賈振宇, 曲兵妮, 宋建成, 趙 勇

(1.太原理工大學 礦用智能電器技術國家地方聯(lián)合工程實驗室，山西 太原 030024；2.太原理工大學 電氣與動力工程學院,山西 太原 030024)

0 引 言

緊湊型高壓異步電機內(nèi)部空間結構緊湊，電機運行時產(chǎn)生的熱量會使電機內(nèi)部溫度升高。當溫度高于最大允許值時，就會損害電機繞組絕緣，縮短電機的使用壽命。因此，在電機設計過程中需對電機的溫度場進行仿真計算。

目前已有許多學者對電機溫度場進行了研究。文獻[1]采用磁熱順序耦合方式，將磁場節(jié)點損耗密度結果耦合到三維溫度場模型中計算了電機瞬態(tài)溫度場，并以轉子的瞬態(tài)溫度結果為載荷，得到了轉子熱應力變化規(guī)律。文獻[2]對高速高壓電機的流體場與溫度場進行了仿真,計算出電機各個通風槽內(nèi)冷卻氣體流動情況。文獻[3]對油田用感應電機進行了瞬態(tài)溫度場計算，采用經(jīng)驗公式完成了各部件表面散熱系數(shù)的計算。文獻[4]根據(jù)電機冷卻系統(tǒng)的結構特點，將整個冷卻系統(tǒng)劃分為外風扇和冷卻器2個區(qū)域，用邊界條件將二者聯(lián)系起來對內(nèi)流體場和傳熱情況進行了分析。文獻[5]對中型高壓異步電機及其冷卻器進行了流體場與溫度場的計算，并對冷卻器進行優(yōu)化，改善了冷卻性能。文獻[6]確定了氣隙的導熱系數(shù)及各部件散熱系數(shù)，并討論了負載、散熱翅高度及鑄銅對溫度的影響。文獻[7]采用流-固共軛傳熱數(shù)值計算方法對永磁同步電機的散熱性能進行了仿真計算,得到了不同工況下電機定轉子的溫度分布規(guī)律。文獻[8-9]建立含有水路的電機仿真模型，基于流固耦合傳熱理論，分析了電機在水冷方式下的電機溫度分布。由于大中型電機功率大、發(fā)熱密度高，目前許多大中型電機采用水冷散熱或冷卻管道散熱的方式控制電機溫升，散熱能力強但結構復雜，維護成本高。緊湊型自扇冷式電機僅采用自帶風扇冷卻，冷卻能力較以上方式弱。為準確計算流體場和溫度場，對電機和內(nèi)、外風扇裝置建模并進行流熱分析。

本文以Y2-500-6型緊湊型高壓異步電機為例，建立電機的電磁有限元計算模型，計算出電機的定轉子損耗；建立電機本體及電機內(nèi)外流體場的三維有限元模型，采用多參考坐標系模擬風扇的旋轉，為空氣流動提供動力。將電機損耗折算為熱源，通過流體場與溫度場耦合計算，得出電機在內(nèi)、外雙風扇冷卻作用下的流體場和三維全域溫度場。比較了電機在有、無內(nèi)風扇作用的情況下定轉子溫度值的差異。

1 電機基本參數(shù)及模型

本文所研究的電機為Y2-500-6緊湊高壓型三相異步電機，其定子繞組采用星型連接，轉子為鑄鋁鼠籠式結構。電機參數(shù)如表1所示。

表1 電機參數(shù)

電機的三維結構模型如圖1所示。由于電機實際結構較為復雜，在建模過程中進行了適當簡化，將端蓋與機殼合并為一個整體。

圖1 電機三維結構模型

2 電磁計算

2.1 電磁有限元仿真計算

依據(jù)電機結構參數(shù)，在Maxwell電磁仿真軟件中建立電機二維計算模型。轉軸部位磁密小，對計算結果的影響可以忽略，為方便計算對轉軸進行了簡化。通過仿真計算，可以得到電機在10 kV、450 kW額定負載工況下運行時的磁通密度分布，如圖2所示。

