YKK中型高壓異步電動(dòng)機(jī)換熱分析與冷卻器優(yōu)化

溫嘉斌, 鄭軍, 于喜偉

(1.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;2.南陽(yáng)防爆電機(jī)廠,河南南陽(yáng)473000)

YKK中型高壓異步電動(dòng)機(jī)換熱分析與冷卻器優(yōu)化

溫嘉斌1, 鄭軍1, 于喜偉2

(1.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;2.南陽(yáng)防爆電機(jī)廠,河南南陽(yáng)473000)

為了提高電機(jī)的散熱性能,改善電機(jī)的溫升條件,本文采用數(shù)值分析的方法對(duì)電機(jī)冷卻器的冷卻性能加以優(yōu)化。對(duì)于YKK結(jié)構(gòu)的封閉式交流異步電動(dòng)機(jī),因其結(jié)構(gòu)特點(diǎn),溫升一直是設(shè)計(jì)時(shí)需要關(guān)注的重點(diǎn)問(wèn)題之一。首先,以YKK450-4、800 kW中型高壓異步電機(jī)為例,建立電機(jī)冷卻器的三維物理模型和數(shù)學(xué)模型,給出假設(shè)條件和邊界條件,并進(jìn)行數(shù)值分析,得到了冷卻器的流體場(chǎng)和溫度場(chǎng)是分布云圖;其次,通過(guò)改變檔風(fēng)板的個(gè)數(shù)及位置、增加導(dǎo)風(fēng)板并改變其位置,找到其最優(yōu)值;最后,對(duì)冷卻器進(jìn)行重新建模,經(jīng)過(guò)數(shù)值分析發(fā)現(xiàn)冷卻器的性能有了明顯的改善,為以后冷卻器的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)。

中型高壓異步電動(dòng)機(jī);冷卻器;流體場(chǎng);溫度場(chǎng);優(yōu)化設(shè)計(jì)

0 引 言

YKK系列中型高壓異步電動(dòng)機(jī)廣泛應(yīng)用于冶金、電力、化工及水處理等場(chǎng)合。該系列電機(jī)具有高效、節(jié)能、起動(dòng)力矩大、過(guò)載能力強(qiáng)、噪音低、振動(dòng)小及運(yùn)行可靠等特點(diǎn)。電機(jī)運(yùn)行的可靠性是考察電機(jī)性能好壞的重要指標(biāo),而對(duì)電機(jī)運(yùn)行可靠性的評(píng)判又主要體現(xiàn)在電機(jī)運(yùn)行過(guò)程中的溫升問(wèn)題。電機(jī)內(nèi)溫升過(guò)大,會(huì)導(dǎo)致絕緣出現(xiàn)分層、脫殼、老化等現(xiàn)象,從而使絕緣的介電性能下降引起絕緣的損壞,引發(fā)電機(jī)內(nèi)部的各種放電、短路故障,最終導(dǎo)致電機(jī)燒毀［1］。通過(guò)分析電機(jī)的實(shí)際運(yùn)行狀態(tài),準(zhǔn)確描述電機(jī)內(nèi)各部件溫度場(chǎng)的分布,為電機(jī)故障的實(shí)時(shí)預(yù)警和診斷提供可靠的依據(jù);并還可以與一些優(yōu)化設(shè)計(jì)理論相結(jié)合。在冷卻器的優(yōu)化設(shè)計(jì)中可以采用兩種方法。一種是做風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)［2］,其可信度高但是成本較大;另一種方是利用計(jì)算機(jī)做仿真分析來(lái)對(duì)冷卻器進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。本文采用第二種方法,這樣不但可以節(jié)約生產(chǎn)成本,還可以減少樣機(jī)的制造周期,具有重要的意義。

1 冷卻器物理模型與數(shù)學(xué)模型

YKK450-4、800 kW電動(dòng)機(jī)通風(fēng)結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 電機(jī)通風(fēng)結(jié)構(gòu)Fig.1 Ventilation system of them otor

