 para un caudal de agua de 10 LPM y 0,3 para un caudal de 15 LPM. Esto indica claramente la caída en la tasa de aumento de la temperatura con el aumento del caudal de agua.

Las investigaciones revelaron que hubo una disminución sustancial en la temperatura máxima que alcanzaba la superficie del motor. Estos resultados fueron los esperados de la revisión de la literatura, ya que toda la literatura relacionada con sistemas enfriados por líquido señaló una conclusión común de que al aumentar el caudal, las características de transferencia de calor mejoraron. La temperatura máxima se redujo de 340 K con un caudal de 5 LPM a 326 K con un caudal de 15 LPM (Fig. 13).

Potencia de bombeo, temperatura máxima y % de disminución de la temperatura máxima en función del caudal.

También es una observación común que al aumentar el caudal, la potencia de bombeo también aumentará, lo que se señala claramente en la Fig. 13. Se obtiene un gráfico casi lineal ya que el caudal aumenta proporcionalmente manteniendo constantes todos los demás parámetros.

Los cambios promedio de temperatura axialmente se representan con líneas discontinuas. Pero la velocidad de caída de temperatura con la refrigeración por agua es fenomenal en comparación con la refrigeración por aire, especialmente en el punto más alejado del ventilador. Las investigaciones revelan que en los primeros 100 mm de distancia del ventilador, todos los esquemas de refrigeración parecen ser similares. Para la siguiente distancia de 100 mm, la refrigeración por aire parece ser mejor que el enfoque integrado (Fig. 14). La razón de esto podría ser una temperatura desigual en el motor axialmente desde el ventilador. Mientras que la ineficacia de la refrigeración por aire es visible en la última sección del motor debido a la temperatura del devanado del extremo del estator. Esto no es nada deseable en lo que respecta a la seguridad y longevidad del motor. Pero la ventaja del método integrado es que existe una tasa uniforme de aumento de la temperatura, lo cual es deseable para el funcionamiento seguro del motor.

Variación de temperatura axialmente con IM enfriado por aire e IM integrado enfriado por aire y agua.

El % de disminución de la temperatura máxima, en comparación con el IM convencional enfriado por aire al aumentar el caudal. Se observó una tendencia ascendente parcialmente lineal con una disminución % del 7,69 % a un caudal de 15 LPM. Las tendencias de la efectividad del enfriamiento con un IM enfriado por aire y un IM integrado enfriado por aire y agua validan la utilidad de esta investigación (Fig. 13). La comparación entre el IM enfriado por aire y el IM integrado enfriado por aire y agua indica claramente la reducción máxima de temperatura para varios caudales de refrigerante (Tabla 5).

El trabajo presentado ha investigado numéricamente con éxito el modelo de un IM refrigerado por aire de 100 kW y un modelo de gestión térmica mejorado del mismo IM en el que se ha utilizado una combinación de sistemas integrados de refrigeración por aire y refrigeración por agua para lograr una mejora significativa. en la intensidad de enfriamiento del motor. Se utilizó ANSYS Fluent versión 2021 para investigar numéricamente el modelo integrado refrigerado por aire y agua, modelado en SolidWorks 2017, proporcionando las tasas de generación de calor mediante el método de elementos finitos. Los resultados se comparan con el modelo refrigerado por aire con parámetros de entrada similares. El modelo refrigerado por aire se valida con los datos externos publicados disponibles en la literatura. La velocidad del aire inducida por el ventilador de refrigeración se fijó en 10 m/s. También se calculó el requisito de potencia de bombeo para los caudales de agua de 5 LPM, 10 LPM y 15 LPM. Los principales resultados obtenidos en este trabajo indican que para un caudal de 5 LPM, hubo una reducción del 2,94% en la temperatura máxima de un IM integrado enfriado por aire y agua en comparación con el IM enfriado por aire. De manera similar, hubo una caída del 4,79 % en la temperatura máxima para un caudal de 10 LPM y una reducción del 7,69 % para un caudal de 15 LPM. Aunque se observó que la potencia de bombeo aumentaba con el aumento del caudal, la vida útil de la máquina podía salvaguardarse con la caída de la temperatura máxima.

