凸极电机定子风路变化对热流场影响

韩家德， 杜鹏， 路义萍

(哈尔滨理工大学 机械动力工程学院，黑龙江 哈尔滨 150080)

凸极电机定子风路变化对热流场影响

韩家德， 杜鹏， 路义萍

(哈尔滨理工大学 机械动力工程学院，黑龙江 哈尔滨 150080)

随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显著，通风方案设计将影响峰值温度的数值，对冷却效果起决定性作用。为降低峰值温度，确保电机安全稳定运行，本文以某空冷凸极同步电动机为研究对象，基于计算流体动力学(CFD)原理，采用有限体积法，求解三维湍流流动控制方程组，得出定子绕组不同冷却风路布置方案设计情况下的三维流场及温度场的分布特点，分析了定转子各部分风路中空气流量分布特点以及定转子固体部件温度分布情况，得出冷却效果较好的定子空气冷却风路布置。结果表明，凸极电机定子铁心段绕组空气冷却风路布置影响定子绕组峰值区域及数值大小。结果可为大容量凸极电动机通风系统结构设计提供参考。

凸极同步电动机；定子；定子风路布置；热场；CFD数值模拟

0 引 言

凸极同步电动机具有结构坚固、控制灵活等优点，被广泛应用于压缩机、鼓风机、煤炭行业中的提升机等大功率机械设备的驱动。随着电动机单机容量不断增大，电磁负荷随之提高，其通风冷却成为研发设计中的关键问题，为确保设备安全运行，进行冷却研发方案三维热流场研发计算非常重要。

凸极电动机以其特有优势得到各领域学者的广泛关注[1]。BORNSCHLEGELL A S等采用等效风路法对较大功率凸极电机进行了热优化，指出产品研发阶段变化风道几何结构进行热优化是非常重要的[2]。PICKERING S J等证明了采用FLUENT软件能够很准确地预测四极凸极电机转子流动及传热特性[3]，SHANEL M等在1MVA凸极同步电机的设计阶段，采用CFD方法得到了转子各部件温度分布、速度矢量图等[4]。HARAN KARMAKER等基于有限元法对凸极同步电机中电磁场分布、转子电流等进行了实验和模拟研究[5]。温志伟等在凸极同步电动机启动时的电磁场、电机动态特性方面进行了研究，并优化设计和启动仿真[6]。旋转态下实验测量很难实现，关于实验研究的文献很少，近年来，关于四极凸极同步电机定转子一体化流场特性[7]、转子温度场特性[8]、撑块布置对流场及温度场的影响[9]、边界条件设置问题[10]的研究也有报道。此外，凸极电机结构与水轮发电机转子部分结构[2]相似，关于水轮发电机通常采用等效风路法[11]进行热设计。

随着计算技术和计算方法的发展及电机本身容量增加、紧凑化结构设计的旺盛需求，韩力等针对凸极电机及水轮发电机采用有限元法(FEM)模拟计算三维转子温度场[12]，杜灿勋等则先采用FEM法计算损耗分布，然后再采用有限体积法(FVM)计算定子的流场与温度场[13]。BOGLIETTI综述了各种电机热流场数值计算方面近年来的发展[14]，指出了仅有CFD中的FVM方法能够计算速度场、温度场。由于学科交叉以及复杂的特点，关于大容量凸极电动机定转子流场、温度场耦合研究还鲜见报道。

本文以容量较大的某四极凸极同步电动机为研究对象。由于电机结构轴向具有对称性，且运行时沿周向以90°为流体运动周期，因此，选取主机包括定转子的半轴向段与周向1/4(圆周方向0～90°)，建立了整机八分之一流体区物理模型。基于有限体积法，在转速为1 500 r/min的额定工况下，进行CFD三维湍流流场计算，在此基础上，考虑计算机的容量及温度场的连续性，添加转子部分完整固体结构、定子部分连续的三个整槽，定量计算并分析两种定子铁心部分风路方案布置对电机内定转子温度场的影响。方案一：仅中心对称面铁心段上方开设空气出口；方案二：铁心段上方均开设空气出口。

1 物理模型

四极凸极同步电动机通风系统见图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 synchronous motor ventilation system