圖1 所示電機(jī)內(nèi)風(fēng)路采用密閉循環(huán)結(jié)構(gòu),內(nèi)部安裝擋風(fēng)板對(duì)流體流動(dòng)方向進(jìn)行約束,在電機(jī)左側(cè)安裝一個(gè)離心式風(fēng)扇,通過(guò)離心式風(fēng)扇產(chǎn)生足夠大的壓強(qiáng)迫使內(nèi)風(fēng)路氣體進(jìn)行循環(huán)流動(dòng)。內(nèi)風(fēng)路氣體依次經(jīng)過(guò)定子端部、軸向通風(fēng)溝、轉(zhuǎn)子徑向通風(fēng)溝、氣隙、定子徑向通風(fēng)溝、內(nèi)風(fēng)扇、冷卻器,最后回到定子端部形成一個(gè)封閉的循環(huán)系統(tǒng)。圖中虛線箭頭所指方向?yàn)閮?nèi)風(fēng)路氣體的流動(dòng)方向。為了將內(nèi)風(fēng)路氣體冷卻,在電機(jī)外部安裝離心式風(fēng)扇,使溫度較低的大氣進(jìn)人冷卻管從而達(dá)到冷卻內(nèi)風(fēng)路氣體的目的。外風(fēng)路冷卻氣體的流動(dòng)方向?yàn)榇髿?、外風(fēng)扇、冷卻器人風(fēng)筒、冷卻管最后回到大氣。圖中實(shí)線箭頭所指方向?yàn)橥怙L(fēng)路氣體流動(dòng)方向。

1.1 冷卻器區(qū)域流體場(chǎng)物理模型

本文電機(jī)的冷卻器有713根冷卻管,冷卻管排列示意圖如圖2所示。

圖2 冷卻管排列方式Fig.2 Cooling arrangement

冷卻器由冷卻管、人風(fēng)筒、擋風(fēng)板組成。本文中將對(duì)冷卻器的擋風(fēng)板和人風(fēng)筒進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì),將擋風(fēng)板的個(gè)數(shù)由1個(gè)增加到3個(gè),在人風(fēng)筒處增加導(dǎo)風(fēng)板并且改變斜板的角度,從而減小渦流的產(chǎn)生。冷卻器系統(tǒng)的整體模型如圖3所示。

圖3 冷卻器物理模型Fig.3 Physicalmodel of cooler

1.2 基本假設(shè)和邊界條件

1.2.1 基本假設(shè)

1)計(jì)算區(qū)域內(nèi)的雷諾數(shù)很大,流動(dòng)屬于湍流,即采用湍流模型［7］;

2)常壓下空氣冷卻的電機(jī),忽略流體域內(nèi)流體的浮力和重力的影響［7］;

3)流體流速遠(yuǎn)小于聲速,即把電機(jī)內(nèi)流體作為不可壓縮流體處理［7］;

4)僅研究冷卻器內(nèi)流體場(chǎng)與溫度場(chǎng)的穩(wěn)定狀態(tài),即定常流動(dòng),因而方程中不含有時(shí)間項(xiàng)［8］。

1.2.2 邊界條件

1)外風(fēng)路人口速度為4.7 m/s(人口處5個(gè)點(diǎn)速度的平均值),人口溫度為22.0℃(室溫),采用速度人口;外風(fēng)路出口采用壓力出口;

2)內(nèi)風(fēng)路人口速度為6.0 m/s(人口處測(cè)出3個(gè)點(diǎn)速度的平均值),人口溫度為80.0℃(人口處測(cè)量8個(gè)點(diǎn)溫度的平均值),采用速度人口;內(nèi)風(fēng)路可以計(jì)算出電機(jī)外殼表面的對(duì)流換熱系數(shù)為30W/(m2·k)。

1.3 冷卻器區(qū)域流體場(chǎng)數(shù)學(xué)模型

流體流動(dòng)所遵循的物理定律是建立流體運(yùn)動(dòng)基本方程組的依據(jù)。這些定律包括質(zhì)量守恒、能量守恒和動(dòng)量守恒［3］三大定律。

質(zhì)量守恒方程為出口采用壓力出口;

