船用發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子耦合溫度場(chǎng)的數(shù)值模擬

馮國(guó)增，姚壽廣，熊正強(qiáng)，劉 飛，董招生

(江蘇科技大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212003)

船用發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子耦合溫度場(chǎng)的數(shù)值模擬

馮國(guó)增，姚壽廣，熊正強(qiáng)，劉 飛，董招生

(江蘇科技大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212003)

本文對(duì)某型船用發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子及流體的耦合溫度場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，依據(jù)CFD（Computational Fluid Dynam ics）和數(shù)值傳熱學(xué)的基本原理，并結(jié)合該型船用發(fā)電機(jī)的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，依次分別建立發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子耦合溫度場(chǎng)的物理模型和數(shù)學(xué)模型，然后通過(guò)給定邊界條件，選擇RNG k-ε 計(jì)算模型對(duì)該型發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子的溫度場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬。在穩(wěn)定工況下，得到發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子中流體域和固體域的溫度場(chǎng)分布，并對(duì)該型船用的轉(zhuǎn)子溫度場(chǎng)進(jìn)行分析，得到一些有用的結(jié)論，這些結(jié)論為發(fā)電機(jī)的設(shè)計(jì)與優(yōu)化提供理論依據(jù)。

船用發(fā)電機(jī)；轉(zhuǎn)子；溫度場(chǎng)；數(shù)值模擬

0 引 言

隨著船用發(fā)電機(jī)技術(shù)的進(jìn)步，其向著單機(jī)大容量和小型化的趨勢(shì)發(fā)展，發(fā)電機(jī)在工作時(shí)產(chǎn)生的能量損耗增加，使得發(fā)電機(jī)內(nèi)各部件的溫度升高，直接影響發(fā)電機(jī)的安全性和可靠性。轉(zhuǎn)子作為船用發(fā)電機(jī)的高速旋轉(zhuǎn)的運(yùn)動(dòng)部件，目前還沒(méi)有直接有效的方法來(lái)測(cè)量其內(nèi)部的溫度分布情況，而采用數(shù)值模擬技術(shù)是對(duì)轉(zhuǎn)子內(nèi)部的溫度場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值分析的常用手段[1,2]。因此發(fā)電機(jī)的溫度場(chǎng)的數(shù)值模擬對(duì)該型船用發(fā)電機(jī)的設(shè)計(jì)、優(yōu)化與安全運(yùn)行有至關(guān)重要的指導(dǎo)意義。

隨著計(jì)算技術(shù)的發(fā)展，目前主要的數(shù)值模擬方法為有限元法和有限體積法，劉清等[3]采用有限體積法計(jì)算了電機(jī)內(nèi)部的流場(chǎng)分布。邰永等[4]建立了感應(yīng)電機(jī)的3D有限元模型，考慮熱源損耗對(duì)轉(zhuǎn)子、定子阻值和溫度分布的影響，模擬了電機(jī)在額定負(fù)載下的瞬態(tài)溫度場(chǎng)變化。丁樹(shù)業(yè)等[5]根據(jù)共軛傳熱原理，建立了包含散熱翅片與接線盒等結(jié)構(gòu)部件的流動(dòng)與傳熱的三維模型，在變頻供電的情況下，對(duì)永磁同步驅(qū)動(dòng)電機(jī)內(nèi)各部件的溫升及流動(dòng)進(jìn)行數(shù)值模擬。佟文明等[6]采用有限體積法對(duì)高速永磁電機(jī)的流場(chǎng)與溫度場(chǎng)進(jìn)行耦合計(jì)算，得到了電機(jī)內(nèi)空氣的流動(dòng)特性和各部件的溫度分布。李東和等[7]基于CFD建立了電機(jī)熱仿真模型，通過(guò)有限元軟件仿真得到了額定工況下的電機(jī)內(nèi)部溫度分布規(guī)律。馮桂宏等[8]通過(guò)有限元方法進(jìn)行了電機(jī)的三維穩(wěn)態(tài)溫升計(jì)算，獲得了電機(jī)整機(jī)及關(guān)鍵部件的溫度場(chǎng)分布。王曉遠(yuǎn)等[9]建立了輪轂電機(jī)溫度場(chǎng)的分析模型，得到輪轂電機(jī)各部件的溫升曲線和溫度場(chǎng)分布。王越等[10]利用Ansys仿真計(jì)算了不同繞線方式的電機(jī)溫度場(chǎng)。賴林松等[11]基于Ansys建立了永磁直流電機(jī)的傳熱模型，計(jì)算得到電機(jī)的溫度場(chǎng)分布。

