路义萍, 任智达, 韩家德, 汤璐, 李梦启

(1.哈尔滨理工大学机械动力工程学院,黑龙江哈尔滨150080;2.哈尔滨电气动力装备有限公司,黑龙江哈尔滨150040)

撑块变化对凸极同步电动机热流场影响

路义萍1, 任智达1, 韩家德1, 汤璐1, 李梦启2

(1.哈尔滨理工大学机械动力工程学院,黑龙江哈尔滨150080;2.哈尔滨电气动力装备有限公司,黑龙江哈尔滨150040)

针对电动机单机容量不断增大,电磁负荷随之提高,电机内部发热量增长的显著问题,研究了凸极电机典型部件撑块布置对电机热流场的影响。在满足强度要求的前提下,以国内较大容量的40 MW空冷凸极同步电动机为研究对象,采用基于计算流体动力学(computational fluid dynamics,CFD)原理的有限体积法,求解三维湍流流动及传热控制方程,得到三撑块布置下,整机1/8三维流场及转子温度场分布特点,对比分析了撑块不同结构、数量和相对位置下的流量分布特点以及转子固体部件温度分布规律。结果表明,端部第一撑块位置后移,更利于定子部分的冷却。结论可为大容量凸极电动机通风系统结构设计提供参考和指导。

撑块;转子;热流场;数值模拟;凸极同步电动机

0 引 言

凸极同步电动机具有结构坚固、控制灵活、制造成本低等优点,已广泛应用于压缩机、水泵、鼓风机、金属和煤炭行业中的提升机等大功率机械设备的驱动以及微型原件和控制设备领域。

近年来,随各种电机(包括空冷汽轮发电机［1］、水轮发电机［2］、隐极电动机［3］及凸极电动机［4］)容量增大,为保证安全可靠运行,电磁场、流体场及温度场等研究受到广泛重视,虽然电磁场研究相对成熟,因其决定损耗分布,电磁场研究也是非常必要的。关于凸极电动机方面:如温志伟等建立了实心磁极同步电动机直接起动时电磁场动态仿真数学分析模型,采用场路藕合法,计算了电机脉动转矩以及起动时间［5］;丁树业等利用电磁场理论和变分法建立了凸极同步电动机起动时二维电磁场的数学模型,采用有限元法计算了起动过程中电机内温度场随时间分布［6］;金龙飞等介绍了一种凸极同步电动机转子瞬态温升的测量新技术［7］;张颖辉基于Visual C++语言设计将无刷凸极同步电动机设计过程编写为程序语言,实现了优化设计和起动仿真［8］;路义萍等采用有限体积法研究了凸极同步电动机稳态额定运行工况下的流场及温度场［9］,分析了电机内冷却空气的流量分布比例及温度分布特点,指出了峰值温度位置［10］;A S Bornschlegell等采用基于Matlab的优化算法和等效风路法相结合的方法,对功率为9MW凸极电机进行了热优化,指出遗传算法较适合与电机内的强烈非线性模型优化问题［11］; M Shanel等采用计算流体动力学中的有限体积法,研究了各种湍流模型对凸极电机流场计算的准确性等问题,证明了采用有限体积法进行电机内流场温度场计算的可靠性［4］。凸极同步电动机与隐极电机相比典型结构是磁极之间需要用导热性能较好(铝)的撑板或撑块,将励磁绕组压紧以增强绕组的机械强度和紧固性,同时避免高速旋转时甩出,阙善材等分析了电机交流耐压试验过程中存在的撑块和极间出现的拉弧现象,给出了增加此磁极绝缘伸出长度等处理措施［12］;湘潭电机股份有限公司发明了一种相邻两磁极通过撑块固定,撑块与磁极固定后,撑块与磁极间为凹形的非实心结构,预留了通风空间以利于转子散热［13］;上海电机厂为解决普遍存在的凸极同步电机转子温升过高问题,发明了在撑块下部螺钉两侧靠近相邻磁极的托班下方沿轴向开设两矩形通风槽,以强化根部的通风散热［14］。关于凸极电动机撑块温度场方面的定量的理论及数值模拟研究未见报道。综上所述,由于凸极同步电动机转子磁极绕组间必须布置撑块结构以满足强度要求,撑块布置的数量、位置及形状是影响凸极电机流场及温度场的最主要因素之一。本文以某厂正在研发的40MW凸极同步电动机为研究对象,建立了的仅撑块结构、数量变化的两种整机八分之一结构的物理模型,基于有限体积法,在转速为1 500 r/min的额定工况下,进行定转子三维湍流流场、转子三维流场、温度场藕合计算,通过对比定量分析了撑块位置与数量变化对电机内部定转子流场及温度场的影响,确定了转子峰值温度较低的转子撑块数量及位置,为同类凸极电动机通风方案中撑块布置提供理论依据。