3)所有流體和固體的交界面設(shè)置為藕合壁面,冷卻器外殼和外界空氣對(duì)流換熱,根據(jù)電機(jī)外殼內(nèi)壁的風(fēng)速v(m/s)和電機(jī)外殼表面的溫度θ(K),即

動(dòng)量守恒方程為

式中:p為流體微元體上的壓力;τxx、τxy和τxz為粘性應(yīng)力τ沿x、y和z方向的分量;Fx、Fy和Fz為微元體上的體積力。

因?yàn)楸疚脑O(shè)計(jì)到溫度場(chǎng)計(jì)算,還需要能量守恒方程和牛頓冷卻定律及表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)。

能量守恒方程為

式中:keff=kt+k為有效導(dǎo)熱系數(shù);Jj'為組分j'的擴(kuò)散系數(shù)動(dòng)能耗散率;方程右邊為導(dǎo)熱項(xiàng)、組分?jǐn)U散項(xiàng)和粘性耗散項(xiàng);Sh是化學(xué)反應(yīng)熱和其它體積熱源。

牛頓冷卻定律表達(dá)式［4,10］為

式中:Φ為單位時(shí)間通過(guò)面積A對(duì)流熱流量;Tw為固體表面絕對(duì)溫度;T為流體平均溫度;A為傳熱表面積;q為對(duì)流換熱熱流面積;α為對(duì)流傳熱系數(shù)［W/(m2·K)］。

在Fluent中進(jìn)行數(shù)值分析時(shí),采用標(biāo)準(zhǔn)模型,其湍流方程［5］為式中:k為湍動(dòng)能;ε為湍動(dòng)能耗散率;μi為i方向速度;μ為動(dòng)力粘度;Gk為由于平均速度梯度引起的湍動(dòng)能k的產(chǎn)生項(xiàng),Gb是由于浮力引起的湍動(dòng)能k的產(chǎn)生項(xiàng),YM代表可壓湍流中脈動(dòng)擴(kuò)張的貢獻(xiàn),Sk和Sε為自定義的源項(xiàng);μt為湍動(dòng)粘度［6］,可以表示成k和ε的函數(shù),即μt=ρCμ在Fluent中取經(jīng)驗(yàn)值C1ε=1.44,C2ε=1.92,C3ε=0.09;湍動(dòng)能k與耗散率ε的湍流普朗特?cái)?shù)分別為σk=1.0,σε=1.3。

2 冷卻器區(qū)域流體場(chǎng)溫度場(chǎng)耦合計(jì)算

2.1 原冷卻器區(qū)域流體場(chǎng)與溫度場(chǎng)計(jì)算

由于冷卻器有713根冷卻鋁管且整體尺寸較大,在進(jìn)行網(wǎng)格剖分和數(shù)值計(jì)算時(shí)對(duì)計(jì)算機(jī)的內(nèi)存和運(yùn)算有很大的要求,因?yàn)槔鋮s器的結(jié)構(gòu)是對(duì)稱的,所以本文選取1/9的冷卻器進(jìn)行建模計(jì)算分析。整個(gè)計(jì)算區(qū)域剖分約290萬(wàn)個(gè)單元,370萬(wàn)個(gè)節(jié)點(diǎn)。因?yàn)楸疚囊獙?duì)冷卻管的表面散熱情況進(jìn)行分析,所以對(duì)其采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格剖分,剖分后的模型如圖4所示。

圖4 計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格剖分Fig.4 Computational domain mesh dissection

剖分、定義邊界條件后,數(shù)值計(jì)算后得到冷卻器的溫度云圖如圖5所示、速度矢量圖如圖6所示、流體跡線圖如圖7所示和外管壁對(duì)流傳熱系數(shù)如圖8所示。

圖5 截面的溫度圖Fig.5 The temperature distribution of a section

圖6 截面的速度矢量圖Fig.6 The vector velocity of a section

圖7 截面的流體跡線圖Fig.7 Computational domain mesh dissection

圖8 鋁管內(nèi)表面對(duì)流傳熱系數(shù)圖Fig.8 A lum inum inner surface convective heat transfer coefficient

