，　侯健，　于喜伟

(1.哈尔滨理工大学 电气与电子工程学院，黑龙江 哈尔滨 150080；2.南阳防爆电机厂，河南 南阳 473000)



定子通风槽钢对中型高压电机内温度场的影响温嘉斌

1，侯健1，于喜伟2

(1.哈尔滨理工大学 电气与电子工程学院，黑龙江 哈尔滨 150080；2.南阳防爆电机厂，河南 南阳 473000)

该研究以一台YKK450-4、500 kW中型高压异步电动机为例，结合电机的结构尺寸，建立了高压异步电机三维定转子径向通风沟以及与之相邻铁心段的流体与固体耦合数学模型和物理模型；基于流体力学和传热学的理论知识，给出假设条件和边界条件，进行仿真计算，分析了计算区域的温度场；最后在定子通风槽钢长度不变的基础上，改变定子通风槽钢近轴端的径向位置，对通风沟进行重新建模，得到定子通风槽钢近轴端的径向位置对电机内温度场的影响。计算结果表明，通风槽钢的径向位置影响定子绕组的冷却效果。研究结果为提高电机的散热性能，对电机进行通风结构的优化设计提供了理论依据。

中型高压异步电动机；流体场；温度场；通风槽钢；优化设计

0　引　言

YKK系列中型高压异步电动机稳定运行时，电机中的电磁场、流体场、温度场和应力场等多种物理场之间要相互影响和相互制约[1]。在一般情况下，电机的温升将直接影响着电机的使用寿命及其运行的可靠性。电机内的温度过高，其内部的绝缘将会出现分层、脱壳、老化等现象，这会使绝缘的介电性能下降，进而引起绝缘的损坏，最终导致电机内部出现各种放电、短路故障现象，使电机烧毁[2]。因此对电机内的温度场进行准确计算是十分必要的。对于采用空气冷却方式的电机来说，通风沟内流体的流动情况与电机内的温度场的分布有着十分密切的关系，它是计算电机内温度场的关键。

近年来，国内的很多学者都对中型高压电机的温度场作了研究，得到了许多有意义的研究成果：通过对电机内部的风路进行整体建模，清楚的观察到流体在内风路中的流动轨迹[3]；计算出了外风扇和冷却器的特性曲线，并对电机外风扇和冷却器的内部结构进行了优化[4]。但研究电机通风沟的学者比较少，这方面的文献也不常见[5]。而在实际计算中，大部分作者对通风沟内流体流动进行了较大的简化，这样虽然便捷了计算，但实际情况与之有比较大的偏差。YKK系列中型高压异步电动机的结构比较复杂，况且电机运行时转子是旋转的，当转子旋转时，它所产生的离心力和科里奥利力将会使从转子流入定子的空气气流变得非常复杂，所以在研究径向通风沟内流体流动时应考虑转子旋转的影响[6-7]。因此，含有通风沟的中型高压电动机的温度场计算和分析对电机设计和电机的安全运行具有十分重要的意义。

本文以一台YKK450-4、500 kW中型高压异步电动机为例，采用CFD数值计算的求解方法，首先利用gambit软件对该中型高压三相异步电动机进行建模，然后利用fluent软件对模型的流动和传热问题进行了求解与分析。这样求解避免了通过经验公式确定电机通风沟内表面散热系数所引起的误差，实现了流体场与温度场的强耦合。在此基础上本文对通风槽钢在不同安装位置的通风沟进行建模计算，对比分析后得到了一些结论。

1　求解传热问题的物理模型与数学模型

YKK450-4、500 kW电动机通风结构如图1所示。

图1　电机通风结构Fig.1　Ventilation system of the motor

从图1中可以看到，该电机内风路采用了密闭循环的结构。在电机内部安装了挡风板，约束了内部空气流体的流动方向。在一侧安装的离心式风扇可以产生足够大的压强迫使外风路的冷却气体进入冷却器。内风路的冷却气体流动方向为定子端部-转子径向通风沟-气隙-定子径向通风沟-内风扇-冷却器-定子端部。外风路的冷却气体的流动方向为大气-外风扇-冷却器入风筒-冷却管-回到大气。

1.1通风沟内流体场温度场耦合的物理模型

如果按照YKK450-4、500 kW中型高压感应电动机的实际结构尺寸建立完整的电机模型，对模型进行网格划分之后，得到的网格数非常的大，要进行流体场温度场耦合计算的话，需多台电脑并联运行才可以的，而且，由于端部区域与气隙的流场物理量数量级差异过大，会产生很大的计算误差。考虑到以上情况，对计算模型进行了简化。合理简化的模型并不会对计算结果有太大的影响，并且模型简化后还可以减小物理量数量级差异过大引起的舍入误差，同时节约建模以及计算分析的时间。

