彭德其, 周曉輝, 晏才松, 李廣

(1. 湘潭大學(xué) 機械工程學(xué)院,湖南湘潭 411105; 2. 中車株洲電機有限公司,湖南株洲 412000)

隨著現(xiàn)代電機電磁負荷增強,電機內(nèi)各部件溫度也相應(yīng)升高,溫升過高則會直接影響電機使用壽命和運行穩(wěn)定性[1-2]。因此,研究風冷方式電機內(nèi)溫升的計算及通風散熱結(jié)構(gòu)的優(yōu)化具有重要意義。

目前國內(nèi)外學(xué)者通過有限元法及有限體積法對電機流-固耦合場計算取得了顯著成效[3-5]。丁樹業(yè)等[6-7]通過有限體積法研究揭示了具有徑向通風結(jié)構(gòu)的5 MW雙饋風力電機內(nèi)流體流變特性及傳熱規(guī)律;霍菲陽等[8]研究了大型空冷汽輪發(fā)電機定子徑向風道數(shù)量和尺寸對電機的溫升分布特性影響;李偉力等[9-10]基于流-固耦合的方法分別分析了汽輪發(fā)電機和永磁電機徑向通風溝數(shù)量與結(jié)構(gòu)對定/轉(zhuǎn)子內(nèi)流體流動與溫度的影響。Xiong等[11]通過改變大型汽輪發(fā)電機定子徑向通風溝尺寸和通風槽鋼材料提高定子冷卻效果。Li等[12]采用流動網(wǎng)絡(luò)法和有限體積法研究了330 MW大型汽輪發(fā)電機端部通風結(jié)構(gòu)的改變對表面換熱系數(shù)和端部溫度的影響。以上都為集中于大型電機(定子鐵芯外徑大于990 mm)的流熱特性研究,但中型高壓電機結(jié)合流體場和溫度場相關(guān)研究的成果相對較少。大型電機一般體積較大且轉(zhuǎn)速較高,為有效降低溫升通常采用徑向通風冷卻;而中型高壓電機(定子鐵芯外徑在560～990 mm之間)轉(zhuǎn)速與體積都較小,故采用軸向或軸徑向混合通風結(jié)構(gòu)冷卻散熱,三種通風結(jié)構(gòu)風道結(jié)構(gòu)形式截然不同,致使電機內(nèi)流體流動和溫升分布差別明顯,因此需要對中型高壓電機進行深入研究。溫嘉斌等[13-15]以YKK型中高壓異步電機為例,探討了定子通風槽鋼對單個徑向風道內(nèi)流體流動形態(tài)及溫度場的影響,并分析內(nèi)風扇內(nèi)流體流動,但并未對電機整體進行研究,所以開展基于磁-流-固耦合研究中型高壓電機通風冷卻結(jié)構(gòu)優(yōu)化具有重要的工程設(shè)計理論指導(dǎo)意義。

本文以一臺400 kW中型高壓感應(yīng)電機為例,提出新型軸徑向混合通風結(jié)構(gòu),并通過對比分析定/轉(zhuǎn)子徑向風道的高度與數(shù)量影響,得到最優(yōu)冷卻結(jié)構(gòu)組合方案,為中型高壓感應(yīng)電機的通風結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計及溫升特性分析提供了理論依據(jù)。

1 樣機的基本參數(shù)及熱源計算方法

1.1 電機基本數(shù)據(jù)

以一臺型號為YJK450-6,額定功率為400 kW的感應(yīng)電機為例,建立了該電機的三維溫度場模型,其基本參數(shù)如表1所示。

表1 電機基本參數(shù)