1 物理模型

本文以目前功率较大的40 MW凸极同步电动机为例进行研究,该电机内冷却介质为空气,空气经轴流风扇加压后由两端沿轴向对称流人电机开始循环,电机内部空气沿3个路径进行冷却:一部分空气流向转子端部,随转子高速旋转的同时绕流过撑块沿轴向向前,冲刷绕组、肋片表面,冷却转子直段,然后由磁极间甩出,流人气隙;一部分空气直接流人气隙,一边沿轴向冷却极靴表面一边与转子磁极间隙甩出的空气混合进人定子36排风沟,继续冷却定子各径向风沟,然后流人定子背部;还有一部分空气直接流经并冷却定子端部绕组、压板、压指等结构后流人定子背部。各路空气在定子背部汇合后,可通过机座环板上圆孔相互流通,并流人冷却器进行降温处理,然后又经风扇加压完成循环,以三撑块结构为例的通风系统见CAD图1。

图1 凸极电动机半轴向段通风系统示意图Fig.1 Diagram of half axial segment of a salient pole synchronousmotor ventilation system

考虑布置撑块是凸极电机的典型结构,随容量增大,撑块数量增多,为了得到转子峰值温度较低的通风结构布置,研究了撑块数量及位置变化对电机流场与温度场的影响。本文分别建立了两种撑块结构下包括转子主轴、磁极、绕组、绝缘、磁极散热肋片、撑块、极靴,气隙等的完整转子模型以及定子部分的通风冷却结构。由于电机轴向左右结构对称,并且采用轴向对称通风方式,冷却空气沿圆周方向以90°为流体运动周期,所以取电机轴向1/2,周向1/4的整机结构(即整机1/8)为物理模型合理,见图2。在电动机通风系统中,对各部分流量分配及流速、压力大小起决定性作用的是流动阻力(包括局部阻力和沿程阻力),电机尺寸确定后沿程阻力基本不变,流通面积越小处,则局部阻力越大。电动机定子机座环板(图1中部件8)通风孔直径较小,数量较少,其局部阻力远大于定子端部绕组中的局部空气流阻,所以在物理模型中,忽略了定子端部绕组结构,该简化并不会改变电机内部整体的空气流动特性。

图2 电动机计算域模型框线图Fig.2 W ireframe of com putational domain ofmotor

为了清晰示出转子的两种撑块布置及结构特点,图3为转子部件结构局部放大图。图3(a)为三撑块结构,3个撑块完全相同,与主绝缘接触处的撑块轴向尺寸为140mm,相邻的主绝缘总长沿轴向占转子直段比约为24.53%。端部撑块与4～9#定子径向风沟对应,中间撑块关于轴向15～18#风沟中心面对称位置左右,计算域中取其一半结构;考虑27MW凸极同步电动机转子极间布置三撑块结构,转子峰值温度位于中心对称面绕组中［10］,该处撑块位于中心对称面,绕组不与空气直接接触,热量须经主绝缘与撑块内部导热传递至撑块表面,经由表面对流传热才能把热量带走,于是为了使中心对称面处散热肋片与空气直接接触,减少热阻,在满足强度计算的前提下,把撑块数量改为4个,见图3(b),中心对称面处无撑块,沿轴向均布,大小、结构完全相同,体积变小,计算域内撑块沿轴向位置分别对应3～7#和 12～16#定子径向风沟,位置前移;与之相接触的绝缘层厚度及撑块轴向尺寸之和(140+70=105×2)沿轴向占主绝缘总长度比率不变,保持撑块与磁极间导热环节的导热热组不变。

图3 转子部件局部放大图Fig.3 Partial enlarged draw ing of rotor parts

2 数学模型及求解条件

2.1 基本假设

1)流体在电机内部流动,重力作用远小于离心力、科氏力等作用,忽略重力对空气流动的影响;

2)电动机内空气流速远小于声速,即马赫数小于1,可认为流体不可压缩,不考虑密度变化;

