韓家德 張羽楠 劉延浩 李會蘭 路義萍 付秀蘭

摘 要：以7.8MW無刷勵(lì)磁機(jī)現(xiàn)運(yùn)行方案為基礎(chǔ)，對通風(fēng)冷卻系統(tǒng)進(jìn)行優(yōu)化，提出了以改變現(xiàn)方案下通風(fēng)結(jié)構(gòu)、空氣入出口位置的多種方案。建立其整機(jī)流固耦合物理模型，基于計(jì)算流體動力原理，采用有限體積法，給定邊界條件，對多方案下勵(lì)磁機(jī)熱流場進(jìn)行數(shù)值計(jì)算并進(jìn)行對比分析。結(jié)果表明：改變現(xiàn)方案通風(fēng)結(jié)構(gòu)，勵(lì)磁機(jī)內(nèi)空氣壓力、速度、溫度分布規(guī)律與現(xiàn)運(yùn)行方案基本相同，但定轉(zhuǎn)子部件處平均溫度不同，最高溫度仍位于遠(yuǎn)離整流盤側(cè)的轉(zhuǎn)子線棒端部，均低于原方案的最高溫度;現(xiàn)方案下互換空氣入出口位置，對勵(lì)磁機(jī)的熱流場有較大影響，最高溫度在靠近整流盤側(cè)的定子線棒端部。研究結(jié)果為結(jié)構(gòu)類似的勵(lì)磁機(jī)的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供理論指導(dǎo)。

關(guān)鍵詞：勵(lì)磁機(jī);全軸向通風(fēng);多方案;數(shù)值模擬;熱流場

DOI：10.15938/j.jhust.2019.04.004

中圖分類號： TM343;TK121

文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A

文章編號： 1007-2683（2019）04-0022-07

Abstract：According to the existing scheme of 7.8MW brushless exciter ， the ventilation and cooling system is optimized and a variety of schemes are proposed to change the ventilation structure， rotation direction and inlet position of the present scheme in this paper. The fluid-solid coupling model of the whole machine is established. Numerical calculation of heat flow field of exciter under multi-scheme is made and compared by adopting the finite volume method and giving boundary conditions based on the principle of computational fluid dynamics. Changing the ventilation structure of the present scheme， the results show that the distribution law of air pressure， the velocity and temperature in exciter are basically the same as that of current operation， the average temperature of stator and rotor parts is different， and the maximum temperature remains at the end of the rotor bar far from the rectifier panel and is lower than the maximum temperature of the original scheme. Exchanging inlet and outlet position under present scheme， it has a great influence on the heat flux field of the exciter， and the maximum temperature is at the end of the stator bar near the rectifier plate. The research results provide theoretical guidance for the optimal design of the exciter with similar structure.

Keywords：exciter; full axial ventilation; multi-scheme; numerical simulation; thermal flow field

0 引 言

無刷勵(lì)磁機(jī)是利用整流盤進(jìn)行整流為同步電機(jī)提供直流勵(lì)磁電源的一種電機(jī)結(jié)構(gòu)[1]。在其運(yùn)行過程中，整流盤裝置產(chǎn)生熱量、定轉(zhuǎn)子鐵心和線棒的損耗等使得部件溫度升高;通風(fēng)冷卻系統(tǒng)的不合理設(shè)計(jì)也會導(dǎo)致勵(lì)磁機(jī)散熱效果較差，以上兩方面均易造成磁極線圈過熱燒損和整流元件高溫失效[2]，影響運(yùn)行性能和經(jīng)濟(jì)指標(biāo)[3]。因此，像研究異步電機(jī)、凸極電機(jī)等其他類型電機(jī)一樣[4-9]，在開發(fā)新型無刷勵(lì)磁機(jī)時(shí)，為了保證勵(lì)磁機(jī)內(nèi)繞組、絕緣和整流元件的溫升在其允許的溫升極限范圍內(nèi)，需要研究冷卻系統(tǒng)各因素變化對勵(lì)磁機(jī)溫升的影響，進(jìn)而有針對性地對勵(lì)磁機(jī)進(jìn)行方案優(yōu)化。