1.2 熱源計算方法

樣機穩(wěn)定運行時的損耗值會轉(zhuǎn)化為熱源,同時通過電機各部件與周圍環(huán)境進行換熱。采用電磁-流體-固體耦合計算,通過Maxwell進行電磁場計算,得到電機各部件損耗(鐵芯損耗、定/轉(zhuǎn)子銅耗及雜散損耗),在Workbench平臺利用磁熱耦合方法將損耗映射到電機各部件作為熱源,而雜散損耗主要集中于定/轉(zhuǎn)子齒部,分為雜散鐵損耗與雜散銅損耗,按定/轉(zhuǎn)子齒部各1/2 施加熱源。

2 電機三維溫度場的數(shù)值計算

2.1 基本假設(shè)

在三維溫度場計算過程中,在不影響計算結(jié)果情況下進行簡化求解,做如下假設(shè)[16-18]:

1) 只研究電機穩(wěn)定狀態(tài)時的空氣流動;

2) 電機內(nèi)部空氣雷諾數(shù)Re>2 300,是湍流,經(jīng)計算電機在該工況下采用標準k-ε模型進行求解更合適;

3) 電機內(nèi)冷卻空氣流速遠小于聲速,不考慮冷卻空氣的壓縮性;

4) 電機定子繞組端部采用拉直等效替代;

5) 對繞組絕緣以及層間絕緣等效為一個絕緣層;

6) 計算模型中的各項材料的物性參數(shù)不隨溫度變化;

7) 定子內(nèi)外層繞組加載相同熱流密度,忽略其集膚效應(yīng)。

2.2 求解域物理模型

根據(jù)該電機結(jié)構(gòu)周向?qū)ΨQ性特征,在基本假設(shè)基礎(chǔ)上,取電機周向1/6區(qū)域作為電機計算域物理模型,電機的物理模型如圖1所示。電機現(xiàn)在采用軸向通風冷卻方式,在電機一側(cè)端部設(shè)有離心風扇,使得冷卻空氣在電機內(nèi)部沿軸向方向經(jīng)氣隙及轉(zhuǎn)子軛部風道循環(huán)流動。

圖1 樣機物理模型

2.3 溫度場計算邊界條件

溫度場模擬計算采用流-固耦合數(shù)值方法,電機溫度場模擬邊界條件如下:

1) 入口邊界條件設(shè)置成速度入口,根據(jù)電機給定的總冷卻風量和入口截面積確定,為5 m/s;

2) 出口邊界條件設(shè)置成壓力出口,初始壓力為標準大氣壓;

3) 電機周向截面邊界設(shè)置為絕熱面;

4) 轉(zhuǎn)子部分流體轉(zhuǎn)速與電機額定轉(zhuǎn)速相同,設(shè)置為991 r/min;

5) 設(shè)置環(huán)境溫度為300 K;

6) 旋轉(zhuǎn)流體域兩側(cè)邊界設(shè)置為旋轉(zhuǎn)壁面,設(shè)置相對速度為0(相對于旋轉(zhuǎn)流體域),靜止流體域邊界設(shè)置為靜止壁面,旋轉(zhuǎn)區(qū)域與靜止區(qū)域相鄰邊界設(shè)置為交界面[19]。

2.4 氣隙處理及散熱系數(shù)的確定

圖2為氣隙流場剖面圖,分為旋轉(zhuǎn)和靜止兩個區(qū)域,旋轉(zhuǎn)區(qū)域靠近轉(zhuǎn)子,靜止區(qū)域靠近定子,旋轉(zhuǎn)區(qū)域跟隨轉(zhuǎn)子流體域同步轉(zhuǎn)動,與轉(zhuǎn)子流固耦合面設(shè)置為Moving Wall,相對速度設(shè)置為0[20]。

圖2 氣隙剖面圖

感應(yīng)電機轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)帶動氣隙中空氣流動,使得溫度場與流體場耦合,用空氣的散熱系數(shù)來描述氣隙內(nèi)靜止區(qū)域氣體的熱交換能力,旋轉(zhuǎn)區(qū)域空氣的散熱系數(shù)表達為[21]:

(1)

Reg=πr0δ(n/60γ)

(2)