通过分析可知，各个径向通风沟内流体的流动情况比较相似，故可以把电机温度场求解域确定为通风沟及通风沟两侧的两片铁心部分。径向通风沟的物理模型主要包括定子通风沟内流体、转子通风沟内流体、转子支架内流体、气隙内流体、通风槽钢、定子绕组、转子铜排和轴8个部分，如图2所示。

1.2通风沟内流体场温度场耦合的数学模型

流体流动所遵循的物理定律是建立流体运动基本方程组的依据。这些定律包括质量守恒、动量守恒和能量守恒三大定律。

图2　径向通风沟物理模型Fig.2　Physical model of radial ventilation duct

采用空气冷却的异歩电机，其空气入口速度比较高，通风沟的结构又比较复杂，所以电机内冷却空气的流动属于湍流流动。因而还要补充反映湍流特性的控制方程。

质量守恒方程为

(1)

式中：ρ为微元体密度；t为流动时间；u、v和w为x、y和z方向的速度对应分量[7]。

动量守恒方程为

(2)

式中：p为流体微元体上的压力；τxx、τxy和τxz为粘性应力τ沿x、y和z方向的分量；Fx、Fy和Fz为微元体上的体积力[8]。

在fluent中进行数值计算时，采用标准k-ε模型，其湍流方程为

(3)

式中：Gk表示由于平均速度梯度引起的湍动能k产生项；Gb表示由于浮力影响引起的湍动能产生项；YM表示可压湍流脉动膨胀对总的耗散率的影响；在fluent中取经验值C1ε=1.44，C2ε=1.92，C3ε=0.09；湍动能k与耗散率ε的湍流普朗特数分别为σk=1.0，σε=1.3, Sk和Sε是用户定义源[8]。

能量守恒方程为

(4)

式中：k为流体传热系数，ST为含有流体内热源与粘性的作用产生的流体机械能转换为热能部分总和[7]。

1.3基本假设和边界条件

1.3.1基本假设

1)由于径向通风沟内流体的雷诺数很大，属于湍流，因此采用湍流模型对径向通风沟内流体场进行求解；

2)在标准大气压下，空冷电机中空气流体浮力和重力的影响可以忽略[9]；

3)电机内流体流速远小于声速，即把电机内流体作为不可压缩流体处理[10]；

4)径向通风沟内流体的流动处于稳定状态，即流动属于定常流动[11-12]；

5)将股线靠进主绝缘侧的绝缘归算到主绝缘中，忽略股线间绝缘；

6)计算模型中的各项介质的物理参数不随温度变化；

7)忽略铁心中谐波损耗以及绕组的挤流效应导致的附加损耗。

1.3.2边界条件

1)电机内温度计算采用速度入口和自由出口边界条件，入口1速度为1.62 m/s，入口2速度为1.18 m/s；

2)各个与空气相接触表面全部为无滑移边界条件；

3)转子内各个部件为旋转壁面边界条件；

4)转子内流体属于旋转流场，采用多重参考坐标系模型(MRF)模拟，气隙及定子内流体作为静止部分模拟[13-15]；

5)在流固耦合计算温升时，电机定子绕组，铁心以及转子导条均为热源，热源密度按电机额定运行时的试验所得数据考虑；研究电机的主要参数如表一所示，结构尺寸如表二所示，具体各项损耗数据如表三所示。

表1　电机的主要参数

表2　电机的主要结构尺寸

表3　电机的具体各项损耗

6)将电机机壳视为绝热的，与流体相接触的所有面都视为对流换热表面，各个面对流换热系数由迭代的计算结果决定；

7)电机转速为1 480 r/min。

2　通风沟内流体场温度场耦合计算

2.1原结构流体场与温度场计算

选取YKK450-4、500 kW中型高压异步电动机第3个通风沟以及与之相邻的铁心段为研究对象进行三维建模及分析计算。第3段通风沟沿轴线厚度为10 mm，它两端的定子铁心沿轴线厚度为40 mm，故所建模型沿轴向的厚度为90 mm，而此电机机座横截面为矩形，故所建三维实体模型简化如下图3所示。

剖分、定义边界条件后，在fluent中进行计算得到计算区域的温度分布云图如图4所示，径向通风沟内的速度矢量图如图5所示，径向通风沟内的温度分布云图如图6所示。从图4中可以看出，与转子铁心相比，转子铜排的温升较高，这是由于铜排是转子的主要发热部件。从图5、6中可以看出，由于绕组的发热量比较大，所以靠近绕组处的空气温升稍高，而由于绕组后方的冷却空气的速度较低，且其流体流动状态呈现涡流，所以绕组后方的气体温升增加也比较明显。

