緊湊型高壓異步電機(jī)三維流體場分析及溫度場仿真計算*

賈振宇, 曲兵妮, 宋建成, 趙 勇

(1.太原理工大學(xué) 礦用智能電器技術(shù)國家地方聯(lián)合工程實驗室，山西 太原 030024；2.太原理工大學(xué) 電氣與動力工程學(xué)院,山西 太原 030024)

0 引 言

緊湊型高壓異步電機(jī)內(nèi)部空間結(jié)構(gòu)緊湊，電機(jī)運行時產(chǎn)生的熱量會使電機(jī)內(nèi)部溫度升高。當(dāng)溫度高于最大允許值時，就會損害電機(jī)繞組絕緣，縮短電機(jī)的使用壽命。因此，在電機(jī)設(shè)計過程中需對電機(jī)的溫度場進(jìn)行仿真計算。

目前已有許多學(xué)者對電機(jī)溫度場進(jìn)行了研究。文獻(xiàn)[1]采用磁熱順序耦合方式，將磁場節(jié)點損耗密度結(jié)果耦合到三維溫度場模型中計算了電機(jī)瞬態(tài)溫度場，并以轉(zhuǎn)子的瞬態(tài)溫度結(jié)果為載荷，得到了轉(zhuǎn)子熱應(yīng)力變化規(guī)律。文獻(xiàn)[2]對高速高壓電機(jī)的流體場與溫度場進(jìn)行了仿真,計算出電機(jī)各個通風(fēng)槽內(nèi)冷卻氣體流動情況。文獻(xiàn)[3]對油田用感應(yīng)電機(jī)進(jìn)行了瞬態(tài)溫度場計算，采用經(jīng)驗公式完成了各部件表面散熱系數(shù)的計算。文獻(xiàn)[4]根據(jù)電機(jī)冷卻系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)特點，將整個冷卻系統(tǒng)劃分為外風(fēng)扇和冷卻器2個區(qū)域，用邊界條件將二者聯(lián)系起來對內(nèi)流體場和傳熱情況進(jìn)行了分析。文獻(xiàn)[5]對中型高壓異步電機(jī)及其冷卻器進(jìn)行了流體場與溫度場的計算，并對冷卻器進(jìn)行優(yōu)化，改善了冷卻性能。文獻(xiàn)[6]確定了氣隙的導(dǎo)熱系數(shù)及各部件散熱系數(shù)，并討論了負(fù)載、散熱翅高度及鑄銅對溫度的影響。文獻(xiàn)[7]采用流-固共軛傳熱數(shù)值計算方法對永磁同步電機(jī)的散熱性能進(jìn)行了仿真計算,得到了不同工況下電機(jī)定轉(zhuǎn)子的溫度分布規(guī)律。文獻(xiàn)[8-9]建立含有水路的電機(jī)仿真模型，基于流固耦合傳熱理論，分析了電機(jī)在水冷方式下的電機(jī)溫度分布。由于大中型電機(jī)功率大、發(fā)熱密度高，目前許多大中型電機(jī)采用水冷散熱或冷卻管道散熱的方式控制電機(jī)溫升，散熱能力強(qiáng)但結(jié)構(gòu)復(fù)雜，維護(hù)成本高。緊湊型自扇冷式電機(jī)僅采用自帶風(fēng)扇冷卻，冷卻能力較以上方式弱。為準(zhǔn)確計算流體場和溫度場，對電機(jī)和內(nèi)、外風(fēng)扇裝置建模并進(jìn)行流熱分析。

本文以Y2-500-6型緊湊型高壓異步電機(jī)為例，建立電機(jī)的電磁有限元計算模型，計算出電機(jī)的定轉(zhuǎn)子損耗；建立電機(jī)本體及電機(jī)內(nèi)外流體場的三維有限元模型，采用多參考坐標(biāo)系模擬風(fēng)扇的旋轉(zhuǎn)，為空氣流動提供動力。將電機(jī)損耗折算為熱源，通過流體場與溫度場耦合計算，得出電機(jī)在內(nèi)、外雙風(fēng)扇冷卻作用下的流體場和三維全域溫度場。比較了電機(jī)在有、無內(nèi)風(fēng)扇作用的情況下定轉(zhuǎn)子溫度值的差異。