式中:η=r0/R1,r0為轉(zhuǎn)子鐵芯外徑,R1為定子鐵芯內(nèi)徑;δ為氣隙長度;n為電機轉(zhuǎn)速;γ為空氣運動黏度系數(shù)。

3 溫升仿真計算結(jié)果分析

3.1 網(wǎng)格無關(guān)性和模型驗證

為驗證網(wǎng)格無關(guān)性,分別使用數(shù)量為265×104、320×104、367×104和412×104這4種網(wǎng)格方案進行模擬計算,通過對比繞組溫升來選擇最優(yōu)網(wǎng)格數(shù)量。保證邊界條件相同,模擬結(jié)果如表2所示。

表2 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

當網(wǎng)格數(shù)由367×104增加至412×104時,繞組溫升變化僅有0.4 K,綜合考慮計算機性能及計算精度,最終選擇367×104網(wǎng)格進行后續(xù)計算,網(wǎng)格劃分情況如圖3所示。

圖3 網(wǎng)格劃分

為了證實模型和求解器的準確性,對該電機穩(wěn)定運行時溫升最高處(定子繞組處)進行溫升監(jiān)測,模擬得到定子繞組溫升為75.3 K,符合本文電機絕緣等級要求,廠家提供的樣機試驗[22]得到定子繞組溫升試驗值為78.8 K,兩者存在誤差為4.44%,在可接受誤差范圍內(nèi),因此證實模型和求解器合理。

3.2 樣機溫度場結(jié)果與分析

樣機溫度分布如圖4和圖5所示。

圖4 電機整體溫度分布 圖5 定子鐵芯溫度分布

由圖4和圖5可知,樣機定子部分溫升較高,最高溫升出現(xiàn)在定子繞組處為84.1 K,而電機兩端和轉(zhuǎn)子部分溫升相對較低。主要原因是冷卻空氣首先從電機一端進入進行冷卻,然后經(jīng)轉(zhuǎn)子軛部通風孔及氣隙進入電機內(nèi)部,直接冷卻轉(zhuǎn)子鐵芯,進而通過熱傳導(dǎo)方式間接冷卻定子鐵芯、轉(zhuǎn)子導(dǎo)條和定子繞組,此時電機整體溫度從電機進風區(qū)域沿軸向逐漸升高,這是由于冷卻空氣吸收熱量使自身溫度升高,冷卻能力逐漸降低。接近出風口處,由于鐵芯側(cè)面和繞組端部與冷卻空氣直接對流接觸,冷卻能力提升,溫度降低。

定子繞組溫度分布和定子繞組沿軸向溫升分布如圖6和圖7所示。從圖6、圖7中可得,定子繞組溫升沿軸向長度表現(xiàn)為先增大后減小規(guī)律,最大溫升位于靠近出風口端部位置,達到84.1 K。整體而言,靠近電機出風口端部位置定子內(nèi)外層繞組溫升相差較小,但是越靠近電機進風口處,內(nèi)層繞組溫升越小,這是因為冷卻空氣剛進入端部區(qū)域時,首先吹拂定子內(nèi)層繞組、冷卻效果好,冷卻空氣進入轉(zhuǎn)子軸向風道后雖然距離內(nèi)層繞組近,由于定子鐵芯部分沒有通風道,且此時冷卻空氣溫度較高,對內(nèi)外層繞組冷卻能力相差很小。

圖6 定子繞組溫度分布

圖7 定子繞組沿軸向溫升分布

3.3 混合通風冷卻結(jié)構(gòu)對電機溫升的影響

樣機溫度場的計算結(jié)果沒有超過電機的絕緣等級B的溫升限度,滿足設(shè)計要求,但軸向通風結(jié)構(gòu)的通風損耗較大、沿電機軸向溫度分布差異大,局部溫度過高。

因此,保持電機總體外部尺寸和鐵芯長度不變,提出在定/轉(zhuǎn)子鐵芯添加徑向風道方案,降低通風損耗,且提高溫度分布均勻性,根據(jù)其軸向與周向?qū)ΨQ原則,取電機周向1/6,軸向1/2區(qū)域作為其計算域物理模型,如圖8所示。

