高轉(zhuǎn)差異步發(fā)電機轉(zhuǎn)子的三維溫度場及旋轉(zhuǎn)熱管的應(yīng)用

魏靜微， 楊崑， 謝穎， 丁樹業(yè)

(哈爾濱理工大學(xué)電氣與電子工程學(xué)院，黑龍江哈爾濱150080)

0 引言

在百千瓦級風(fēng)力發(fā)電機中，為了減少控制環(huán)節(jié)，大都利用異步發(fā)電機。由于我國各風(fēng)能區(qū)域風(fēng)速變化大，即發(fā)電機輸出功率變化范圍大，希望發(fā)電機設(shè)計成高轉(zhuǎn)差異步發(fā)電機。高轉(zhuǎn)差異步發(fā)電機能使輸出功率波動減小，有利于風(fēng)力發(fā)電機和柴油發(fā)電機并聯(lián)運行，同時輸出功率變化時風(fēng)機的轉(zhuǎn)軸等受沖擊的機械應(yīng)力也大為減緩。

眾所周知，轉(zhuǎn)差的提高會使轉(zhuǎn)子鋁耗加大，這使原本就散熱困難的轉(zhuǎn)子和軸承的溫度增高。據(jù)風(fēng)力發(fā)電場觀察，發(fā)電機輸出功率變化是相當(dāng)大的，在超負(fù)荷運行時，轉(zhuǎn)子、轉(zhuǎn)軸及軸承的溫升常常要超過允許值，這對發(fā)電機的安全運行及運行壽命不利。

本文以一臺160kW－6極高轉(zhuǎn)差異步發(fā)電機為例，在轉(zhuǎn)子三維溫度場計算的同時分析了旋轉(zhuǎn)熱管散熱器的應(yīng)用，從而使電機轉(zhuǎn)子及軸承溫升在150%負(fù)荷情況仍在允許范圍之內(nèi)，以證明應(yīng)用旋轉(zhuǎn)熱管散熱是解決高轉(zhuǎn)差異步風(fēng)力發(fā)電機轉(zhuǎn)子、轉(zhuǎn)軸及軸承過熱的有效措施。

1 轉(zhuǎn)子溫度場計算模型

1.1高轉(zhuǎn)差異步發(fā)電機結(jié)構(gòu)

高轉(zhuǎn)差異步發(fā)電機截面結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示。電機轉(zhuǎn)軸內(nèi)設(shè)計了軸向旋轉(zhuǎn)傳熱管［1］，轉(zhuǎn)子熱量由旋轉(zhuǎn)熱管散熱器傳遞到電機外部。

圖1 電機截面結(jié)構(gòu)示意圖Fig．1 Cross-section diagram

1.2 計算區(qū)域及基本假定

由于電機轉(zhuǎn)軸內(nèi)設(shè)計了軸向旋轉(zhuǎn)傳熱管，溫度場計算長度方向取轉(zhuǎn)子整個軸向長度為溫度場計算區(qū)域，徑向方向求解域為轉(zhuǎn)子整個齒槽，如圖2所示。

計算時基本假定如下:

1)考慮到轉(zhuǎn)軸中空并加入冷卻液冷卻，認(rèn)為熱傳遞是由轉(zhuǎn)子表面?zhèn)飨蜣D(zhuǎn)軸中心方向;

2)由于空氣隙中空氣傳熱效果低，熱管中冷卻液溫度低，認(rèn)為定轉(zhuǎn)子之間沒有熱傳遞;

3)轉(zhuǎn)子表面的諧波損耗、空氣摩擦損耗計入雜散損耗且只集中在轉(zhuǎn)子表面;

4)其他機械損耗可按照消耗在轉(zhuǎn)子內(nèi)考慮;

5)S1、S2分別為轉(zhuǎn)子兩個齒的中心面，為絕熱面，統(tǒng)一表示為SΙ;而 S3、S4為轉(zhuǎn)子鐵心表面，S5為氣隙表面，二者均為對流散熱面，用S∏表示。

