凸極電機定子風路變化對熱流場影響

韓家德， 杜鵬， 路義萍

(哈爾濱理工大學 機械動力工程學院，黑龍江 哈爾濱 150080)

凸極電機定子風路變化對熱流場影響

韓家德， 杜鵬， 路義萍

(哈爾濱理工大學 機械動力工程學院，黑龍江 哈爾濱 150080)

隨電動機單機容量不斷增大，電磁負荷隨之提高，電機內部發熱量增長顯著，通風方案設計將影響峰值溫度的數值，對冷卻效果起決定性作用。為降低峰值溫度，確保電機安全穩定運行，本文以某空冷凸極同步電動機為研究對象，基于計算流體動力學(CFD)原理，采用有限體積法，求解三維湍流流動控制方程組，得出定子繞組不同冷卻風路布置方案設計情況下的三維流場及溫度場的分布特點，分析了定轉子各部分風路中空氣流量分布特點以及定轉子固體部件溫度分布情況，得出冷卻效果較好的定子空氣冷卻風路布置。結果表明，凸極電機定子鐵心段繞組空氣冷卻風路布置影響定子繞組峰值區域及數值大小。結果可為大容量凸極電動機通風系統結構設計提供參考。

凸極同步電動機；定子；定子風路布置；熱場；CFD數值模擬

0 引 言

凸極同步電動機具有結構堅固、控制靈活等優點，被廣泛應用于壓縮機、鼓風機、煤炭行業中的提升機等大功率機械設備的驅動。隨著電動機單機容量不斷增大，電磁負荷隨之提高，其通風冷卻成為研發設計中的關鍵問題，為確保設備安全運行，進行冷卻研發方案三維熱流場研發計算非常重要。

凸極電動機以其特有優勢得到各領域學者的廣泛關注[1]。BORNSCHLEGELL A S等采用等效風路法對較大功率凸極電機進行了熱優化，指出產品研發階段變化風道幾何結構進行熱優化是非常重要的[2]。PICKERING S J等證明了采用FLUENT軟件能夠很準確地預測四極凸極電機轉子流動及傳熱特性[3]，SHANEL M等在1MVA凸極同步電機的設計階段，采用CFD方法得到了轉子各部件溫度分布、速度矢量圖等[4]。HARAN KARMAKER等基于有限元法對凸極同步電機中電磁場分布、轉子電流等進行了實驗和模擬研究[5]。溫志偉等在凸極同步電動機啟動時的電磁場、電機動態特性方面進行了研究，并優化設計和啟動仿真[6]。旋轉態下實驗測量很難實現，關于實驗研究的文獻很少，近年來，關于四極凸極同步電機定轉子一體化流場特性[7]、轉子溫度場特性[8]、撐塊布置對流場及溫度場的影響[9]、邊界條件設置問題[10]的研究也有報道。此外，凸極電機結構與水輪發電機轉子部分結構[2]相似，關于水輪發電機通常采用等效風路法[11]進行熱設計。

隨著計算技術和計算方法的發展及電機本身容量增加、緊湊化結構設計的旺盛需求，韓力等針對凸極電機及水輪發電機采用有限元法(FEM)模擬計算三維轉子溫度場[12]，杜燦勛等則先采用FEM法計算損耗分布，然后再采用有限體積法(FVM)計算定子的流場與溫度場[13]。BOGLIETTI綜述了各種電機熱流場數值計算方面近年來的發展[14]，指出了僅有CFD中的FVM方法能夠計算速度場、溫度場。由于學科交叉以及復雜的特點，關于大容量凸極電動機定轉子流場、溫度場耦合研究還鮮見報道。