從圖5中可以看出內(nèi)風(fēng)路人口溫度最高達(dá)到80.0℃,經(jīng)過(guò)與冷卻管接觸,在內(nèi)風(fēng)路出口的溫度降低到52.5℃,外風(fēng)路的低溫氣體經(jīng)過(guò)冷卻器后由22.0℃升高到51.0℃。但是從冷卻管溫度分布圖可以看出其溫度升高的不是很多,說(shuō)明冷卻空氣沒(méi)有得到充分的利用。從圖6中看出人風(fēng)筒區(qū)域的流體進(jìn)人冷卻管后流速增大,這是由于流體流動(dòng)的截面積突然變小造成的,流量不變,流速增大。從圖7中看出A處有明顯的渦流出現(xiàn),這將會(huì)導(dǎo)致能量損失加大并且產(chǎn)生很大的噪音［9］,但是擋風(fēng)板處回流的存在有助于熱空氣與冷卻管的接觸,使內(nèi)風(fēng)路溫度降低。從圖8中可以看出在內(nèi)、外風(fēng)路人口處的對(duì)流傳熱系數(shù)比較大,這是因?yàn)榭諝鈩傔M(jìn)人冷卻管,流速突然增大,流速增加又會(huì)使流體內(nèi)部相對(duì)運(yùn)動(dòng)加強(qiáng),從而使對(duì)流作用加強(qiáng),也就使對(duì)流換熱加強(qiáng),對(duì)流換熱系數(shù)增大［10］。

為驗(yàn)證數(shù)值分析合理性,對(duì)YKK450-4、800 kW電機(jī)進(jìn)行試驗(yàn)對(duì)比,使電機(jī)工作在額定功率下,達(dá)到穩(wěn)定運(yùn)行時(shí),測(cè)得多組數(shù)據(jù)來(lái)進(jìn)行求取平均值作為實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)。其中外風(fēng)路出口處的風(fēng)速共測(cè)15個(gè)點(diǎn)。表1中給出的試驗(yàn)數(shù)據(jù)與數(shù)值計(jì)算結(jié)果的對(duì)比圖。

表1 實(shí)驗(yàn)與數(shù)值分析對(duì)比Table 1 The contrast of experience and numerical analysis

2.2 對(duì)冷卻器優(yōu)化設(shè)計(jì)計(jì)算

從原冷卻器模型中可以看到冷卻管的冷卻空氣沒(méi)有被充分的利用;經(jīng)過(guò)分析后,增加導(dǎo)風(fēng)板來(lái)均衡分配每層管的流量;減少人風(fēng)筒直角的使用可以明顯減少渦流的產(chǎn)生?；诖吮疚膶?duì)冷卻器進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。改變結(jié)構(gòu)后的冷卻器物理模型如圖9所示。將擋風(fēng)板的個(gè)數(shù)由1塊變?yōu)?塊,即增加擋板1和3,將原擋板上移變?yōu)閾醢?,對(duì)各個(gè)部分的優(yōu)化設(shè)計(jì)進(jìn)行分別做如下闡述。

圖9 優(yōu)化后的模型Fig.9 Themodel of optim ization

2.2.1 對(duì)導(dǎo)風(fēng)板的優(yōu)化

增添一個(gè)導(dǎo)風(fēng)板,并將導(dǎo)風(fēng)板在原有的基礎(chǔ)上分別上移20、40、60和80 mm。分別建模進(jìn)行數(shù)值分析計(jì)算,得出上移40mm時(shí)各層流量分配比較均勻。各層流量分配對(duì)比圖如圖10所示,內(nèi)風(fēng)路出口溫度對(duì)比如圖11所示。從圖10中可以看出改進(jìn)后冷卻管人口的流量分配更加均勻,這樣會(huì)使得管壁散熱效果更好。在圖11中能夠看出導(dǎo)風(fēng)板上移40mm時(shí)內(nèi)風(fēng)路出口有所降低,溫度為51.5℃。

圖10 各層流量分配對(duì)比Fig.10 Contrast flow distribution layers

圖11 內(nèi)風(fēng)路出口溫度對(duì)比Fig.11 Contrast of the inner air duct outlet temperature

