軸徑向冷卻電機(jī)內(nèi)泰勒渦流與換熱研究

路義萍 董姍姍 趙博敏 韓家德 葛亞軍

摘 要：對(duì)于軸徑向通風(fēng)冷卻的同步電機(jī)，在定轉(zhuǎn)子間的氣隙中冷卻空氣的流動(dòng)非常復(fù)雜，因此，分析氣隙中的流動(dòng)與換熱情況十分重要。以軸徑向冷卻同步電機(jī)的定轉(zhuǎn)子與氣隙共同組成的冷卻風(fēng)路創(chuàng)建物理模型，基于有限體積法，數(shù)值模擬研究了僅轉(zhuǎn)子壁面旋轉(zhuǎn)的同軸環(huán)形氣隙空間中的流動(dòng)及傳熱，逐漸增加定子風(fēng)溝徑向冷卻出流、氣隙內(nèi)冷卻空氣的軸向流動(dòng)及轉(zhuǎn)子徑向風(fēng)溝射流三方面因素，分析其對(duì)氣隙中泰勒渦流流動(dòng)及傳熱特性影響。結(jié)果表明，氣隙內(nèi)軸向流動(dòng)對(duì)氣隙中定轉(zhuǎn)子側(cè)壁面的泰勒渦流與對(duì)流換熱影響較大。結(jié)論對(duì)采用軸徑向冷卻的電機(jī)冷卻系統(tǒng)的設(shè)計(jì)具有參考價(jià)值。

關(guān)鍵詞：泰勒渦流;數(shù)值模擬;流場(chǎng);氣隙

DOI：10.15938/j.jhust.2019.04.002

中圖分類號(hào)： TM311

文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A

文章編號(hào)： 1007-2683（2019）04-0008-06

Abstract：The analysis of flow and transfer of heat in the air gap of synchronous motor associated with axial-radial ventilation system is important due to the complexity of flow of cooling air in the air gap between rotor and stator. A physical model is established according to the cooling air ducts which comprises of air gap， stator and rotor of the synchronous motor. Based on the finite volume method， only the rotation of rotor wall， flow and heat transfer in a concentric annular air gap space is simulated numerically. The gradual increase of three factors i.e. the outflow of radial cooling of stator air duct， axial flow of cooling air in the air gap， rotor air duct out flow and the influence of Taylor vortex flow and heat transfer characteristics in the air gap are analyzed.The result shows that the axial flow of inlet air strongly affects the flow and convective heat transfer of stator and rotor in the air gap and provides a reference for the design of synchronous motor associated with axial-radial ventilation system.

Keywords：Taylor vortex; numerical simulation; flow field; air gap

0 引 言

采用空氣作為冷卻介質(zhì)的電機(jī)，功率較小時(shí)通常采用軸向通風(fēng)冷卻就能滿足絕緣不超溫的要求。隨著電機(jī)容量增加，內(nèi)部產(chǎn)熱量增加，如一些隱極同步電動(dòng)機(jī)、空冷汽輪發(fā)電機(jī)等中大型電機(jī)中，一般需要在其定、轉(zhuǎn)子內(nèi)部，沿軸向按照一定的節(jié)距布置若干徑向通風(fēng)溝，即需要采用軸徑向通風(fēng)冷卻方式，達(dá)到增強(qiáng)冷卻定、轉(zhuǎn)子的目的。這種徑向風(fēng)溝的存在使電機(jī)氣隙內(nèi)的流體除了有軸向方向的沖擊作用及周向方向旋轉(zhuǎn)壁面的影響外還會(huì)受到徑向方向射流的沖擊，其內(nèi)部流動(dòng)有別于小型電機(jī)中的泰勒渦流，使得氣隙中定、轉(zhuǎn)子側(cè)壁表面的換熱特性更加復(fù)雜。