圖2 磁通密度分布

由圖2可以看出，磁通密度在鐵心上呈周期性分布且最大值位于轉子槽頂部。

2.2 鐵心損耗

鐵耗是電機損耗的重要組成部分。對于三相異步電機鐵耗，目前比較常用的是三項式計算，鐵耗PFe計算表達式為[10]

PFe=Ph+Pc+Pe=

(1)

式中：Ph為磁滯損耗；Pc為渦流損耗；Pe為異常損耗；Bm為磁通密度幅值；Kh、Kc、Ke分別為磁滯損耗系數(shù)、渦流損耗系數(shù)和異常損耗系數(shù)；f為磁場交變頻率。

通過Maxwell瞬態(tài)電磁場仿真得到的鐵心損耗隨時間變化曲線，計算得出額定工況下穩(wěn)定運行時的鐵耗約為4.764 kW。

2.3 繞組銅耗

在計算電機銅耗時，考慮電機定子繞組為線式繞組，不包含集膚效應，銅導線溫度場均勻加載。電機繞組銅耗PCu計算公式為

PCu=3I2R

(2)

式中：I為繞組相電流有效值；R為繞組相電阻。

定子銅耗通過定子相電流和繞組相電阻計算得到，額定工況下穩(wěn)定運行時的銅損為6.596 kW。

2.4 機械損耗

異步電機的機械損耗Pfw一般采用以下公式計算：

(3)

式中：p為電機極對數(shù)；D1為電機定子外徑。

3 數(shù)學模型

3.1 求解方程

3.1.1 流體流動控制方程

電機內(nèi)的流體流動受物理守恒定律的支配，在流動過程中同時滿足質量守恒定律、動量守恒定律和能量守恒定律，其中能量守恒定律體現(xiàn)了流體系統(tǒng)的熱交換。可以通過控制方程描述這些守恒定律。方程具體如下：

(4)

式中：ρ為密度；t為時間；u、v、w分別為x、y、z方向的速度分量；E為每一單位容量所含總能量；P為壓力。

3.1.2 傳熱方程

根據(jù)傳熱學的基本理論，在直角坐標系下，電機額定負載運行時，求解域內(nèi)三維穩(wěn)態(tài)熱傳導方程有如下形式[11]：

(5)

式中：T為溫度；λx、λy、λz分別為x、y、z3個方向的導熱系數(shù)；q為熱源密度；n為表面單位法向矢量；α為散熱系數(shù)；Tf為環(huán)境溫度。

3.2 基本假設和邊界條件

為確保模擬計算符合實際物理過程，作以下基本假設[12]：(1)電機內(nèi)外空氣流體的雷諾數(shù)很大，流動屬于湍流，因此采用湍流模型求解；(2)由于電機周圍流體流速小于聲速，即馬赫數(shù)很小，電機內(nèi)外流體作為不可壓縮流體；(3)風扇周圍流體場屬于旋轉流體場，采用多重參考坐標系模型(MRF)模擬；(4)由于流體流速較快，可忽略流體域內(nèi)流體的浮力和重力的影響。

本文研究電機在額定工況下的溫度分布情況，因此對電機外流體場的風路入口和出口分別采用壓力入口和壓力出口邊界條件，初值設為1個標準大氣壓，求解域內(nèi)流體與固體的接觸面均認為是無滑移邊界。

3.3 通風結構

緊湊型異步電機采用全封閉自扇冷式結構，主要依靠機殼上的散熱筋散熱。全封閉自扇冷電機具有雙冷卻回路，即外部冷卻與內(nèi)部冷卻。外部冷卻主要由電機外風扇將空氣吹向散熱筋，從而進行機殼與空氣的熱交換；內(nèi)部冷卻主要由內(nèi)風扇及轉子自力性扇葉的轉動將電機內(nèi)部繞組、轉子等部件的熱量與空氣進行熱交換。內(nèi)外風扇均采用風量大、效率高的離心式風扇，將流體從風扇的軸向吸入后利用離心力從圓周方向甩出，并配合風罩的約束將空氣吹向散熱筋。此外，在電機機殼內(nèi)部軸向上設有4個通風槽，轉軸設計為齒輪狀，轉軸凹槽與轉子鐵心構成轉子通風溝，機殼內(nèi)通風槽與轉子通風溝共同構成電機的內(nèi)部循環(huán)通道。電機轉子通風溝結構如圖3所示。