綜上所述，電機(jī)內(nèi)溫度場(chǎng)的數(shù)值模擬逐漸成熟，但是電機(jī)內(nèi)熱過(guò)程非常復(fù)雜，涉及電磁理論、結(jié)構(gòu)學(xué)、流體力學(xué)、傳熱學(xué)等學(xué)科，包含了流場(chǎng)、溫度場(chǎng)、電磁場(chǎng)等多物理場(chǎng)，而各物理場(chǎng)相互影響、相互制約，具有一定耦合關(guān)系。然而目前針對(duì)電機(jī)溫度場(chǎng)與流場(chǎng)的研究主要集中在單一場(chǎng)的計(jì)算分析上，耦合場(chǎng)的研究還很少，而且邊界條件多采用經(jīng)驗(yàn)公式，對(duì)計(jì)算結(jié)果造成一定的誤差。另外由于發(fā)電機(jī)的轉(zhuǎn)子在工作時(shí)高速旋轉(zhuǎn)，使得轉(zhuǎn)子內(nèi)部流動(dòng)的氣體與固體壁面間的耦合傳熱進(jìn)行分析求解變得更加復(fù)雜，這也是本文的困難之處。本文在前人工作的基礎(chǔ)上，采用有限體積的方法對(duì)船用電機(jī)的轉(zhuǎn)子和內(nèi)部冷卻空氣的耦合溫度場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬。

1 物理模型

本文以某型船用發(fā)電機(jī)的轉(zhuǎn)子作為研究對(duì)象，轉(zhuǎn)子整體的3D模型圖如圖1所示，圖2所示為轉(zhuǎn)子的結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖，從圖中可以看出，該轉(zhuǎn)子的通風(fēng)道是徑-軸向混合式冷卻風(fēng)道，冷卻空氣從定子與轉(zhuǎn)子之間的氣隙層，垂直于轉(zhuǎn)子柱表面的入口沿徑向流入徑向風(fēng)道，與轉(zhuǎn)子表面發(fā)生強(qiáng)制對(duì)流換熱，最后冷卻空氣匯集在軸向風(fēng)道，沿著其排出，帶走熱量，起到冷卻作用。冷卻空氣的流向如圖2中箭頭所示。

由于該型發(fā)電機(jī)的轉(zhuǎn)子在結(jié)構(gòu)上具有高度的對(duì)稱性和周期性，在不影響計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確性的前提下，為了計(jì)算方面快捷，選取轉(zhuǎn)子整體的1/12作為計(jì)算區(qū)域。另外，有幾何模型到物理模型，需要進(jìn)行合理的簡(jiǎn)化，本文主要從以下幾個(gè)方面進(jìn)行簡(jiǎn)化：

1）把由疊壓的硅鋼片組成的轉(zhuǎn)子鐵芯段作為整體來(lái)考慮。轉(zhuǎn)子鐵芯是在強(qiáng)大的沖擊力的作用下由一片片的硅鋼片疊壓而成，使得硅鋼片之間緊固的接觸，將形成的鐵芯段作為一個(gè)整體考慮。

2）將轉(zhuǎn)子線圈槽內(nèi)的多匝線圈也作為整體考慮并忽略轉(zhuǎn)子的端部效應(yīng)。轉(zhuǎn)子繞組的兩端結(jié)構(gòu)尺寸小而復(fù)雜，而且不與冷卻空氣發(fā)生對(duì)流換熱，所以在建模時(shí)將其忽略不考慮，對(duì)結(jié)果的影響不大。

3）忽略轉(zhuǎn)子鐵芯與轉(zhuǎn)軸之間鍵槽結(jié)構(gòu)的影響。鍵槽結(jié)構(gòu)實(shí)現(xiàn)了轉(zhuǎn)軸和轉(zhuǎn)子之間的動(dòng)力傳遞，而其與轉(zhuǎn)子鐵芯和轉(zhuǎn)軸采用同種灰鑄鐵材料，而且尺寸比較小，所以忽略鍵槽結(jié)構(gòu)對(duì)溫度場(chǎng)的計(jì)算結(jié)果影響甚微。