早年研究表明，在電機(jī)等旋轉(zhuǎn)機(jī)械中，泰勒庫特泊松流是流體受到旋轉(zhuǎn)科氏力和軸向力的共同作用的結(jié)果，根據(jù)軸向雷諾數(shù)Rez和泰勒數(shù)Ta的變化，將泰勒庫特泊松流分為4種，分別是層流、層流泰勒渦流、湍流、湍流泰勒渦流[1-2]，在此之后，國(guó)內(nèi)[3-12]、國(guó)外[13-18]學(xué)者對(duì)這種旋轉(zhuǎn)機(jī)械中普遍存在的環(huán)形空間內(nèi)的泰勒渦流進(jìn)行了一系列研究，其中，閻洪峰等針對(duì)電機(jī)氣隙內(nèi)泰勒渦流的研究，采用實(shí)驗(yàn)測(cè)量研究和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，對(duì)楔形電機(jī)氣隙內(nèi)泰勒渦進(jìn)行了研究[6];羅宇辰等數(shù)值模擬了壓水堆主泵飛輪周圍間隙流中泰勒渦的傳熱特性[8];趙旭峰等數(shù)值模擬了帶凹槽的汽輪發(fā)電機(jī)氣隙內(nèi)泰勒渦流在軸向的波動(dòng)規(guī)律[11];韓家德等研究了僅軸向通風(fēng)冷卻的異步電機(jī)氣隙中泰勒渦流對(duì)流動(dòng)換熱產(chǎn)生的影響[12];T zeng等研究了旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)在2400≤Reω≤45000時(shí)，同軸旋轉(zhuǎn)圓柱的局部換熱問題[17]。

本文以一臺(tái)20MW隱極同步電機(jī)本體段為例，根據(jù)真機(jī)尺寸創(chuàng)建包含定轉(zhuǎn)子風(fēng)溝、氣隙在內(nèi)的三維計(jì)算域模型，側(cè)重于研究軸徑向通風(fēng)冷卻為主的電機(jī)在兩端對(duì)稱軸向通風(fēng)和定子出流與轉(zhuǎn)子槽楔出風(fēng)口射流沖擊作用下，氣隙內(nèi)流體的流動(dòng)規(guī)律和定、轉(zhuǎn)子側(cè)壁面的努塞爾數(shù)分布特點(diǎn)及數(shù)量級(jí)大小。

1 物理模型的建立與網(wǎng)格劃分

1.1 物理模型

隱極電動(dòng)機(jī)本體段主視圖見圖1，定、轉(zhuǎn)子間流體計(jì)算域模型見圖2，模型在周向方向包括66個(gè)定子槽、24個(gè)轉(zhuǎn)子槽，在軸向方向包括26個(gè)定子鐵心通風(fēng)溝、18個(gè)轉(zhuǎn)子軸向通風(fēng)溝。電機(jī)端部定轉(zhuǎn)子采用內(nèi)冷通風(fēng)結(jié)構(gòu)，不屬本研究范疇，所以忽略。

由于氣隙的無因次結(jié)構(gòu)尺寸對(duì)氣隙內(nèi)的泰勒渦流及傳熱影響較大，需要重點(diǎn)說明，轉(zhuǎn)子外半徑ri=375mm，定子內(nèi)半徑ro=405mm，氣隙厚度δ=30mm，氣隙長(zhǎng)度L=1312mm，內(nèi)外半徑比η=ri/ro=0.93，氣隙長(zhǎng)度與氣隙厚度比Γ=L/δ=44，軸向位置Z=z/δ，值域范圍：0～44。徑向位置R*=（r-ri）/δ，值域范圍：0～1

三維流體模型中風(fēng)路走向如圖2所示：本體段中，一部分空氣經(jīng)轉(zhuǎn)子下部副槽進(jìn)入，然后一邊沿軸向流動(dòng)，一邊進(jìn)入轉(zhuǎn)子風(fēng)溝中，經(jīng)由轉(zhuǎn)子槽楔出風(fēng)口旋轉(zhuǎn)射流進(jìn)入氣隙，另外一部分空氣直接進(jìn)入氣隙，兩部分空氣在氣隙匯合后由定子徑向風(fēng)溝流出。