圖2 轉(zhuǎn)子三維溫度場求解域Fig．2 Solved region of 3D temperature field

圖3 轉(zhuǎn)子剖分圖Fig．3 Grid mesh of the rotor

1.3 溫度場求解的邊值問題

計算區(qū)域穩(wěn)態(tài)溫度場求解的數(shù)學(xué)模型可以表達(dá)邊值問題［2－5］為

式中:λx、λy、λz為沿 x、y、z方向的導(dǎo)熱系數(shù);q 為熱流密度;T為散熱面的表面溫度;T0為散熱面的周圍介質(zhì)溫度;α為散熱面的散熱系數(shù)。

相應(yīng)的等價泛函數(shù)為

2 溫度場熱源與換熱系數(shù)的確定

2.1 轉(zhuǎn)子導(dǎo)條及端環(huán)的鋁耗

考慮到異步發(fā)電機結(jié)構(gòu)細(xì)長，根據(jù)電磁計算可得出轉(zhuǎn)子導(dǎo)條與端環(huán)的電流密度，并把端環(huán)損耗計入導(dǎo)條中，則轉(zhuǎn)子導(dǎo)條的損耗為

式中:Ne為轉(zhuǎn)子導(dǎo)條單元數(shù);JT為單位感應(yīng)電流密度;Δe為導(dǎo)條剖分單元面積;Lef為鐵心長度。

2.2 轉(zhuǎn)子表面損耗及機械損耗

考慮到機械損耗計算缺乏準(zhǔn)確性，特參考異步發(fā)電機的實驗數(shù)據(jù)，將轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)時產(chǎn)生的風(fēng)摩損耗，定子各次相帶諧波及齒諧波磁動勢等，在轉(zhuǎn)子表面產(chǎn)生的各種損耗均計入轉(zhuǎn)子表面損耗，并換算成單位體積損耗，即生熱率。而機械損耗的另一部分則計入轉(zhuǎn)子內(nèi)。

2.3 表面換熱系數(shù)

當(dāng)導(dǎo)條與轉(zhuǎn)子槽間隙很小時，轉(zhuǎn)子表面(即氣隙)及轉(zhuǎn)子端環(huán)與空氣熱能部分認(rèn)為熱阻較大，即換熱系數(shù)為零．而認(rèn)為轉(zhuǎn)子與轉(zhuǎn)軸之間間隙δ2≈0，即轉(zhuǎn)子與轉(zhuǎn)軸之間的傳熱系數(shù)也為無窮大。

3 轉(zhuǎn)子溫度場計算

根據(jù)電磁計算得出電機額定運行時各部分損耗值，將其轉(zhuǎn)化為各部分的生熱率，其中以轉(zhuǎn)子導(dǎo)條及端環(huán)鋁耗、轉(zhuǎn)子表面損耗及機械損耗作為該電機轉(zhuǎn)子溫度場發(fā)熱的熱源［6］，如表1所示。

表1 電機各部分損耗及生熱率Table 1 The loss and heatngeneration rate

應(yīng)用ANSYS有限元軟件對額定功率160kW－6高轉(zhuǎn)差異步發(fā)電機進(jìn)行了三維溫度場［7－9］計算并得到轉(zhuǎn)子溫度分布如圖4～圖6所示。

通過計算轉(zhuǎn)子在轉(zhuǎn)速(1120 r/min、1230 r/min、1 500 r/min)下的三維溫度場分布圖。分析以上3種工況場圖可以得出以下結(jié)論:

1)溫度場最高溫度點(深色部位)主要位于轉(zhuǎn)子內(nèi)側(cè)靠近轉(zhuǎn)軸處。首先，這個部位溫度高是主要因為這部分的線速度最低，對流散熱系數(shù)小，不易于散熱。

2)溫度最高點還有部分出現(xiàn)在槽口。因為這是在電機運行過程中，轉(zhuǎn)子導(dǎo)條是電機的主要熱源所在處，而且這個部位與氣隙接觸的面積小，不容易散熱。

3)軸向來看，整個轉(zhuǎn)子對稱，溫度場分布沿軸向近似對稱。這里產(chǎn)生的不對稱原因可能是因為在選擇剖分模型時，選擇了八節(jié)點六面體自由剖分，難免會造成疏密不均勻。

4)比較幾種工況可以得出，當(dāng)轉(zhuǎn)速增大時，溫度會增加。因為轉(zhuǎn)速升高，轉(zhuǎn)差率增大，轉(zhuǎn)子鋁耗增大，發(fā)熱更多。