再將導(dǎo)風(fēng)板在原有的基礎(chǔ)上分別外移10、20、30和40 mm。重新建模進(jìn)行對(duì)比分析得出將導(dǎo)風(fēng)板外移30mm時(shí)溫度下降教明顯,原因是改變導(dǎo)風(fēng)板的位置后,從流體跡線圖進(jìn)行對(duì)比分析得出將導(dǎo)風(fēng)板外移30 mm時(shí)使渦流明顯減少,能量損失減少,進(jìn)而溫度下降,其值為50.8℃。內(nèi)風(fēng)路出對(duì)溫度對(duì)比圖如圖12所示。

圖12 導(dǎo)風(fēng)板右移溫度對(duì)比圖Fig.12 Contrast of temperature of the wind deflector right

2.2.2 對(duì)擋板的優(yōu)化

優(yōu)化前的冷卻器模型只有一塊擋風(fēng)板,內(nèi)風(fēng)路出來(lái)的風(fēng)沒(méi)有得到充分的冷卻,所以將擋風(fēng)板改成3塊,如圖9所示。改變模型后進(jìn)行數(shù)值計(jì)算分析,內(nèi)風(fēng)路的出口溫度有明顯的降低,改進(jìn)前后溫度對(duì)比圖如圖13所示。從圖中可以看到溫度降到50.2℃。但是通過(guò)數(shù)值分析后發(fā)現(xiàn)內(nèi)風(fēng)路人口所需要的靜壓會(huì)提高,所以要想辦法將內(nèi)風(fēng)路人口所需靜壓強(qiáng)減小。在圖9中將3塊擋板標(biāo)號(hào)以便區(qū)分,首先擋板3的位置保持不變,改變擋板1的位置,并且使擋板2始終處于擋板1和3的中間位置。將擋板1從內(nèi)人口的右端點(diǎn)依次右移70、140和210mm。計(jì)算后發(fā)現(xiàn)改變擋板的位置對(duì)內(nèi)風(fēng)路出口溫度幾乎沒(méi)有影響,只對(duì)內(nèi)風(fēng)路人口所需要的靜壓有很大的影響。對(duì)比圖如圖14所示。從圖中看出將擋板1右移210mm時(shí)所需要的靜壓強(qiáng)最小為2 776.8 Pa。

圖13 增加擋板個(gè)數(shù)溫度對(duì)比圖Fig.13 Contrast of tem perature at increased the number of baffles

圖14 減靜壓對(duì)比圖Fig.14 Contrast of the less static pressure

2.2.3 對(duì)冷卻器直角形狀的優(yōu)化

流體在流動(dòng)過(guò)程中,除了與管壁之間的摩擦阻力以外,由于管道形狀、尺寸變化或發(fā)生某些障礙時(shí),流體質(zhì)點(diǎn)之間的相對(duì)速度、方向?qū)l(fā)生變化,碰撞將加劇,便產(chǎn)生一定的能量損失［10］。

以壓力降的形式表示為

式中:ζ表示局部阻力系數(shù);ζ'表示風(fēng)阻系數(shù);Z表示風(fēng)阻。

電機(jī)冷卻系統(tǒng)內(nèi),局部損失占很大比重,因此局部阻力系數(shù)ζ對(duì)電機(jī)通風(fēng)是必不可少的。本文將圖中畫(huà)圈的M處的斜板用M'處的圓弧板來(lái)代替,這樣可以使ζ降低,從改進(jìn)后的流體跡線圖中能夠看到M'處的渦流有明顯的減少。斜板改變前后的對(duì)比圖如圖15所示。

圖15 改變斜板形狀對(duì)比圖Fig.15 Contrast of changed the inclined p late shape

2.3 對(duì)冷卻器綜合優(yōu)化設(shè)計(jì)結(jié)果分析

經(jīng)過(guò)上文對(duì)冷卻器結(jié)構(gòu)的改變,按照各個(gè)部分的最優(yōu)值方法設(shè)計(jì)出冷卻器的物理模型,如表2所示。在Fluent數(shù)值迭代后,得到溫度云圖如圖16所示、速度矢量圖如圖17所示、流體跡線圖如圖18所示和內(nèi)管壁傳熱系數(shù)如圖19所示。