1.2 網(wǎng)格劃分

由于整個(gè)計(jì)算域在周向方向具有周期性，在軸向方向具有對(duì)稱性，因此在用ICEM CFD軟件進(jìn)行網(wǎng)格劃分時(shí)，選取軸向方向1/2的計(jì)算域、周向方向1/4的計(jì)算域即整個(gè)計(jì)算域的1/8進(jìn)行塊結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，并對(duì)局部網(wǎng)格進(jìn)行加密，見圖3;將所劃分的網(wǎng)格在軸向方向進(jìn)行鏡像，在周向方向進(jìn)行旋轉(zhuǎn)復(fù)制，并在交界面處進(jìn)行節(jié)點(diǎn)的合并后，將接觸面進(jìn)行耦合之后可得到整個(gè)計(jì)算域的網(wǎng)格。

2 數(shù)學(xué)模型及求解條件

2.1 數(shù)學(xué)模型

關(guān)于泰勒數(shù)及相應(yīng)的臨界泰勒數(shù)Tac，國(guó)內(nèi)外學(xué)者的定義有一定差別，本文采用國(guó)際上普遍接受的定義，見式（1）;對(duì)于有軸向流動(dòng)的泰勒庫特泊松流，此時(shí)還需添加軸向雷諾數(shù)Rez來描述流態(tài)，見式（2）：

2.2 求解條件

根據(jù)電機(jī)運(yùn)行工況3120r/min設(shè)定轉(zhuǎn)子區(qū)域和旋轉(zhuǎn)壁面的轉(zhuǎn)速，氣隙內(nèi)流體平均溫度為40℃，相應(yīng)的泰勒數(shù)為Ta=3.76×109，屬于湍流狀態(tài)。入口邊界條件選用速度入口，根據(jù)電機(jī)運(yùn)行的實(shí)際工況和研究結(jié)果，設(shè)定氣隙入口速度為4.81m/s，軸向雷諾數(shù)Rez氣隙=1.70×104，轉(zhuǎn)子副槽入口速度為37.74m/s，軸向雷諾數(shù)Rez副槽=5.5×104，定子徑向風(fēng)溝出口為壓力出口，數(shù)值為194.33Pa。為研究氣隙中，定、轉(zhuǎn)子側(cè)壁面的換熱特征，根據(jù)隱極電機(jī)整機(jī)計(jì)算結(jié)果，所有壁面都設(shè)為恒壁溫邊界條件，設(shè)轉(zhuǎn)子側(cè)壁面溫度為100℃，定子側(cè)壁面溫度為120℃。近壁面處采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法。

所有網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)的離散方程組采用分離隱式求解，壓力速度耦合方程采用SIMPLE算法，對(duì)流項(xiàng)的離散格式采用二階迎風(fēng)格式，計(jì)算過程中流場(chǎng)殘差取1×10-3，溫度場(chǎng)殘差取1×10-6，最終獲得網(wǎng)格獨(dú)立解。

3 計(jì)算結(jié)果及分析

基于上述網(wǎng)格劃分及CFD設(shè)置，在穩(wěn)態(tài)下，利用Fluent軟件，對(duì)上述三種物理模型中的三維湍流流動(dòng)及傳熱進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果及分析如下。

3.1 流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果與分析

圖4給出了計(jì)算域子午面上速度跡線與云圖，圖中的跡線表征了從轉(zhuǎn)子左、右下部副槽進(jìn)入的空氣流經(jīng)轉(zhuǎn)子風(fēng)溝后，由轉(zhuǎn)子槽楔出風(fēng)口旋轉(zhuǎn)射流進(jìn)入氣隙，與從氣隙進(jìn)入的空氣匯合后，再經(jīng)各個(gè)定子徑向風(fēng)溝流出，與實(shí)際風(fēng)路走向一致，部分證明數(shù)值模擬結(jié)果較準(zhǔn)確;從速度分布云圖可看出：在旋轉(zhuǎn)科氏力的作用下，在轉(zhuǎn)子區(qū)域轉(zhuǎn)子槽楔出風(fēng)口處和轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)壁面處，即旋轉(zhuǎn)半徑最大處出現(xiàn)流體最大速度，最大速度為120m/s，而沿半徑減小的方向，轉(zhuǎn)子區(qū)域內(nèi)的風(fēng)速不斷減小，在定子區(qū)域的風(fēng)速相對(duì)較小，并且進(jìn)入各個(gè)定子風(fēng)溝內(nèi)的風(fēng)速并不是相同，其中進(jìn)入中間區(qū)域的定子風(fēng)溝的風(fēng)速較大，這主要是由于在氣隙兩端，軸向速度大，靜壓低，而中間附近動(dòng)壓小，與出口間的靜壓差較大，導(dǎo)致整個(gè)氣隙內(nèi)的沿軸向（流動(dòng)方向）流出的空氣體積流量逐漸增加，中間對(duì)稱面區(qū)域最大。在氣隙內(nèi)，雖然靠近轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)壁面處的風(fēng)速較大，靠近定子風(fēng)溝一側(cè)的風(fēng)速較小，但整個(gè)氣隙內(nèi)沒有出現(xiàn)明顯的泰勒渦流，說明在軸向流動(dòng)、定子側(cè)風(fēng)溝空氣出流冷卻、轉(zhuǎn)子側(cè)風(fēng)溝槽楔出風(fēng)口射流和旋轉(zhuǎn)壁面的綜合作用下，電機(jī)氣隙內(nèi)的泰勒渦流消失。上述特征均與理論預(yù)期一致，間接證明結(jié)果正確。