4）假設(shè)轉(zhuǎn)子繞組與轉(zhuǎn)子鐵芯之間緊密接觸，忽略其中的細(xì)小縫隙。

經(jīng)過(guò)上述的簡(jiǎn)化后，模擬船用發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子溫度場(chǎng)的3D物理模型如圖3所示，該計(jì)算物理模型主要包括冷卻風(fēng)道中的流體部分和轉(zhuǎn)子鐵芯、連接筋、轉(zhuǎn)子繞組3個(gè)固體部分。

2 數(shù)學(xué)模型

在柱坐標(biāo)系中建立數(shù)學(xué)模型相對(duì)容易，根據(jù)冷卻風(fēng)道中冷卻空氣的穩(wěn)態(tài)流動(dòng)特性，分別建立流動(dòng)與傳熱的穩(wěn)態(tài)控制方程，主要包括連續(xù)方程、N-S方程以及能量守恒方程[12]，并依據(jù)上述的簡(jiǎn)化步驟對(duì)數(shù)學(xué)模型進(jìn)行簡(jiǎn)化。本文采用Fluent工具進(jìn)行模擬，考慮到冷卻流體的湍流特性以及轉(zhuǎn)子的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，本文采用湍流的模型。

3 網(wǎng)格劃分及邊界條件的確定

3.1 網(wǎng)格劃分

網(wǎng)格劃分的質(zhì)量直接影響結(jié)果的準(zhǔn)確性，由于該計(jì)算區(qū)域有固體和流體部分，存在流體和固體接觸、固體和固體接觸的情形，所以本文采用分區(qū)劃分網(wǎng)格的方法，這樣不僅能保證整個(gè)計(jì)算區(qū)域采用的是COOPER網(wǎng)格類型，而且也能極大地降低網(wǎng)格數(shù)量，還可以減小計(jì)算誤差，確保正確性。

3.2 邊界條件的確定和載荷的施加

1）入口邊界：本文入口為速度入口，發(fā)電機(jī)冷卻風(fēng)扇的基本結(jié)構(gòu)參數(shù)和轉(zhuǎn)速如表1所示，按照參考文獻(xiàn)[13]中的經(jīng)驗(yàn)計(jì)算公式，得到轉(zhuǎn)子出口處風(fēng)扇帶走冷卻空氣的體積流量Q=1.714 m3/s，已知入口尺寸得到入口面積為0.132 4 m2，推算出在徑向上垂直于入口的平均速度為13 m/s，同時(shí)轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)會(huì)對(duì)入口速度產(chǎn)生影響，由轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)速得到冷卻氣流在周向上的速度為21 m/s。

表1 風(fēng)扇結(jié)構(gòu)參數(shù)表Tab. 1 The table of fan's structural parameters

2）出口邊界：給定出口邊界為壓力出口，出口的相對(duì)壓力設(shè)置為900 Pa。

3）固壁邊界：固壁與氣流之間采用無(wú)滑移邊界條件，空氣的周向流速等于固壁的轉(zhuǎn)速（750 r/m in）。

4）周期性邊界：由于計(jì)算模型是整體轉(zhuǎn)子的1/12，所以計(jì)算區(qū)域兩徑向切面邊界設(shè)置為周期性邊界條件。

5）將流體和固體接觸面、固體和固體導(dǎo)熱的接觸面均定義為耦合邊界，在耦合面上能夠?qū)崿F(xiàn)各個(gè)物理量的耦合傳遞。

6）高溫的轉(zhuǎn)子的柱表面與四周環(huán)境對(duì)流換熱，根據(jù)文獻(xiàn)[13]中的理論公式計(jì)(算得到，)轉(zhuǎn)子柱表面向環(huán)境的散熱系(數(shù)為2)12.24，端面的散熱系數(shù)222.6。

7）將發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子的繞組損耗（主要是基本損耗和附加損耗）當(dāng)作體積熱源處理，假設(shè)熱源項(xiàng)分布均勻，由文獻(xiàn)[13]得到熱源密度為7 047 450 W/m3。

4 計(jì)算結(jié)果及分析

本文采用FVM對(duì)耳釘工況下船用發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子的求解域進(jìn)行三維耦合溫度場(chǎng)的求解，本文的結(jié)果為采用SIMPLE算法獲得，計(jì)算得到了轉(zhuǎn)子內(nèi)部的溫度場(chǎng)分布云圖，如圖4所示。