3)根据厂商提供的配套风扇风压,经试算,空气在电动机内循环过程中,Re≥8 000,处于湍流状态且流动恒定,本文仅研究稳态;

4)转子磁极上绕组叠片中的铜层与绝缘层厚度相差很大,给网格划分带来很大困难,将铜绕组主体的间隔层叠结构作为一个整体对待,需要的物性参数按径向厚度比加权平均算得,其中,散热肋片部分单独分组,仍然按照铜材料处理。

2.2 数学模型

电动机内空气恒定流动,处于湍流状态且不可压缩,流场计算时采用稳态流动控制方程组,包括质量守恒方程及动量守恒方程式(1)、式(2),绝对速度矢量u与相对速度矢量ur的关系式(3)［10］有

式中:ρ为密度;Ω为旋转角速度矢量;r为转动坐标系中微元体的位置矢量;ρ(2Ω×ur+Ω×Ω×r)为科里奥里力;F、τ分别为体积力、表面粘性应力;p为压力;u、v、w为绝对速度矢量u在3个坐标轴方向的速度分量。

三维固定直角坐标系下,描写湍流问题的控制方程组,包括质量守恒方程、动量守恒方程,标准k-ε两方程模型及湍流粘度计算式,见文献［15］。

欲求得转子区域固体部件和冷却流体的温度分布,必须先联立描述流场控制方程组,计算固定与旋转坐标系下的空气速度场,得到收敛解,在冷态流场计算基础上增加能量方程及温度边界条件,见文献［10］。

2.3 求解条件及网格划分

假定电机内冷却流体不可压缩,采用基于压力的分离隐式求解器,湍流模型采用标准k-ε两方程模型,方程离散采用二阶迎风格式,压力速度藕合选用SIMPLE算法。电机内部换热方式只有导热和强制对流换热,不考虑热辐射问题,沿主流方向的对流扩散问题微分方程属于步进型［14］。冷却介质为空气,考虑风摩损耗等,设定人口空气温度为50℃。在转子转速为1 500 r/min的额定工况下,根据Flowmaster软件计算得到的风扇后人口与定子出口(即冷却器人口)表压分别为2 131 Pa、245 Pa,额定电流下,经电磁场计算得到的整机转子铜耗、极靴表面杂散损耗分别为76.9 kW、27.63 kW,以上数据厂商提供。经换算,三撑块结构铜绕组、肋片、极靴表面热源值分别为220936.28,240608.69,1364698.32W/m3,其中铜绕组内热源由纯铜热源按照径向尺寸调和平均得出。由于两种撑块结构及大小不同,使四撑块结构时绕组总体积与散热片体积比不同于三撑块结构,导致其铜绕组、肋片热源值略有变化,分别为221 020.9,240 700.9W/m3,极靴表面热源值不变。

计算过程中,认为电动机内各种材料物性参数均为常数,其中铜绕组、铜肋片、撑块、绝缘、锻钢的热导率分别为350.14、387.6、202.4、0.22、31.8,单位均为W/(m·K)。轴向中心面设置为对称边界条件,圆周方向0°和90°边界设置为周期性边界条件,转子区域所有流体与固体壁面交界处系统自动默认为藕合对流边界,对流换热系数不需设定,由换热微分方程求得［15］。除以上边界条件外的所有外边界面均为固体壁面类型。

计算时采用标准壁面函数法处理近壁面区域,近壁面第一个网格高度y+满足所用函数要求。经多次修改网格类型和逐步加密网格并试算,获得整机1/8三维冷态流场及转子湍流流动与传热藕合计算的网格独立收敛解。

3 数值模拟结果及分析

3.1 结果准确性分析

由凸极同步电动机三撑块结构冷却风量计算结果经过换算得到整机总空气流量为26.868m3/s,制造厂家聘用某电机研究所采用通风系统一维网络分析法算得相同结构及工况下电机冷却空气体积流量为25.78m3/s,两种方法总空气量相对误差为-4.05%,误差在10%以内,此外,电机出厂前样机采用热阻法测得的转子绕组平均温度为78℃,数值模拟得到的绕组体平均温度为68℃,误差为12.8%,误差在15%以内,说明模拟结果较准确。

由于电机内流场与温度场的强烈非线性,获得其解析解不可能,此外大功率电机出厂前或实验室内旋转体内部流场、温度场测试困难,实验测量数据极其匿乏,国内外电机研发过程中常采用电机通风系统一维网络分析法与CFD(computational fluid dynamics)方法协同仿真,使其在产品制造前发挥重要作用［1、4、11］,本文目的是通过三维数值计算,实现精细化通风研发。