表2 整體優(yōu)化前后對(duì)比Table 2 The contrast result of holistic optim ization

圖16 改進(jìn)后截面溫度圖Fig.16 Improved of tem perature distribution of a section

圖17 改進(jìn)后速度矢量圖Fig.17 Improved of vector velocity of a section

圖18 改進(jìn)后的流體跡線圖Fig.18 Improved of fluid traces of a section

圖19 改進(jìn)后的內(nèi)管壁傳熱系數(shù)Fig.19 Improved of alum inum inner surface convective heat transfer coefficient

改進(jìn)后冷卻器內(nèi)風(fēng)路出口溫度為49.2℃,外風(fēng)路出口溫度升高到54.9℃,內(nèi)風(fēng)路人口所需要的靜壓為2 776.8 Pa。內(nèi)風(fēng)路出口的溫度較改變前降低了3.3℃,外風(fēng)路出口的溫度升高了3.9℃,較原結(jié)構(gòu)有明顯的改善。從速度矢量圖中可以看到改進(jìn)后冷卻管中的流速大于改進(jìn)前的,這是因?yàn)閷⑷孙L(fēng)筒中的渦流減少,從而使能量損失降低,速度增大,流速的增大會(huì)使得冷空氣快速流動(dòng)帶走更多的熱量。從流體跡線圖中可以看到A'上下處的渦流明顯減少,這有助于減少噪音和能量的損失。通過(guò)管壁傳熱系數(shù)分布圖中我們可以看到增加擋板的個(gè)數(shù)使得熱空氣與冷卻管進(jìn)行對(duì)流換熱的次數(shù)增加,熱空氣和冷卻管能夠更加充分接觸,平均的對(duì)流傳熱系數(shù)較改變模型前有很大的提高,從而將內(nèi)風(fēng)路出口溫度降的更低。

3 結(jié) 論

1)通過(guò)數(shù)值分析計(jì)算得到冷卻器內(nèi)外風(fēng)路的流體場(chǎng)和溫度場(chǎng)分布,從中可以看出人風(fēng)筒渦流較大,能量損失大、噪音大。經(jīng)改進(jìn)后渦流減少,能量損失減少,冷卻管中流速提高,使冷卻管能夠帶走更多的熱量,從而提高冷卻器的散熱性能;

2)改變擋風(fēng)板的個(gè)數(shù)能夠明顯的改善內(nèi)風(fēng)路出口的溫度,并且通過(guò)改變擋板的位置能夠減少內(nèi)風(fēng)路人口所需要的靜壓;

3)通過(guò)本文分析得出,在以后設(shè)計(jì)模型時(shí)要避免直角和尖角的出現(xiàn)盡量用平滑的圓弧來(lái)代替,這樣可以減少渦流的產(chǎn)生。

［1］ 張新波,許承千,楊紅.電機(jī)內(nèi)冷卻器換熱效果的綜合計(jì)算［J］.電工技術(shù)學(xué)報(bào),1998,8:8-9. ZHANG Xinbo,XU Chengqian,YANG Hong.Consolidation of themotor cooler of effectof heat transfer［J］.Transaction of China Electrotechnical Society,1998,8:8-9.

［2］ NAKAHAMA Takafumi,BISWAS Debasish,KAWANO Koichiro,et al.Improved cooling performance of largemoors using fans［J］. IEEE Transactions on Energe Conversion,2006,21(2):324 -331.

［3］ 王福軍.計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)分析CFD軟件原理與應(yīng)用［M］.北京:清華大學(xué)出版社,2004:7-10.

［4］ 孟大偉,溫嘉斌,魏永田,等.雙層筒結(jié)構(gòu)燈泡式水輪發(fā)電機(jī)熱交換與肋優(yōu)化計(jì)算［J］.電工技術(shù)學(xué)報(bào).1998,13(1):18-22. MENG Dawei,WEN Jiabin,WEIYongtian,et al.Heat exchange and rib optimal calculation for bulb tubular turbine generator with layer structure［J］.Transaction of China Electrotechnical Society,1998,13(1):18-22.

