某軸向無刷勵磁機多方案通風三維熱流場分析

韓家德 張羽楠 劉延浩 李會蘭 路義萍 付秀蘭

摘 要：以7.8MW無刷勵磁機現運行方案為基礎，對通風冷卻系統進行優化，提出了以改變現方案下通風結構、空氣入出口位置的多種方案。建立其整機流固耦合物理模型，基于計算流體動力原理，采用有限體積法，給定邊界條件，對多方案下勵磁機熱流場進行數值計算并進行對比分析。結果表明：改變現方案通風結構，勵磁機內空氣壓力、速度、溫度分布規律與現運行方案基本相同，但定轉子部件處平均溫度不同，最高溫度仍位于遠離整流盤側的轉子線棒端部，均低于原方案的最高溫度;現方案下互換空氣入出口位置，對勵磁機的熱流場有較大影響，最高溫度在靠近整流盤側的定子線棒端部。研究結果為結構類似的勵磁機的優化設計提供理論指導。

關鍵詞：勵磁機;全軸向通風;多方案;數值模擬;熱流場

DOI：10.15938/j.jhust.2019.04.004

中圖分類號： TM343;TK121

文獻標志碼： A

文章編號： 1007-2683（2019）04-0022-07

Abstract：According to the existing scheme of 7.8MW brushless exciter ， the ventilation and cooling system is optimized and a variety of schemes are proposed to change the ventilation structure， rotation direction and inlet position of the present scheme in this paper. The fluid-solid coupling model of the whole machine is established. Numerical calculation of heat flow field of exciter under multi-scheme is made and compared by adopting the finite volume method and giving boundary conditions based on the principle of computational fluid dynamics. Changing the ventilation structure of the present scheme， the results show that the distribution law of air pressure， the velocity and temperature in exciter are basically the same as that of current operation， the average temperature of stator and rotor parts is different， and the maximum temperature remains at the end of the rotor bar far from the rectifier panel and is lower than the maximum temperature of the original scheme. Exchanging inlet and outlet position under present scheme， it has a great influence on the heat flux field of the exciter， and the maximum temperature is at the end of the stator bar near the rectifier plate. The research results provide theoretical guidance for the optimal design of the exciter with similar structure.

Keywords：exciter; full axial ventilation; multi-scheme; numerical simulation; thermal flow field

0 引 言

無刷勵磁機是利用整流盤進行整流為同步電機提供直流勵磁電源的一種電機結構[1]。在其運行過程中，整流盤裝置產生熱量、定轉子鐵心和線棒的損耗等使得部件溫度升高;通風冷卻系統的不合理設計也會導致勵磁機散熱效果較差，以上兩方面均易造成磁極線圈過熱燒損和整流元件高溫失效[2]，影響運行性能和經濟指標[3]。因此，像研究異步電機、凸極電機等其他類型電機一樣[4-9]，在開發新型無刷勵磁機時，為了保證勵磁機內繞組、絕緣和整流元件的溫升在其允許的溫升極限范圍內，需要研究冷卻系統各因素變化對勵磁機溫升的影響，進而有針對性地對勵磁機進行方案優化。

目前，關于勵磁機設計原則、結構特點[10-12]以及勵磁機中整流電路設計[13]、故障診斷[14-15]方面的研究涉及較多，公開發表的文獻針對勵磁機通風冷卻系統多方案優化設計的熱流場分析，即勵磁機熱流場影響因素分析較少，大多是關于空冷汽輪發電機、異步電機、永磁電機等其他類型電機的熱流場研究。文[16]對采用軸向通風結構的感應電機在圓形和梯形兩種轉子通風孔形狀下的電磁場和溫度場進行數值模擬，并分析了通風孔形狀對其影響。文[17]對端蓋引風、定子鐵心布置Φ15的孔和軸內引風、定子鐵心布置Φ20的孔以及空心軸強迫風冷三個通風方案下的永磁同步電機的溫度場進行對比分析，得到了較好的通風方案。文[18]為了降低轉子溫度，提出了在電機轉子上開軸徑向通風溝的多種結構方案，研究了轉子徑向通風溝數量與位置對轉子內溫度分布及空氣運動的影響。電機通風冷卻系統的合理設計可以有效帶走電機內部產生的熱量，使電機的溫度均勻分布[19]。