在圖4中，左端面為封閉端，右端面則為冷卻氣流的出口端，從溫度分布云圖可以看出轉(zhuǎn)子的整體溫度介于320 K～377.7 K之間，而且沿軸向上，轉(zhuǎn)子的溫度變化不是非常明顯，但出口端附近區(qū)域的溫度略低于封閉端區(qū)域的溫度，其主要原因是由于出口端的冷卻氣流的流速相對(duì)較快，導(dǎo)致對(duì)流換熱作用較強(qiáng)，熱量更多地傳遞給冷卻空氣，所以在出口端附近區(qū)域的溫度略低。

圖5所示為與轉(zhuǎn)子鐵芯接觸位置處（z=0）連接筋截面上的溫度分布云圖，圖6所示為與冷卻空氣接觸位置（z=0.03）處連接筋在截面上的溫度分布云圖，將連接筋從左至右依次編號(hào)為1～6號(hào)。從連接筋的溫度分布圖中看出，連接筋整體溫度介于342.7 K～368.4 K之間。另外，3號(hào)、4號(hào)連接筋的溫度明顯高于1號(hào)、6號(hào)連接筋，造成這種現(xiàn)象的的原因主要是中間的連接筋距離轉(zhuǎn)子繞組近，繞組位于其正下方，起到熱源加熱作用，所以繞組對(duì)該處的連接筋加熱作用明顯。通過(guò)比較圖5和圖6發(fā)現(xiàn)轉(zhuǎn)子鐵芯固體域中的連接筋溫度高于冷卻風(fēng)道中與流體接觸的連接筋部分。相比圖6，圖5中連接筋的溫度在徑向上出現(xiàn)了溫度分布不均的情況，主要原因是該處連接筋處在冷卻風(fēng)道中，冷卻空氣繞流連接筋，迎風(fēng)面的對(duì)流換熱強(qiáng)度要高于背風(fēng)面，所以出現(xiàn)迎風(fēng)面的溫度要低于背風(fēng)面。

圖7為與轉(zhuǎn)子鐵芯接觸處（z=0）繞組的截面溫度場(chǎng)分布，圖8為冷卻風(fēng)道中與冷卻空氣接觸的繞組部分（z=0.03）的截面溫度場(chǎng)分布。本文將繞組的損耗作為轉(zhuǎn)子的熱源項(xiàng)進(jìn)行處理，起到加熱轉(zhuǎn)子的作用，所以其溫度比較高，溫度范圍為371.7 K～377.7 K。轉(zhuǎn)子繞組的溫度分布情況與連接筋的類似，繞組中上下兩側(cè)的溫度明顯低于中間區(qū)域的溫度，這是由于兩側(cè)的繞組與轉(zhuǎn)子鐵芯發(fā)生導(dǎo)熱現(xiàn)象或者與冷卻空氣發(fā)生對(duì)流換熱，將熱量傳遞給鐵芯或者空氣，所以兩側(cè)的溫度要相比中間的低。通過(guò)圖7和圖8的比較分析發(fā)現(xiàn)，固體域中的中間繞組和流體域中的中間繞組溫度分布范圍和大小基本相同，但是由于z=0.03處的繞組和冷卻空氣發(fā)生對(duì)流作用，導(dǎo)致繞組的熱量傳遞給空氣，而且由于迎風(fēng)面的風(fēng)速大于背風(fēng)面，所以迎風(fēng)面的溫度要略低于背風(fēng)面。

轉(zhuǎn)子鐵芯截面（z=0）的溫度分布圖如圖9所示，從圖中可知鐵芯的溫度范圍為321.3 K～377.4 K，而且鐵芯中的高溫區(qū)域主要集中在與轉(zhuǎn)子繞組接觸的部分，主要由于繞組的加熱作用造成。另外，溫度沿圖中箭頭方向逐漸降低，原因是與繞組的距離變遠(yuǎn)，軸向風(fēng)道與鐵芯的對(duì)流換熱作用在逐漸增強(qiáng)，所以溫度降低；而在軸向風(fēng)道下方，鐵芯的溫度變化很小，這是由于流場(chǎng)中的氣流帶走了大部分熱量的緣故。

