某軸向無刷勵磁機多方案通風三維熱流場分析

1、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(xiàn)運行方案為基礎(chǔ)，對通風冷卻系統(tǒng)進行優(yōu)化，提 出了以改變現(xiàn)方案下通風結(jié)構(gòu)、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(shù)值計算并進行比照分析。結(jié)果說明：改變現(xiàn)方案 通風結(jié)構(gòu)，勵磁機內(nèi)空氣壓力、速度、溫度分布規(guī)律與現(xiàn)運行方案基本相同， 但定轉(zhuǎn)子部件處平均溫度不同，最高溫度仍位于遠離整流盤側(cè)的轉(zhuǎn)子線棒端 部，均低于原方案的最高溫度；現(xiàn)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

2、整流盤側(cè)的定子線棒端部。研究結(jié)果為結(jié)構(gòu)類 似的勵磁機的優(yōu)化設(shè)計提供理論指導。Key：勵磁機;全軸向通風；多方案;數(shù)值模擬;熱流場DOI： 10. 15938/j. jhust. 2019. 04. 004 原方案基本相同，僅數(shù)值大小不同，轉(zhuǎn)子部件的溫度降低；另外，對勵磁機增加 轉(zhuǎn)子風溝數(shù)量和在轉(zhuǎn)子部件前方絕緣板上額外增加通風孔，所到達的冷卻效果 要比減小轉(zhuǎn)子風溝數(shù)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(cè)流入定轉(zhuǎn)子風道內(nèi)， 經(jīng)整流盤側(cè)風筒流出，定子端部兩側(cè)空氣區(qū)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(nèi)流動阻力的動力變小，最終使得總風量和定子

3、風量變 少，相應地轉(zhuǎn)子風量增大;定子部件溫度高于轉(zhuǎn)子部件溫度，最高溫度在靠近整 流盤側(cè)的定子線棒端部。參考文獻：1陳云華，解錦輝，彭兵.無刷勵磁同步電機用旋轉(zhuǎn)整流器設(shè)計船電技 術(shù)，2002 (2) ： 12.2朱榮，孫暉.阿爾斯通TKJ型無刷勵磁機磁極線圈燒損原因及處理對策 J.大電機技術(shù)，2008 (5) ： 56.3戴彥德，戴琳.中國電機系統(tǒng)能源效率與市場潛力分析M.北京：機械 工業(yè)出版社，2001.4楊麗偉，張奕黃.機車用異步牽引電動機溫度場分析J.微電機，2008,41 (8) ： 35.5鄧日江，王冬梅.定子軸向通風孔對三相異步牽引電機溫度場的影響J. 防爆電機，2012, 47 (

4、2) ： 30.6廖毅剛，侯小全.全空冷汽輪發(fā)電機通風冷卻研究J.東方電氣評論，2008(1) ： 1.7王芳，董惠，安志華等,大型汽輪發(fā)電機定子變結(jié)構(gòu)對溫度場的影響J.哈 爾濱理工大學學報，2013, 18 (6) ： 95.8周黎民，黃鵬程，鄭國麗，等.防爆電機換熱分析與結(jié)構(gòu)改進J.電機與控 制應用，2012 (29) ： 7.9路義萍，孫雪梅，杜鵬，王佐民.CFD設(shè)置對凸極同步電動機轉(zhuǎn)子溫度場影 響J,哈爾濱理工大學學報，2015, 20 (3) ： 91.10孫維炎.應用在空冷汽輪發(fā)電機上的新型無刷勵磁機組J.科技創(chuàng)新導報， 2009 (23) ： 133.11周鳳武，龍欣苗，吳小波.