本文研究的無刷勵磁機，主軸上布置轉子和整流盤兩個旋轉部件，采用軸向通風系統即定轉子鐵心僅開設軸向通風溝（ 簡稱定、轉子風溝） ，其通風結構和采用的通風系統均不同于文[20-22]，屬于國外引進二次開發的新產品。另外，文[23]僅研究了一種勵磁機的流場。本文針對一種全軸向通風勵磁機提出改變通風結構、互換空氣入出口位置的多方案冷卻系統，研究在不同冷卻系統下勵磁機熱流場分布規律，為結構相似的無刷勵磁機通風冷卻系統的設計提供理論上的指導。

1 物理模型

現運行方案下（以下簡稱為“原方案”）研究的7.8MW無刷勵磁機與12MW凸極同步電機同軸布置，該勵磁機轉速與主機相同。為顯示該勵磁機內部結構，圖 1 給出了省略進風筒、出風筒和方筒后熱流場計算域物理模型的剖面圖，圖中Z軸與轉軸重合，計算域的原點與靠近整流盤側的轉軸端面的中心點重合，其中，固體部件以實體顯示，空氣區以線框顯示。

2 數學模型及求解條件

2.1 數學模型

對該勵磁機內冷卻空氣的流動特征進行數值模擬時，僅研究穩態時勵磁機內的空氣熱流場，其內部馬赫數小于0.7，視空氣為不可壓縮流體，且其物性參數恒定，勵磁機中冷卻空氣受重力作用遠遠小于旋轉科氏力作用，在數值模擬時，忽略重力對空氣流動的影響，熱源在發熱體中均勻布置。

經多次試算，勵磁機入口處雷諾數Re=66334，定、轉子風溝入口雷諾數Re分別為8217、11142，氣隙內主要是旋轉剪切流，采用泰勒數描述流態，由式（1）算得氣隙中旋轉泰勒數Ta=54189，因此，勵磁機內空氣流動均為湍流。

2.2 邊界條件及求解設置

根據工廠提供數據，現運行方案中，將勵磁機的空氣入口設置為壓力入口，入口表壓為742Pa;空氣出口設置為壓力出口，出口表壓為0Pa;主軸轉速為1000r/min;勵磁機是從主機風扇后的流道中取風，按照電機規范，勵磁機入口的空氣溫度取50℃。

絕緣、定轉子直段銅繞組、轉子支架、二極管座的熱導率λ均為各向同性，分別為0.22、387.6、31.8、202.4，定轉子鐵心的熱導率λ為各向異性，沿疊片徑向、切向和軸向的數值分別為42.5，42.5和0.57，熱導率單位均為W/（m·K）。

3 多方案數值模擬結果分析

3.1 多方案介紹及風量分布計算結果

方案A和方案B分別將原方案非均勻布置的22個Φ20圓形軸向轉子風溝變為轉子支架周向均勻布置24個Φ20和12個Φ32的轉子風溝;方案C在原方案的基礎上將轉子部件前方的絕緣板上布置6個Φ15的通風孔;互換原方案的空氣入出口位置，冷卻空氣從原方案的出風筒側流入勵磁機內，沿軸向風道流動，最后從原方案的進風筒側流出，即為方案D。

在進行數值模擬時，為保證網格的統一，使各方案結果具有可比性，方案A、B采用與原方案相同的網格類型和節點間距值對轉子風溝、轉子支架和相鄰的區域進行網格劃分;方案C中絕緣板、整流盤空氣區和相鄰的區域使用和原方案相同的網格類型和節點間距值進行網格劃分。由于轉子支架和絕緣板均不是發熱部件，因此，方案A～C中發熱體的熱源密度與原方案相同。方案D只需將原方案的入口設置為壓力出口邊界條件，原方案的出口設置為壓力入口邊界條件，其他和原方案保持一致。