本文以容量較大的某四極凸極同步電動機為研究對象。由于電機結構軸向具有對稱性，且運行時沿周向以90°為流體運動周期，因此，選取主機包括定轉子的半軸向段與周向1/4(圓周方向0～90°)，建立了整機八分之一流體區物理模型。基于有限體積法，在轉速為1 500 r/min的額定工況下，進行CFD三維湍流流場計算，在此基礎上，考慮計算機的容量及溫度場的連續性，添加轉子部分完整固體結構、定子部分連續的三個整槽，定量計算并分析兩種定子鐵心部分風路方案布置對電機內定轉子溫度場的影響。方案一：僅中心對稱面鐵心段上方開設空氣出口；方案二：鐵心段上方均開設空氣出口。

1 物理模型

四極凸極同步電動機通風系統見圖1。

圖1 凸極電動機半軸向段通風系統示意圖Fig.1 Diagram of half axial segment of a salient synchronous motor ventilation system

空氣經軸流風扇加壓后由兩端沿軸向對稱流入電機中，空氣沿以下路徑進行冷卻：第一部分空氣流向轉子端部，經磁極間隙沿軸向向前沖刷散熱肋片及肋根表面，冷卻磁極，隨轉子高速旋轉的同時繞流并冷卻撐塊，然后由磁極間甩出，流入氣隙；第二部分空氣直接流入氣隙，既沿軸向向前流動冷卻極靴和定子部分內表面，又與轉子磁極間隙甩出的空氣混合，進入并繼續冷卻定子各徑向風溝中部件，然后流入定子背部；第三部分空氣直接流經并冷卻定子端部繞組，經端部定子機座環板上的10個圓形通風孔進入第一定子鐵心段；最后一部分冷空氣沿端部壓板下方孔隙經通風槽進入定子，并沿著壓指和通風槽鋼形成的風路對壓指進行冷卻，然后進入定子第一鐵心段背部。各路空氣在定子鐵心背部匯合后，并由定子空氣出口流入冷卻器，然后又經風扇加壓重新進入電機內。

文中研究的電機機座環板上布置10個通風孔，直徑為 70 mm，流通截面積很小，其風阻是定子端部風路中的控制流阻。因此，忽略定子端部結構，不影響空氣在電機中的流量分配。

圖2為電動機計算域物理模型框線視圖，為了表達方便，在模型中采用字母表示模型中各表面，字母abcd代表方案一定子第二鐵心背部空氣出口面，面積為0.37 m2；abcd與cdfe兩面被位于其中間的機座環板隔開，兩面為方案二出口面；lmnp為電機風扇后所在空氣入口面，ghij為機殼內壁面，befkjg為頂部機殼內壁面，opn為轉軸前表面，后部agh所在面為電機半軸向段的中心對稱面，左側ako及底部hio所在面均為半個磁極的中心對稱面。該模型的坐標原點位于轉子轉軸中心對稱面的幾何中心處。

為了分析定轉子溫度場變化趨勢，還建立了定子三個槽及全部轉子固體部件的模型，并進行網格劃分。

圖2 計算域物理模型框線視圖Fig.2 Wireframe for computational domain model

2 數學模型及求解條件

2.1 基本假設

1)計算域內空氣馬赫數小于0.7，符合不可壓縮流體假設要求，因此，空氣當作不可壓縮流體合理。2)流體在電機內部流動，重力作用遠小于科氏力等作用，可忽略重力對空氣流動的影響。3)僅研究定轉子內流體流動的穩定狀態。4)在電機額定轉速下運行時，經試算風扇后入口風速很大，入口Re≥8 000，空氣的流動為湍流態，因此采用湍流模型對電機內流場進行求解。5)考慮轉子磁極上銅排間絕緣層厚度很小，將垂直磁極方向銅繞組的18層銅排與19層絕緣的相間層疊布置結構簡化為一個體，實際運行中該方向溫差較大，源于熱導率各向異性，采用厚度調和平均法計算，算得垂直于疊層方向熱導率為1.59，其他兩方向熱導率相同，按徑向厚度比加權平均法計算，算得350.17，單位均為W/(m·K)[11]。將繞組散熱肋片部分劃分為銅肋片組，物性不變。6)假設轉子鐵心、轉軸、絕緣均為緊密連接，無空氣隙，各熱源熱量均勻分布。

