孟大偉， 何金澤， 夏云彥

(哈爾濱理工大學(xué)電氣與電子工程學(xué)院，黑龍江哈爾濱150080)

0 引言

隨著電機(jī)領(lǐng)域相關(guān)技術(shù)的提高，高功率密度高效電機(jī)已經(jīng)成為今后的發(fā)展趨勢，隨之帶來的是冷卻問題成為此類電機(jī)技術(shù)發(fā)展的瓶頸。合理運(yùn)用強(qiáng)迫通風(fēng)方式以及恰當(dāng)?shù)睦鋮s介質(zhì)帶走電機(jī)內(nèi)部的損耗能有效降低局部過高的溫升。近年來，國內(nèi)外專家學(xué)者對于高功率密度高效電機(jī)內(nèi)流體場及流體溫度耦合場做了一定的研究［1－2］，但對于電機(jī)內(nèi)部全域流體分布情況進(jìn)行分析的文獻(xiàn)較少。

YJKK系列電機(jī)是在原YKK中型高壓電機(jī)基礎(chǔ)上研發(fā)的新產(chǎn)品，與原有YKK系列電機(jī)在相同容量的情況下相比，YJKK系列電機(jī)的中心高平均降低兩個(gè)等級，功率密度提高。根據(jù)電機(jī)幾何相似定律［3］，功率密度的增加勢必會使內(nèi)部散熱問題突顯出來，因此必須要改進(jìn)冷卻系統(tǒng)以保證電機(jī)安全可靠運(yùn)行。

以往計(jì)算高壓電機(jī)內(nèi)冷卻氣體參數(shù)分布時(shí)，通常只建立部分區(qū)域分析模型，然后對整體模型的流體流動特性進(jìn)行一定的估測，此時(shí)邊界條件的施加需要經(jīng)驗(yàn)公式和試驗(yàn)的配合［4］。因此，已有的研究成果對于新結(jié)構(gòu)電機(jī)不完全適用。為能描述出電機(jī)內(nèi)流體流速和壓強(qiáng)分布，進(jìn)而為求解電機(jī)內(nèi)溫度場奠定基礎(chǔ)，以1臺YJKK500－4，2 500 kW緊湊型中型高壓異步電動機(jī)為例，建立全域流體模型，分析電機(jī)內(nèi)各區(qū)域的流體分布及流動特性。

1 全域流體預(yù)測研究模型的建立

1.1 全域流體分析的物理模型

YJKK系列緊湊型中型高壓電動機(jī)通風(fēng)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)如圖1所示，電機(jī)采用新型混流通風(fēng)系統(tǒng)，整個(gè)系統(tǒng)包含內(nèi)外兩部分。從電機(jī)內(nèi)部通風(fēng)結(jié)構(gòu)可以看出流體流動總體趨勢，部分空氣由入風(fēng)口進(jìn)入電機(jī)內(nèi)部冷卻繞組端部，大部分進(jìn)入轉(zhuǎn)軸焊筋板之間的空隙。焊筋板在電機(jī)結(jié)構(gòu)中起支撐作用，同時(shí)在電機(jī)正常運(yùn)行時(shí)相當(dāng)于風(fēng)扇葉片，將板與板之間的空氣從徑向通風(fēng)溝處打出。離心風(fēng)扇旋轉(zhuǎn)時(shí)產(chǎn)生的壓強(qiáng)差使得定子鐵心背部流體經(jīng)擋風(fēng)板進(jìn)入出風(fēng)口排到冷卻器中。

與通風(fēng)系統(tǒng)相關(guān)的電機(jī)的主要尺寸及參數(shù)值為:電機(jī)模型鐵心長度為900 mm;定子外徑為900 mm，內(nèi)徑為560 mm;轉(zhuǎn)子外徑為553.6 mm，內(nèi)徑為310 mm;轉(zhuǎn)軸外徑為210 mm;定轉(zhuǎn)子徑向通風(fēng)溝數(shù)量為14排，寬度為8 mm，每排定轉(zhuǎn)子通風(fēng)溝內(nèi)分別均布規(guī)格為4 mm×8 mm×160 mm的通風(fēng)槽鋼為60個(gè);電機(jī)內(nèi)風(fēng)路入風(fēng)口面積為(920×400)mm2;出風(fēng)口面積為(920×299)mm2。

