撐塊變化對(duì)凸極同步電動(dòng)機(jī)熱流場(chǎng)影響

路義萍, 任智達(dá), 韓家德, 湯璐, 李夢(mèng)啟

(1.哈爾濱理工大學(xué)機(jī)械動(dòng)力工程學(xué)院,黑龍江哈爾濱150080;2.哈爾濱電氣動(dòng)力裝備有限公司,黑龍江哈爾濱150040)

撐塊變化對(duì)凸極同步電動(dòng)機(jī)熱流場(chǎng)影響

路義萍1, 任智達(dá)1, 韓家德1, 湯璐1, 李夢(mèng)啟2

(1.哈爾濱理工大學(xué)機(jī)械動(dòng)力工程學(xué)院,黑龍江哈爾濱150080;2.哈爾濱電氣動(dòng)力裝備有限公司,黑龍江哈爾濱150040)

針對(duì)電動(dòng)機(jī)單機(jī)容量不斷增大,電磁負(fù)荷隨之提高,電機(jī)內(nèi)部發(fā)熱量增長(zhǎng)的顯著問(wèn)題,研究了凸極電機(jī)典型部件撐塊布置對(duì)電機(jī)熱流場(chǎng)的影響。在滿足強(qiáng)度要求的前提下,以國(guó)內(nèi)較大容量的40 MW空冷凸極同步電動(dòng)機(jī)為研究對(duì)象,采用基于計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(computational fluid dynamics,CFD)原理的有限體積法,求解三維湍流流動(dòng)及傳熱控制方程,得到三撐塊布置下,整機(jī)1/8三維流場(chǎng)及轉(zhuǎn)子溫度場(chǎng)分布特點(diǎn),對(duì)比分析了撐塊不同結(jié)構(gòu)、數(shù)量和相對(duì)位置下的流量分布特點(diǎn)以及轉(zhuǎn)子固體部件溫度分布規(guī)律。結(jié)果表明,端部第一撐塊位置后移,更利于定子部分的冷卻。結(jié)論可為大容量凸極電動(dòng)機(jī)通風(fēng)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供參考和指導(dǎo)。

撐塊;轉(zhuǎn)子;熱流場(chǎng);數(shù)值模擬;凸極同步電動(dòng)機(jī)

0 引 言

凸極同步電動(dòng)機(jī)具有結(jié)構(gòu)堅(jiān)固、控制靈活、制造成本低等優(yōu)點(diǎn),已廣泛應(yīng)用于壓縮機(jī)、水泵、鼓風(fēng)機(jī)、金屬和煤炭行業(yè)中的提升機(jī)等大功率機(jī)械設(shè)備的驅(qū)動(dòng)以及微型原件和控制設(shè)備領(lǐng)域。