［5］ 江帆,黃鵬.Fluent高級(jí)應(yīng)用與實(shí)力分析［M］.北京:清華大學(xué)出版社,2008:13-15.

［6］ 陶文銓.數(shù)值傳熱學(xué)［M］.第2版.西安:西安交通大學(xué)出版社,2001:348-350.

［7］ 路義萍,豐帆,孫明琦,等.同步電機(jī)定子與氣隙流場(chǎng)數(shù)值計(jì)算與分析［J］.電機(jī)與控制學(xué)報(bào),2011,15(8):47-51. LU Yiping,FENG Fan,SUN Mingqi,et al.Numerical calculation and analysis of fluid flow field of stator and gap of a synchronousmachine［J］.Electric Machines and Control,2011,15(8): 47-51.

［8］ 李偉力,楊雪峰,顧德寶,等.多風(fēng)路空冷汽輪發(fā)電機(jī)定子內(nèi)流體場(chǎng)與傳熱藕合計(jì)算與分析［J］.電工技術(shù)學(xué)報(bào),2009,24 (12):24-30. LIWeili,YANG Xuefeng,GU Debao,et al.Stator windy road in the air-cooled heat transfer fluid field and coupling calculation and analysis［J］.Transaction of China Electrotechnical Society,2009,24(12):24-30.

［9］ 孟大偉,何金澤,夏云彥.箱式Y(jié)JKK緊湊型中型高壓電動(dòng)機(jī)全域流體預(yù)測(cè)［J］.電機(jī)與控制學(xué)報(bào),2012,16(12):66-71. MENG Dawei,HE Jinze,XIA Yunyan.All-around fluid forecast research of the compactmedium size high voltagemotor［J］.Electric Machines and Control,2012,16(12):66-71.

［10］ 魏永田,孟大偉,溫嘉斌.電機(jī)內(nèi)熱交換［M］.北京:機(jī)械工業(yè)出版社,1998:146-148,190-205.

(編輯:劉琳琳)

Heat transfer analysis and cooler optim ization of YKK medium size high voltage asynchronousmotor

WEN Jia-bin1, ZHENG Jun1, YU Xi-wei2
(1.College of Electrical&Electronic Engineering,Harbin University of Science and Technology,Harbin 150080,China; 2.Nanyang Explosion Protection Group Co.,LTD,Nanyang 473000,China)

In order to improve the thermal dissipating performance of themotor and to improve the conditions of themotor temperature rise,a numerical analysismethod was applied to optimize the cooling performance of the motor cooler.For AC induction motor YKK closed structure,because of its structural characteristics,the temperature rise is one of key points of the design that is concerned.Firstly,taking a YKK450-4,800kW medium size high voltage asynchronousmotor was taken as an example.By creating its3D physical andmathematicalmodel of cooler of themotor and giving its basic assumptions and boundary conditions according to CFD theories,the fluid field and temperature field were calculated and analyzed,and their contours of cooler were shown.Secondly,by changing the numbers and the positions of the windshields,increasing the deflector and change its position,its optimal valueswere got.Finally,the cooler was remodeled.Numerical analysis shows that the performance of cooler is significantly improved,which provides theoretical basis for optimizing future design of cooler.

medium size high voltage asynchronousmotors;cooler;flow field;temperature field;optimal design

10.15938/j.emc.2015.09.005

TM 301.4

A

1007-449X(2015)09-0033-07

2014-05-21

國(guó)家自然科學(xué)基金(51275137)

溫嘉斌(1961—),男,博士,教授,研究方向?yàn)殡姍C(jī)冷卻技術(shù)、電機(jī)及電機(jī)控制;鄭 軍(1989—),男,碩士研究生,研究方向?yàn)殡姍C(jī)多物理場(chǎng)藕合分析計(jì)算;于喜偉(1986—),男,博士,工程師,研究方向?yàn)楦邏寒惒诫姍C(jī)設(shè)計(jì)。

溫嘉斌