圖1 YJKK混流通風(fēng)結(jié)構(gòu)Fig.1 The structure of YJKK mixed ventilation

由于電機(jī)內(nèi)風(fēng)路流體流動區(qū)域不對稱，計(jì)算時(shí)需要整體建模［5］?？紤]到風(fēng)扇和轉(zhuǎn)子在電機(jī)運(yùn)行時(shí)的轉(zhuǎn)動，將整機(jī)模型分割為風(fēng)扇、轉(zhuǎn)子以及包含定子在內(nèi)的整機(jī)靜止流道3個(gè)區(qū)域，所有流體域相互連接。由于電機(jī)定子繞組端部對流體影響較小，為簡化整體建模不做考慮。圖2為通風(fēng)系統(tǒng)三維模型剖面圖及風(fēng)扇模型。由于風(fēng)扇部分在流體計(jì)算中較為重要，圖3給出了風(fēng)扇實(shí)體三維模型。由模型可知，該離心風(fēng)扇均布9個(gè)葉片，屬后傾式風(fēng)扇。葉片入口傾角 β1=18°，出口傾角 β2=51°。

圖2 通風(fēng)系統(tǒng)三維模型剖面圖Fig.2 Crosss-section view of 3D model of the ventilation system

圖3 風(fēng)扇模型Fig.3 Fan model

1.2 全域流體分析的數(shù)學(xué)模型

流體三維湍流流動滿足以下控制方程。

質(zhì)量守恒方程［6］為

式中:ρ為密度;t為時(shí)間;u、v和 w分別為 x、y和 z方向的速度分量。

動量守恒方程為式中:p為流體微元體上的壓力;τxx、τxy和 τxz等表示由分子粘性作用產(chǎn)生的作用在微元體表面的粘性應(yīng)力τ沿x、y和 z方向的分量;Fx、Fy和Fz為微元體上的體力。

標(biāo)準(zhǔn) k－ ε 湍流方程［7－8］為

式中:k為湍動能;ε為湍動耗散率;ui為i方向速度;μ為動力粘度;Gk為由平均速度梯度引起的湍動能k的產(chǎn)生項(xiàng);Gb為因浮力引起的湍動能k的生成項(xiàng);YM為可壓湍流中因脈動擴(kuò)張的貢獻(xiàn);Sk和Sε為自定義源項(xiàng);μt為湍流速度，即

模型常量為:C1ε=1.44;C2ε=1.92;C3ε=0.09;Cμ=0.09;σk=1.0;σε=1.3。

電機(jī)內(nèi)流體流動計(jì)算的基本假設(shè)為:

1)電機(jī)內(nèi)流體Reynolds數(shù)大，屬湍流流動，因此采用湍流模型求解［9］;

2)在標(biāo)準(zhǔn)大氣壓下，電機(jī)中空氣流體浮力和重力的影響可忽略;

3)電機(jī)內(nèi)流體速度小于聲速，即馬赫數(shù)很小，故不可作壓縮流體處理［10］;

4)定子槽全部被線圈和繞組填滿，沒有空隙;

5)假設(shè)定子槽楔靠近氣隙側(cè)端面與定子鐵心內(nèi)表面共面，即氣隙作為光滑圓環(huán)體處理［11］。

電機(jī)各區(qū)域流體流動計(jì)算的邊界條件為:

1)模型采用標(biāo)準(zhǔn)大氣壓入口和出口邊界條件計(jì)算，即出入口壓強(qiáng)都為零，電機(jī)內(nèi)流量可通過對內(nèi)風(fēng)路的求解計(jì)算出來;

2)與空氣相接觸的各表面全部為無滑移邊界條件;

3)轉(zhuǎn)子部件采用旋轉(zhuǎn)壁面邊界條件，多重參考坐標(biāo)系模型模擬，氣隙、定子及定子鐵心背部空氣作為靜止部分模擬;