目前，關(guān)于勵(lì)磁機(jī)設(shè)計(jì)原則、結(jié)構(gòu)特點(diǎn)[10-12]以及勵(lì)磁機(jī)中整流電路設(shè)計(jì)[13]、故障診斷[14-15]方面的研究涉及較多，公開發(fā)表的文獻(xiàn)針對勵(lì)磁機(jī)通風(fēng)冷卻系統(tǒng)多方案優(yōu)化設(shè)計(jì)的熱流場分析，即勵(lì)磁機(jī)熱流場影響因素分析較少，大多是關(guān)于空冷汽輪發(fā)電機(jī)、異步電機(jī)、永磁電機(jī)等其他類型電機(jī)的熱流場研究。文[16]對采用軸向通風(fēng)結(jié)構(gòu)的感應(yīng)電機(jī)在圓形和梯形兩種轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔形狀下的電磁場和溫度場進(jìn)行數(shù)值模擬，并分析了通風(fēng)孔形狀對其影響。文[17]對端蓋引風(fēng)、定子鐵心布置Φ15的孔和軸內(nèi)引風(fēng)、定子鐵心布置Φ20的孔以及空心軸強(qiáng)迫風(fēng)冷三個(gè)通風(fēng)方案下的永磁同步電機(jī)的溫度場進(jìn)行對比分析，得到了較好的通風(fēng)方案。文[18]為了降低轉(zhuǎn)子溫度，提出了在電機(jī)轉(zhuǎn)子上開軸徑向通風(fēng)溝的多種結(jié)構(gòu)方案，研究了轉(zhuǎn)子徑向通風(fēng)溝數(shù)量與位置對轉(zhuǎn)子內(nèi)溫度分布及空氣運(yùn)動的影響。電機(jī)通風(fēng)冷卻系統(tǒng)的合理設(shè)計(jì)可以有效帶走電機(jī)內(nèi)部產(chǎn)生的熱量，使電機(jī)的溫度均勻分布[19]。

本文研究的無刷勵(lì)磁機(jī)，主軸上布置轉(zhuǎn)子和整流盤兩個(gè)旋轉(zhuǎn)部件，采用軸向通風(fēng)系統(tǒng)即定轉(zhuǎn)子鐵心僅開設(shè)軸向通風(fēng)溝（ 簡稱定、轉(zhuǎn)子風(fēng)溝） ，其通風(fēng)結(jié)構(gòu)和采用的通風(fēng)系統(tǒng)均不同于文[20-22]，屬于國外引進(jìn)二次開發(fā)的新產(chǎn)品。另外，文[23]僅研究了一種勵(lì)磁機(jī)的流場。本文針對一種全軸向通風(fēng)勵(lì)磁機(jī)提出改變通風(fēng)結(jié)構(gòu)、互換空氣入出口位置的多方案冷卻系統(tǒng)，研究在不同冷卻系統(tǒng)下勵(lì)磁機(jī)熱流場分布規(guī)律，為結(jié)構(gòu)相似的無刷勵(lì)磁機(jī)通風(fēng)冷卻系統(tǒng)的設(shè)計(jì)提供理論上的指導(dǎo)。

1 物理模型

現(xiàn)運(yùn)行方案下（以下簡稱為“原方案”）研究的7.8MW無刷勵(lì)磁機(jī)與12MW凸極同步電機(jī)同軸布置，該勵(lì)磁機(jī)轉(zhuǎn)速與主機(jī)相同。為顯示該勵(lì)磁機(jī)內(nèi)部結(jié)構(gòu)，圖 1 給出了省略進(jìn)風(fēng)筒、出風(fēng)筒和方筒后熱流場計(jì)算域物理模型的剖面圖，圖中Z軸與轉(zhuǎn)軸重合，計(jì)算域的原點(diǎn)與靠近整流盤側(cè)的轉(zhuǎn)軸端面的中心點(diǎn)重合，其中，固體部件以實(shí)體顯示，空氣區(qū)以線框顯示。