空气经轴流风扇加压后由两端沿轴向对称流入电机中，空气沿以下路径进行冷却：第一部分空气流向转子端部，经磁极间隙沿轴向向前冲刷散热肋片及肋根表面，冷却磁极，随转子高速旋转的同时绕流并冷却撑块，然后由磁极间甩出，流入气隙；第二部分空气直接流入气隙，既沿轴向向前流动冷却极靴和定子部分内表面，又与转子磁极间隙甩出的空气混合，进入并继续冷却定子各径向风沟中部件，然后流入定子背部；第三部分空气直接流经并冷却定子端部绕组，经端部定子机座环板上的10个圆形通风孔进入第一定子铁心段；最后一部分冷空气沿端部压板下方孔隙经通风槽进入定子，并沿着压指和通风槽钢形成的风路对压指进行冷却，然后进入定子第一铁心段背部。各路空气在定子铁心背部汇合后，并由定子空气出口流入冷却器，然后又经风扇加压重新进入电机内。

文中研究的电机机座环板上布置10个通风孔，直径为 70 mm，流通截面积很小，其风阻是定子端部风路中的控制流阻。因此，忽略定子端部结构，不影响空气在电机中的流量分配。

图2为电动机计算域物理模型框线视图，为了表达方便，在模型中采用字母表示模型中各表面，字母abcd代表方案一定子第二铁心背部空气出口面，面积为0.37 m2；abcd与cdfe两面被位于其中间的机座环板隔开，两面为方案二出口面；lmnp为电机风扇后所在空气入口面，ghij为机壳内壁面，befkjg为顶部机壳内壁面，opn为转轴前表面，后部agh所在面为电机半轴向段的中心对称面，左侧ako及底部hio所在面均为半个磁极的中心对称面。该模型的坐标原点位于转子转轴中心对称面的几何中心处。

为了分析定转子温度场变化趋势，还建立了定子三个槽及全部转子固体部件的模型，并进行网格划分。

图2 计算域物理模型框线视图Fig.2 Wireframe for computational domain model

2 数学模型及求解条件

2.1 基本假设

1)计算域内空气马赫数小于0.7，符合不可压缩流体假设要求，因此，空气当作不可压缩流体合理。2)流体在电机内部流动，重力作用远小于科氏力等作用，可忽略重力对空气流动的影响。3)仅研究定转子内流体流动的稳定状态。4)在电机额定转速下运行时，经试算风扇后入口风速很大，入口Re≥8 000，空气的流动为湍流态，因此采用湍流模型对电机内流场进行求解。5)考虑转子磁极上铜排间绝缘层厚度很小，将垂直磁极方向铜绕组的18层铜排与19层绝缘的相间层叠布置结构简化为一个体，实际运行中该方向温差较大，源于热导率各向异性，采用厚度调和平均法计算，算得垂直于叠层方向热导率为1.59，其他两方向热导率相同，按径向厚度比加权平均法计算，算得350.17，单位均为W/(m·K)[11]。将绕组散热肋片部分划分为铜肋片组，物性不变。6)假设转子铁心、转轴、绝缘均为紧密连接，无空气隙，各热源热量均匀分布。

2.2 数学模型

电动机内空气流场计算时，采用多重参考系，控制方程包括湍流时均质量、动量、能量守恒方程的关系式，通用控制方程见下式

div(ρuφ)=div(Γgradφ)+S。

式中：div表示散度；ρ表示密度；φ为通用控制变量；Γ为广义扩散系数；S为广义源项。

2.3 求解条件

电机内冷却空气为不可压缩流体，采用基于压力的分离隐式求解器，方程离散采用二阶迎风格式，压力速度耦合选用SIMPLE算法。在转子转速为1 500 r/min额定工况下，考虑风扇及内部风摩损耗等，设定入口空气温度为50℃；入口表压为2 100 Pa，定子出口表压为换热器前静压235 Pa；定转子轴向中心对称面处为对称边界条件；圆周方向0°和90°半磁极边界考虑周期流动特点设置为周期性边界条件。除以上边界条件外，其它机壳边界面均为固体壁面类型。经电磁场计算得到额定电流下各种损耗，折算出的体平均热源强度值见表1。电动机内部各种材料物性参数均为常数，其中铜肋片、撑块、绝缘、轴的热导率为各向同性，分别为387.6、202.4、0.15、31.8；定子铁心叠片热导率为各向异性，轴向为5.7，径切向均为19；单位均为W/(m·K)。

表1 凸极电机体平均热源强度

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+满足所用壁面函数要求。经多次修改网格类型和逐步加密网格并试算，获得湍流流动与传热耦合计算的网格独立收敛解。

