感應電機定子端部風路結構對通風影響*

熊 用, 祝后權, 戴 勇, 高升華

(武漢船用電力推進裝置研究所，湖北 武漢 430064)

0 引 言

電機端部導風板結構常見于轉速較高、具有軸帶風扇的電機，其作用有： (1) 形成一道通過端部的風路；(2) 作為軸帶風扇的蝸殼，可有效提高風扇的壓頭與效率[1]。對稱徑向通風結構示意圖如圖1所示。

圖1 對稱徑向通風結構示意圖

電機齒壓板結構位于定子鐵心兩側，拉緊疊壓鐵心，同時形成電機最外側風路通道。齒壓板去掉壓板后，剩下齒壓片與撐片，與電機鐵心中部的通風槽板結構一致。去除壓板后齒壓板結構如圖2所示。

圖2 去除壓板后齒壓板結構

本文研究對象為低轉速、無軸帶風扇、使用外加風機冷卻的大中型感應電機。隨著電機結構設計更加緊湊，圖1中兩側風機位置需要向中間移動以減小電機軸向長度，此時風機出風直接經過端部，不需要再引風路進行冷卻。

此外，端部已沒有足夠的空間來安置導風板，強加導風板將導致結構十分復雜，如取消導風板，既能縮減尺寸，又可簡化結構。但取消導風板后，將形成一道從齒壓板直接到達定子鐵心背部出風口的風路，相比經過定、轉子徑向風溝，此風路路徑要短得多，可能會形成風路上的“短路”。本文研究取消導風板后，不同齒壓板風路結構對電機整體風路產生的影響。

隨著流體數值仿真軟件的普及使用，電機通風三維數值計算案例較為多見，但模型中包含外掠流過端部還少見文章報道。本研究中取消導風板，冷卻空氣直接經過端部，端部對流道的影響將不能忽略，故建立電機的三維通風計算模型時須包含完整的端部特征，綜合考慮風路進風口、端部、齒壓板、定子和轉子的流動特性。

1 設計方案

本文選取1臺閉式對稱徑向通風冷卻的1000kW感應電機，其整體結構及風路如圖3所示。冷卻介質進入電機，經過定子端部繞組分為3路： (1)經齒壓板到定子背部；(2) 流向氣隙；(3) 流向轉子支架，經過轉子徑向通風溝后進入氣隙，匯合另一路空氣流經定子徑向通風溝，最后經過空氣/水熱交換器，將熱量傳遞出去。

圖3 閉式循環徑向通風冷卻示意圖

該電機結構整體軸向對稱，轉軸徑向支架數量為6個，轉速250r/min。定、轉子軸向通風溝對齊等距布置，鐵心間距70mm，風溝數量包含齒壓板風路為12道，每道寬度10mm。端部取消了導風板，根據齒壓板風路結構不同設計了3種方案： (1) 齒壓板風路全開(其風路結構與中間鐵心通風溝結構一致)；(2) 齒壓板風路半開，通風溝寬度為5mm；(3) 齒壓板風路關閉。

2 計算過程

2.1 計算模型

根據電機結構及風路特點，計算模型取實際電機軸向的1/2，周向的1/6，建立其包含端部結構的三維數值模型進行計算。整體模型如圖4所示，去掉端部機殼后的結構模型如圖5所示，定子線圈端部的結構模型如圖6所示。

圖4 整體模型

圖5 去掉端部機殼后的結構模型

圖6 定子線圈端部的結構模型

2.2 計算軟件

計算采用Fluent軟件，關于該軟件的說明見參考文獻[2]。

2.3 邊界條件

進出口邊界分別采用流量進口、壓力出口，采用標準k-ε湍流模型。

設定單臺風機所產生的風量為2m3/s，計算出輸入質量進口質量流量為0.4083kg/s。

各連接部分采用interface邊界相連。

3 計算結果及分析

3.1 總體流動阻力壓降

電機流動阻力總壓降包括電機本體、風機出口、冷卻器的壓力損失。本文只計算電機本體壓降，風機出口損失為風機出口的動壓損失，冷卻器的壓力損失由小樣試驗數據得到。電機各工況流動阻力壓降計算數據如表1所示。

表1 各工況流動阻力壓降計算數據 Pa

由表1可知，同等風量下，不同齒壓板結構對電機本體壓降影響很大，各工況相差接近倍數關系，說明齒壓板風路短路效應十分明顯。在疊加冷卻器與風機出口損失后，電機總壓降差距相對有所減小。

根據電機阻力特性與選用的風機特性曲線，作電機運行工況點如圖7所示，得到電機實際運行時的工況點，如表2所示。全開工況在實際工況下的電機本體壓降為760Pa。

圖7 電機運行工況點

齒壓板風量(體積流量)/(m3·s-1)總壓降/Pa全開2.11300半開1.91480封閉1.61700

由表2可知，配上風機后，相比齒壓板全開工況電機產生的總冷卻風量，半開后減少了約10%，全封閉減少了約23.8%。差異程度并沒有如本體壓降那么大，這是因為盡管3種工況下電機本體阻力相差較大，但疊加冷卻器與風機出口損失后，總體壓降差距拉近，且選用風機特性曲線較平穩，故最終獲得的冷卻風量差距并不大。