圖8 混合通風結(jié)構(gòu)電機物理模型

中型高壓電機通風槽鋼高度一般為6～10 mm,廠家規(guī)定每段鐵芯長為50～55 mm,這一方面取決于冷卻系統(tǒng)的冷卻能力和風阻,另一方面取決于設(shè)計加工影響。在此參數(shù)基礎(chǔ)上進行優(yōu)化研究,以獲得更合適的徑向風道高度及數(shù)量。根據(jù)通風槽鋼規(guī)格及廠家所給數(shù)據(jù),該類型電機徑向風道高度通常選為8 mm,徑向風道個數(shù)由鐵芯長度決定為13個。建立了徑向風道高度為6 mm、8 mm、10 mm和徑向風道數(shù)量為12個、13個、14個的三維仿真模型,各模擬模型的邊界條件除電機各部件損耗外都相同。電機所需風量為[23]

qv=∑Pn/cpρΔt

(3)

式中:qv為電機通風量;∑Pn為電機所產(chǎn)生的熱損耗;cp為空氣比熱容,cp=1.005 kJ/(kg·K);ρ為空氣密度,ρ=1.293 kg/m3;Δt為冷卻空氣通過電機后的溫升,一般可取15～20 K。

首先模擬計算徑向風道高度為8 mm、徑向風道數(shù)量為13個,通過計算得到電機所需風量為0.678 m3/s,根據(jù)冷卻風量和入口截面積可知入口風速為1.7 m/s,其它邊界條件與2.3節(jié)設(shè)置相同。

為了分析沿軸向徑向風道內(nèi)流體特性,分別取1號和7號徑向風道中心截面作為觀察面,其流速分布如圖9所示。

圖9 徑向風道內(nèi)流速分布

由圖9可知:

1) 沿軸向方向流體的速度分布趨勢一致,1號和7號風道流速最大值分別為27 m/s、39 m/s,即沿軸向方向電機中部流量最大,越靠近兩端流量越小。

2) 轉(zhuǎn)子部分冷卻空氣流速明顯大于定子部分,沿徑向,轉(zhuǎn)子冷卻空氣流速增大,在氣隙處達到最大值。

3) 因為定子通風槽鋼存在,定子部分的迎風面冷卻空氣流速大于背風面流速,但沿徑向方向流速變化不大。這是由于冷卻空氣從進風口流入電機端部及各徑向風道,轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生離心力,轉(zhuǎn)子部分內(nèi)流速沿徑向不斷增加,最大值位于氣隙處。定子部分受進風口流速及轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)影響較小,所以徑向上流速變化緩慢。

對比圖4與圖10,兩種方案都是電機繞組部分溫升最高,而電機轉(zhuǎn)子部分及端部溫升相對較低。但相較于樣機的軸向通風結(jié)構(gòu),混合通風結(jié)構(gòu)的電機整體溫度分布呈現(xiàn)以電機鐵芯為中心、兩端溫度對稱分布,且分布均勻。圖11表示定子鐵芯溫度分布,整體溫升變化不大,即鐵芯中間溫升低,兩端溫升高,最高溫升出現(xiàn)在靠近端部的位置,達82.2 K。

圖10 混合通風結(jié)構(gòu)電機整體溫度分布 圖11 混合通風結(jié)構(gòu)定子鐵芯溫度分布

由圖12、圖13可知,沿電機軸向,內(nèi)層繞組溫升呈現(xiàn)先增大后減小的特征,外層繞組為逐漸減小并趨于平緩,最大值在繞組端部處為88.3 K。離電機端部位置越近,內(nèi)層繞組溫升明顯低于外層繞組,靠近電機中間位置定子內(nèi)/外層繞組溫升相差不大,這是由于冷卻空氣剛進入電機端部氣腔時,首先吹拂定子內(nèi)層繞組,冷卻效果好,冷卻氣體進入徑向風道后雖然也是首先冷卻內(nèi)層繞組,但是定子徑向風道內(nèi)空間狹窄,并且此時冷卻氣體因吸收熱量溫度升高,對內(nèi)/外層繞組冷卻效果偏差較小。