1 電機(jī)基本參數(shù)及模型

本文所研究的電機(jī)為Y2-500-6緊湊高壓型三相異步電機(jī)，其定子繞組采用星型連接，轉(zhuǎn)子為鑄鋁鼠籠式結(jié)構(gòu)。電機(jī)參數(shù)如表1所示。

表1 電機(jī)參數(shù)

電機(jī)的三維結(jié)構(gòu)模型如圖1所示。由于電機(jī)實際結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，在建模過程中進(jìn)行了適當(dāng)簡化，將端蓋與機(jī)殼合并為一個整體。

圖1 電機(jī)三維結(jié)構(gòu)模型

2 電磁計算

2.1 電磁有限元仿真計算

依據(jù)電機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)，在Maxwell電磁仿真軟件中建立電機(jī)二維計算模型。轉(zhuǎn)軸部位磁密小，對計算結(jié)果的影響可以忽略，為方便計算對轉(zhuǎn)軸進(jìn)行了簡化。通過仿真計算，可以得到電機(jī)在10 kV、450 kW額定負(fù)載工況下運行時的磁通密度分布，如圖2所示。

圖2 磁通密度分布

由圖2可以看出，磁通密度在鐵心上呈周期性分布且最大值位于轉(zhuǎn)子槽頂部。

2.2 鐵心損耗

鐵耗是電機(jī)損耗的重要組成部分。對于三相異步電機(jī)鐵耗，目前比較常用的是三項式計算，鐵耗PFe計算表達(dá)式為[10]

PFe=Ph+Pc+Pe=

(1)

式中：Ph為磁滯損耗；Pc為渦流損耗；Pe為異常損耗；Bm為磁通密度幅值；Kh、Kc、Ke分別為磁滯損耗系數(shù)、渦流損耗系數(shù)和異常損耗系數(shù)；f為磁場交變頻率。

通過Maxwell瞬態(tài)電磁場仿真得到的鐵心損耗隨時間變化曲線，計算得出額定工況下穩(wěn)定運行時的鐵耗約為4.764 kW。

2.3 繞組銅耗

在計算電機(jī)銅耗時，考慮電機(jī)定子繞組為線式繞組，不包含集膚效應(yīng)，銅導(dǎo)線溫度場均勻加載。電機(jī)繞組銅耗PCu計算公式為

PCu=3I2R

(2)

式中：I為繞組相電流有效值；R為繞組相電阻。

定子銅耗通過定子相電流和繞組相電阻計算得到，額定工況下穩(wěn)定運行時的銅損為6.596 kW。

2.4 機(jī)械損耗

異步電機(jī)的機(jī)械損耗Pfw一般采用以下公式計算：

(3)

式中：p為電機(jī)極對數(shù)；D1為電機(jī)定子外徑。

3 數(shù)學(xué)模型

3.1 求解方程

3.1.1 流體流動控制方程

電機(jī)內(nèi)的流體流動受物理守恒定律的支配，在流動過程中同時滿足質(zhì)量守恒定律、動量守恒定律和能量守恒定律，其中能量守恒定律體現(xiàn)了流體系統(tǒng)的熱交換。可以通過控制方程描述這些守恒定律。方程具體如下：

(4)

式中：ρ為密度；t為時間；u、v、w分別為x、y、z方向的速度分量；E為每一單位容量所含總能量；P為壓力。

3.1.2 傳熱方程

根據(jù)傳熱學(xué)的基本理論，在直角坐標(biāo)系下，電機(jī)額定負(fù)載運行時，求解域內(nèi)三維穩(wěn)態(tài)熱傳導(dǎo)方程有如下形式[11]：

(5)

式中：T為溫度；λx、λy、λz分別為x、y、z3個方向的導(dǎo)熱系數(shù)；q為熱源密度；n為表面單位法向矢量；α為散熱系數(shù)；Tf為環(huán)境溫度。