近年來(lái),隨各種電機(jī)(包括空冷汽輪發(fā)電機(jī)［1］、水輪發(fā)電機(jī)［2］、隱極電動(dòng)機(jī)［3］及凸極電動(dòng)機(jī)［4］)容量增大,為保證安全可靠運(yùn)行,電磁場(chǎng)、流體場(chǎng)及溫度場(chǎng)等研究受到廣泛重視,雖然電磁場(chǎng)研究相對(duì)成熟,因其決定損耗分布,電磁場(chǎng)研究也是非常必要的。關(guān)于凸極電動(dòng)機(jī)方面:如溫志偉等建立了實(shí)心磁極同步電動(dòng)機(jī)直接起動(dòng)時(shí)電磁場(chǎng)動(dòng)態(tài)仿真數(shù)學(xué)分析模型,采用場(chǎng)路藕合法,計(jì)算了電機(jī)脈動(dòng)轉(zhuǎn)矩以及起動(dòng)時(shí)間［5］;丁樹(shù)業(yè)等利用電磁場(chǎng)理論和變分法建立了凸極同步電動(dòng)機(jī)起動(dòng)時(shí)二維電磁場(chǎng)的數(shù)學(xué)模型,采用有限元法計(jì)算了起動(dòng)過(guò)程中電機(jī)內(nèi)溫度場(chǎng)隨時(shí)間分布［6］;金龍飛等介紹了一種凸極同步電動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子瞬態(tài)溫升的測(cè)量新技術(shù)［7］;張穎輝基于Visual C++語(yǔ)言設(shè)計(jì)將無(wú)刷凸極同步電動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)過(guò)程編寫(xiě)為程序語(yǔ)言,實(shí)現(xiàn)了優(yōu)化設(shè)計(jì)和起動(dòng)仿真［8］;路義萍等采用有限體積法研究了凸極同步電動(dòng)機(jī)穩(wěn)態(tài)額定運(yùn)行工況下的流場(chǎng)及溫度場(chǎng)［9］,分析了電機(jī)內(nèi)冷卻空氣的流量分布比例及溫度分布特點(diǎn),指出了峰值溫度位置［10］;A S Bornschlegell等采用基于Matlab的優(yōu)化算法和等效風(fēng)路法相結(jié)合的方法,對(duì)功率為9MW凸極電機(jī)進(jìn)行了熱優(yōu)化,指出遺傳算法較適合與電機(jī)內(nèi)的強(qiáng)烈非線性模型優(yōu)化問(wèn)題［11］; M Shanel等采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)中的有限體積法,研究了各種湍流模型對(duì)凸極電機(jī)流場(chǎng)計(jì)算的準(zhǔn)確性等問(wèn)題,證明了采用有限體積法進(jìn)行電機(jī)內(nèi)流場(chǎng)溫度場(chǎng)計(jì)算的可靠性［4］。凸極同步電動(dòng)機(jī)與隱極電機(jī)相比典型結(jié)構(gòu)是磁極之間需要用導(dǎo)熱性能較好(鋁)的撐板或撐塊,將勵(lì)磁繞組壓緊以增強(qiáng)繞組的機(jī)械強(qiáng)度和緊固性,同時(shí)避免高速旋轉(zhuǎn)時(shí)甩出,闕善材等分析了電機(jī)交流耐壓試驗(yàn)過(guò)程中存在的撐塊和極間出現(xiàn)的拉弧現(xiàn)象,給出了增加此磁極絕緣伸出長(zhǎng)度等處理措施［12］;湘潭電機(jī)股份有限公司發(fā)明了一種相鄰兩磁極通過(guò)撐塊固定,撐塊與磁極固定后,撐塊與磁極間為凹形的非實(shí)心結(jié)構(gòu),預(yù)留了通風(fēng)空間以利于轉(zhuǎn)子散熱［13］;上海電機(jī)廠為解決普遍存在的凸極同步電機(jī)轉(zhuǎn)子溫升過(guò)高問(wèn)題,發(fā)明了在撐塊下部螺釘兩側(cè)靠近相鄰磁極的托班下方沿軸向開(kāi)設(shè)兩矩形通風(fēng)槽,以強(qiáng)化根部的通風(fēng)散熱［14］。關(guān)于凸極電動(dòng)機(jī)撐塊溫度場(chǎng)方面的定量的理論及數(shù)值模擬研究未見(jiàn)報(bào)道。綜上所述,由于凸極同步電動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子磁極繞組間必須布置撐塊結(jié)構(gòu)以滿足強(qiáng)度要求,撐塊布置的數(shù)量、位置及形狀是影響凸極電機(jī)流場(chǎng)及溫度場(chǎng)的最主要因素之一。本文以某廠正在研發(fā)的40MW凸極同步電動(dòng)機(jī)為研究對(duì)象,建立了的僅撐塊結(jié)構(gòu)、數(shù)量變化的兩種整機(jī)八分之一結(jié)構(gòu)的物理模型,基于有限體積法,在轉(zhuǎn)速為1 500 r/min的額定工況下,進(jìn)行定轉(zhuǎn)子三維湍流流場(chǎng)、轉(zhuǎn)子三維流場(chǎng)、溫度場(chǎng)藕合計(jì)算,通過(guò)對(duì)比定量分析了撐塊位置與數(shù)量變化對(duì)電機(jī)內(nèi)部定轉(zhuǎn)子流場(chǎng)及溫度場(chǎng)的影響,確定了轉(zhuǎn)子峰值溫度較低的轉(zhuǎn)子撐塊數(shù)量及位置,為同類凸極電動(dòng)機(jī)通風(fēng)方案中撐塊布置提供理論依據(jù)。

1 物理模型

本文以目前功率較大的40 MW凸極同步電動(dòng)機(jī)為例進(jìn)行研究,該電機(jī)內(nèi)冷卻介質(zhì)為空氣,空氣經(jīng)軸流風(fēng)扇加壓后由兩端沿軸向?qū)ΨQ流人電機(jī)開(kāi)始循環(huán),電機(jī)內(nèi)部空氣沿3個(gè)路徑進(jìn)行冷卻:一部分空氣流向轉(zhuǎn)子端部,隨轉(zhuǎn)子高速旋轉(zhuǎn)的同時(shí)繞流過(guò)撐塊沿軸向向前,沖刷繞組、肋片表面,冷卻轉(zhuǎn)子直段,然后由磁極間甩出,流人氣隙;一部分空氣直接流人氣隙,一邊沿軸向冷卻極靴表面一邊與轉(zhuǎn)子磁極間隙甩出的空氣混合進(jìn)人定子36排風(fēng)溝,繼續(xù)冷卻定子各徑向風(fēng)溝,然后流人定子背部;還有一部分空氣直接流經(jīng)并冷卻定子端部繞組、壓板、壓指等結(jié)構(gòu)后流人定子背部。各路空氣在定子背部匯合后,可通過(guò)機(jī)座環(huán)板上圓孔相互流通,并流人冷卻器進(jìn)行降溫處理,然后又經(jīng)風(fēng)扇加壓完成循環(huán),以三撐塊結(jié)構(gòu)為例的通風(fēng)系統(tǒng)見(jiàn)CAD圖1。

圖1 凸極電動(dòng)機(jī)半軸向段通風(fēng)系統(tǒng)示意圖Fig.1 Diagram of half axial segment of a salient pole synchronousmotor ventilation system