图3　计算区域三维实体模型Fig.3　Computational domain 3Dmodel of cooler

图4　计算区域绝对温度云图Fig.4　Absolute temperature cloud of computing area

图5　径向通风沟内流体速度矢量图Fig.5　Fluid velocity vector diagram with in the radialventilation duct

图6　径向通风沟内温度分布云图Fig.6　Absolute temperature chart with in the radialventilation duct

对该电机进行额定负载运行时的温度测试，将测温元件埋置在双层绕组之间，通过引线将信号远传到控制柜后可以直接读取定子绕组的最高温度。而根据国家标准《GB/T1032-2012三相异步电动机试验方法》进行型式试验可以得到绕组的平均温度。得到的数据与理论计算出的结果进行比较如表4所示。

表4　测量温度值与实际温度值相比较

从表4中可以看到，理论计算值与实际检测值有一定的出入，这是在分析计算时忽略了通风损耗和机械损耗造成的。由于现有的技术难以确定机械损耗和通风损耗在各个部件处发热率的大小及其作用的具体位置，且二者对电机内部温度场的影响较小，在计算时未将其考虑进来。

2.2改变定子通风槽钢近轴端的径向位置后通风沟内温度场计算

电机中的定子是固定不动的，在计算电机中的温度场分布时，它仅起到壁面的作用，同样，定子中的通风槽钢也是这样的。但在过去的工程实际中，大多数情况下是按照一些经验方法来考虑通风槽钢对流体流动的影响的。这么做不但缺乏理论依据，而且还不能直观地反映通风槽钢对流体流动以及含有径向通风沟的电机中温度场的影响[12]。

改变定子通风槽钢近轴端的径向位置，可以改变定子通风沟内的风阻，从而使通风沟里流体的流速发生变化，继而对定子通风沟里的对流换热系数产生影响。

依据计算流体力学理论，在计算出电机中的温度场的基础上，对安装在不同位置的定子通风槽钢分别进行了建模计算，分析了定子通风槽钢的安装位置对电机内温度场的影响。如图7所示，保持定子通风槽钢长度不变，在此基础上改变通风槽钢靠近轴端的径向位置，也就是改变了图7中R的值，然后对不同情况下的计算结果作对比分析。

图7　定子通风槽钢近轴端的径向位置Fig.7　Radial position of stator ventilation channelpari-axle terminal

为了分析方便，现取几种情况下通风沟内同一位置处做具体分析。通过计算，得到定子通风槽钢近轴端的径向位置R取不同值时定子通风沟内流速的对比图如图8所示、定子通风沟内对流换热系数的对比如图9所示。

图8　定子通风沟内流速的对比Fig.8　Comparison of stator ventilation ducts fluid velocity

图8中从左至右依次为通风槽钢在原位置时，即R分别为233、232、234、235、236 mm时定子径向通风沟内的速度分布云图，从图中可以清楚的看到通风槽钢的安装位置对通风沟内流体的流速产生了较大的影响。当定子通风槽钢安装于于R=232时，通风沟内流体的流速相对于其他安装位置来说小一些；而当安装位置R=235、236时通风沟内流体的流速比其他时候要明显大一些。

流速增加会使流体内部相对运动加强，从而使对流作用强烈，导致对流换热加强，对流换热系数也就增大了。从图8中就可以看出，在各个通风沟内流体流速沿定子径向高度不均匀分布，且沿槽中心线亦不对称分布，通风沟里流速的不同导致了通风沟内的对流换热系数发生了变化。

图9中从左至右依次为通风槽钢在原位置时，即R分别为233、232、234、235、236 mm时，定子径向通风沟内对流换热系数的对比。

图9　定子通风沟内对流换热系数对比Fig.9　Stator ventilation trench convective heat transfer coefficient

为了更加清楚的研究对流换热系数的变化，现分别取R为233、232、235 mm等3种情况下通风沟内的线 HS、hs的对流换热系数作对比分析，如图10所示。

从图10(b)、图10(c)中可以发现流体从气隙流入到定子径向通风沟时与其接触的表面的对流换热系数变化剧烈，这是由于气隙空气具有的离心惯性导致流体流速迅速下降的结果，之后随着径向高度的增加，流体流通截面逐渐增大，对流换热系数较为平稳。对比图10(b)、图10(c)可以发现，从通风沟不同入口处进入的冷却气体，接触的固体表面的对流换热系数并不相同。这是由于转子的旋转和通风槽钢的摆放共同作用的结果，传统上认为绕组两侧流体对称的做法并不准确[5]。从图10(b)、图10(c)中看到，3种不同情况通风沟内相同位置的对流换热系数发生了改变。这是因为高温空气回流入气隙与具有离心惯性的气隙空气相互作用，会导致温度升高，所以对流换热系数会降低。