2.2 數學模型

電動機內空氣流場計算時，采用多重參考系，控制方程包括湍流時均質量、動量、能量守恒方程的關系式，通用控制方程見下式

div(ρuφ)=div(Γgradφ)+S。

式中：div表示散度；ρ表示密度；φ為通用控制變量；Γ為廣義擴散系數；S為廣義源項。

2.3 求解條件

電機內冷卻空氣為不可壓縮流體，采用基于壓力的分離隱式求解器，方程離散采用二階迎風格式，壓力速度耦合選用SIMPLE算法。在轉子轉速為1 500 r/min額定工況下，考慮風扇及內部風摩損耗等，設定入口空氣溫度為50℃；入口表壓為2 100 Pa，定子出口表壓為換熱器前靜壓235 Pa；定轉子軸向中心對稱面處為對稱邊界條件；圓周方向0°和90°半磁極邊界考慮周期流動特點設置為周期性邊界條件。除以上邊界條件外，其它機殼邊界面均為固體壁面類型。經電磁場計算得到額定電流下各種損耗，折算出的體平均熱源強度值見表1。電動機內部各種材料物性參數均為常數，其中銅肋片、撐塊、絕緣、軸的熱導率為各向同性，分別為387.6、202.4、0.15、31.8；定子鐵心疊片熱導率為各向異性，軸向為5.7，徑切向均為19；單位均為W/(m·K)。

表1 凸極電機體平均熱源強度

計算時采用標準壁面函數法處理近壁面區域，近壁面第一個網格高度y+滿足所用壁面函數要求。經多次修改網格類型和逐步加密網格并試算，獲得湍流流動與傳熱耦合計算的網格獨立收斂解。

3 數值模擬結果及分析

3.1 空氣流量分布特性

表2給出了定子通風風路兩方案時計算域內CFD數值模擬監測得出的電動機冷卻空氣體積流量計算結果。其中，進入電機的總空氣體積流量為V；進入轉子磁極間隙與定轉子間氣隙的流量之和為V1，其中轉子磁極間隙中空氣冷卻轉子磁極，定轉子間氣隙的空氣冷卻極靴和定子內表面；機座端部環板上方孔隙空氣體積流量為V2，該部分空氣冷卻定端部繞組；進入壓指的空氣量為V3，冷卻壓指周邊部件，體積流量單位均為m3/s。由表2可知，兩定子鐵心段上方均設置出口的方案二(見圖1)比只是第二鐵心段上方設置出口的方案一總空氣體積流量增加18.89%，風量增加顯著。主要原因是方案二中，定子第一鐵心段區定子風溝中的空氣不需再經過風阻很大的1與2鐵心段間的機座環板圓孔，可直接流出，風阻顯著減小。因此，定子區域通風方案是決定冷卻總風量的重要因素。此外，進入轉子磁極間隙與定轉子間氣隙風路的空氣量百分比η1減少約1.47%，相應的進入壓指風路的風量百分比η3增加約1%，說明凸極電機轉子風路結構保持不變，僅定子末端鐵心段附近出口風路變化對進入轉子磁極間隙與定轉子間氣隙、機座端部環板上方孔隙與進入壓指的風量分配影響較小，但每部分進風總量增加。

表2 電機風路空氣體積流量分布隨出口方案變化比較

3.2 定子區域流量分布特性分析

凸極同步電機進入轉子磁極間隙與定轉子間氣隙的空氣先冷卻轉子固體區域，然后進入定子風溝，電機計算域中定子風溝布置17排，周向布置96個定子槽，節距等幾何尺寸及布置完全相同。圖3給出了定子出口風路變化兩方案定子風溝內冷卻空氣體積流量沿軸向變化曲線，N=17為中心對稱面處風溝。