在原方案基礎上，對該勵磁機風冷系統分別采取方案A～D措施后，通過數值模擬分析，得出了各方案風量分布結果，圖4給出了原方案和方案A～D中勵磁機總風量、定轉子風量和氣隙風量分配及各風量所占總風量比的比較。

與原方案對比，方案A～C總風量增大，方案D總風量降低，其中方案B相對各方案總風量增加幅度最大;方案A～D轉子風量均增加，氣隙風量均減小，其中方案D相對各方案轉子風量增加幅度和氣息風量減少幅度最大 ，方案B次之;方案A～C定子風量與原方案相比變化不大，而方案D明顯下降。

關于各部分流量所占比例，通過數值分析，方案A定子和氣隙風量占總風量的比例減小，整體而言，各部分風量占總風量的比例變化不大;方案B進入定子風溝的風量最多，約占總風量的59.1%，轉子風量和氣隙風量基本相同，分別占總風量的20.4%和20.5%;方案C轉子風量占總風量的比例有所增大，但仍是三部分風量中占總風量比例最少的，各部分風量所占總風量的比例變化不大;方案D中定子風溝的風量最多，占總風量的53.0%，其次是轉子風溝的風量，占總風量的31.6%，氣隙風量最少，僅占總風量的15.4%。

3.2 通風結構改變方案熱流場分析

通過數值模擬，得出方案A～C的壓力分布規律均與原方案基本相同，僅數值大小不同。其中，圖5給出了原方案與方案A極角60°和極角 -90°截面的壓力分布云圖。由圖5可知，在方案A和原方案中，旋轉空氣區的壓力低于靜止空氣區的壓力，整流盤側定子端部空氣區呈現隨半徑增大，壓力升高的規律等。另外，結果還顯示方案A～C中進風筒中心處的壓力分別約為298.4Pa、301.2Pa、305.9Pa，均略低于原方案進風筒中心處的壓力315.4Pa;結果表明，方案A的勵磁機空氣入口和進風筒中心處的壓差最大，使得更多的冷卻空氣流入勵磁機。

與壓力分布規律類似，通過數值模擬得出方案A～C的速度分布規律均與原方案基本相同，僅數值大小不同。通過以上風量分布分析，其中方案B總風量與轉子風量相對各方案均明顯增大，但空氣速度卻明顯降低，如圖6所示。方案B中定子風溝、轉子風溝和氣隙內的空氣平均速度分別約為6.38m/s，11.46m/s和7.66m/s，均小于原方案。盡管方案B的轉子風量為原方案的1.3倍，但轉子風溝的總通風面積由原方案的6908mm2增大為9646.08mm2，約為原方案的1.4倍，因而，轉子風溝內的空氣平均流速減小;方案B的定子風量和氣隙風量比原方案小，兩方案的定子風溝和氣隙的結構相同，流量與流速成正比，因而方案B的定子風溝和氣隙內的空氣平均速度均比原方案小。

通過對溫度場的分析，發現沿軸向和沿徑向，方案A～C與原方案的定子部件和轉子部件的溫度分布規律基本相同，靠近整流盤側的固體部件和空氣的溫度高，另一側溫度低，僅數值大小不同等。如圖7給出了原方案與方案B極角 90°的溫度分布，方案B的定子各部分的溫度升高，轉子部件的溫度略有降低，定轉子部件的溫度差異較小。

為分析勵磁機重要部件溫度情況，圖8給出了原方案和方案A～C定子線棒直段（stator-zd）和定子線棒端部（stator-db）及轉子線棒直段（rotor-zd）和轉子線棒端部（rotor-db）的最低溫度tmin、最高溫度tmax和體平均溫度tavg大小對比圖。