圖3 轉子通風溝

在對電機進行溫度場的計算時，電機內(nèi)溫度的傳遞為熱傳導和熱對流2種方式。在模擬熱傳導時需要確定電機各零部件材料的導熱系數(shù)和比熱容。本電機所用材料屬性如表2所示。在模擬熱對流時需要確定電機各零部件的散熱系數(shù)。在以往的研究中散熱系數(shù)大多由經(jīng)驗公式計算，本文采用流熱耦合的方法可直接計算得到電機定子、轉子、機殼、轉軸等表面的散熱系數(shù)。

表2 電機材料屬性

4 計算結果分析

4.1 流體場計算

本文在電機的流體場計算中采用MRF模擬電機風扇的旋轉，期望得到額定轉速條件下內(nèi)外風扇對電機流體場的作用以及對溫度的影響。在風扇入口處設置壓力入口邊界，在軸伸端一側設置壓力出口邊界?？捎嬎愕贸鲭姍C內(nèi)外流體場的分布情況。

圖4為電機外風扇旋轉情況下的機殼表面空氣流跡圖。由圖4可知，空氣從風罩涌入，在扇葉處旋轉后沿著散熱筋溝道流向機殼表面；空氣在扇葉附近的流速明顯高于其他位置的流速，靠近外風扇的散熱筋內(nèi)的空氣平均流速約為30 m/s，靠近軸伸端的散熱筋內(nèi)的空氣平均流速約為14 m/s。在電機軸伸端機殼上的導風罩改變了沿散熱筋流動的氣體的方向，使部分空氣向下流動從而對軸承進行散熱。

圖4 機殼表面空氣流跡圖

圖5為電機內(nèi)流體場流速矢量圖。由圖5可以看出在內(nèi)風扇及自力性扇葉作用下的空氣流動狀況：內(nèi)風扇周圍空氣流速較高；空氣通過機殼內(nèi)通風槽流向軸伸端，再通過轉子通風溝流回風扇端，構成封閉式通風循環(huán)流道，內(nèi)部空氣的循環(huán)流動使轉子內(nèi)部產(chǎn)生的熱量傳到機殼，降低轉子溫度；轉子通風溝內(nèi)空氣流動方向由軸伸端流回風扇端，流速約為10 m/s。電機軸伸端的轉軸上安裝了與轉子鐵心外徑相等的擋風板，阻擋繞組端部的部分氣體，使端部繞組與氣體換熱更充分。

圖5 電機內(nèi)流體場流速矢量圖

圖6所示為氣隙內(nèi)氣體沿軸向的流速。由圖6可知，風扇側流速明顯高于軸伸側；氣隙兩端有風扇作用且空間較為開闊，空氣流速高，風扇端部氣流流速達到10 m/s；氣隙內(nèi)由于受定轉子結構影響空間變窄，空氣流動平緩，速度維持在約4.5 m/s。

圖6 氣隙內(nèi)氣體沿軸向流速

圖7所示為機殼表面散熱系數(shù)分布，充分體現(xiàn)了流體場分布的連續(xù)性。由圖7可以看出，機殼表面平均換熱系數(shù)約為90 W/(m2·K)，最大約為150 W/(m2·K)；靠近風扇一側機殼與空氣的換熱效果明顯高于另一側，沿著機殼軸向換熱效果逐步降低，這是由于風扇一側空氣流速更高。