2 數(shù)學(xué)模型及求解條件

2.1 數(shù)學(xué)模型

對該勵(lì)磁機(jī)內(nèi)冷卻空氣的流動特征進(jìn)行數(shù)值模擬時(shí)，僅研究穩(wěn)態(tài)時(shí)勵(lì)磁機(jī)內(nèi)的空氣熱流場，其內(nèi)部馬赫數(shù)小于0.7，視空氣為不可壓縮流體，且其物性參數(shù)恒定，勵(lì)磁機(jī)中冷卻空氣受重力作用遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于旋轉(zhuǎn)科氏力作用，在數(shù)值模擬時(shí)，忽略重力對空氣流動的影響，熱源在發(fā)熱體中均勻布置。

經(jīng)多次試算，勵(lì)磁機(jī)入口處雷諾數(shù)Re=66334，定、轉(zhuǎn)子風(fēng)溝入口雷諾數(shù)Re分別為8217、11142，氣隙內(nèi)主要是旋轉(zhuǎn)剪切流，采用泰勒數(shù)描述流態(tài)，由式（1）算得氣隙中旋轉(zhuǎn)泰勒數(shù)Ta=54189，因此，勵(lì)磁機(jī)內(nèi)空氣流動均為湍流。

2.2 邊界條件及求解設(shè)置

根據(jù)工廠提供數(shù)據(jù)，現(xiàn)運(yùn)行方案中，將勵(lì)磁機(jī)的空氣入口設(shè)置為壓力入口，入口表壓為742Pa;空氣出口設(shè)置為壓力出口，出口表壓為0Pa;主軸轉(zhuǎn)速為1000r/min;勵(lì)磁機(jī)是從主機(jī)風(fēng)扇后的流道中取風(fēng)，按照電機(jī)規(guī)范，勵(lì)磁機(jī)入口的空氣溫度取50℃。

絕緣、定轉(zhuǎn)子直段銅繞組、轉(zhuǎn)子支架、二極管座的熱導(dǎo)率λ均為各向同性，分別為0.22、387.6、31.8、202.4，定轉(zhuǎn)子鐵心的熱導(dǎo)率λ為各向異性，沿疊片徑向、切向和軸向的數(shù)值分別為42.5，42.5和0.57，熱導(dǎo)率單位均為W/（m·K）。

3 多方案數(shù)值模擬結(jié)果分析

3.1 多方案介紹及風(fēng)量分布計(jì)算結(jié)果

方案A和方案B分別將原方案非均勻布置的22個(gè)Φ20圓形軸向轉(zhuǎn)子風(fēng)溝變?yōu)檗D(zhuǎn)子支架周向均勻布置24個(gè)Φ20和12個(gè)Φ32的轉(zhuǎn)子風(fēng)溝;方案C在原方案的基礎(chǔ)上將轉(zhuǎn)子部件前方的絕緣板上布置6個(gè)Φ15的通風(fēng)孔;互換原方案的空氣入出口位置，冷卻空氣從原方案的出風(fēng)筒側(cè)流入勵(lì)磁機(jī)內(nèi)，沿軸向風(fēng)道流動，最后從原方案的進(jìn)風(fēng)筒側(cè)流出，即為方案D。

在進(jìn)行數(shù)值模擬時(shí)，為保證網(wǎng)格的統(tǒng)一，使各方案結(jié)果具有可比性，方案A、B采用與原方案相同的網(wǎng)格類型和節(jié)點(diǎn)間距值對轉(zhuǎn)子風(fēng)溝、轉(zhuǎn)子支架和相鄰的區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格劃分;方案C中絕緣板、整流盤空氣區(qū)和相鄰的區(qū)域使用和原方案相同的網(wǎng)格類型和節(jié)點(diǎn)間距值進(jìn)行網(wǎng)格劃分。由于轉(zhuǎn)子支架和絕緣板均不是發(fā)熱部件，因此，方案A～C中發(fā)熱體的熱源密度與原方案相同。方案D只需將原方案的入口設(shè)置為壓力出口邊界條件，原方案的出口設(shè)置為壓力入口邊界條件，其他和原方案保持一致。