考慮布置撐塊是凸極電機(jī)的典型結(jié)構(gòu),隨容量增大,撐塊數(shù)量增多,為了得到轉(zhuǎn)子峰值溫度較低的通風(fēng)結(jié)構(gòu)布置,研究了撐塊數(shù)量及位置變化對(duì)電機(jī)流場(chǎng)與溫度場(chǎng)的影響。本文分別建立了兩種撐塊結(jié)構(gòu)下包括轉(zhuǎn)子主軸、磁極、繞組、絕緣、磁極散熱肋片、撐塊、極靴,氣隙等的完整轉(zhuǎn)子模型以及定子部分的通風(fēng)冷卻結(jié)構(gòu)。由于電機(jī)軸向左右結(jié)構(gòu)對(duì)稱,并且采用軸向?qū)ΨQ通風(fēng)方式,冷卻空氣沿圓周方向以90°為流體運(yùn)動(dòng)周期,所以取電機(jī)軸向1/2,周向1/4的整機(jī)結(jié)構(gòu)(即整機(jī)1/8)為物理模型合理,見(jiàn)圖2。在電動(dòng)機(jī)通風(fēng)系統(tǒng)中,對(duì)各部分流量分配及流速、壓力大小起決定性作用的是流動(dòng)阻力(包括局部阻力和沿程阻力),電機(jī)尺寸確定后沿程阻力基本不變,流通面積越小處,則局部阻力越大。電動(dòng)機(jī)定子機(jī)座環(huán)板(圖1中部件8)通風(fēng)孔直徑較小,數(shù)量較少,其局部阻力遠(yuǎn)大于定子端部繞組中的局部空氣流阻,所以在物理模型中,忽略了定子端部繞組結(jié)構(gòu),該簡(jiǎn)化并不會(huì)改變電機(jī)內(nèi)部整體的空氣流動(dòng)特性。

圖2 電動(dòng)機(jī)計(jì)算域模型框線圖Fig.2 W ireframe of com putational domain ofmotor

為了清晰示出轉(zhuǎn)子的兩種撐塊布置及結(jié)構(gòu)特點(diǎn),圖3為轉(zhuǎn)子部件結(jié)構(gòu)局部放大圖。圖3(a)為三撐塊結(jié)構(gòu),3個(gè)撐塊完全相同,與主絕緣接觸處的撐塊軸向尺寸為140mm,相鄰的主絕緣總長(zhǎng)沿軸向占轉(zhuǎn)子直段比約為24.53%。端部撐塊與4～9#定子徑向風(fēng)溝對(duì)應(yīng),中間撐塊關(guān)于軸向15～18#風(fēng)溝中心面對(duì)稱位置左右,計(jì)算域中取其一半結(jié)構(gòu);考慮27MW凸極同步電動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子極間布置三撐塊結(jié)構(gòu),轉(zhuǎn)子峰值溫度位于中心對(duì)稱面繞組中［10］,該處撐塊位于中心對(duì)稱面,繞組不與空氣直接接觸,熱量須經(jīng)主絕緣與撐塊內(nèi)部導(dǎo)熱傳遞至撐塊表面,經(jīng)由表面對(duì)流傳熱才能把熱量帶走,于是為了使中心對(duì)稱面處散熱肋片與空氣直接接觸,減少熱阻,在滿足強(qiáng)度計(jì)算的前提下,把撐塊數(shù)量改為4個(gè),見(jiàn)圖3(b),中心對(duì)稱面處無(wú)撐塊,沿軸向均布,大小、結(jié)構(gòu)完全相同,體積變小,計(jì)算域內(nèi)撐塊沿軸向位置分別對(duì)應(yīng)3～7#和 12～16#定子徑向風(fēng)溝,位置前移;與之相接觸的絕緣層厚度及撐塊軸向尺寸之和(140+70=105×2)沿軸向占主絕緣總長(zhǎng)度比率不變,保持撐塊與磁極間導(dǎo)熱環(huán)節(jié)的導(dǎo)熱熱組不變。

圖3 轉(zhuǎn)子部件局部放大圖Fig.3 Partial enlarged draw ing of rotor parts

2 數(shù)學(xué)模型及求解條件

2.1 基本假設(shè)

1)流體在電機(jī)內(nèi)部流動(dòng),重力作用遠(yuǎn)小于離心力、科氏力等作用,忽略重力對(duì)空氣流動(dòng)的影響;

2)電動(dòng)機(jī)內(nèi)空氣流速遠(yuǎn)小于聲速,即馬赫數(shù)小于1,可認(rèn)為流體不可壓縮,不考慮密度變化;

3)根據(jù)廠商提供的配套風(fēng)扇風(fēng)壓,經(jīng)試算,空氣在電動(dòng)機(jī)內(nèi)循環(huán)過(guò)程中,Re≥8 000,處于湍流狀態(tài)且流動(dòng)恒定,本文僅研究穩(wěn)態(tài);

4)轉(zhuǎn)子磁極上繞組疊片中的銅層與絕緣層厚度相差很大,給網(wǎng)格劃分帶來(lái)很大困難,將銅繞組主體的間隔層疊結(jié)構(gòu)作為一個(gè)整體對(duì)待,需要的物性參數(shù)按徑向厚度比加權(quán)平均算得,其中,散熱肋片部分單獨(dú)分組,仍然按照銅材料處理。