轉(zhuǎn)子內(nèi)部冷卻空氣的溫度分布如圖10所示，其溫度范圍是320 K～334.4 K。圖11和圖12則分別是靠近軸向風(fēng)道區(qū)域和繞組區(qū)域的溫度分布的局部放大圖。綜合圖10～圖12可知，在徑向風(fēng)道中，繞組背風(fēng)面的冷卻空氣的溫度都比較高，主要由以下2個(gè)原因造成：1）該區(qū)域靠近繞組，而且與鐵芯接觸，繞組和鐵芯對(duì)冷卻空氣的綜合加熱作用比較強(qiáng)；2）該區(qū)域位于繞組的背風(fēng)面，相比于迎風(fēng)面，對(duì)流換熱作用不強(qiáng)，所以溫度相對(duì)迎風(fēng)面較高。在軸向通風(fēng)道中，上壁面的溫度高于其他區(qū)域，其主要原因是冷卻氣流由徑向風(fēng)道流入軸向風(fēng)道時(shí)，冷卻空氣的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)發(fā)生改變，在此處形成渦流，下壁面處的冷卻空氣的流速相對(duì)上壁面大，所以換熱效果好，下壁面溫度較上壁面低。

5 結(jié) 語(yǔ)

本文以某型船用發(fā)電機(jī)的轉(zhuǎn)子為研究對(duì)象，采用有限體積法對(duì)發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子與冷卻空氣的耦合溫度場(chǎng)進(jìn)行模擬，模擬結(jié)果為優(yōu)化該型船用電機(jī)溫度提供理論依據(jù)，并得到如下結(jié)論：

1）發(fā)電機(jī)穩(wěn)態(tài)工作時(shí)轉(zhuǎn)子的最高溫度為377.7 K，最低溫度為320 K，轉(zhuǎn)子的溫度在軸向上變化不大，而在徑向上溫度變化較大。

2）發(fā)電機(jī)連接筋的溫度介于342.7 K～368.4 K之間，繞組的溫度范圍為371.7 K～377.7 K。這2個(gè)部分的溫度呈現(xiàn)中間高，兩邊低。由于繞組的加熱作用，所以繞組溫度高于其他部分，但是由于兩邊的繞組對(duì)流換熱比中間強(qiáng)，所以溫度較低。而中間部分的連接筋溫度高，主要是由于中間部分的連接筋靠近熱源。兩者的溫度呈現(xiàn)迎風(fēng)側(cè)的溫度低于背風(fēng)側(cè)，由于迎風(fēng)側(cè)的對(duì)流換熱強(qiáng)度大。

3）鐵芯的溫度范圍為321.3 K～377.4 K，而且鐵芯中的高溫區(qū)域主要集中在與轉(zhuǎn)子繞組接觸的部分，主要是由于繞組的加熱作用造成的。

4）冷卻流體的溫度范圍是320 K～334.4 K，在徑向風(fēng)道中，繞組背風(fēng)面的冷卻空氣的溫度都比較高，在軸向風(fēng)道中，靠近風(fēng)道上壁面的溫度高于其他區(qū)域。

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Coup led numerical simulation of temperature field of marine generator's rotor

FENG Guo-zeng, YAO Shou-guang, XIONG Zheng-qiang, LIU Fei, DONG Zhao-sheng
(School of Energy and Power Engineering, Jiangsu University of Science and Technology, Zhenjiang 212003, China)

The coupled temperature field of marine generator’s rotor and fluid was simulated numerically. Based on the fundamental of CFD and numerical heat transfer, the physical and mathematical temperature field model in the solution domain of marine generator’s rotor are built respectively on the basis of the structural features of marine generator. RNG k-ε model is used to simulate the temperature field of marine generator’s rotors numerically by the given boundary conditions in the domain. The temperature distributions of fluid part and solid parts of marine generator’s rotors and fluid regions are obtained under the condition of stable condition. Then the temperature distributions are analyzed. And some useful conclusions,which provide the theoretical basis for the optimization and design of marine generator, were got.

marine generator；marine generator rotor；temperature field；numerical simulation

TM 31

A

1672–7649(2017)12–0153–05

10.3404/j.issn.1672–7649.2017.12.032

2016–10–09；

2017–01–16

馮國(guó)增(1971–)，男，碩士，副教授，主要從事兩相流理論與技術(shù)、船舶制冷與空調(diào)等方面的研究。