4 旋轉(zhuǎn)熱管散熱器的應(yīng)用

電機中應(yīng)用的旋轉(zhuǎn)熱管由管殼、工質(zhì)和翅片構(gòu)成。管殼內(nèi)壁帶有一定的錐角，制作時需將管內(nèi)抽成真空，然后充入工質(zhì)再密封，工質(zhì)便以氣、液兩態(tài)分布于熱管中。旋轉(zhuǎn)熱管可分為蒸發(fā)段、絕熱段和冷凝段。當(dāng)蒸發(fā)段受熱，工質(zhì)就蒸發(fā)成氣態(tài)，同時吸收氣化潛熱，熱管兩端形成一定的壓差。氣態(tài)工質(zhì)沿中間通道從蒸發(fā)段通過絕熱段流到冷凝段，在冷凝段凝結(jié)為液體，并放出氣化潛熱，熱量由熱管冷凝段傳至翅片，然后由風(fēng)扇將熱量排出電機外，由于離心力的作用，液態(tài)工質(zhì)沿帶錐角的內(nèi)壁受到往蒸發(fā)段的回流力，回流到蒸發(fā)段，繼續(xù)蒸發(fā)，如此循環(huán)［10］。

當(dāng)轉(zhuǎn)軸內(nèi)徑、溫度計算完成后，可以根據(jù)軸承溫度要求設(shè)計熱管散熱器。在高轉(zhuǎn)差電機內(nèi)，將轉(zhuǎn)軸作為熱管，直接使用低碳鋼轉(zhuǎn)軸，工質(zhì)使用氨或蒸餾水。其中電機軸與轉(zhuǎn)子接觸部分為蒸發(fā)段，長度為le;電機軸伸出部分為冷凝段，長度為lc;中間部分為絕熱段，其余各部分尺寸如圖7所示。

圖7 旋轉(zhuǎn)熱管散熱器Fig．7 Rotating heat tube

旋轉(zhuǎn)熱管換熱器的傳熱過程與電路相似，可以用熱阻來表示熱路徑的傳熱能力，即

式中:R為總熱阻;ΔT為總溫度差;Q為需熱管傳遞的總熱量。

1)可得各段傳熱途徑熱阻分別為:

1)熱管蒸發(fā)段管壁徑向熱阻及汽化熱阻R1、R2分別為

式中:λ為管殼材料的導(dǎo)熱系數(shù);α'為蒸發(fā)段傳熱系數(shù)。

2)蒸汽軸向流動傳熱熱阻為R3，由于相對于其他阻很小，可忽略不計。

3)冷卻段冷卻熱阻及管壁向外傳熱熱阻R4，R5分別為

式中β為冷凝傳熱系數(shù)。

4)冷凝器外壁像空間散熱熱阻及冷卻器通過翅片向空氣傳熱熱阻R6、R7分別為

式中:A1為去掉翅片后管壁面積;h0為管壁向外的傳熱系數(shù);m為翅片數(shù)目;hf為翅片的平均傳熱系數(shù);Af為翅片總面積;ηf為翅片效率。

根據(jù)旋轉(zhuǎn)熱管工作原理和傳熱學(xué)理論，得到其等效熱路圖，如圖8所示。

圖8 等效熱路圖Fig．8 Eqvivalent heat circuit

根據(jù)圖8可求得總熱阻，對風(fēng)扇的選擇應(yīng)與風(fēng)扇散掉的熱量及所需維持的溫度有關(guān)，根據(jù)電機的發(fā)熱情況和需要保持的溫度選擇風(fēng)扇翅片的直徑及翅片數(shù)量。由于熱阻和熱流密度均與溫度有關(guān)，所以上述計算必須用迭代計算。

應(yīng)用上述方法對160kW—6極高轉(zhuǎn)差異步發(fā)電機旋轉(zhuǎn)熱管散熱器進(jìn)行了設(shè)計及轉(zhuǎn)軸、軸承的溫度計算。結(jié)果比較如表2所示。

表2 額定工況下旋轉(zhuǎn)熱管器設(shè)計值與仿真值的比較Table 2 Comparison of the simulation results with the experiment results at rated power operation