由圖3可知，方案二中處于第一鐵心段中的前8排定子風溝較方案一的空氣流量增加較明顯，增幅都在26%以上，其中靠近入口的第一排的風量增加最多，增幅為52.2%。原因是此時第一鐵心段上方空氣出口壓力與第二鐵心段相同，經風扇增壓和轉子磁極旋轉吸入的空氣在端部撐塊前方與其上方出口的靜壓差增大。處于第二鐵心段中的后9排定子風溝中，9～14號空氣流量變化很小，可忽略不計，中心對稱面處撐塊上方定子15～17號風溝中的空氣流量增大不超10%，說明當凸極電機定子鐵心背部沿軸向被機座環板隔開，冷卻完第一鐵心段部件的空氣需通過環板間圓形孔隙進入第二鐵心段背部，然后經出口流出時，第一鐵心段是否布置出口對進入第一鐵心段各風溝中的冷卻空氣量大小及分布影響顯著，與理論預期相符，說明計算結果合理。方案二中定子第一鐵心段內部件的溫度將有效降低，由于銅的熱導率較大，這對軸向相鄰位置的定子端部繞組、壓指冷卻均有利，定子繞組峰值溫度將有效降低。在兩方案端部撐塊上方對應的5～10號風溝中，風量分布均呈現先減少后增加的趨勢。綜上所述，凸極電動機定子空氣出口橫跨兩個定子機座環板可增大凸極電機端部撐塊上方定子風溝內的風量；將使定子部件峰值溫度及平均溫升降低，對定子冷卻有利。

圖3 定子徑向風溝中空氣量分布隨出口位置變化Fig.3 Rir volume flow rate in the stator radial duct variation with outlet proposals of stator

3.3 定轉子區域溫度場分布特性分析

電機內空氣流量的分布規律直接決定著固體部件的溫升大小。表3給出了兩方案中轉子部分固體部件最高溫度比較。

由表3可知，方案一與方案二相同名稱各部件的最高溫度基本相同，其中銅繞組最高溫度129.9℃，絕緣最高溫度125.5℃，均不超溫，雖然方案二進入轉子與氣隙的總冷卻風量增加，但增加的空氣基本由氣隙進入定子第一鐵心段風區，銅繞組、銅肋片、絕緣層、極靴的最高溫度分別降低了1.6℃、1.1℃、1.7℃、0.5℃，轉子固件的溫度變化很小，而且并不改變轉子各部件溫度沿軸向逐漸升高且峰值溫度位置在中心對稱面附近的規律[9]，見圖4、圖5，與文獻[9]的結論一致，同時，與理論預期一致，間接證明計算結果合理。

表3 出口位置變化兩方案轉子各部件最高溫度

為了分析定子部分溫度分布特征，給出了兩方案中三個定子槽中間截面的溫度分布云圖4、圖5。由圖4、圖5可知，兩定子風路通風方案中，定子繞組及鐵芯溫度分布特征不同。方案一定子繞組峰值溫度位于端部撐塊上方第5排定子鐵心開始直到中心對稱面處的下層線棒中及第17、18排鐵心位置處的上層線棒中，峰值為122.1℃；方案二繞組峰值溫度位于第10排定子鐵心開始至中心對稱面位置處的下層線棒中及第17、18排鐵心處位置處的上層線棒中，且方案二比方案一冷卻總風量大，所以峰值溫度低2℃。由此可知：僅定子中心對稱面上方布置空氣出口時(方案一)，定子線棒峰值溫度區域較寬，位于撐塊上方對應的連續的定子繞組線棒中；定子鐵心上方均布置出口時(方案二)，定子線棒峰值溫度區域變窄，位于中心撐塊上方對應的連續的定子繞組線棒中。由圖3可知，方案一端部撐塊上方及前部對應定子風溝中冷卻空氣量比方案二少很多，方案一定子繞組前部和鐵心溫度均高于方案二，而對稱面處風溝雖然空氣量增多，但是其風溝入口空氣吸收了沿程部件中的各種損耗，溫度較高，傳熱溫差減小，導致兩撐塊上方的定子繞組和鐵心溫度也出現局部升溫現象，由于銅繞組熱導率較大，除氣隙進口附近，線棒總體沿軸向溫差很??；比較圖3和圖4、圖5可知，中心對稱面處風量最大處未必是溫度最低處，反而可能是峰值溫度位置，因為定子線棒溫度場受到傳熱溫差、對流換熱風速、銅及絕緣的熱導率、空氣摩擦損耗等多因素綜合影響。