圖12 混合通風結(jié)構(gòu)定子繞組溫度分布

圖13 混合通風結(jié)構(gòu)定子繞組沿軸向溫升分布

為評價量化兩種冷卻方案溫度分布均勻性,提出溫升均勻性系數(shù)η為

(4)

根據(jù)圖7和圖13中電機繞組沿軸向各點溫升,計算得軸向通風結(jié)構(gòu)電機與軸徑向混合通風結(jié)構(gòu)電機內(nèi)/外層繞組溫升均勻性系數(shù)如表3所示。

表3 兩種結(jié)構(gòu)溫升分布均勻性系數(shù)

由表3可知,混合通風結(jié)構(gòu)電機溫升分布較原電機均勻性大大提高,其中內(nèi)層繞組提升85.78%,外層繞組提升6.23%,且內(nèi)層繞組較外層繞組溫度分布均勻性更好。

當達到相同冷卻效果時,混合通風結(jié)構(gòu)所需總冷卻風量為0.678 m3/s,入口速度1.7m/s,壓降為324 Pa,而樣機所給定總冷卻風量為1.753 m3/s,入口速度5 m/s,壓降為3 892 Pa,混合通風結(jié)構(gòu)極大降低了壓降,減少通風損耗,且電機溫度分布更均勻,因此軸徑向混合通風結(jié)構(gòu)優(yōu)于樣機冷卻結(jié)構(gòu)。

3.4 徑向風道高度對電機溫升的影響

繼續(xù)選擇13個徑向風道,分析徑向風道高度對電機溫升的影響,模擬邊界條件除熱源外相同,包括入口速度和出口壓力等。徑向風道高度由通風槽鋼標準所決定,分別選為(高×寬)6 mm×3 mm、8 mm×4 mm、10 mm×4 mm,按電磁場理論分別計算不同徑向風道高度時電機各部分損耗,并作為熱源代入溫度場數(shù)值分析中,損耗如表4所示。

表4 不同徑向風道高度電機各部件損耗

同樣以電機整體最大溫升、定/轉(zhuǎn)子鐵芯平均溫升、定子繞組平均溫升為評價標準,分析比較徑向風道高度對電機溫升的影響,得出最優(yōu)冷卻效果的徑向風道高度。

由圖14可知,當徑向風道高度為6 mm時,電機整體最大溫升、定/轉(zhuǎn)子鐵芯平均溫升、繞組平均溫升均低于徑向風道高度為8 mm、10 mm對應(yīng)的溫升,且整體最大溫升相差最大,達到7.9 K,這是由于隨著徑向風道高度增大,流道面積變大,流動阻力減少,通風損耗也相應(yīng)降低,然而電機各部件損耗卻大幅增加,在總通風量不變的情況下,徑向風道高度為6 mm時電機損耗與流阻變化對溫升的影響達到最佳平衡,此時電機溫升最小,冷卻效果最好。分析表4和圖14,可知徑向風道高度對定子及繞組部分影響較大,因為該部分產(chǎn)生的損耗值相差大導(dǎo)致溫升差別較大,而對轉(zhuǎn)子部分影響較小。

圖14 徑向風道高度對電機各部件溫升影響

3.5 徑向風道數(shù)量對電機溫升的影響

基于軸徑向混合通風結(jié)構(gòu)電機,選擇最優(yōu)冷卻效果徑向風道高度6 mm,分析徑向風道數(shù)量對電機溫升的影響,模擬邊界條件與上節(jié)設(shè)置相同。而徑向風道數(shù)量由每段鐵芯軸向長度所決定,在保證鐵芯總長不變的情況下,徑向風道數(shù)量選擇為12、13、14個。按電磁場理論分別計算不同徑向風道數(shù)量時電機各部分損耗,并作為熱源代入溫度場數(shù)值分析中,損耗結(jié)果如表5所示。