3.2 撑块变化对流场及温度场的影响

3.2.1 撑块数量及位置变化影响

在上述条件下,经CFD三维湍流流场计算并整理得到三、四两种撑块结构时计算域内的冷却空气人口流量分别为3.358与3.163,单位m3/s,说明撑块数量增多时,端部撑块轴向位置前移,更靠近风扇,风扇吸人电机的空气沿磁极轴向流动后很快遇到撑块阻挡,需绕流过的撑块数量增多,风阻加大,使进人电机的总冷却空气量减少,对电机冷却不利,与理论分析一致。

为了更直观的看出电机内部空气流动特点,图4示出了两种撑块结构下电机45°截面的转子与气隙部分空气速度分布图。由图4可知,三撑块结构中,风扇后人口处风速为19m/s左右,空气进人转子磁极间轴向风道第一撑块前流速增大至45m/s,两撑块间,流速为103m/s,两撑块上方流通截面积小,风速较大,分别是116m/s、96m/s;而四撑块转子结构旋转吸流作用变小,相同位置处空气速度均低于上述速度数值,但差异不大,然而,第二撑块后部中心对称面区域的磁极间散热匝表面空气速度为84m/s,与三撑块比速度减小近五分之一,并没有强化对流传热。

图4 两种布置下电机45°截面空气速度分布云图Fig.4 Air velocity contour of 45°section under two kinds of structure

定子端部及铁心段背部空气流速均较低在0～12.93m/s之间,图5为通过流场计算得到的三、四撑块结构下流人各定子径向风沟的冷却空气体积流量分布图,横坐标为径向风沟标号,依次标记为1～18号,其中18号为中心对称面处风沟标号。

图5 定子径向风沟内空气量随撑块变化曲线Fig.5 Flow rate of each stator radial duct variation w ith the support block

由图5可知,极间撑块位置及数量直接影响定子径向风沟中冷却空气量沿轴向分布,从而影响相应位置的定子线棒冷却效果及绝缘温度。三、四两种撑块结构下定子径向风沟风量分布规律趋势相同,均是位于第一撑块前部的约1～3号定子径向风沟中进人的空气流量变化较小,位于第一撑块上方位置的定子径向风沟中,沿轴向流人的冷却空气量先急聚减小,然后急聚增大,三、四两种撑块布置的中间位置上方对应的定子第6、5号风沟处进人的空气流量均达到最小值;当空气进人第二撑块表面前的磁极间隙中,上方风沟中沿轴向进人的空气量增大显著,均为中心对称面处风沟风量最大。由于定子部分热源、通风结构均相同,由上述分析可知,转子三撑块结构时,定子风沟中进人的冷却空气量多,相比之下,风速大,换热强;不需温度场计算,即可判断出,三撑块布置对定子绕组整体散热有利。第一撑块上方正对的定子风沟冷却最差。

由于转子部分三撑块改为四撑块后,磁极附近速度场变化不显著,磁极上热量的散出是依靠多个环节的导热和对流串并联过程,无法直观综合判断出峰值温度的相对高低,为此进行了转子温度场计算。算得三撑块比四撑块转子峰值温度低(数值分别为122.89℃、123.72℃),不超温,且均位于周向0°角背风侧轴向中心对称面处的绕组中,图6给出了三撑块布置时转子固体部件的温度分布云图以及绕组、肋片、主绝缘单个部件的温度分布图,四撑块时温度分布规律相同,仅温度数值发生变化。

图6 三撑块结构转子固体部件温度分布云图Fig.6 Temperature distribution contour of solid rotor partsw ith three support blocks

图中数字文本标出的均为各部件最高温度值。极靴、主绝缘、肋片与绕组等部件温度均沿轴向持续升高,最高温度位置均在中心对称面处。由于高速旋转时对流换热面迎风侧风速高于背风侧,所以0°与90°角位置的磁极绕组和散热匝肋片温度有差异,三撑块结构中迎风侧、背风侧的肋片壁面最高温度分别为113.98℃和120.25℃,四撑块结构中相应位置肋片温度分别是114.52、122.61℃,均高于三撑块结构。转子磁极中铜绕组产生的损耗主要靠热传导经三路传递,一路传到肋片表面,另一路经主绝缘传递给磁极向温度较低的主轴或极靴传递,第三路经主绝缘、撑块后部绝缘再传导到撑块中,气隙与磁极中的空气再以对流换热方式把与之相邻的固体中的热量带走。四撑块时,撑块之间肋片表面的对流空气区增加至5个,虽然中心对称面处散热肋片与空气直接接触,但由于该处空气扰动不强(风速84m/s低于103 m/s),对流换热效果没有增强,在磁极绕组损耗相同的条件下,空气对流带走的磁极绕组中的热量不及三撑块时多,使肋片表面温度升高。综合以上分析,在满足强度要求且撑块轴向长度之和不变前提下,撑块数量和位置对转子峰值温度影响较小。