4)電機(jī)額定轉(zhuǎn)速為1 490 r/min。

2 通風(fēng)系統(tǒng)有限元計(jì)算與結(jié)果分析

根據(jù)有限體積法，把連續(xù)空間分解成一定數(shù)量的離散點(diǎn)，利用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格形式對模型進(jìn)行網(wǎng)格剖分。如圖4所示，全域網(wǎng)格共剖分成221.31萬個(gè)單元，1 089.87萬個(gè)結(jié)點(diǎn)。由于風(fēng)扇和轉(zhuǎn)子鐵心部分需要詳細(xì)分析，剖分時(shí)網(wǎng)格需適當(dāng)加密。

圖4 整體的網(wǎng)格剖分Fig.4 The adaptive grid of the model

通過數(shù)值計(jì)算，得到電機(jī)內(nèi)部通風(fēng)系統(tǒng)的全域流體分布。圖5為風(fēng)扇速度矢量圖，圖6為風(fēng)扇提供的壓力和流量之間的變化曲線，即風(fēng)扇性能曲線。風(fēng)扇在額定工作情況下，通過仿真所得流量為1.95 kg/s，實(shí)驗(yàn)測得流量為1.87 kg/s，計(jì)算誤差為4.56%。由于建模時(shí)未考慮電機(jī)實(shí)際運(yùn)行中的復(fù)雜環(huán)境因素造成的風(fēng)阻稍大問題及端部繞組忽略對流體阻力的影響，因此計(jì)算流量略大于實(shí)際測得的流量，證明本文采用全域流體場所建立的模型合理。

圖5 風(fēng)扇速度矢量圖Fig.5 Picture of fan vector speed

圖6 風(fēng)扇性能曲線Fig.6 Fan characteristic curve

圖7和圖8分別為沿z軸方向上風(fēng)扇葉片中部截面速度矢量圖和流體跡線圖。從圖中可以看出，風(fēng)扇左右兩側(cè)流體形態(tài)分布不對稱，這是因?yàn)殡姍C(jī)的內(nèi)風(fēng)扇為離心風(fēng)扇，運(yùn)行時(shí)逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)且出風(fēng)口在風(fēng)扇上端，所以風(fēng)扇左上部分的流體流速要大于其他部分，流體流速以風(fēng)扇葉處最大。同時(shí)流體跡線圖中流體流動較為規(guī)則，說明機(jī)座及風(fēng)扇設(shè)計(jì)較為合理。

圖7 風(fēng)扇附近流體速度矢量圖Fig.7 The velocity vector nearby the fan fluid section

圖8 風(fēng)扇附近流體跡線圖Fig.8 The fluid trace map nearby the fan section

將電機(jī)定轉(zhuǎn)子鐵心的14個(gè)徑向通風(fēng)溝編號，入口側(cè)通風(fēng)溝為1號，風(fēng)扇側(cè)通風(fēng)溝為14號。各通風(fēng)溝的流量分配關(guān)系如圖9所示。

圖9 各個(gè)通風(fēng)溝流量分配Fig.9 Flow distribution of each ventilation channel

在對樣機(jī)的實(shí)驗(yàn)中，在電機(jī)內(nèi)風(fēng)路出風(fēng)口、入風(fēng)口以及電機(jī)定子鐵心中部分別埋置3根PT100鉑熱電阻，當(dāng)電機(jī)運(yùn)行后測得穩(wěn)定溫度值分別為:入風(fēng)口為42℃，中間為70℃，出風(fēng)口為82℃，由此可知，隨著通風(fēng)溝號的增加，流體溫度升高，但通風(fēng)溝內(nèi)的流量也相應(yīng)增加，可以帶走更多的熱量，這符合通風(fēng)冷卻系統(tǒng)的設(shè)計(jì)初衷。