2.2 數(shù)學(xué)模型

電動(dòng)機(jī)內(nèi)空氣恒定流動(dòng),處于湍流狀態(tài)且不可壓縮,流場(chǎng)計(jì)算時(shí)采用穩(wěn)態(tài)流動(dòng)控制方程組,包括質(zhì)量守恒方程及動(dòng)量守恒方程式(1)、式(2),絕對(duì)速度矢量u與相對(duì)速度矢量ur的關(guān)系式(3)［10］有

式中:ρ為密度;Ω為旋轉(zhuǎn)角速度矢量;r為轉(zhuǎn)動(dòng)坐標(biāo)系中微元體的位置矢量;ρ(2Ω×ur+Ω×Ω×r)為科里奧里力;F、τ分別為體積力、表面粘性應(yīng)力;p為壓力;u、v、w為絕對(duì)速度矢量u在3個(gè)坐標(biāo)軸方向的速度分量。

三維固定直角坐標(biāo)系下,描寫(xiě)湍流問(wèn)題的控制方程組,包括質(zhì)量守恒方程、動(dòng)量守恒方程,標(biāo)準(zhǔn)k-ε兩方程模型及湍流粘度計(jì)算式,見(jiàn)文獻(xiàn)［15］。

欲求得轉(zhuǎn)子區(qū)域固體部件和冷卻流體的溫度分布,必須先聯(lián)立描述流場(chǎng)控制方程組,計(jì)算固定與旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下的空氣速度場(chǎng),得到收斂解,在冷態(tài)流場(chǎng)計(jì)算基礎(chǔ)上增加能量方程及溫度邊界條件,見(jiàn)文獻(xiàn)［10］。

2.3 求解條件及網(wǎng)格劃分

假定電機(jī)內(nèi)冷卻流體不可壓縮,采用基于壓力的分離隱式求解器,湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε兩方程模型,方程離散采用二階迎風(fēng)格式,壓力速度藕合選用SIMPLE算法。電機(jī)內(nèi)部換熱方式只有導(dǎo)熱和強(qiáng)制對(duì)流換熱,不考慮熱輻射問(wèn)題,沿主流方向的對(duì)流擴(kuò)散問(wèn)題微分方程屬于步進(jìn)型［14］。冷卻介質(zhì)為空氣,考慮風(fēng)摩損耗等,設(shè)定人口空氣溫度為50℃。在轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速為1 500 r/min的額定工況下,根據(jù)Flowmaster軟件計(jì)算得到的風(fēng)扇后人口與定子出口(即冷卻器人口)表壓分別為2 131 Pa、245 Pa,額定電流下,經(jīng)電磁場(chǎng)計(jì)算得到的整機(jī)轉(zhuǎn)子銅耗、極靴表面雜散損耗分別為76.9 kW、27.63 kW,以上數(shù)據(jù)廠商提供。經(jīng)換算,三撐塊結(jié)構(gòu)銅繞組、肋片、極靴表面熱源值分別為220936.28,240608.69,1364698.32W/m3,其中銅繞組內(nèi)熱源由純銅熱源按照徑向尺寸調(diào)和平均得出。由于兩種撐塊結(jié)構(gòu)及大小不同,使四撐塊結(jié)構(gòu)時(shí)繞組總體積與散熱片體積比不同于三撐塊結(jié)構(gòu),導(dǎo)致其銅繞組、肋片熱源值略有變化,分別為221 020.9,240 700.9W/m3,極靴表面熱源值不變。

計(jì)算過(guò)程中,認(rèn)為電動(dòng)機(jī)內(nèi)各種材料物性參數(shù)均為常數(shù),其中銅繞組、銅肋片、撐塊、絕緣、鍛鋼的熱導(dǎo)率分別為350.14、387.6、202.4、0.22、31.8,單位均為W/(m·K)。軸向中心面設(shè)置為對(duì)稱邊界條件,圓周方向0°和90°邊界設(shè)置為周期性邊界條件,轉(zhuǎn)子區(qū)域所有流體與固體壁面交界處系統(tǒng)自動(dòng)默認(rèn)為藕合對(duì)流邊界,對(duì)流換熱系數(shù)不需設(shè)定,由換熱微分方程求得［15］。除以上邊界條件外的所有外邊界面均為固體壁面類型。

計(jì)算時(shí)采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法處理近壁面區(qū)域,近壁面第一個(gè)網(wǎng)格高度y+滿足所用函數(shù)要求。經(jīng)多次修改網(wǎng)格類型和逐步加密網(wǎng)格并試算,獲得整機(jī)1/8三維冷態(tài)流場(chǎng)及轉(zhuǎn)子湍流流動(dòng)與傳熱藕合計(jì)算的網(wǎng)格獨(dú)立收斂解。

3 數(shù)值模擬結(jié)果及分析

3.1 結(jié)果準(zhǔn)確性分析

由凸極同步電動(dòng)機(jī)三撐塊結(jié)構(gòu)冷卻風(fēng)量計(jì)算結(jié)果經(jīng)過(guò)換算得到整機(jī)總空氣流量為26.868m3/s,制造廠家聘用某電機(jī)研究所采用通風(fēng)系統(tǒng)一維網(wǎng)絡(luò)分析法算得相同結(jié)構(gòu)及工況下電機(jī)冷卻空氣體積流量為25.78m3/s,兩種方法總空氣量相對(duì)誤差為-4.05%,誤差在10%以內(nèi),此外,電機(jī)出廠前樣機(jī)采用熱阻法測(cè)得的轉(zhuǎn)子繞組平均溫度為78℃,數(shù)值模擬得到的繞組體平均溫度為68℃,誤差為12.8%,誤差在15%以內(nèi),說(shuō)明模擬結(jié)果較準(zhǔn)確。