3.2 基本假設(shè)和邊界條件

為確保模擬計算符合實際物理過程，作以下基本假設(shè)[12]：(1)電機(jī)內(nèi)外空氣流體的雷諾數(shù)很大，流動屬于湍流，因此采用湍流模型求解；(2)由于電機(jī)周圍流體流速小于聲速，即馬赫數(shù)很小，電機(jī)內(nèi)外流體作為不可壓縮流體；(3)風(fēng)扇周圍流體場屬于旋轉(zhuǎn)流體場，采用多重參考坐標(biāo)系模型(MRF)模擬；(4)由于流體流速較快，可忽略流體域內(nèi)流體的浮力和重力的影響。

本文研究電機(jī)在額定工況下的溫度分布情況，因此對電機(jī)外流體場的風(fēng)路入口和出口分別采用壓力入口和壓力出口邊界條件，初值設(shè)為1個標(biāo)準(zhǔn)大氣壓，求解域內(nèi)流體與固體的接觸面均認(rèn)為是無滑移邊界。

3.3 通風(fēng)結(jié)構(gòu)

緊湊型異步電機(jī)采用全封閉自扇冷式結(jié)構(gòu)，主要依靠機(jī)殼上的散熱筋散熱。全封閉自扇冷電機(jī)具有雙冷卻回路，即外部冷卻與內(nèi)部冷卻。外部冷卻主要由電機(jī)外風(fēng)扇將空氣吹向散熱筋，從而進(jìn)行機(jī)殼與空氣的熱交換；內(nèi)部冷卻主要由內(nèi)風(fēng)扇及轉(zhuǎn)子自力性扇葉的轉(zhuǎn)動將電機(jī)內(nèi)部繞組、轉(zhuǎn)子等部件的熱量與空氣進(jìn)行熱交換。內(nèi)外風(fēng)扇均采用風(fēng)量大、效率高的離心式風(fēng)扇，將流體從風(fēng)扇的軸向吸入后利用離心力從圓周方向甩出，并配合風(fēng)罩的約束將空氣吹向散熱筋。此外，在電機(jī)機(jī)殼內(nèi)部軸向上設(shè)有4個通風(fēng)槽，轉(zhuǎn)軸設(shè)計為齒輪狀，轉(zhuǎn)軸凹槽與轉(zhuǎn)子鐵心構(gòu)成轉(zhuǎn)子通風(fēng)溝，機(jī)殼內(nèi)通風(fēng)槽與轉(zhuǎn)子通風(fēng)溝共同構(gòu)成電機(jī)的內(nèi)部循環(huán)通道。電機(jī)轉(zhuǎn)子通風(fēng)溝結(jié)構(gòu)如圖3所示。

圖3 轉(zhuǎn)子通風(fēng)溝

在對電機(jī)進(jìn)行溫度場的計算時，電機(jī)內(nèi)溫度的傳遞為熱傳導(dǎo)和熱對流2種方式。在模擬熱傳導(dǎo)時需要確定電機(jī)各零部件材料的導(dǎo)熱系數(shù)和比熱容。本電機(jī)所用材料屬性如表2所示。在模擬熱對流時需要確定電機(jī)各零部件的散熱系數(shù)。在以往的研究中散熱系數(shù)大多由經(jīng)驗公式計算，本文采用流熱耦合的方法可直接計算得到電機(jī)定子、轉(zhuǎn)子、機(jī)殼、轉(zhuǎn)軸等表面的散熱系數(shù)。

表2 電機(jī)材料屬性

4 計算結(jié)果分析

4.1 流體場計算

本文在電機(jī)的流體場計算中采用MRF模擬電機(jī)風(fēng)扇的旋轉(zhuǎn)，期望得到額定轉(zhuǎn)速條件下內(nèi)外風(fēng)扇對電機(jī)流體場的作用以及對溫度的影響。在風(fēng)扇入口處設(shè)置壓力入口邊界，在軸伸端一側(cè)設(shè)置壓力出口邊界。可計算得出電機(jī)內(nèi)外流體場的分布情況。