圖10為通風(fēng)槽鋼示意圖，圖中Rt為通風(fēng)槽鋼距離鐵心幾何圓心的半徑。圖11為8號通風(fēng)溝截面速度矢量圖。通過觀察發(fā)現(xiàn)，該通風(fēng)溝內(nèi)流體速度沿定子徑向分布不均勻，沿槽中心線分布亦不對稱;在通風(fēng)溝內(nèi)的定子繞組附近均出現(xiàn)渦流現(xiàn)象，并有部分空氣回流入氣隙。通過分析可知，渦流的產(chǎn)生是由通風(fēng)槽的安裝位置決定的。電機(jī)原設(shè)計(jì)方案中Rt=288.5 mm，本文經(jīng)優(yōu)化計(jì)算分析重新定義，其位置Rt=283.5 mm，對新模型重新計(jì)算得出如圖12所示的結(jié)果。通過對比圖11和圖12可知，溝內(nèi)部渦流大大減少，從而降低了能量的損失。

圖10 定子通風(fēng)槽鋼示意圖Fig.10 Schematic of stator ventalition channel

圖11 8號通風(fēng)溝截面速度矢量圖Fig.11 Velocity vector of number 8 ventilation duct section

圖12 改進(jìn)后8號通風(fēng)溝截面速度矢量圖Fig.12 Velocity vector of the improved number 8 ventilation duct

圖13和14分別為電機(jī)內(nèi)部中性面和風(fēng)扇轉(zhuǎn)子整體的流體速度分布圖以及流體跡線圖。通過觀察兩圖可發(fā)現(xiàn)電機(jī)左側(cè)部分風(fēng)速較小，流體跡線較疏。由于風(fēng)扇側(cè)流體在擋風(fēng)板與風(fēng)扇集風(fēng)環(huán)處流動面積突然減小，因此速度較大，風(fēng)速最大值為62.4 m/s。另外在圖14中能清晰地觀察到靠近風(fēng)扇側(cè)端部能產(chǎn)生較大的渦流，主要原因是擋風(fēng)板設(shè)計(jì)時(shí)采用直角，因此可以對擋風(fēng)板進(jìn)行適當(dāng)改進(jìn)，設(shè)計(jì)時(shí)可以考慮帶有倒角，以避免渦流的產(chǎn)生。

圖13 電機(jī)內(nèi)部中性面和風(fēng)扇轉(zhuǎn)子的流體速度分布圖Fig.13 The fluid velocity contour of internal neutral surface and fan and rotor

外冷卻器為內(nèi)外風(fēng)路熱量交換的部分，圖15為外冷卻器流體跡線圖。從圖15中可以看出，冷卻器內(nèi)部風(fēng)路有3點(diǎn)明顯的渦流，不但使風(fēng)路產(chǎn)生損耗，還會產(chǎn)生噪音。因此，在設(shè)計(jì)時(shí)考慮將中間的擋板由直板改為一定弧度的鋼板，可以有效解決這類問題。

圖14 流體跡線圖Fig.14 The fluid trace map of internal motor

圖15 外冷卻器流體跡線圖Fig.15 The fluid trace map of external cooler fluid

3 結(jié)論

應(yīng)用流體力學(xué)計(jì)算理論，通過對1臺YJKK緊湊型箱式電動機(jī)額定運(yùn)行時(shí)的穩(wěn)態(tài)全域流體場進(jìn)行計(jì)算并分析電機(jī)風(fēng)扇的運(yùn)行性能，以及通風(fēng)槽鋼、風(fēng)扇側(cè)擋風(fēng)板和冷卻器內(nèi)擋板對流體性能的影響，得出如下結(jié)論:

1)電機(jī)內(nèi)三維流體場全域分析的結(jié)果與實(shí)測值相吻合，表明本文所建立的計(jì)算模型可行，其基本假設(shè)與邊界條件合理;

2)得出內(nèi)風(fēng)扇壓力隨流量變化的性能曲線，為風(fēng)扇的選取設(shè)計(jì)以及后續(xù)溫度場計(jì)算提供理論依據(jù);

3)通過分析可知，通風(fēng)溝內(nèi)定子繞組附近流體渦流現(xiàn)象較明顯，本文優(yōu)化了定子通風(fēng)槽鋼Rt值，其結(jié)果能有效減弱通風(fēng)溝內(nèi)渦流現(xiàn)象;

4)針對流體在冷卻器內(nèi)擋風(fēng)板處產(chǎn)生較強(qiáng)渦流的問題，提出了對擋風(fēng)板的改進(jìn)意見。

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