图10　线HS、hs的位置示意图及其对流换热系数的对比分析Fig.10　Graph of the lines HS and hs position and analyzed the lines convective heat transfer coefficient

查阅相关资料可知，这主要是由于改变通风槽钢安装位置后，流体的流动发生了变化导致的。

YKK450-4、500 kW电机采用的是强制通风散热的方式，该电机主要是通过热传导和对流换热来进行散热的。热传导是将定子铁心、定子绕组和转子导条等热源内部的热量传至其表面，使之与冷却介质相接触，然后将热量通过热交换传给冷空气，最终由空气将热量带走。影响电机内部热传导的因素就是电机内部的各导热体的热导率λ、热传导双方的接触面积以及温差[11]。而定子通风槽钢的安装位置对这3个因素产生的作用是比较小的，所以此时电机内部对流换热的变化就对电机内的温度产生了影响。

图11为径向安装位置R=233时电机内的绝对温度云图。图12为定子通风槽钢在不同安装位置时定子绕组最高温度对比图。从图中可以看到通风槽钢的安装位置R=235、236时电机内的最高温升为376K，比通风槽钢在原位置时的最高温升降低了5 K，较原结构有明显的改善。

图11　电机内的绝对温度云图Fig.11　Absolute temperature inside the motor cloud

图12　定子通风槽钢在不同安装位置时定子绕组最高温度对比图Fig.12　Comparison of the highest temperature in the stator windings of different installation position of the stator ventilation channel steel

3　结　论

本文应用流体力学和传热学理论, 通过对YKK450-4、500kW中型高压异步电动机温度场的计算，得到如下结论：

1)从通风沟不同入口处进入的冷却气体，接触的固体表面的对流换热系数是不相同的，不是传统认为的绕组两边是对称的。实际上通风沟内的流体的流动情况和温度变化是非常复杂的，风速和风温不是呈线性变化的。

2)定子通风槽钢的安装位置对定子通风沟的冷却效果有较大的影响，这为电机通风冷却系统的优化设计提供了理论依据。

[1]顾德宝．大型空冷汽轮发电机内流体流动与传热耦合计算[D]．哈尔滨：哈尔滨理工大学，2008：1-15．

[2]丁树业,郭保成,孙兆琼. 永磁风力发电机通风结构优化及性能分析[J].中国电机工程学报，2013,33(9):33-36.

DING Shuye ,GUO Baocheng, SUN Zhaoqiong. Ventilation Structure Optimization and Performance Analyses of Permanent Magnet Wind Generators[J]. Proceedings of the CSEE,2013,33(9):33-36.

[3]路义萍,丰帆,孙明琦,等.同步电机定子与气隙流场数值计算与分析[J].电机与控制学报.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 synchronous machine[J]. Electric Machines and Control,2011,15(8):4751.

[4]李伟力,袁世鹏,霍菲阳,等.基于流体传热理论永磁风力发电机温度场计算[J]. 电机与控制学报,2009(9):57-61.

LI Weili,YUAN Shipeng,HUO Feiyang,et al.Calculation of temperature field of PM generator for wind turbine based on theory of fluid heat transfer[J].Electric Machines and Control,2009(9):57-61.

[5]温嘉斌，鄢鸿羽.定子通风槽钢对通风沟内流体流动形态的影响[J]. 电机与控制学报,2010,11(11) ：59-68.

WEN Jiabin, YAN Hongyu. Influence of stator ventilation channel on fluid flow pattern inside ventilation duct [J]. Electric Machines and Control,2011,11(11):59-68.

[6]FUJITA M，KABATA Y,TOKUMASU T,et al.Air-cooled large turbine generator with multiple-pitched ventilation ducts[C]//2005 IEEE International Conference on Electric Machines and Drives,May 15-15,2005,San Antonio， USA.2005: 910-917.

[7]李伟力，付敏，周封，等. 基于流体相似理论和三维有限元法计算大中型异步电动机的定子三维温度场[J]. 中国电机工程学报. 2000，20(5)：14-17.