圖7 機殼散熱系數(shù)分布

4.2 溫度計算

隨著異步電機的運行，電機各部件不斷產(chǎn)熱，導致內(nèi)部溫度逐漸升高。內(nèi)部產(chǎn)生的熱量通過鐵心與機殼之間的熱傳導、各部件與空氣之間的熱交換被轉移到電機外部，最終電機的產(chǎn)熱與散熱達到動態(tài)平衡，電機溫度不再改變。本文設定電機周圍環(huán)境溫度27 ℃，在額定電壓10 kV、額定負載條件下，分別對電機有內(nèi)風扇工作和無內(nèi)風扇工作時的穩(wěn)定運行溫度場進行求解。

4.2.1 內(nèi)風扇工作

圖8所示為機殼溫度分布。由圖8可知，機殼中段與定子鐵心緊密接觸，導熱效果好，定子鐵心和定子繞組熱量能迅速傳遞到機殼，機殼中段溫度較高；定子繞組端部通過空氣與機殼換熱，導熱效果較差，因此機殼兩端溫度較低；機殼徑向上溫度無明顯差異。

圖8 機殼溫度分布

圖9所示為內(nèi)風扇工作時電機內(nèi)部溫度分布。由圖9(a)和圖9(b)可知，轉子繞組中段的溫度最高，達到147 ℃，轉子繞組端部溫度約為115 ℃；繞組徑向上溫度差異較小，而軸向上溫度差異較明顯；由于自力性扇葉的作用，繞組兩端的溫度低于導條中部的溫度。

由圖9(c)和圖9(d)可知，定子繞組溫度高于定子鐵心，定子繞組中段溫度高達113 ℃，靠近內(nèi)風扇側繞組端部溫度較低，約為82 ℃；繞組端部受內(nèi)部循環(huán)空氣的影響，定子繞組軸向上的溫度分布為中部高、兩端低。

圖9 內(nèi)風扇工作時電機內(nèi)部溫度分布

4.2.2 內(nèi)風扇不工作

將內(nèi)風扇轉速設為0，模擬外風扇單獨作用下電機的散熱情況，結果如圖10所示。由圖10(a)和圖10(b)可知，當內(nèi)風扇不工作時轉子溫度分布規(guī)律沒有明顯變化，但最高溫度達155 ℃，轉子端部繞組溫度約為120 ℃，故內(nèi)風扇不工作時轉子溫度整體有所上升。這是因為內(nèi)風扇轉動時將轉子產(chǎn)生的熱量通過轉子通風溝帶到機殼內(nèi)通風槽，熱空氣在通風槽處與機殼進行熱交換，然后流回轉子通風溝。內(nèi)風扇能夠有效加強轉子的散熱能力。

由圖10(c)和圖10(d)可知，內(nèi)風扇不工作時定子繞組溫度分布為中部低、兩端高，這是由于定子繞組端部與靜止空氣接觸傳熱，散熱效果低于與定子鐵心接觸的定子繞組中部，同時在外風扇作用下繞組兩端溫度出現(xiàn)差異。內(nèi)風扇不工作時定子溫度整體有所上升，最高溫度達117 ℃。

圖10 內(nèi)風扇不工作時電機內(nèi)部溫度分布

5 結 語

本文以Y2-500-6緊湊型高壓異步電機為研究對象，采用有限元法對樣機進行了電磁場、三維全域流體場及溫度場的仿真計算。通過電磁場有限元法準確計算了電機在額定工況下的銅耗和鐵耗，為溫度場計算提供熱源。電機穩(wěn)定運行時外部空氣基本沿散熱筋流動，空氣流速沿軸向逐步降低，降幅約為53%。內(nèi)風扇工作條件下的定、轉子溫度整體低于內(nèi)風扇不工作條件下的溫度。內(nèi)風扇工作時，空氣在氣隙中的平均流速約為4.5 m/s，轉子通風溝內(nèi)的平均流速約為10 m/s。

轉子上的溫度整體高于定子溫度；轉子和定子溫度沿軸向的分布均呈現(xiàn)中間高、兩端低的特征；電機溫度最大值位于轉子繞組中部，為147 ℃，定子繞組溫度最大值為113 ℃，滿足F級絕緣的溫度限值要求。