El alcance futuro de este estudio consistirá en motores de inducción de tracción con refrigeración por agua que tengan una alta densidad de potencia de calentamiento en el rotor. Por lo tanto, se requiere un sistema de refrigeración del rotor más eficaz para motores de alta potencia. Por ejemplo, en los motores de inducción de Tesla y Audi, el rotor está permanentemente refrigerado por líquido. Además, existen problemas con el calentamiento de los rodamientos del motor que provoca una disminución de su vida útil, que sería nuestro próximo objetivo. En segundo lugar, sería más interesante para los diseñadores de máquinas de tracción leer un artículo sobre un nuevo material de carcasa para algún motor de tracción de alta densidad de potencia real, refrigerado por agua, con un sistema de refrigeración similar a los sistemas utilizados en la práctica. Quizás esto también se pueda hacer en nuestro trabajo futuro. Además, nuestros trabajos futuros se centrarían en la carcasa del motor y la camisa de refrigeración, centrándose en la reducción de los efectos térmicos, la resistencia de contacto, nuevos materiales con rendimiento térmico mejorado; y geometrías de canal optimizadas; y diseño para reducir las pérdidas por caída de presión, sistemas de refrigeración basados en nanofluidos; y aumentar la transferencia de calor en las superficies de convección.

Los conjuntos de datos utilizados y/o analizados durante el estudio actual están disponibles del autor correspondiente previa solicitud razonable.

Dinámica de fluidos computacional

Litro por minuto

Motor de inducción

Red térmica de parámetros agrupados

Método de circuito de parámetros agrupados

Análisis de elementos finitos

Método de elementos finitos

Coeficiente de transferencia de calor

Detectores de temperatura de resistencia

Totalmente cerrado y refrigerado por ventilador.

Material de cambio de fase

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Los autores agradecen a la dirección del Instituto de Tecnología Vellore, India, y a la Facultad de Ingeniería Eléctrica de la Universidad Tecnológica de Bialystok, Polonia, por su continuo apoyo. Esta investigación cuenta con el apoyo parcial del proyecto de la Universidad Tecnológica de Bialystok no WZ/WE-IA/4/2023 financiado con una subvención proporcionada por el Ministerio de Ciencia y Educación Superior.

Escuela de Ingeniería Mecánica, Instituto de Tecnología de Vellore (VIT), Vellore, Tamil Nadu, 632 014, India

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Yashwanth Reddy Konda

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Edison Gunda Battini

Departamento de Control Automático y Robótica, Facultad de Ingeniería Eléctrica, Universidad Tecnológica de Bialystok, Wiejska 45D, 15-351, Bialystok, Polonia

Arkadiusz Mystkowski

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Ryszard Palka y Marcin Wardach

Facultad de Mecatrónica e Ingeniería Eléctrica, Universidad Marítima de Szczecin, Waly Chrobrego 1-2, 70-500, Szczecin, Polonia

Pawel Prajzendanc

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Conceptualización, SM, RD, EG y AM; metodología SM, RD, RP y MW; validación, EG y AM; análisis formal, SM, RD, YRK y EG; investigación, SM, RD, EG y AM; recursos, EG y AM; redacción: preparación del borrador original, SM, RD y EG; redacción: revisión y edición, EG, YRK, AM, RP, MW y PP; visualización, AM; supervisión, por ejemplo; Todos los autores han leído y aceptado la versión publicada del manuscrito.

Correspondencia a Edison Gundabattini, Arkadiusz Mystkowski o Marcin Wardach.

Los autores declaran no tener conflictos de intereses.

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Madhavan, S., Devdatta PB, R., Konda, YR et al. Análisis de gestión térmica de motores de inducción mediante la combinación de refrigeración por aire y un sistema integrado de refrigeración por agua. Representante científico 13, 10125 (2023). https://doi.org/10.1038/s41598-023-36989-2

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Recibido: 20 de marzo de 2023

Aceptado: 14 de junio de 2023

Publicado: 22 de junio de 2023

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-023-36989-2

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