LI Weili FU Min,ZHOU Feng，et al. Calculation of 3D stator temperature field of large and medium scale asynchronous motor on the basis of theory of fluid sim ilarity and 3D FEM [J] . Proceedings of the CSEE, 2000, 20(5):14-17.

[8]王福军．计算流体动力学分析—CFD软件原理与应用[M]．北京：清华大学出版社，2004：1-142．

[9]霍菲阳，李勇，李伟力，等．大型空冷汽轮发电机定子通风结构优化方案的计算与分析[J]．中国电机工程学报，2010，30(6)：69-74．

HUO Feiyang ,LI Yong, LI Weili，et al. Calculation and analysis on stator ventilation structure of different optimum proposal in aircooled turbogenerator[J].Proceedings of the CSEE,2010,30(6):69-74.

[10]李伟力，杨雪峰，顾德宝，等．多风路空冷汽轮发电机定子内流体流动与传热耦合计算与分析[J]．电工技术学报，2009，24(12)：24-31．

LIWeili ,YANG Xuefeng, GU Debao，et al. Calculation and analys is of fluid flow and heat transfer of air-cooled turbo-generator with multipath ventilation [J]. Transactions of China Electrotechnical Society,2009,24(12):24-31.

[11]李俊卿，胡继伟.汽轮发电机定子通风沟中三维流体场的分析和计算[J].大电机技术,2010(1)：19-22.

LI Junqing, HU Jiwei.3D fluid field calculation and analysis in stator radial ventilation ducts of turbogenerators[J] . Large Electric Machine and Hydraulic Turbine, 2010(1):19-22.

[12]罗勇林.大型异步电机通风散热优化设计[D]．上海：上海交通大学电子信息学院，2007：14-16

[13]孟大伟,刘兆江,孙兵成. 采煤机用防爆型水冷电机的设计[J]. 哈尔滨理工大学学报,2009,02:55-58.

MENG Dawei, LIU Zhaojiang, SUN Bingcheng．Design of explosion-proof motor with water-cooling system for Coal Excavating[J].Journal of Harbin University of Science and Technology, 2009,02:55-58.

[14]戈宝军,安万强,陶大军,等.氦冷驱动电机转子端部温度场仿真[J]. 哈尔滨理工大学学报,2014,04:1-5.

GE Baojun,AN Wanqiang,TAO Dajun,et al.Simulation of the temperature field of helium-cooled driving motor rotor end[J].Journal of Harbin University of Science and Technology, 2014,04:1-5.

[15]王芳,高斯博,汤文侠,等.大型水氢氢冷却汽轮发电机定子温度分布[J]. 哈尔滨理工大学学报,2015,01:26-30.

WANG Fang,GAO Sibo,TANG Wenxia,et al.Temperature distribution of large water-hydrogen-hydrogen cooled turbo-generator stator[J].Journal of Harbin University of Science and Technology,2015,01:26-30.

(编辑：贾志超)

Influence of stator ventilation channel on the temperature field in the middle-size high voltage motor

WEN Jia-bin1，HOU Jian1，YU Xi-wei2

(1.School of Electrical & Electronic Engineering, Harbin University of Science and Technology, Harbin 150080, China；2.Nanyang Explosion Protection Group Co.,LTD，Nanyang 473000,China)

According to the structural dimensions of the motor,a YKK450-4,500 kW medium high-voltage asynchronous motor is taken as an example to construct the 3D mathematical model and physical model of stator and rotor radial ventilation ducts with the adjacent core segment of the high voltage asynchronous motor.Based on the theoretical knowledge of fluid mechanics and heat transfer,assumptions and boundary conditions were given to conduct calculation of the simulation,and the temperature field of the calculated region were analyzed.Finally, under the condition that the length of the ventilation channel of the stator remained unchanged,and the radial position near the shaft of the stator ventilation channel was changed,the model of ventilation dutcs was remodeled to obtain the influence of the installation position of the stator ventilation channel on the temperature field in motor. The results show that radial position of the ventilation channel affects the cooling effect of the stator windings, which provides a theoretical basis to improve the thermal dissipation performance of the motor and the optimization design of the motor ventilation structure.

middle-size high voltage motor; fluid field; temperature field; ventilation channel steel; optimization design

2014-11-18

国家自然科学基金(51275137)

温嘉斌(1961—)，男，博士，教授，研究方向为电机冷却技术、电机及电机控制；

侯健(1991—)，女，硕士研究生，研究方向为电机多物理场耦合分析计算；

温嘉斌

10.15938/j.emc.2016.08.006

TM 301.4

A

1007-449X(2016)08-0040-08

于喜伟(1988—)，男，博士，工程师，研究方向为高压异步电机设计。