在原方案基礎(chǔ)上，對該勵(lì)磁機(jī)風(fēng)冷系統(tǒng)分別采取方案A～D措施后，通過數(shù)值模擬分析，得出了各方案風(fēng)量分布結(jié)果，圖4給出了原方案和方案A～D中勵(lì)磁機(jī)總風(fēng)量、定轉(zhuǎn)子風(fēng)量和氣隙風(fēng)量分配及各風(fēng)量所占總風(fēng)量比的比較。

與原方案對比，方案A～C總風(fēng)量增大，方案D總風(fēng)量降低，其中方案B相對各方案總風(fēng)量增加幅度最大;方案A～D轉(zhuǎn)子風(fēng)量均增加，氣隙風(fēng)量均減小，其中方案D相對各方案轉(zhuǎn)子風(fēng)量增加幅度和氣息風(fēng)量減少幅度最大 ，方案B次之;方案A～C定子風(fēng)量與原方案相比變化不大，而方案D明顯下降。

關(guān)于各部分流量所占比例，通過數(shù)值分析，方案A定子和氣隙風(fēng)量占總風(fēng)量的比例減小，整體而言，各部分風(fēng)量占總風(fēng)量的比例變化不大;方案B進(jìn)入定子風(fēng)溝的風(fēng)量最多，約占總風(fēng)量的59.1%，轉(zhuǎn)子風(fēng)量和氣隙風(fēng)量基本相同，分別占總風(fēng)量的20.4%和20.5%;方案C轉(zhuǎn)子風(fēng)量占總風(fēng)量的比例有所增大，但仍是三部分風(fēng)量中占總風(fēng)量比例最少的，各部分風(fēng)量所占總風(fēng)量的比例變化不大;方案D中定子風(fēng)溝的風(fēng)量最多，占總風(fēng)量的53.0%，其次是轉(zhuǎn)子風(fēng)溝的風(fēng)量，占總風(fēng)量的31.6%，氣隙風(fēng)量最少，僅占總風(fēng)量的15.4%。

3.2 通風(fēng)結(jié)構(gòu)改變方案熱流場分析

通過數(shù)值模擬，得出方案A～C的壓力分布規(guī)律均與原方案基本相同，僅數(shù)值大小不同。其中，圖5給出了原方案與方案A極角60°和極角 -90°截面的壓力分布云圖。由圖5可知，在方案A和原方案中，旋轉(zhuǎn)空氣區(qū)的壓力低于靜止空氣區(qū)的壓力，整流盤側(cè)定子端部空氣區(qū)呈現(xiàn)隨半徑增大，壓力升高的規(guī)律等。另外，結(jié)果還顯示方案A～C中進(jìn)風(fēng)筒中心處的壓力分別約為298.4Pa、301.2Pa、305.9Pa，均略低于原方案進(jìn)風(fēng)筒中心處的壓力315.4Pa;結(jié)果表明，方案A的勵(lì)磁機(jī)空氣入口和進(jìn)風(fēng)筒中心處的壓差最大，使得更多的冷卻空氣流入勵(lì)磁機(jī)。

與壓力分布規(guī)律類似，通過數(shù)值模擬得出方案A～C的速度分布規(guī)律均與原方案基本相同，僅數(shù)值大小不同。通過以上風(fēng)量分布分析，其中方案B總風(fēng)量與轉(zhuǎn)子風(fēng)量相對各方案均明顯增大，但空氣速度卻明顯降低，如圖6所示。方案B中定子風(fēng)溝、轉(zhuǎn)子風(fēng)溝和氣隙內(nèi)的空氣平均速度分別約為6.38m/s，11.46m/s和7.66m/s，均小于原方案。盡管方案B的轉(zhuǎn)子風(fēng)量為原方案的1.3倍，但轉(zhuǎn)子風(fēng)溝的總通風(fēng)面積由原方案的6908mm2增大為9646.08mm2，約為原方案的1.4倍，因而，轉(zhuǎn)子風(fēng)溝內(nèi)的空氣平均流速減小;方案B的定子風(fēng)量和氣隙風(fēng)量比原方案小，兩方案的定子風(fēng)溝和氣隙的結(jié)構(gòu)相同，流量與流速成正比，因而方案B的定子風(fēng)溝和氣隙內(nèi)的空氣平均速度均比原方案小。