3.2 多因素對(duì)氣隙內(nèi)泰勒渦流影響分析

為達(dá)到增強(qiáng)定、轉(zhuǎn)子冷卻的目的，在電機(jī)定、轉(zhuǎn)子中采用軸徑向冷卻，布置若干徑向通風(fēng)溝，由圖4中可知，在以上各個(gè)因素的綜合影響下，氣隙內(nèi)的泰勒渦流消失。

為了研究中大型電機(jī)中軸徑向冷卻方式各影響因素對(duì)流動(dòng)的影響，采用逐漸減少影響因素控制變量的方法，首先將上述所建立的計(jì)算域模型命名為模型A;在模型A基礎(chǔ)上逐漸減少影響因素，首先將轉(zhuǎn)子副槽口和槽楔射流口設(shè)為壁面（即堵塞），剔除轉(zhuǎn)子徑向風(fēng)溝布置，為模型B，研究轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)但不考慮轉(zhuǎn)子射流情況下，在定子側(cè)布置風(fēng)溝，存在徑向出流冷卻、氣隙中定轉(zhuǎn)子表面存在軸向流動(dòng)和旋轉(zhuǎn)壁面三個(gè)因素下氣隙內(nèi)的流動(dòng)和換熱情況;在模型B的基礎(chǔ)上，在氣隙入口不設(shè)定軸向速度，其物理意義為不布置風(fēng)扇吸風(fēng)，不存在外界提供的入口壓力，即為模型C，研究在定子側(cè)布置風(fēng)溝出流、轉(zhuǎn)子壁面旋轉(zhuǎn)吸風(fēng)兩個(gè)因素下氣隙內(nèi)的流動(dòng)和換熱情況;最后，在模型C的基礎(chǔ)上，將定子風(fēng)溝入出口均設(shè)為壁面，即堵塞，為模型D，此時(shí)相當(dāng)于未布置定子風(fēng)溝，研究轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)壁面單個(gè)因素作用下氣隙內(nèi)的流動(dòng)和換熱情況。