3.2 風路流量分配

齒壓板全開時電機定子風溝的速度矢量圖如圖8所示。齒壓板處速度矢量顏色遠比其他風溝深，表明此處通過風量很多。定子各風溝具體流量分布如表3所示。齒壓板定義為第一道風溝，其他風溝根據圖5上位置從左到右編號。

圖8 定子風溝的速度矢量圖

風溝全開半開全閉流量分布/(kg·s-1)比例/(%)流量分布/(kg·s-1)比例/(%)流量分布/(kg·s-1)比例/(%)10.16740.90.10024.20020.05312.90.06616.10.08721.330.05012.30.06315.30.08320.340.04911.90.06114.90.08019.750.04811.70.06014.70.07919.460.04811.70.06014.70.07919.3

由表3可知，齒壓板全開時，齒壓板形成的第1道風溝通過風量遠大于其他風溝，風量占比超過40%，其余幾道風溝之間則較均勻。這表明齒壓板風路確實形成了電機風路的短路，故此工況流動阻力最小，風機提供的總體風量最大。冷卻氣體多數從齒壓板該路流走，但此通路并無多少發熱部件。

齒壓板半開工況中，齒壓板風溝風量要大于其他風溝，但差別已不突出。齒壓板全閉工況中，各風溝風量分布基本一致。

根據表2的電機實際流動總體風量與表3的定子風溝風量比例，可得到不同結構下的風溝實際流量分布，如圖9所示。

圖9 定子通風溝實際流量分布

由圖9可知，電機定子風溝實際風量以全閉工況最大，半開次之，全開最小。全開工況中，盡管總風量最大，但多數集中在齒壓板；全閉工況中，中間風量大，但齒壓板完全不過風。

4 試驗驗證

4.1 試驗說明

電機本體端部與定子背部設有測壓孔，可測得電機本體壓降。電機背部的維修蓋板打開后，電機變為開式通風，可測得電機定子每道風溝的出風流量，得到電機風路的流量分配。定子背部通風溝如圖10所示。

圖10 定子背部通風溝

壓力測試儀器為微壓計Digitron 2080P，其量程為2500Pa；風溫與風速測試儀器為熱線風速儀testo 425，其溫度量程為70℃，速度量程為30m/s。在此次測試過程中，個別測點的速度超過了該量程，記為30m/s。

4.2 總體阻力壓降數據與分析

試驗與計算的數據對比如表4所示。數值計算值要稍大于試驗結果，誤差為7%～10.1%，符合工程要求。

表4 試驗與計算的數據對比

4.3 風路流量分配數據與分析

記錄試驗隨時間逐漸達到熱穩定的定子通風溝出口速度與溫度試驗數據如表5所示。可看出，兩端齒壓板風速明顯高于鐵心中部風速，鐵心中部風速較均勻，齒壓板風速與鐵心中部平均風速之比為3.23，試驗結果為3.46，與計算結果吻合。

表5 定子通風溝出口速度與溫度試驗數據

注： 進口風溫度為24.1℃

鐵心中部風溝出風溫度高于兩端齒壓板的出風溫度2℃，結合進口溫度來看，齒壓板風路來風基本沒被加熱，還是冷風，說明其帶走的熱量并不多。

5 改進建議

對齒壓板結構仔細分析后發現，其短路效應原因有： (1) 冷卻風不經過轉子，路徑較短；(2) 壓 圈內圓與繞組之間有約10mm的空隙，冷卻風直接從此空間經過，繞過了風阻較大的齒部空間。齒壓板結構軛部讓開區域如圖11所示。

圖11 齒壓板結構軛部讓開區域

將此軛部區域封閉后，進行了通風計算，與封閉前工況比對結果如表6所示。

表6 軛部封閉前后計算對比值

由表6可知，齒壓板風路全開且封閉軛部空間與半開兩種措施對風路影響基本接近。齒壓板風路半開同時封閉軛部空間后，齒壓板風路與中間通風溝流量分配基本一致，此是分配最為合理的結構。

基于上述計算與分析，對電機結構提出以下優化措施：

(1) 使用絕緣墊堵住繞組與壓圈的軛部空間，調節風路的同時防止繞組與壓圈碰擦。

(2) 減小齒壓板風路空間，將圖2中撐片高度減半或厚度增加可達到這一目的，但這會導致鐵心兩側壓緊力不夠齒間散開。可在齒壓板結構不變的情況下，加上一個高度為5～6mm的封閉圓環，增大通過的流動阻力，加工工藝簡單，同時避免齒間散開。齒壓板加圓環如圖12所示。

圖12 齒壓板加圓環

6 結 語

導風板取消后，齒壓板通路導致了電機本體風路短路，電機整體風路阻力變小，總體流量增大，這可能會造成一種假象，即電機風阻特性比預期的小。電機最終產生的流量由電機本體壓降、冷卻器阻力、系統損失各所占比例與所配風機綜合確定。電機本體風路短路效應造成的最大影響是流量分配不合理，從齒壓板過來的大量冷風沒有充分發揮冷卻作用。

電機取消導風板后，應采取措施避免齒壓板的短路效應，保證電機內部合理的冷卻風量分配。

【參考文獻】

[1] 丁舜年.大型電機的發熱與冷卻[M].北京： 科學出版社,1992.

[2] 王福軍.計算流體動力學分析-CFD軟件原理與應用[M].北京： 清華大學出版社,2004.