3 数值模拟结果及分析

3.1 空气流量分布特性

表2给出了定子通风风路两方案时计算域内CFD数值模拟监测得出的电动机冷却空气体积流量计算结果。其中，进入电机的总空气体积流量为V；进入转子磁极间隙与定转子间气隙的流量之和为V1，其中转子磁极间隙中空气冷却转子磁极，定转子间气隙的空气冷却极靴和定子内表面；机座端部环板上方孔隙空气体积流量为V2，该部分空气冷却定端部绕组；进入压指的空气量为V3，冷却压指周边部件，体积流量单位均为m3/s。由表2可知，两定子铁心段上方均设置出口的方案二(见图1)比只是第二铁心段上方设置出口的方案一总空气体积流量增加18.89%，风量增加显著。主要原因是方案二中，定子第一铁心段区定子风沟中的空气不需再经过风阻很大的1与2铁心段间的机座环板圆孔，可直接流出，风阻显著减小。因此，定子区域通风方案是决定冷却总风量的重要因素。此外，进入转子磁极间隙与定转子间气隙风路的空气量百分比η1减少约1.47%，相应的进入压指风路的风量百分比η3增加约1%，说明凸极电机转子风路结构保持不变，仅定子末端铁心段附近出口风路变化对进入转子磁极间隙与定转子间气隙、机座端部环板上方孔隙与进入压指的风量分配影响较小，但每部分进风总量增加。

表2 电机风路空气体积流量分布随出口方案变化比较

3.2 定子区域流量分布特性分析

凸极同步电机进入转子磁极间隙与定转子间气隙的空气先冷却转子固体区域，然后进入定子风沟，电机计算域中定子风沟布置17排，周向布置96个定子槽，节距等几何尺寸及布置完全相同。图3给出了定子出口风路变化两方案定子风沟内冷却空气体积流量沿轴向变化曲线，N=17为中心对称面处风沟。

由图3可知，方案二中处于第一铁心段中的前8排定子风沟较方案一的空气流量增加较明显，增幅都在26%以上，其中靠近入口的第一排的风量增加最多，增幅为52.2%。原因是此时第一铁心段上方空气出口压力与第二铁心段相同，经风扇增压和转子磁极旋转吸入的空气在端部撑块前方与其上方出口的静压差增大。处于第二铁心段中的后9排定子风沟中，9～14号空气流量变化很小，可忽略不计，中心对称面处撑块上方定子15～17号风沟中的空气流量增大不超10%，说明当凸极电机定子铁心背部沿轴向被机座环板隔开，冷却完第一铁心段部件的空气需通过环板间圆形孔隙进入第二铁心段背部，然后经出口流出时，第一铁心段是否布置出口对进入第一铁心段各风沟中的冷却空气量大小及分布影响显著，与理论预期相符，说明计算结果合理。方案二中定子第一铁心段内部件的温度将有效降低，由于铜的热导率较大，这对轴向相邻位置的定子端部绕组、压指冷却均有利，定子绕组峰值温度将有效降低。在两方案端部撑块上方对应的5～10号风沟中，风量分布均呈现先减少后增加的趋势。综上所述，凸极电动机定子空气出口横跨两个定子机座环板可增大凸极电机端部撑块上方定子风沟内的风量；将使定子部件峰值温度及平均温升降低，对定子冷却有利。

图3 定子径向风沟中空气量分布随出口位置变化Fig.3 Rir volume flow rate in the stator radial duct variation with outlet proposals of stator

3.3 定转子区域温度场分布特性分析

电机内空气流量的分布规律直接决定着固体部件的温升大小。表3给出了两方案中转子部分固体部件最高温度比较。

由表3可知，方案一与方案二相同名称各部件的最高温度基本相同，其中铜绕组最高温度129.9℃，绝缘最高温度125.5℃，均不超温，虽然方案二进入转子与气隙的总冷却风量增加，但增加的空气基本由气隙进入定子第一铁心段风区，铜绕组、铜肋片、绝缘层、极靴的最高温度分别降低了1.6℃、1.1℃、1.7℃、0.5℃，转子固件的温度变化很小，而且并不改变转子各部件温度沿轴向逐渐升高且峰值温度位置在中心对称面附近的规律[9]，见图4、图5，与文献[9]的结论一致，同时，与理论预期一致，间接证明计算结果合理。