方案A、B均是通過增大轉子風溝的總通風截面，提高轉子風量和轉子風溝對流換熱面積，進而降低轉子部件溫度而提出的方案;方案C是通過絕緣板布置通風孔，使整機風阻減小，進風量增加。由圖8可知，方案A、B、C的轉子部件最高溫度均較原方案有所降低，定子部件溫度均有所升高，定轉子部件的溫度差異變小，總體來說，冷卻效果均比原方案有所提高。模擬發現，通過減少轉子風溝數量而增大風溝孔的直徑后，方案B的轉子部件的最高溫度僅比原方案降低0.4℃，定子最高溫度升高5.6℃;而在原有結構基礎上增加轉子風溝數量，最終方案A轉子線棒最高溫度比原方案降低0.9℃，同時定子最高溫度升高1.4℃，方案B定轉子部件溫度高于方案A;方案C轉子最高溫度降低1.4℃，定子最高溫度升高2.2℃。總體而言，方案A、C冷卻效果相近，比方案B的冷卻效果略好。

3.3 入出口位置改變方案熱流場分析

通過數值分析，圖9給出了方案D極角60°和極角-90°截面壓力和速度分布云圖。從壓力云圖可知，方案D中的兩側定子端部空氣區的壓力分布較均勻，不再呈現類似旋轉空氣區的壓力分布規律，定子風溝入口附近仍出現局部低壓，約為459.2Pa。由于在流場中整流盤對空氣具有類似風扇的升壓機理，使得方案D中整流盤側的定子端部空氣區的壓力較高，從而造成兩側定子端部空氣區的壓差變小，進入定子風溝的動力和克服空氣在定子風溝內流動阻力的動力變小，最終使得總風量和定子風量變少，相應地轉子風量增大。另外，由速度云圖可知，方案D兩側定子端部空氣區的速度較小，最大速度仍位于整流盤空氣區半徑最大的位置。與原方案相比，方案D中的定子風溝和氣隙內的風速減小，轉子風溝內的空氣速度增大，這是因為原方案和方案D的各風道的通風截面相同，風量和風速成正比，方案D的各部分風量分配情況的改變使得各軸向風道內的風速相應變化。

圖10為方案D極角90°截面的溫度分布云圖。從圖中可以看出，方案D中勵磁機最高溫度出現在靠近整流盤側的定子線棒端部，最高溫度為134.5℃，超過了絕緣材料的極限溫度130℃，勵磁機容易因為過熱產生故障，不利于勵磁機的經濟和安全運行。整流盤固體部件溫度在109.4～126.3℃范圍內，整流盤附近空氣溫度在83.8℃左右，小于整流盤允許的最大工作環境溫度110℃。轉子線棒的溫度沿軸向分布比較均勻，溫度范圍為102.1～110.6℃。定子部件溫度高于轉子部件溫度，這是因為與原方案相比，方案D的定子風量減小，約為原方案定子風量的4/5，相應地，定子風溝的風速減小，定子部件的冷卻效果較差，溫度較高;而轉子風量增大，轉子風溝風速較大，對轉子的冷卻效果好。

當冷卻空氣進出口方向不同時，對于這種軸向冷卻方式，定轉子峰值位置均出現在軸向冷卻的熱空氣最熱位置，即末端，原因是傳熱溫差最小。

4 結 論

本文分析了改變通風結構和互換空氣入出口位置對熱流場的影響，通過數值模擬得到結論如下：

1）增加勵磁機轉子風溝數量、減小轉子風溝數量同時增大風溝直徑和轉子部件前方絕緣板上額外增加通風孔，勵磁機內空氣的壓力、速度和溫度分布規律與原方案基本相同，僅數值大小不同，轉子部件的溫度降低;另外，對勵磁機增加轉子風溝數量和在轉子部件前方絕緣板上額外增加通風孔，所達到的冷卻效果要比減小轉子風溝數量同時增大風溝直徑的方法略好。

2）互換空氣入出口位置，即冷卻空氣從原方案的出風筒側流入定轉子風道內，經整流盤側風筒流出，定子端部兩側空氣區的壓差變小，進入定子風溝的動力和克服空氣在定子風溝內流動阻力的動力變小，最終使得總風量和定子風量變少，相應地轉子風量增大;定子部件溫度高于轉子部件溫度，最高溫度在靠近整流盤側的定子線棒端部。

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（編輯：關 毅）