由于電機(jī)內(nèi)流場(chǎng)與溫度場(chǎng)的強(qiáng)烈非線性,獲得其解析解不可能,此外大功率電機(jī)出廠前或?qū)嶒?yàn)室內(nèi)旋轉(zhuǎn)體內(nèi)部流場(chǎng)、溫度場(chǎng)測(cè)試?yán)щy,實(shí)驗(yàn)測(cè)量數(shù)據(jù)極其匿乏,國(guó)內(nèi)外電機(jī)研發(fā)過(guò)程中常采用電機(jī)通風(fēng)系統(tǒng)一維網(wǎng)絡(luò)分析法與CFD(computational fluid dynamics)方法協(xié)同仿真,使其在產(chǎn)品制造前發(fā)揮重要作用［1、4、11］,本文目的是通過(guò)三維數(shù)值計(jì)算,實(shí)現(xiàn)精細(xì)化通風(fēng)研發(fā)。

3.2 撐塊變化對(duì)流場(chǎng)及溫度場(chǎng)的影響

3.2.1 撐塊數(shù)量及位置變化影響

在上述條件下,經(jīng)CFD三維湍流流場(chǎng)計(jì)算并整理得到三、四兩種撐塊結(jié)構(gòu)時(shí)計(jì)算域內(nèi)的冷卻空氣人口流量分別為3.358與3.163,單位m3/s,說(shuō)明撐塊數(shù)量增多時(shí),端部撐塊軸向位置前移,更靠近風(fēng)扇,風(fēng)扇吸人電機(jī)的空氣沿磁極軸向流動(dòng)后很快遇到撐塊阻擋,需繞流過(guò)的撐塊數(shù)量增多,風(fēng)阻加大,使進(jìn)人電機(jī)的總冷卻空氣量減少,對(duì)電機(jī)冷卻不利,與理論分析一致。

為了更直觀的看出電機(jī)內(nèi)部空氣流動(dòng)特點(diǎn),圖4示出了兩種撐塊結(jié)構(gòu)下電機(jī)45°截面的轉(zhuǎn)子與氣隙部分空氣速度分布圖。由圖4可知,三撐塊結(jié)構(gòu)中,風(fēng)扇后人口處風(fēng)速為19m/s左右,空氣進(jìn)人轉(zhuǎn)子磁極間軸向風(fēng)道第一撐塊前流速增大至45m/s,兩撐塊間,流速為103m/s,兩撐塊上方流通截面積小,風(fēng)速較大,分別是116m/s、96m/s;而四撐塊轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)旋轉(zhuǎn)吸流作用變小,相同位置處空氣速度均低于上述速度數(shù)值,但差異不大,然而,第二撐塊后部中心對(duì)稱面區(qū)域的磁極間散熱匝表面空氣速度為84m/s,與三撐塊比速度減小近五分之一,并沒(méi)有強(qiáng)化對(duì)流傳熱。

圖4 兩種布置下電機(jī)45°截面空氣速度分布云圖Fig.4 Air velocity contour of 45°section under two kinds of structure

定子端部及鐵心段背部空氣流速均較低在0～12.93m/s之間,圖5為通過(guò)流場(chǎng)計(jì)算得到的三、四撐塊結(jié)構(gòu)下流人各定子徑向風(fēng)溝的冷卻空氣體積流量分布圖,橫坐標(biāo)為徑向風(fēng)溝標(biāo)號(hào),依次標(biāo)記為1～18號(hào),其中18號(hào)為中心對(duì)稱面處風(fēng)溝標(biāo)號(hào)。

圖5 定子徑向風(fēng)溝內(nèi)空氣量隨撐塊變化曲線Fig.5 Flow rate of each stator radial duct variation w ith the support block

由圖5可知,極間撐塊位置及數(shù)量直接影響定子徑向風(fēng)溝中冷卻空氣量沿軸向分布,從而影響相應(yīng)位置的定子線棒冷卻效果及絕緣溫度。三、四兩種撐塊結(jié)構(gòu)下定子徑向風(fēng)溝風(fēng)量分布規(guī)律趨勢(shì)相同,均是位于第一撐塊前部的約1～3號(hào)定子徑向風(fēng)溝中進(jìn)人的空氣流量變化較小,位于第一撐塊上方位置的定子徑向風(fēng)溝中,沿軸向流人的冷卻空氣量先急聚減小,然后急聚增大,三、四兩種撐塊布置的中間位置上方對(duì)應(yīng)的定子第6、5號(hào)風(fēng)溝處進(jìn)人的空氣流量均達(dá)到最小值;當(dāng)空氣進(jìn)人第二撐塊表面前的磁極間隙中,上方風(fēng)溝中沿軸向進(jìn)人的空氣量增大顯著,均為中心對(duì)稱面處風(fēng)溝風(fēng)量最大。由于定子部分熱源、通風(fēng)結(jié)構(gòu)均相同,由上述分析可知,轉(zhuǎn)子三撐塊結(jié)構(gòu)時(shí),定子風(fēng)溝中進(jìn)人的冷卻空氣量多,相比之下,風(fēng)速大,換熱強(qiáng);不需溫度場(chǎng)計(jì)算,即可判斷出,三撐塊布置對(duì)定子繞組整體散熱有利。第一撐塊上方正對(duì)的定子風(fēng)溝冷卻最差。