5、水輪發(fā)電機組無刷勵磁機的研發(fā)J.湖北工業(yè)大 學學報，2013, 28 (1) ： 94.12史德利，王庭山，胡建波.配核電百萬千瓦級發(fā)電5800kW無刷勵磁機研制J.大電機技術(shù)，2014 (1) ： 69.13侯君，劉兆江.交流勵磁發(fā)電機及旋轉(zhuǎn)整流器的設(shè)計要點J.上海大中型電 機,2012, 3： 44.14張超，夏立.發(fā)電機旋轉(zhuǎn)整流器故障的分形和動態(tài)測度診斷J.電機與控制 學報,2009, 13 (1) ： 6.15MCARDLE M G, MORROW D J. Noninvasive Detection of Brushless Exciter Rotating Diode Fai lu

6、reJ. IEEE Institute of Electrical and Electronic Engineers, 2004, 19 (2) ： 378.161CHHAVI N, PRATEEK K J, VIKRAM K R V.Rotor Vent Hole Shape Studies on Totally Enclosed Fan Cooled MotorC/Drives and EnergySystems. 2012 IEEE International Conference on Power Electronics, Bengaluru, 2012： 4672.17韓雪巖，祁坤.

7、特殊結(jié)構(gòu)起重機用PMSM冷卻系統(tǒng)的優(yōu)化J.起重運輸機 械，2015, (1) ： 1.18李偉力，王耀玉，黃東洙，等.轉(zhuǎn)子通風結(jié)構(gòu)對永磁電機轉(zhuǎn)子流體場和溫 度場的影響J北京交通大學學報，2015, 39 (2) ： 1.19孫鐵源，蔡茂林.壓縮空氣系統(tǒng)的運行現(xiàn)狀和節(jié)能改造J.機床與液壓, 2010, 38 ( 13) ： 108.20路義萍，付余，張萬全，等.一種新型無刷勵磁機的三維熱流場分析J.中國電機工程學報，2014, 34 (27) ： 4699.21路義萍，張東學，等.某無刷勵磁機通風冷卻數(shù)值模擬研究J .電機與控制 學報，2016, 20 (6) ： 26.22路義萍，戴景祿，張東

8、學，等.多旋轉(zhuǎn)部件無刷勵磁機改進方案三維流場 研究J.23路義萍，李會蘭，韓家德，等.某軸向通風無刷勵磁機三維流場數(shù)值模擬 J.哈豳濱理工大學學報,2016, 21 (4) ： 1.24陶文鈴.數(shù)值傳熱學M.西安：西安交通大學出版社，2001： 1-9, 347.(編輯：關(guān)毅)一全文完一TM343；TK121文獻標志碼：A：1007-2683 (2019) 04-0022-07Abstract： According to the existing scheme of 7. 8MW brushless exciter , the ventilation and cooling system is

9、 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

10、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 excit

11、er 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

12、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.K

13、eywords： exciter； full axial ventilation； multi-scheme； numerical simulation； thermal flow field0引言輾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(jié) 構(gòu)1。在其運行過程中，整流盤裝置產(chǎn)生熱量、定轉(zhuǎn)子鐵心和線棒的損耗等使 得部件溫度升高；通風冷卻系統(tǒng)的不合理設(shè)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(jīng)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(fā)新型無刷勵磁機時，為了保證勵磁機內(nèi)繞組、絕緣

14、和整流元件的溫升在 其允許的溫升極限范圍內(nèi)，需要研究冷卻系統(tǒng)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(yōu)化。目前，關(guān)于勵磁機設(shè)計原那么、結(jié)構(gòu)特點口0-12以及勵磁機中整流電路設(shè)計 13、故障診斷14-15方面的研究涉及較多，公開發(fā)表的文獻針對勵磁機通風 冷卻系統(tǒng)多方案優(yōu)化設(shè)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(guān)于空冷汽輪發(fā)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(jié)構(gòu)的感應電機在圓形和梯形兩種轉(zhuǎn)子通風孔形狀 下的電磁場和溫度場進行數(shù)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15的孔和軸內(nèi)引風、定子

15、鐵心布置中20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比照分析，得到 了較好的通風方案。文18為了降低轉(zhuǎn)子溫度，提出了在電機轉(zhuǎn)子上開軸徑向 通風溝的多種結(jié)構(gòu)方案，研究了轉(zhuǎn)子徑向通風溝數(shù)量與位置對轉(zhuǎn)子內(nèi)溫度分布 及空氣運動的影響。電機通風冷卻系統(tǒng)的合理設(shè)計可以有效帶走電機內(nèi)部產(chǎn)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(zhuǎn)子和整流盤兩個旋轉(zhuǎn)部件，采用軸向通 風系統(tǒng)即定轉(zhuǎn)子鐵心僅開設(shè)軸向通風溝（簡稱定、轉(zhuǎn)子風溝），其通風結(jié)構(gòu) 和采用的通風系統(tǒng)均不同于文20-22,屬于國外引進二次開發(fā)的新產(chǎn)品。另 外，文23僅研究了 一種勵磁機的流場。本文針對一種全