從圖5（D）可知，在定轉(zhuǎn)子同軸布置，僅有轉(zhuǎn)子壁面旋轉(zhuǎn)的情況下，在科氏力及旋轉(zhuǎn)壁面附近剪切應(yīng)力作用下，定轉(zhuǎn)子間環(huán)形空間氣隙內(nèi)空氣會(huì)出現(xiàn)泰勒渦狀流動(dòng)，與現(xiàn)有文獻(xiàn)[20]中的分析相一致;當(dāng)定子側(cè)布置徑向風(fēng)溝，轉(zhuǎn)子壁面旋轉(zhuǎn)卷吸進(jìn)入氣隙中的空氣會(huì)經(jīng)定子風(fēng)溝流出氣隙，見圖5中（C），雖然靠近環(huán)形空間中定子側(cè)壁面附近流動(dòng)較弱，空氣速度較小，氣隙內(nèi)空氣向定子風(fēng)溝流動(dòng)的跡線多數(shù)彎曲，在氣隙中部尚有小型泰勒渦流存在，泰勒渦流被氣隙中存在的軸徑向流動(dòng)抑制;模型B與C相比較，由于氣隙內(nèi)增加了壓力差驅(qū)使的軸向流動(dòng)，氣隙內(nèi)的空氣速度整體增大，氣隙入口最明顯，見圖5中（B），沿流動(dòng)方向定子風(fēng)溝內(nèi)流出空氣呈流速逐漸增大趨勢(shì)，氣隙中部的泰勒渦流不明顯;模型A與B相比流線圖與速度分布云圖大致相同，區(qū)別在于轉(zhuǎn)子布置后，因副槽連同徑向風(fēng)溝旋轉(zhuǎn)自吸風(fēng)進(jìn)入經(jīng)槽楔出口流出的空氣，使得氣隙中靠近轉(zhuǎn)子表面附近空氣量增加，空氣流速增大，且風(fēng)溝中流出的空氣被軸向流入沖擊攜帶，在氣隙中停留時(shí)間增大，經(jīng)由其后部較遠(yuǎn)的定子風(fēng)溝流出。上述分析說明，在Ta=3.76×109，軸向雷諾數(shù)Rez=1.70×104時(shí)，對(duì)于定轉(zhuǎn)子存在軸徑向冷卻的通風(fēng)方式，其氣隙中泰勒渦流消失，空氣處于湍流狀態(tài)。

3.3 多種流動(dòng)對(duì)氣隙內(nèi)換熱影響分析

在進(jìn)行氣隙環(huán)形空間中定、轉(zhuǎn)子側(cè)壁面換熱特征參數(shù)努塞爾數(shù)Nu沿軸向分布影響因素分析時(shí)，為圖像更清晰并方便分析，將存在軸向流動(dòng)模型A、B、不存在軸向流動(dòng)的模型C、D各自作為一組進(jìn)行對(duì)比分析，見圖6a）、b），圖7a）、b），圖中橫、縱坐標(biāo)為軸向的無因次長(zhǎng)度及努塞爾數(shù)Nu。

圖6中所選擇的采樣線位置在定子內(nèi)壁面上，選擇兩點(diǎn)連成直線。由于軸向方向?qū)ΨQ性，仍選取一半模型進(jìn)行分析。從圖6a）、b）中可知，模型A、B、C在軸向方向定子風(fēng)溝所在的位置Nu=0的點(diǎn)，理論上正確，原因是對(duì)流換熱只發(fā)生在流體與固體壁面之間，而在模型D中由于定子側(cè)為完整壁面，不存在定子風(fēng)溝，Nu均不為0，努塞爾數(shù)沿軸線方向的波動(dòng)主要由氣隙內(nèi)的泰勒渦決定的;在Z*<4時(shí)，氣隙入口定子側(cè)壁面未布置風(fēng)溝，對(duì)于無軸向流動(dòng)模型D，Nu數(shù)先逐漸減小，然后增加，其他三模型正好相反，說明軸向流動(dòng)使定子側(cè)Nu數(shù)增加顯著。

總體看，圖6a）中模型A與模型B的曲線十分接近，模型A的Nu數(shù)稍大一些，說明氣隙內(nèi)疊加了經(jīng)副槽進(jìn)到轉(zhuǎn)子風(fēng)溝徑向旋轉(zhuǎn)射流流出的空氣，對(duì)氣隙定子側(cè)內(nèi)表面沿軸線方向的對(duì)流換熱影響不明顯;與圖6b）相比，當(dāng)存在軸向流動(dòng)和旋轉(zhuǎn)壁面共同作用時(shí)，可以增強(qiáng)氣隙內(nèi)的對(duì)流換熱，Nu增大顯著;另外，Z*在4～8之間，同一鐵心段下方定子表面流速變化很小，Nu數(shù)值沿軸向基本不變，Z*在8～20的位置，Nu數(shù)值變化隨邊界層厚度的增加急劇減小，類似短管的入口段效應(yīng)，沿管長(zhǎng)方向，定子鐵心疊片類似于間斷布置的環(huán)形短管，軸向及轉(zhuǎn)子風(fēng)溝射流進(jìn)入氣隙中的空氣，多數(shù)由Z*=12～20位置流出，該位置出現(xiàn)了疊片入口峰值逐漸增大，在Z*=15位置達(dá)到極大值，然后在減小的趨勢(shì)。