由于轉(zhuǎn)子部分三撐塊改為四撐塊后,磁極附近速度場(chǎng)變化不顯著,磁極上熱量的散出是依靠多個(gè)環(huán)節(jié)的導(dǎo)熱和對(duì)流串并聯(lián)過(guò)程,無(wú)法直觀綜合判斷出峰值溫度的相對(duì)高低,為此進(jìn)行了轉(zhuǎn)子溫度場(chǎng)計(jì)算。算得三撐塊比四撐塊轉(zhuǎn)子峰值溫度低(數(shù)值分別為122.89℃、123.72℃),不超溫,且均位于周向0°角背風(fēng)側(cè)軸向中心對(duì)稱面處的繞組中,圖6給出了三撐塊布置時(shí)轉(zhuǎn)子固體部件的溫度分布云圖以及繞組、肋片、主絕緣單個(gè)部件的溫度分布圖,四撐塊時(shí)溫度分布規(guī)律相同,僅溫度數(shù)值發(fā)生變化。

圖6 三撐塊結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)子固體部件溫度分布云圖Fig.6 Temperature distribution contour of solid rotor partsw ith three support blocks

圖中數(shù)字文本標(biāo)出的均為各部件最高溫度值。極靴、主絕緣、肋片與繞組等部件溫度均沿軸向持續(xù)升高,最高溫度位置均在中心對(duì)稱面處。由于高速旋轉(zhuǎn)時(shí)對(duì)流換熱面迎風(fēng)側(cè)風(fēng)速高于背風(fēng)側(cè),所以0°與90°角位置的磁極繞組和散熱匝肋片溫度有差異,三撐塊結(jié)構(gòu)中迎風(fēng)側(cè)、背風(fēng)側(cè)的肋片壁面最高溫度分別為113.98℃和120.25℃,四撐塊結(jié)構(gòu)中相應(yīng)位置肋片溫度分別是114.52、122.61℃,均高于三撐塊結(jié)構(gòu)。轉(zhuǎn)子磁極中銅繞組產(chǎn)生的損耗主要靠熱傳導(dǎo)經(jīng)三路傳遞,一路傳到肋片表面,另一路經(jīng)主絕緣傳遞給磁極向溫度較低的主軸或極靴傳遞,第三路經(jīng)主絕緣、撐塊后部絕緣再傳導(dǎo)到撐塊中,氣隙與磁極中的空氣再以對(duì)流換熱方式把與之相鄰的固體中的熱量帶走。四撐塊時(shí),撐塊之間肋片表面的對(duì)流空氣區(qū)增加至5個(gè),雖然中心對(duì)稱面處散熱肋片與空氣直接接觸,但由于該處空氣擾動(dòng)不強(qiáng)(風(fēng)速84m/s低于103 m/s),對(duì)流換熱效果沒(méi)有增強(qiáng),在磁極繞組損耗相同的條件下,空氣對(duì)流帶走的磁極繞組中的熱量不及三撐塊時(shí)多,使肋片表面溫度升高。綜合以上分析,在滿足強(qiáng)度要求且撐塊軸向長(zhǎng)度之和不變前提下,撐塊數(shù)量和位置對(duì)轉(zhuǎn)子峰值溫度影響較小。

3.2.2 相同數(shù)量撐塊時(shí)撐塊位置變化影響

為了進(jìn)一步精確分析“撐塊相對(duì)位置”這一單一因素變化對(duì)電機(jī)內(nèi)流場(chǎng)、溫度場(chǎng)分布的影響,在滿足強(qiáng)度要求的前提下,將以上結(jié)論中得出的冷卻效果較好的三撐塊結(jié)構(gòu)中端部撐塊原位置(用符號(hào)A表示)沿Z軸向中心對(duì)稱面方向平移74mm,到達(dá)新位置,用符號(hào)B表示,使其與6～11#定子徑向風(fēng)溝對(duì)齊,其他結(jié)構(gòu)數(shù)據(jù)均不變,計(jì)算條件與端部撐塊在A位置時(shí)的三撐塊結(jié)構(gòu)完全相同。計(jì)算得出端部撐塊在B位置時(shí)人口總體積流量比A位置結(jié)構(gòu)增加了1.732m3/s。經(jīng)整理,兩種撐塊相對(duì)位置下的計(jì)算結(jié)果對(duì)比分析分別示于圖7、圖8中。圖7為不同撐塊相對(duì)位置時(shí)的電機(jī)45°截面流速分布圖,圖8為定子徑向風(fēng)溝人口流量分布對(duì)比圖。

圖7 不同撐塊相對(duì)位置時(shí)的電機(jī)45°截面流速分布圖Fig.7 Air velocity contour of 45°section w ith different relative position of support block