16、軸向通風勵磁機提出 改變通風結(jié)構(gòu)、互換空氣入出口位置的多方案冷卻系統(tǒng)，研究在不同冷卻系統(tǒng) 下勵磁機熱流場分布規(guī)律，為結(jié)構(gòu)相似的無刷勵磁機通風冷卻系統(tǒng)的設(shè)計提供 理論上的指導。1物理模型現(xiàn)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(zhuǎn)速與主機相同。為顯示該勵磁機內(nèi)部結(jié)構(gòu)，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(zhuǎn)軸重合，計算域的原點與靠近整流盤側(cè)的轉(zhuǎn)軸端面的中心點重合，其 中，固體部件以實體顯示，空氣區(qū)以線框顯示。2數(shù)學模型及求解條件數(shù)學模型對該勵磁機內(nèi)冷卻空氣的流動特征進行數(shù)值模擬時，僅研究穩(wěn)態(tài)時

17、勵磁機內(nèi)的 空氣熱流場，其內(nèi)部馬赫數(shù)小于0.7,視空氣為不可壓縮流體，且其物性參數(shù) 恒定，勵磁機中冷卻空氣受重力作用遠遠小于旋轉(zhuǎn)科氏力作用，在數(shù)值模擬 時，忽略重力對空氣流動的影響，熱源在發(fā)熱體中均勻布置。經(jīng)屢次試算，勵磁機入口處雷諾數(shù)Re=66334,定、轉(zhuǎn)子風溝入口雷諾數(shù)Re分 別為8217、11142,氣隙內(nèi)主要是旋轉(zhuǎn)剪切流，采用泰勒數(shù)描述流態(tài)，由式(1)算得氣隙中旋轉(zhuǎn)泰勒數(shù)Ta=54189,因此，勵磁機內(nèi)空氣流動均為湍流。邊界條件及求解設(shè)置根據(jù)工廠提供數(shù)據(jù)，現(xiàn)運行方案中，將勵磁機的空氣入口設(shè)置為壓力入口，入 口表壓為742Pa；空氣出口設(shè)置為壓力出口，出口表壓為OPa；主軸轉(zhuǎn)速為 10

18、00r/min；勵磁機是從主機風扇后的流道中取風，按照電機規(guī)范，勵磁機入口 的空氣溫度取50。絕緣、定轉(zhuǎn)子直段銅繞組、轉(zhuǎn)子支架、二極管座的熱導率人均為各向同性，分 別為0.22、387.6、31.8, 202.4,定轉(zhuǎn)子鐵心的熱導率人為各向異性，沿疊 片徑向、切向和軸向的數(shù)值分別為42. 5, 42. 5和0.57,熱導率單位均為W/(m , K) o3多方案數(shù)值模擬結(jié)果分析多方案介紹及風量分布計算結(jié)果方案A和方案B分別將原方案非均勻布置的22個20圓形軸向轉(zhuǎn)子風溝變?yōu)?轉(zhuǎn)子支架周向均勻布置24個020和12個32的轉(zhuǎn)子風溝；方案C在原方案的 基礎(chǔ)上將轉(zhuǎn)子部件前方的絕緣板上布置6個中15的通風