表3 出口位置变化两方案转子各部件最高温度

为了分析定子部分温度分布特征，给出了两方案中三个定子槽中间截面的温度分布云图4、图5。由图4、图5可知，两定子风路通风方案中，定子绕组及铁芯温度分布特征不同。方案一定子绕组峰值温度位于端部撑块上方第5排定子铁心开始直到中心对称面处的下层线棒中及第17、18排铁心位置处的上层线棒中，峰值为122.1℃；方案二绕组峰值温度位于第10排定子铁心开始至中心对称面位置处的下层线棒中及第17、18排铁心处位置处的上层线棒中，且方案二比方案一冷却总风量大，所以峰值温度低2℃。由此可知：仅定子中心对称面上方布置空气出口时(方案一)，定子线棒峰值温度区域较宽，位于撑块上方对应的连续的定子绕组线棒中；定子铁心上方均布置出口时(方案二)，定子线棒峰值温度区域变窄，位于中心撑块上方对应的连续的定子绕组线棒中。由图3可知，方案一端部撑块上方及前部对应定子风沟中冷却空气量比方案二少很多，方案一定子绕组前部和铁心温度均高于方案二，而对称面处风沟虽然空气量增多，但是其风沟入口空气吸收了沿程部件中的各种损耗，温度较高，传热温差减小，导致两撑块上方的定子绕组和铁心温度也出现局部升温现象，由于铜绕组热导率较大，除气隙进口附近，线棒总体沿轴向温差很小；比较图3和图4、图5可知，中心对称面处风量最大处未必是温度最低处，反而可能是峰值温度位置，因为定子线棒温度场受到传热温差、对流换热风速、铜及绝缘的热导率、空气摩擦损耗等多因素综合影响。

图4 方案一电机周向19°截面处温度分布Fig.4 Temperature distribution at 19°cross-section of the circumferential direction of motor in scheme 1

图5 方案二电机周向19°截面处温度分布Fig.5 Temperature distribution at 19°cross-section of the circumferential direction of motor in scheme 2

3.4 数值模拟结果准确性分析

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，实验测量数据极其匮乏，国内外电机研发过程中常采用电机通风系统网络分析法与CFD方法协同仿真，使其在产品制造前发挥重要作用[1]。文中计算得到的电机通风流量与厂商聘请某电机研究所采用另一软件计算结果相对误差为0.5%。转子温度场计算误差在7.6%之内。两年多的现场运行证明方案二安全。

4 结 论

对于布置三撑块的四极凸极同步电动机，当电机沿轴向相对中心对称面由第一、二铁心段组成时，采用CFD方法进行通风方案研究，得出以下结论：

定子铁心段上方均开设空气出口时，进入电机的总冷却空气量比仅中心对称面上方铁心段布置空气出口的通风方案总冷却空气量增加18.89%，有利于凸极电机冷却，定子峰值温度降低，峰值温度区域变窄，位于中心撑块上方；空气出口位置布置影响凸极电机定子风沟风量分布与定子温升分布特征，影响定子峰值区域位置及数值；但对进入风路前端转子磁极间隙中的空气量、转子部件温度分布、转子峰值位置及数值影响较小。

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(编辑：贾志超)

Effect of the stator ventilation ducts changes on thermal and flow field of salient synchronous motor

HAN Jia-de， DU Peng， LU Yi-ping

(School of Mechanical & Power Engineering,Harbin University of Science and Technology,Harbin 150080,China)

With the motor unit capacity increasing,the electromagnetic load improves,and the internal heat source of motor grows significantly.The ventilation scheme design which plays a decisive role for the cooling effect of the motor，will affect the magnitude of the peak temperature.In this paper,an air-cooled salient pole synchronous motor was taken as an example to reduce the peak temperature and ensure the safe and stable operation of the motor.Based on the principles of computational fluid dynamics (CFD),the finite volume method was adopted to solve the control equation for three-dimensional turbulent flow and heat transfer.The three dimensional flow field and the temperature field distribution characteristics under different design proposals of cooling air duct arrangement for stator were obtained.The volume flow rate distribution characteristics and temperature distribution in the solid part of the rotor and stator were analysed and a better cooling air duct arrangement for stator was obtained.The results show that air duct arrangement in the stator bar division directly determines the region of position and magnitudes of the peak temperature of the stator windings.The results can provide a reference for ventilation system design of large-capacity salient motor.

salient pole synchronous；stator; stator air duct arrangement; thermal field; CFD numerical simulation

2015-08-27

黑龙江省自然科学基金(E201223)

韩家德(1965—)，男，教授，研究方向为电机内传热与流动数值模拟； 杜 鹏(1991—)，男，硕士，研究方向为电机内传热与流动数值模拟； 路义萍(1965—)，女，博士，教授，博士生导师，研究方向为电机内传热与流动数值模拟及实验研究。

韩家德

10.15938/j.emc.2016.12.008

TM 311

:A

:1007-449X(2016)12-0059-06