由圖7可知,A位置端部撐塊沿Z軸向中心移動(dòng)后對(duì)空氣人口速度基本無(wú)影響,由于端部空間增大,旋轉(zhuǎn)吸流作用增強(qiáng),進(jìn)人轉(zhuǎn)子前端的空氣速度稍有增大,端部撐塊上方的空氣流速基本不變,兩撐塊之間散熱片區(qū)空氣最大流速由101 m/s降低至95m/s,局部換熱減弱,中心撐塊上方空氣流速增大了7m/s左右,換熱加強(qiáng),對(duì)應(yīng)圖8也可看出,進(jìn)人中心對(duì)稱面附近定子徑向風(fēng)溝的風(fēng)量明顯增大。

圖8中兩曲線分布趨勢(shì)與圖5所述趨勢(shì)相同,但相比之下,前部5～7號(hào)風(fēng)溝風(fēng)量增大明顯,端部撐塊后移至B位置后,端部撐塊中心處對(duì)應(yīng)的定子風(fēng)溝中的最小冷卻空氣量增加近10%,11號(hào)之后的風(fēng)溝空氣流量增大顯著,說(shuō)明端部撐塊后移,撐塊之間風(fēng)速變小,撐塊上方風(fēng)速變大,定子徑向風(fēng)溝中空氣量增大,因結(jié)構(gòu)相同,熱源相同,可直接推斷出定子部分的冷卻將增強(qiáng)。將端部撐塊由A位置后移至B位置后,轉(zhuǎn)子各部件峰值溫度上升幅度均小于0.5℃,B位置結(jié)構(gòu)中轉(zhuǎn)子峰值溫度位置仍位于中心對(duì)稱面處的背風(fēng)側(cè)繞組中,且較A位置結(jié)構(gòu)僅上升了0.38℃,各部件溫度分布規(guī)律與圖6相同,圖省略。綜合以上分析,端部撐塊后移對(duì)轉(zhuǎn)子溫度場(chǎng)分布影響并不明顯。

圖8 撐塊位置變化對(duì)定子徑向風(fēng)溝入口流量分布影響Fig.8 The effect of position change of support block on flow rate distribution of stator radial duct inlet

4 結(jié) 論

采用CFD基本理論,研究了撐塊數(shù)量及位置變化對(duì)凸極電動(dòng)機(jī)定轉(zhuǎn)子湍流流場(chǎng)和轉(zhuǎn)子溫度場(chǎng)的影響,得出如下結(jié)論:

1)在滿足強(qiáng)度要求且撐塊軸向長(zhǎng)度之和不變前提下,轉(zhuǎn)子磁極間撐塊數(shù)量少且軸向位置靠近中心對(duì)稱面時(shí),定子風(fēng)溝中進(jìn)人的冷卻空氣量多,對(duì)定子繞組整體散熱有利;

2)無(wú)論撐塊數(shù)量多少,靠近端部的撐塊上方正對(duì)的定子風(fēng)溝中流進(jìn)的冷卻空氣最少,冷卻最差;

3)極靴、絕緣、繞組等轉(zhuǎn)子部件溫度均沿軸向逐漸升高,最高溫度位置均在中心對(duì)稱面處,轉(zhuǎn)子峰值溫度基本相同,均位于中心對(duì)稱面處的背風(fēng)側(cè)繞組中;

4)在撐塊與磁極間主絕緣占比相同條件下,撐塊數(shù)量及位置對(duì)轉(zhuǎn)子峰值溫度及部件溫度影響較小。

［1］ 廖毅剛,侯小全.東方電機(jī)大型發(fā)電機(jī)通風(fēng)冷卻技術(shù)研究［J］.東方電機(jī),2010,(1):20-27. LIAO Yigang,HOU Xiaoquan.Research of ventilation cooling technology of dongfang electrical large generator［J］.Dongfang E-lectrical,2010,(1):20-27.

［2］ LIWeili,ZHANG Yu,CHEN Yuhong.Calculation and analysis of heat transfer coefficients and temperature fields of air-cooled large hydro-generator rotor excitation windings［J］.IEEE Transactions on Energy Conversion,2011,26(3):946-956.

［3］ 路義萍,湯璐,豐帆.隱極同步電動(dòng)機(jī)冷卻空氣流場(chǎng)特性研究［J］.中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào),2013,33(21):163-168. LU Yiping,TANG Lu,FENG Fan.Research on flow field characteristics of cooling air in a non-salient pole ynchronous motor［J］.Proceedings of the CSEE,2013,33(21):163-168.

［4］ SHANEL M,PICKERING S J,LAMPARD D,et al.Application of computational fluid dynamics to the cooling of salient pole electrical machines［C］//International Conference on Electrical Machines,June23-26,2000,Espoo,Finland:Helsinki University of Technology.2000:338-342.

［5］ 溫志偉,顧國(guó)彪.基于時(shí)步有限元分析的實(shí)心凸極同步電動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程轉(zhuǎn)矩特性分析［J］.電機(jī)與控制應(yīng)用,2006,33(2):17 -20. WEN Zhiwei,GU Guobiao.Analysis of torque characteristic during starting of solid-pole synchronousmotor based on time-stepping finite elementmethod［J］.Electric Machines&Control Application,2006,33(2):17-20.

［6］ 丁樹(shù)業(yè).凸極同步電動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程中電磁場(chǎng)和溫度場(chǎng)的數(shù)值計(jì)算［D］.哈爾濱理工大學(xué),2004:28-59.