圖4 方案一電機周向19°截面處溫度分布Fig.4 Temperature distribution at 19°cross-section of the circumferential direction of motor in scheme 1

圖5 方案二電機周向19°截面處溫度分布Fig.5 Temperature distribution at 19°cross-section of the circumferential direction of motor in scheme 2

3.4 數值模擬結果準確性分析

由于電機內流場與溫度場的強烈非線性，獲得其解析解不可能，此外大功率電機出廠前或實驗室內旋轉體內部流場、溫度場測試困難，實驗測量數據極其匱乏，國內外電機研發過程中常采用電機通風系統網絡分析法與CFD方法協同仿真，使其在產品制造前發揮重要作用[1]。文中計算得到的電機通風流量與廠商聘請某電機研究所采用另一軟件計算結果相對誤差為0.5%。轉子溫度場計算誤差在7.6%之內。兩年多的現場運行證明方案二安全。

4 結 論

對于布置三撐塊的四極凸極同步電動機，當電機沿軸向相對中心對稱面由第一、二鐵心段組成時，采用CFD方法進行通風方案研究，得出以下結論：

定子鐵心段上方均開設空氣出口時，進入電機的總冷卻空氣量比僅中心對稱面上方鐵心段布置空氣出口的通風方案總冷卻空氣量增加18.89%，有利于凸極電機冷卻，定子峰值溫度降低，峰值溫度區域變窄，位于中心撐塊上方；空氣出口位置布置影響凸極電機定子風溝風量分布與定子溫升分布特征，影響定子峰值區域位置及數值；但對進入風路前端轉子磁極間隙中的空氣量、轉子部件溫度分布、轉子峰值位置及數值影響較小。

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(編輯：賈志超)

Effect of the stator ventilation ducts changes on thermal and flow field of salient synchronous motor

HAN Jia-de， DU Peng， LU Yi-ping

(School of Mechanical & Power Engineering,Harbin University of Science and Technology,Harbin 150080,China)

With the motor unit capacity increasing,the electromagnetic load improves,and the internal heat source of motor grows significantly.The ventilation scheme design which plays a decisive role for the cooling effect of the motor，will affect the magnitude of the peak temperature.In this paper,an air-cooled salient pole synchronous motor was taken as an example to reduce the peak temperature and ensure the safe and stable operation of the motor.Based on the principles of computational fluid dynamics (CFD),the finite volume method was adopted to solve the control equation for three-dimensional turbulent flow and heat transfer.The three dimensional flow field and the temperature field distribution characteristics under different design proposals of cooling air duct arrangement for stator were obtained.The volume flow rate distribution characteristics and temperature distribution in the solid part of the rotor and stator were analysed and a better cooling air duct arrangement for stator was obtained.The results show that air duct arrangement in the stator bar division directly determines the region of position and magnitudes of the peak temperature of the stator windings.The results can provide a reference for ventilation system design of large-capacity salient motor.

salient pole synchronous；stator; stator air duct arrangement; thermal field; CFD numerical simulation

2015-08-27

黑龍江省自然科學基金(E201223)

韓家德(1965—)，男，教授，研究方向為電機內傳熱與流動數值模擬； 杜 鵬(1991—)，男，碩士，研究方向為電機內傳熱與流動數值模擬； 路義萍(1965—)，女，博士，教授，博士生導師，研究方向為電機內傳熱與流動數值模擬及實驗研究。

韓家德

10.15938/j.emc.2016.12.008

TM 311

:A

:1007-449X(2016)12-0059-06