5 結(jié)論

1)通過對典型樣機三維溫度場計算可以看出，高轉(zhuǎn)差異步發(fā)電機在非額定運行時轉(zhuǎn)子及轉(zhuǎn)軸溫度較高，遠(yuǎn)遠(yuǎn)超出軸承允許溫度，對其使用壽命有較大影響;

2)為解決轉(zhuǎn)子、轉(zhuǎn)軸及軸承的過熱問題，在轉(zhuǎn)軸中合理設(shè)計旋轉(zhuǎn)熱管，可以降低轉(zhuǎn)子溫度至允許范圍，證明該方法是可應(yīng)用于工程實際的一種有效散熱措施。

參考文獻(xiàn):

［1］ 魏永田，孟大偉，溫嘉斌．電機內(nèi)熱交換［M］．北京:機械工業(yè)出版社，1998:376－378．

［2］ 孟大偉，劉瑜，徐永明．潛油電機轉(zhuǎn)子三維溫度場分析與計算［J］．電機與控制學(xué)報，2009，13(3):367 －370．MENG Dawei，LIU Yu，XU Yongming．Analysis and calculation of 3D temperature filed of submersible motor rotor［J］．Electric Machines and Control，2009，13(3):367 －370．

［3］ 溫嘉斌，許明宇．防爆型水冷電機內(nèi)換熱與溫度場計算［J］．電機與控制學(xué)報，2009，13(3):393－397．WEN Jiabin，XU Mingyu．Calculation on heat exchange and temperature field in water-cooled explosion-proof motor［J］．Electric Machines and Control，2009，13(3):393 －397．

［4］ 李廣德，付剛，何文秀．大型水輪發(fā)電機定子三維溫度場計算［J］．大電機技術(shù)，2000，4(2):1 －5．LI Guangde，F(xiàn)U Gang，HE Wenxiu．The calculation of three dimension temperature field on large hydrogenerators stator［J］．Large Electric Machine and Hydraulic Turbine，2000，4(2):1－5．

［5］ 黃東洙，沈稼豐，侯云鵬．高壓防爆電機定子三維溫度場的計算與分析［J］．防爆電機．2002(4):11－13．HUANG Dongzhu，SHEN Jiafeng，HOU Yunpeng．Calculation and analysis of three dimensional temperature field of the stator of high voltage explosion proof motor［J］．Exoplosion－Proof Electric Machine，2002(4):11 －13．

［6］ CANNISTRA G，LABINI M S，BLASI F．A thermal transient finite-element study to connect suitable loads to an induction motor［C］//1996 Mediterranean Electrotechnical Conference，May 13－16，1996，Bari，Italy．1996，1:294 －296．

［7］ BOGLIETTI A，CAVAGNINO A，PASTORELLI M，et al．Thermal analysis of induction and synchronous reluctance motors［C］//2005 IEEE International Conference on Electric Machines and Drives，May 15 － 18，2005，San Antonio，USA．2005:1592－1597．

［8］ 張大為，湯蘊璆，遲速，等．大型水輪發(fā)電機定子最熱段三維溫度場的有限元計算［J］．哈爾濱電工學(xué)院學(xué)報，1992，15(3):186－194．ZHANG Dawei，TANG Yunqiu，CHI Su，et al．The calculation of 3D temperature field in the hottest region of hydroelectric generator stator by FE method［J］．Journal of Harbin Institute of Electrical Technology，1992，15(3):186 －194．

［9］ 李偉力，侯云鵬，周封，等．汽輪發(fā)電機徑切兩向統(tǒng)轉(zhuǎn)子溫度場的計算方法［J］．中國電機工程學(xué)報，2000，20(8):74 －78．LI Weili，HOU Yunpeng，ZHOU Feng，et al．Calculating method of rotor temperature fields of turbo generator with radial and tangential air cooling system［J］．Proceedings of the CSEE，2000，20(8):74－78．

［10］ 張鵬洲，謝雅莉，魏永田．應(yīng)用旋轉(zhuǎn)熱管調(diào)壓調(diào)速電機溫度場計算［J］．電機與控制學(xué)報，1997，1(2):112－117．ZHANG Pengzhou，XIE Yali，WEI Yongtian．The calculation of temperature field of variable voltage-adjustable speed electric machine with rotating heat tube［J］．Electric Machines and Control，1997，1(2):112 －117．