［7］ 金龍飛,田恒安.凸極同步電動(dòng)機(jī)起動(dòng)時(shí)起動(dòng)繞組溫升的試驗(yàn)研究［J］.大電機(jī)技術(shù),1988,(3):17-23. JIN Longfei,TIAN Hengan.Investigation on starting winding temperature rises in synchronousmachines with salient poles［J］. Large Electric Machine and Hydraulic Turbine,1988,(3):17 -23.

［8］ 張穎輝.無(wú)刷凸極同步電動(dòng)機(jī)的計(jì)算機(jī)輔助設(shè)計(jì)［D］.華中科技大學(xué),2008:6-40.

［9］ 路義萍,劉涔鈺,李夢(mèng)啟,等.某凸極同步電動(dòng)機(jī)三維流場(chǎng)數(shù)值模擬［J］.電機(jī)與控制學(xué)報(bào),2012,16(8):61-66. LU Yiping,LIU Cenyu,LIMengqi,et al.3D flow field numerical simulation of some doubly salient synchronousmotor［J］.Electric Machines and Control,2012,16(8):61-66.

［10］ 路義萍,湯璐,劉涔鈺,等.某凸極同步電動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子三維溫度場(chǎng)計(jì)算與分析［J］.電機(jī)與控制學(xué)報(bào),2013,17(2):72-77. LU Yiping,TANG Lu,LIU Cenyu,et al.3D rotor temperature field calculation and analysis of a salient synchronousmotor［J］. Electric Machines and Control,2013,17(2):72-77.

［11］ BORNSCHLEGELL A S,Pell'E J,HARMAND S.Thermal optimization of a high power salient-pole electricalmachine［J］. IEEE Transactions on Industrial Electronics,2013,60(5):1734 -1746.

［12］ 闕善材,張永遠(yuǎn),袁學(xué)蘭.凸極同步電動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子繞組撐塊與極尖拉弧分析及處理［J］.電氣時(shí)代,2008,(7):106-107. KAN Sancai,ZHANG Yongyuan.Analysis and processing of arc between salient pole synchronous motor rotor winding support blocks and pole tip［J］.Electric Age,2008,(7):106-107.

［13］ 湘潭電機(jī)股份有限公司.一種凸極同步電動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子磁極間支撐結(jié)構(gòu)［P］.中國(guó)CN:101557132A,2009-10-14.

［14］ 上海電氣集團(tuán)上海電機(jī)廠有限公司.一種高速凸極式同步電動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子的通風(fēng)結(jié)構(gòu)［P］.中國(guó)CN:202906612U,2013-4 -23.

［15］ PATANKAR S V,SPALDING D B.Computer analysis of the three-dimensional flow and heat transfer in a steam generator［J］. Forsch Ingenieurwe,1978,44(2):47-32.

(編輯:劉琳琳)

Effect of variation of support blocks on thermal and fluid flow field of salient pole synchronousmotor

LU Yi-ping1, REN Zhi-da1, HAN Jia-de1, TANG Lu1, LIMeng-qi2
(1.School of Mechanical&Power Engineering,Harbin University of Science and Technology,Harbin 150080,China; 2.Harbin Electric Power Equipment Co.,Ltd.,Harbin 150040,China)

Aiming at the increasing unit capacity ofmotor,and electromagnetic load increases leading to the obvious rise of internal heat inmotor,in order to study the effect of the arrangements of support block that is a key component of salient pole synchronous motor on thermal and fluid field,large capacity 40MW air cooling salient pole synchronous motor was taken as the research object.Three-dimensional turbulent flow and heat transfer governing equationswere solved with finite volumemethod based on computational fluid dynamics.The distribution characteristics of 1/8 three-dimensional flow and temperature field of rotor were obtained with three support blocks arrangementmeeting the requirement of strength. Distribution characteristics of cooling air flow rate and temperature of solid rotor partswere analyzed comparatively to different structure,quantity and relative position of support block.The results show that the support block near end ismoved backward,which is better to cool stator parts.The conclusion provides reference and guidance for the ventilation system design of high-capacity salient polemotor.

support block;rotor;thermal and fluid flow field;CFD numerical simulation;salient pole synchronousmotor

10.15938/j.emc.2015.09.008

TM 311

A

1007-449X(2015)09-0054-07

2014-06-04

黑龍江省自然科學(xué)基金(E201223)

路義萍(1965—),女,博士,教授,研究方向?yàn)殡姍C(jī)內(nèi)傳熱與流動(dòng)研究;任智達(dá)(1991—),男,碩士研究生,研究方向?yàn)殡姍C(jī)內(nèi)傳熱與流動(dòng)數(shù)值模擬研究;韓家德(1965—),男,學(xué)士,教授,研究方向?yàn)殡姍C(jī)內(nèi)傳熱與流動(dòng)研究;湯 璐(1989—),女,碩士研究生,研究方向?yàn)殡姍C(jī)內(nèi)傳熱與流動(dòng)數(shù)值模擬研究;李夢(mèng)啟(1966—),男,碩士,高級(jí)工程師,研究方向?yàn)殡姍C(jī)內(nèi)物理場(chǎng)研究。

路義萍