由圖6b）可知，模型C較模型D在定子側(cè)壁面相同位置Nu數(shù)值更大些，說明當(dāng)定子側(cè)鐵芯布置徑向風(fēng)溝時(shí)，轉(zhuǎn)子風(fēng)溝旋轉(zhuǎn)吸風(fēng)使氣隙中進(jìn)入的空氣增加，比單純的轉(zhuǎn)子壁面旋轉(zhuǎn)（類似于光壁的同軸套管）環(huán)形氣隙內(nèi)的旋轉(zhuǎn)泰勒渦流換熱增強(qiáng)顯著，在Z*=7附近，Nu達(dá)到峰值;模型A、B與C相比，軸向壓差驅(qū)使的軸向流動(dòng)不僅使Nu數(shù)值增大，氣隙定子側(cè)內(nèi)表面換熱進(jìn)一步增強(qiáng)，還使Nu峰值位置向中心對(duì)稱面方向移動(dòng)。

對(duì)A、B、C、D四種模型的定子壁面求平均努塞爾數(shù)Nu，得到其數(shù)值分別為：186.0、185.8、78.4、38.2。模型A與B比較可知，轉(zhuǎn)子布置風(fēng)溝時(shí)，旋轉(zhuǎn)自吸風(fēng)增加的空氣側(cè)射流作用使定子側(cè)壁面Nu僅增大0.13%，基本直接進(jìn)入定子風(fēng)溝中，沒有增強(qiáng)定子內(nèi)壁面換熱;模型B與C比較可知，在其他條件相同時(shí)，外界風(fēng)扇壓力引起的軸向流動(dòng)使定子側(cè)壁面Nu增大137.0%;模型C與D比較可知，定子布置風(fēng)溝時(shí)有空氣出流時(shí)，將使氣隙中定子壁面Nu增大105.2%。

采用同樣的方法，分析四種流動(dòng)模型下氣隙中轉(zhuǎn)子表面換熱特征，見圖7。圖中選擇的采樣線位于轉(zhuǎn)子的外壁面上，選擇兩點(diǎn)連成直線。從圖7a）、b）可以看出轉(zhuǎn)子壁面對(duì)流換熱平均努塞爾數(shù)較定子壁面大很多，這主要是由于轉(zhuǎn)子壁面轉(zhuǎn)速較大，對(duì)流換熱較強(qiáng)。

由圖7a）、b）可知，在旋轉(zhuǎn)流與軸徑向流動(dòng)同時(shí)存在情況下，氣隙入口Nu先增加，然后隨流體逐漸進(jìn)入定子風(fēng)溝，風(fēng)速減小，Nu逐漸減小;對(duì)于無定、轉(zhuǎn)子風(fēng)溝及軸向流動(dòng)的模型D，Nu規(guī)律不同，轉(zhuǎn)子壁面對(duì)流換熱Nu較定子壁面Nu大，原因是轉(zhuǎn)子壁面轉(zhuǎn)速較大，對(duì)流換熱較強(qiáng)。圖7a）中模型A與模型B相比較，兩條曲線基本重疊，僅在布置風(fēng)溝的Z*=8～22的區(qū)域（該位置處為轉(zhuǎn)子風(fēng)溝）內(nèi)，模型A的Nu出現(xiàn)了周期性波動(dòng)的尖點(diǎn)，且波動(dòng)頻率與轉(zhuǎn)子軸向通風(fēng)溝數(shù)量相一致，說明在轉(zhuǎn)子側(cè)的徑向風(fēng)溝旋轉(zhuǎn)射流僅增強(qiáng)了其周圍轉(zhuǎn)子外壁面局部的對(duì)流換熱。將不存在氣隙與副槽入口流速的圖7b）中模型C與D比較，模型D中，由于無軸向壓力驅(qū)使流動(dòng)，Nu沿軸向在轉(zhuǎn)子側(cè)壁面直接逐漸減小（Z*數(shù)值0～5），之后Nu呈規(guī)律性波動(dòng)，這屬于泰勒渦影響下呈現(xiàn)的正常波動(dòng)分布;對(duì)于設(shè)置定子風(fēng)溝出流的模型C，轉(zhuǎn)子壁面入口處Nu先增大，隨即逐漸減小，與A、B模型規(guī)律相吻合，這是由于開設(shè)定子風(fēng)溝引起的軸向流動(dòng)使轉(zhuǎn)子側(cè)Nu數(shù)增加顯著。