圖4為電機(jī)外風(fēng)扇旋轉(zhuǎn)情況下的機(jī)殼表面空氣流跡圖。由圖4可知，空氣從風(fēng)罩涌入，在扇葉處旋轉(zhuǎn)后沿著散熱筋溝道流向機(jī)殼表面；空氣在扇葉附近的流速明顯高于其他位置的流速，靠近外風(fēng)扇的散熱筋內(nèi)的空氣平均流速約為30 m/s，靠近軸伸端的散熱筋內(nèi)的空氣平均流速約為14 m/s。在電機(jī)軸伸端機(jī)殼上的導(dǎo)風(fēng)罩改變了沿散熱筋流動的氣體的方向，使部分空氣向下流動從而對軸承進(jìn)行散熱。

圖4 機(jī)殼表面空氣流跡圖

圖5為電機(jī)內(nèi)流體場流速矢量圖。由圖5可以看出在內(nèi)風(fēng)扇及自力性扇葉作用下的空氣流動狀況：內(nèi)風(fēng)扇周圍空氣流速較高；空氣通過機(jī)殼內(nèi)通風(fēng)槽流向軸伸端，再通過轉(zhuǎn)子通風(fēng)溝流回風(fēng)扇端，構(gòu)成封閉式通風(fēng)循環(huán)流道，內(nèi)部空氣的循環(huán)流動使轉(zhuǎn)子內(nèi)部產(chǎn)生的熱量傳到機(jī)殼，降低轉(zhuǎn)子溫度；轉(zhuǎn)子通風(fēng)溝內(nèi)空氣流動方向由軸伸端流回風(fēng)扇端，流速約為10 m/s。電機(jī)軸伸端的轉(zhuǎn)軸上安裝了與轉(zhuǎn)子鐵心外徑相等的擋風(fēng)板，阻擋繞組端部的部分氣體，使端部繞組與氣體換熱更充分。

圖5 電機(jī)內(nèi)流體場流速矢量圖

圖6所示為氣隙內(nèi)氣體沿軸向的流速。由圖6可知，風(fēng)扇側(cè)流速明顯高于軸伸側(cè)；氣隙兩端有風(fēng)扇作用且空間較為開闊，空氣流速高，風(fēng)扇端部氣流流速達(dá)到10 m/s；氣隙內(nèi)由于受定轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)影響空間變窄，空氣流動平緩，速度維持在約4.5 m/s。

圖6 氣隙內(nèi)氣體沿軸向流速

圖7所示為機(jī)殼表面散熱系數(shù)分布，充分體現(xiàn)了流體場分布的連續(xù)性。由圖7可以看出，機(jī)殼表面平均換熱系數(shù)約為90 W/(m2·K)，最大約為150 W/(m2·K)；靠近風(fēng)扇一側(cè)機(jī)殼與空氣的換熱效果明顯高于另一側(cè)，沿著機(jī)殼軸向換熱效果逐步降低，這是由于風(fēng)扇一側(cè)空氣流速更高。

圖7 機(jī)殼散熱系數(shù)分布

4.2 溫度計算

隨著異步電機(jī)的運行，電機(jī)各部件不斷產(chǎn)熱，導(dǎo)致內(nèi)部溫度逐漸升高。內(nèi)部產(chǎn)生的熱量通過鐵心與機(jī)殼之間的熱傳導(dǎo)、各部件與空氣之間的熱交換被轉(zhuǎn)移到電機(jī)外部，最終電機(jī)的產(chǎn)熱與散熱達(dá)到動態(tài)平衡，電機(jī)溫度不再改變。本文設(shè)定電機(jī)周圍環(huán)境溫度27 ℃，在額定電壓10 kV、額定負(fù)載條件下，分別對電機(jī)有內(nèi)風(fēng)扇工作和無內(nèi)風(fēng)扇工作時的穩(wěn)定運行溫度場進(jìn)行求解。

4.2.1 內(nèi)風(fēng)扇工作

圖8所示為機(jī)殼溫度分布。由圖8可知，機(jī)殼中段與定子鐵心緊密接觸，導(dǎo)熱效果好，定子鐵心和定子繞組熱量能迅速傳遞到機(jī)殼，機(jī)殼中段溫度較高；定子繞組端部通過空氣與機(jī)殼換熱，導(dǎo)熱效果較差，因此機(jī)殼兩端溫度較低；機(jī)殼徑向上溫度無明顯差異。