3.2.2 相同数量撑块时撑块位置变化影响

为了进一步精确分析“撑块相对位置”这一单一因素变化对电机内流场、温度场分布的影响,在满足强度要求的前提下,将以上结论中得出的冷却效果较好的三撑块结构中端部撑块原位置(用符号A表示)沿Z轴向中心对称面方向平移74mm,到达新位置,用符号B表示,使其与6～11#定子径向风沟对齐,其他结构数据均不变,计算条件与端部撑块在A位置时的三撑块结构完全相同。计算得出端部撑块在B位置时人口总体积流量比A位置结构增加了1.732m3/s。经整理,两种撑块相对位置下的计算结果对比分析分别示于图7、图8中。图7为不同撑块相对位置时的电机45°截面流速分布图,图8为定子径向风沟人口流量分布对比图。

图7 不同撑块相对位置时的电机45°截面流速分布图Fig.7 Air velocity contour of 45°section w ith different relative position of support block

由图7可知,A位置端部撑块沿Z轴向中心移动后对空气人口速度基本无影响,由于端部空间增大,旋转吸流作用增强,进人转子前端的空气速度稍有增大,端部撑块上方的空气流速基本不变,两撑块之间散热片区空气最大流速由101 m/s降低至95m/s,局部换热减弱,中心撑块上方空气流速增大了7m/s左右,换热加强,对应图8也可看出,进人中心对称面附近定子径向风沟的风量明显增大。

图8中两曲线分布趋势与图5所述趋势相同,但相比之下,前部5～7号风沟风量增大明显,端部撑块后移至B位置后,端部撑块中心处对应的定子风沟中的最小冷却空气量增加近10%,11号之后的风沟空气流量增大显著,说明端部撑块后移,撑块之间风速变小,撑块上方风速变大,定子径向风沟中空气量增大,因结构相同,热源相同,可直接推断出定子部分的冷却将增强。将端部撑块由A位置后移至B位置后,转子各部件峰值温度上升幅度均小于0.5℃,B位置结构中转子峰值温度位置仍位于中心对称面处的背风侧绕组中,且较A位置结构仅上升了0.38℃,各部件温度分布规律与图6相同,图省略。综合以上分析,端部撑块后移对转子温度场分布影响并不明显。

图8 撑块位置变化对定子径向风沟入口流量分布影响Fig.8 The effect of position change of support block on flow rate distribution of stator radial duct inlet

4 结 论

采用CFD基本理论,研究了撑块数量及位置变化对凸极电动机定转子湍流流场和转子温度场的影响,得出如下结论:

1)在满足强度要求且撑块轴向长度之和不变前提下,转子磁极间撑块数量少且轴向位置靠近中心对称面时,定子风沟中进人的冷却空气量多,对定子绕组整体散热有利;

2)无论撑块数量多少,靠近端部的撑块上方正对的定子风沟中流进的冷却空气最少,冷却最差;

3)极靴、绝缘、绕组等转子部件温度均沿轴向逐渐升高,最高温度位置均在中心对称面处,转子峰值温度基本相同,均位于中心对称面处的背风侧绕组中;

4)在撑块与磁极间主绝缘占比相同条件下,撑块数量及位置对转子峰值温度及部件温度影响较小。

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(编辑:刘琳琳)

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

黑龙江省自然科学基金(E201223)

路义萍(1965—),女,博士,教授,研究方向为电机内传热与流动研究;任智达(1991—),男,硕士研究生,研究方向为电机内传热与流动数值模拟研究;韩家德(1965—),男,学士,教授,研究方向为电机内传热与流动研究;汤 璐(1989—),女,硕士研究生,研究方向为电机内传热与流动数值模拟研究;李梦启(1966—),男,硕士,高级工程师,研究方向为电机内物理场研究。

路义萍