對(duì)A、B、C、D四種模型的轉(zhuǎn)子外壁面求平均努塞爾數(shù)Nu，得到其數(shù)值分別為：278.7、274.6、106.7、53.9。模型A與B比較可得出，轉(zhuǎn)子側(cè)射流作用使轉(zhuǎn)子壁面Nu增大1.5%;模型B與C比較可知，軸向流使轉(zhuǎn)子壁面Nu增大61.2%;模型C與D比較發(fā)現(xiàn)，定子側(cè)出流使轉(zhuǎn)子壁面Nu增大97.7%。

對(duì)A、B、C、D四種模型的定、轉(zhuǎn)子壁面進(jìn)行加權(quán)求整個(gè)氣隙的平均努塞爾數(shù)Nu，得到其數(shù)值分別為：232.3、230.2、92.6、46.1。模型A與B比較得出轉(zhuǎn)子側(cè)射流作用使氣隙Nu增大1.0%;模型B與C比較得出軸向流使氣隙內(nèi)Nu增大148.7%;模型C與D比較得出定子側(cè)出流使轉(zhuǎn)子壁面Nu增大101.0%。

4 結(jié) 論

本文以20MW隱極電機(jī)定子、轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)尺寸創(chuàng)建簡(jiǎn)化的包含定子風(fēng)溝、轉(zhuǎn)子槽楔、氣隙在內(nèi)的三維流體模型，并將各個(gè)影響因素進(jìn)行了拆分，對(duì)氣隙內(nèi)的渦旋流動(dòng)及傳熱特性進(jìn)行數(shù)值模擬，在Ta=3.76×109，得出以下結(jié)論：

1）在轉(zhuǎn)子壁面旋轉(zhuǎn)的同軸環(huán)形氣隙基礎(chǔ)上，僅在定子側(cè)布置徑向風(fēng)溝射流時(shí)，泰勒渦流被氣隙中存在的微弱軸徑向流動(dòng)抑制，流動(dòng)跡線彎曲;繼續(xù)在氣隙軸向增加壓力差驅(qū)使的軸向流動(dòng)，軸向雷諾數(shù)Rez=1.70×104時(shí)，對(duì)于定轉(zhuǎn)子存在軸徑向冷卻的通風(fēng)方式，氣隙中空氣處于泰勒渦流消失的湍流狀態(tài);軸向流動(dòng)要強(qiáng)于定、轉(zhuǎn)子兩側(cè)的射流對(duì)氣隙內(nèi)泰勒渦流狀態(tài)的影響。

2）以旋轉(zhuǎn)壁面的流動(dòng)模型為基準(zhǔn)，在定轉(zhuǎn)子側(cè)恒壁溫的邊界條件下，轉(zhuǎn)子側(cè)射流作用使氣隙內(nèi)平均努塞爾數(shù)增大1.0%;軸向流動(dòng)使氣隙內(nèi)平均努塞爾數(shù)增大148.7%;定子側(cè)出流與環(huán)形氣隙內(nèi)的泰勒渦流相比較，氣隙內(nèi)平均努塞爾數(shù)增大101.0%。轉(zhuǎn)子側(cè)徑向風(fēng)溝旋轉(zhuǎn)射流僅增強(qiáng)了其周圍轉(zhuǎn)子外壁面局部的對(duì)流換熱，沒有增強(qiáng)定子內(nèi)壁面換熱，其對(duì)對(duì)流換熱影響不明顯;壓力驅(qū)使軸向流動(dòng)使定轉(zhuǎn)子側(cè)Nu數(shù)增加顯著，對(duì)定轉(zhuǎn)子側(cè)壁面在軸向方向的對(duì)流換熱影響最大。

參 考 文 獻(xiàn)：

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（編輯：王 萍）