通過對溫度場的分析，發(fā)現(xiàn)沿軸向和沿徑向，方案A～C與原方案的定子部件和轉(zhuǎn)子部件的溫度分布規(guī)律基本相同，靠近整流盤側(cè)的固體部件和空氣的溫度高，另一側(cè)溫度低，僅數(shù)值大小不同等。如圖7給出了原方案與方案B極角 90°的溫度分布，方案B的定子各部分的溫度升高，轉(zhuǎn)子部件的溫度略有降低，定轉(zhuǎn)子部件的溫度差異較小。

為分析勵(lì)磁機(jī)重要部件溫度情況，圖8給出了原方案和方案A～C定子線棒直段（stator-zd）和定子線棒端部（stator-db）及轉(zhuǎn)子線棒直段（rotor-zd）和轉(zhuǎn)子線棒端部（rotor-db）的最低溫度tmin、最高溫度tmax和體平均溫度tavg大小對比圖。

方案A、B均是通過增大轉(zhuǎn)子風(fēng)溝的總通風(fēng)截面，提高轉(zhuǎn)子風(fēng)量和轉(zhuǎn)子風(fēng)溝對流換熱面積，進(jìn)而降低轉(zhuǎn)子部件溫度而提出的方案;方案C是通過絕緣板布置通風(fēng)孔，使整機(jī)風(fēng)阻減小，進(jìn)風(fēng)量增加。由圖8可知，方案A、B、C的轉(zhuǎn)子部件最高溫度均較原方案有所降低，定子部件溫度均有所升高，定轉(zhuǎn)子部件的溫度差異變小，總體來說，冷卻效果均比原方案有所提高。模擬發(fā)現(xiàn)，通過減少轉(zhuǎn)子風(fēng)溝數(shù)量而增大風(fēng)溝孔的直徑后，方案B的轉(zhuǎn)子部件的最高溫度僅比原方案降低0.4℃，定子最高溫度升高5.6℃;而在原有結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上增加轉(zhuǎn)子風(fēng)溝數(shù)量，最終方案A轉(zhuǎn)子線棒最高溫度比原方案降低0.9℃，同時(shí)定子最高溫度升高1.4℃，方案B定轉(zhuǎn)子部件溫度高于方案A;方案C轉(zhuǎn)子最高溫度降低1.4℃，定子最高溫度升高2.2℃?？傮w而言，方案A、C冷卻效果相近，比方案B的冷卻效果略好。

3.3 入出口位置改變方案熱流場分析

通過數(shù)值分析，圖9給出了方案D極角60°和極角-90°截面壓力和速度分布云圖。從壓力云圖可知，方案D中的兩側(cè)定子端部空氣區(qū)的壓力分布較均勻，不再呈現(xiàn)類似旋轉(zhuǎn)空氣區(qū)的壓力分布規(guī)律，定子風(fēng)溝入口附近仍出現(xiàn)局部低壓，約為459.2Pa。由于在流場中整流盤對空氣具有類似風(fēng)扇的升壓機(jī)理，使得方案D中整流盤側(cè)的定子端部空氣區(qū)的壓力較高，從而造成兩側(cè)定子端部空氣區(qū)的壓差變小，進(jìn)入定子風(fēng)溝的動力和克服空氣在定子風(fēng)溝內(nèi)流動阻力的動力變小，最終使得總風(fēng)量和定子風(fēng)量變少，相應(yīng)地轉(zhuǎn)子風(fēng)量增大。另外，由速度云圖可知，方案D兩側(cè)定子端部空氣區(qū)的速度較小，最大速度仍位于整流盤空氣區(qū)半徑最大的位置。與原方案相比，方案D中的定子風(fēng)溝和氣隙內(nèi)的風(fēng)速減小，轉(zhuǎn)子風(fēng)溝內(nèi)的空氣速度增大，這是因?yàn)樵桨负头桨窪的各風(fēng)道的通風(fēng)截面相同，風(fēng)量和風(fēng)速成正比，方案D的各部分風(fēng)量分配情況的改變使得各軸向風(fēng)道內(nèi)的風(fēng)速相應(yīng)變化。