19、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(cè)流入勵磁機內(nèi)，沿軸向風道流動， 最后從原方案的進風筒側(cè)流出，即為方案D。 在進行數(shù)值模擬時，為保證網(wǎng)格的統(tǒng)一，使各方案結(jié)果具有可比性，方案A、B 采用與原方案相同的網(wǎng)格類型和節(jié)點間距值對轉(zhuǎn)子風溝、轉(zhuǎn)子支架和相鄰的區(qū) 域進行網(wǎng)格劃分;方案C中絕緣板、整流盤空氣區(qū)和相鄰的區(qū)域使用和原方案相 同的網(wǎng)格類型和節(jié)點間距值進行網(wǎng)格劃分。由于轉(zhuǎn)子支架和絕緣板均不是發(fā)熱 部件，因此，方案AC中發(fā)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(shè)置為壓力出口邊界條件，原方案的出口設(shè)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(chǔ)上，對該

20、勵磁機風冷系統(tǒng)分別采取方案AD措施后，通過數(shù)值模 擬分析，得出了各方案風量分布結(jié)果，圖4給出了原方案和方案AD中勵磁機 總風量、定轉(zhuǎn)子風量和氣隙風量分配及各風量所占總風量比的比擬。與原方案比照，方案AC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AD轉(zhuǎn)子風量均增加，氣隙風量均減小，其中 方案D相對各方案轉(zhuǎn)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AC定子風量與原方案相比變化不大，而方案D明顯下降。關(guān)于各局部流量所占比例，通過數(shù)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，各局部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

21、，約占總風量的59.1%,轉(zhuǎn)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(zhuǎn)子風量占總風量的比例有所增大，但仍是三 局部風量中占總風量比例最少的，各局部風量所占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(zhuǎn)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虬通風結(jié)構(gòu)改變方案熱流場分析 通過數(shù)值模擬，得出方案AC的壓力分布規(guī)律均與原方案基本相同，僅數(shù)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(zhuǎn)空氣區(qū)的壓力低于靜止空 氣區(qū)的壓力，整

22、流盤側(cè)定子端部空氣區(qū)呈現(xiàn)隨半徑增大，壓力升高的規(guī)律等。另外，結(jié)果還顯示方案AC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(jié)果說明， 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(guī)律類似，通過數(shù)值模擬得出方案AC的速度分布規(guī)律均與原方案 基本相同，僅數(shù)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(zhuǎn) 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(zhuǎn)子風溝和氣隙內(nèi)的空氣平均速度分別約為6.38m/s, 11.46m/s

23、和7.66m/s,均小于原方案。盡管方案B的轉(zhuǎn)子風量為原方案的1.3倍，但轉(zhuǎn) 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 L4倍，因而，轉(zhuǎn)子風溝內(nèi)的空氣平均流速減?。环桨窧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(jié)構(gòu)相同，流量與流速成正比，因而 方案B的定子風溝和氣隙內(nèi)的空氣平均速度均比原方案小。通過對溫度場的分析，發(fā)現(xiàn)沿軸向和沿徑向，方案AC與原方案的定子部件和 轉(zhuǎn)子部件的溫度分布規(guī)律基本相同，靠近整流盤側(cè)的固體部件和空氣的溫度 高，另一側(cè)溫度低，僅數(shù)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的定子各局部的

24、溫度升高，轉(zhuǎn)子部件的溫度略有降低，定轉(zhuǎn)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AC定子線棒直段(stator-zd)和定子棒端部(stator-db)及轉(zhuǎn)子線棒直段(rotor-zd)和 轉(zhuǎn)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大小比照圖。方案A、B均是通過增大轉(zhuǎn)子風溝的總通風截面，提高轉(zhuǎn)子風量和轉(zhuǎn)子風溝對流 換熱面積，進而降低轉(zhuǎn)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(zhuǎn)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(zhuǎn)子部件

25、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(fā)現(xiàn)，通過減少轉(zhuǎn)子 風溝數(shù)量而增大風溝孔的直徑后，方案B的轉(zhuǎn)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。0而在原有結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上增加轉(zhuǎn)子風溝數(shù)量， 最終方案A轉(zhuǎn)子線棒最高溫度比原方案降低0.9T,同時定子最高溫度升高1.4,方案B定轉(zhuǎn)子部件溫度高于方案A；方案C轉(zhuǎn)子最高溫度降低1.4七，定 子最高溫度升高2. 29。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(shù)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(cè)定子端部空氣區(qū)的壓力分布較均勻， 不再呈現(xiàn)類似旋轉(zhuǎn)空