表5 不同徑向風道數(shù)電機各部件損耗

以電機整體溫升、定/轉(zhuǎn)子鐵芯平均溫升、定子繞組平均溫升為評價標準,分析徑向風道數(shù)量對電機溫升的影響,得出最優(yōu)冷卻效果的徑向風道數(shù)量。

由圖15可知,當徑向風道數(shù)量為13時,電機整體最大溫升、定/轉(zhuǎn)子鐵芯平均溫升、繞組平均溫升均低于徑向風道數(shù)量為12、14,但電機整體最大溫升及各部件溫升相差較小,定子鐵芯平均溫升相差最大為1.8 K。這是由于不同徑向風道數(shù)量電機損耗相差小,差值在50 W以內(nèi),在相同總通風量的情況下,電機溫升變化較小,徑向風道數(shù)量為13時電機損耗與溫升達到最佳平衡,電機溫升最小,冷卻效果最好。

圖15 徑向風道數(shù)量對電機各部件溫升影響

上述分別分析了徑向風道數(shù)量、高度等單個因素對電機溫升影響,為了準確得到最佳冷卻方案,因此進一步對徑向風道高度及數(shù)量進行多因素結(jié)合分析,如圖16所示。

圖16 徑向風道高度及數(shù)量對電機各部件溫升影響

綜合圖16可知:1) 保證總通風量不變,當徑向風道高度為6 mm、徑向風道數(shù)量為13個時,繞組平均溫升最低為72.9 K,與其他結(jié)構(gòu)方案相比較,溫升最大減少8.8 K,冷卻性能提高10.8%。因為在此條件下電機各部件損耗值與其所需冷卻風量的關(guān)系達到臨界值,電機各部件平均溫升最低,冷卻效果最好。2) 徑向風道結(jié)構(gòu)參數(shù)對定子區(qū)域溫升影響較大,對轉(zhuǎn)子區(qū)域溫升影響較小,這是由于轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)導(dǎo)致轉(zhuǎn)子區(qū)域空氣流速大,但在定子區(qū)域流速較小,徑向風道參數(shù)變化對轉(zhuǎn)子區(qū)域流速影響遠遠小于轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)的影響,對定子區(qū)域流速影響較大。3) 徑向風道數(shù)量一定時,不同高度電機溫升相差最大為9.7 K,而徑向風道高度一定時,不同數(shù)量電機溫升相差最大為3.3 K,可知徑向風道高度對電機溫升影響明顯大于徑向風道數(shù)量,與兩者對電機內(nèi)部損耗和流阻的影響有較大關(guān)系。

4 結(jié)論

1) 相較軸向通風結(jié)構(gòu),軸徑向混合通風結(jié)構(gòu)降低了電機通風速度和壓降,又使得溫度分布更加均勻,在達到相同冷卻效果時,內(nèi)外層繞組均勻性分別提高了85.78%和6.23%。

2) 電機溫升達到穩(wěn)定后,定子區(qū)域溫升最高,溫度最高點位于定子繞組端部,定子鐵芯軛部溫升高于齒部;轉(zhuǎn)子區(qū)域溫升較低,且相差較小。

3) 基于軸徑向混合通風結(jié)構(gòu)電機,改變徑向風道高度及數(shù)量,可以改善電機不同徑向風道結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的損耗與流阻,達到降低電機溫升,提高冷卻效果的目的,且徑向風道高度對電機溫升的影響大于徑向風道數(shù)量。

4) 綜合考慮徑向風道高度和數(shù)量對電機溫升的影響,當高度為6 mm、數(shù)量為13個時,電機溫升最低,軸徑向混合通風結(jié)構(gòu)電機冷卻效果達到最佳。