圖10為方案D極角90°截面的溫度分布云圖。從圖中可以看出，方案D中勵(lì)磁機(jī)最高溫度出現(xiàn)在靠近整流盤側(cè)的定子線棒端部，最高溫度為134.5℃，超過了絕緣材料的極限溫度130℃，勵(lì)磁機(jī)容易因?yàn)檫^熱產(chǎn)生故障，不利于勵(lì)磁機(jī)的經(jīng)濟(jì)和安全運(yùn)行。整流盤固體部件溫度在109.4～126.3℃范圍內(nèi)，整流盤附近空氣溫度在83.8℃左右，小于整流盤允許的最大工作環(huán)境溫度110℃。轉(zhuǎn)子線棒的溫度沿軸向分布比較均勻，溫度范圍為102.1～110.6℃。定子部件溫度高于轉(zhuǎn)子部件溫度，這是因?yàn)榕c原方案相比，方案D的定子風(fēng)量減小，約為原方案定子風(fēng)量的4/5，相應(yīng)地，定子風(fēng)溝的風(fēng)速減小，定子部件的冷卻效果較差，溫度較高;而轉(zhuǎn)子風(fēng)量增大，轉(zhuǎn)子風(fēng)溝風(fēng)速較大，對轉(zhuǎn)子的冷卻效果好。

當(dāng)冷卻空氣進(jìn)出口方向不同時(shí)，對于這種軸向冷卻方式，定轉(zhuǎn)子峰值位置均出現(xiàn)在軸向冷卻的熱空氣最熱位置，即末端，原因是傳熱溫差最小。

4 結(jié) 論

本文分析了改變通風(fēng)結(jié)構(gòu)和互換空氣入出口位置對熱流場的影響，通過數(shù)值模擬得到結(jié)論如下：

1）增加勵(lì)磁機(jī)轉(zhuǎn)子風(fēng)溝數(shù)量、減小轉(zhuǎn)子風(fēng)溝數(shù)量同時(shí)增大風(fēng)溝直徑和轉(zhuǎn)子部件前方絕緣板上額外增加通風(fēng)孔，勵(lì)磁機(jī)內(nèi)空氣的壓力、速度和溫度分布規(guī)律與原方案基本相同，僅數(shù)值大小不同，轉(zhuǎn)子部件的溫度降低;另外，對勵(lì)磁機(jī)增加轉(zhuǎn)子風(fēng)溝數(shù)量和在轉(zhuǎn)子部件前方絕緣板上額外增加通風(fēng)孔，所達(dá)到的冷卻效果要比減小轉(zhuǎn)子風(fēng)溝數(shù)量同時(shí)增大風(fēng)溝直徑的方法略好。

2）互換空氣入出口位置，即冷卻空氣從原方案的出風(fēng)筒側(cè)流入定轉(zhuǎn)子風(fēng)道內(nèi)，經(jīng)整流盤側(cè)風(fēng)筒流出，定子端部兩側(cè)空氣區(qū)的壓差變小，進(jìn)入定子風(fēng)溝的動力和克服空氣在定子風(fēng)溝內(nèi)流動阻力的動力變小，最終使得總風(fēng)量和定子風(fēng)量變少，相應(yīng)地轉(zhuǎn)子風(fēng)量增大;定子部件溫度高于轉(zhuǎn)子部件溫度，最高溫度在靠近整流盤側(cè)的定子線棒端部。

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（編輯：關(guān) 毅）