圖8 機(jī)殼溫度分布

圖9所示為內(nèi)風(fēng)扇工作時電機(jī)內(nèi)部溫度分布。由圖9(a)和圖9(b)可知，轉(zhuǎn)子繞組中段的溫度最高，達(dá)到147 ℃，轉(zhuǎn)子繞組端部溫度約為115 ℃；繞組徑向上溫度差異較小，而軸向上溫度差異較明顯；由于自力性扇葉的作用，繞組兩端的溫度低于導(dǎo)條中部的溫度。

由圖9(c)和圖9(d)可知，定子繞組溫度高于定子鐵心，定子繞組中段溫度高達(dá)113 ℃，靠近內(nèi)風(fēng)扇側(cè)繞組端部溫度較低，約為82 ℃；繞組端部受內(nèi)部循環(huán)空氣的影響，定子繞組軸向上的溫度分布為中部高、兩端低。

圖9 內(nèi)風(fēng)扇工作時電機(jī)內(nèi)部溫度分布

4.2.2 內(nèi)風(fēng)扇不工作

將內(nèi)風(fēng)扇轉(zhuǎn)速設(shè)為0，模擬外風(fēng)扇單獨作用下電機(jī)的散熱情況，結(jié)果如圖10所示。由圖10(a)和圖10(b)可知，當(dāng)內(nèi)風(fēng)扇不工作時轉(zhuǎn)子溫度分布規(guī)律沒有明顯變化，但最高溫度達(dá)155 ℃，轉(zhuǎn)子端部繞組溫度約為120 ℃，故內(nèi)風(fēng)扇不工作時轉(zhuǎn)子溫度整體有所上升。這是因為內(nèi)風(fēng)扇轉(zhuǎn)動時將轉(zhuǎn)子產(chǎn)生的熱量通過轉(zhuǎn)子通風(fēng)溝帶到機(jī)殼內(nèi)通風(fēng)槽，熱空氣在通風(fēng)槽處與機(jī)殼進(jìn)行熱交換，然后流回轉(zhuǎn)子通風(fēng)溝。內(nèi)風(fēng)扇能夠有效加強(qiáng)轉(zhuǎn)子的散熱能力。

由圖10(c)和圖10(d)可知，內(nèi)風(fēng)扇不工作時定子繞組溫度分布為中部低、兩端高，這是由于定子繞組端部與靜止空氣接觸傳熱，散熱效果低于與定子鐵心接觸的定子繞組中部，同時在外風(fēng)扇作用下繞組兩端溫度出現(xiàn)差異。內(nèi)風(fēng)扇不工作時定子溫度整體有所上升，最高溫度達(dá)117 ℃。

圖10 內(nèi)風(fēng)扇不工作時電機(jī)內(nèi)部溫度分布

5 結(jié) 語

本文以Y2-500-6緊湊型高壓異步電機(jī)為研究對象，采用有限元法對樣機(jī)進(jìn)行了電磁場、三維全域流體場及溫度場的仿真計算。通過電磁場有限元法準(zhǔn)確計算了電機(jī)在額定工況下的銅耗和鐵耗，為溫度場計算提供熱源。電機(jī)穩(wěn)定運行時外部空氣基本沿散熱筋流動，空氣流速沿軸向逐步降低，降幅約為53%。內(nèi)風(fēng)扇工作條件下的定、轉(zhuǎn)子溫度整體低于內(nèi)風(fēng)扇不工作條件下的溫度。內(nèi)風(fēng)扇工作時，空氣在氣隙中的平均流速約為4.5 m/s，轉(zhuǎn)子通風(fēng)溝內(nèi)的平均流速約為10 m/s。

轉(zhuǎn)子上的溫度整體高于定子溫度；轉(zhuǎn)子和定子溫度沿軸向的分布均呈現(xiàn)中間高、兩端低的特征；電機(jī)溫度最大值位于轉(zhuǎn)子繞組中部，為147 ℃，定子繞組溫度最大值為113 ℃，滿足F級絕緣的溫度限值要求。