李郁松， 邢改蘭， 黃建平， 周邵萍

(1.華東理工大學(xué) 機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，上海 200237；2.浙江億力機(jī)電股份有限公司，浙江 嘉興 314100)

0 引 言

單相風(fēng)冷串激電機(jī)因其直交流兩用、起動(dòng)轉(zhuǎn)矩大、轉(zhuǎn)速高與體積小等優(yōu)點(diǎn)，廣泛用于清洗機(jī)、電動(dòng)工具、小型家電、小型機(jī)床等領(lǐng)域[1]。然而，因其工作時(shí)的高電流、高轉(zhuǎn)速，使得串激電機(jī)易發(fā)熱，其設(shè)計(jì)制造過(guò)程的難度增加，過(guò)高的溫升會(huì)加速定子繞組絕緣層的老化，影響電機(jī)的工作性能。因此，如何準(zhǔn)確獲得電機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)與溫度場(chǎng)并研究其分布規(guī)律成為串激電機(jī)設(shè)計(jì)中的重要任務(wù)。

近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外已經(jīng)有諸多學(xué)者對(duì)電機(jī)的流場(chǎng)與溫度場(chǎng)展開(kāi)研究[2-6]。關(guān)于溫度場(chǎng)的研究方法主要分為集總參數(shù)分析法、等效熱網(wǎng)絡(luò)法、有限體積法[7]，針對(duì)永磁同步電機(jī)已經(jīng)有較為成熟的損耗估計(jì)公式與溫度場(chǎng)計(jì)算先例，通過(guò)流固耦合傳熱理論估算電機(jī)的溫度場(chǎng)分布被證實(shí)是可行的[8-11]。文獻(xiàn)[12-13]通過(guò)對(duì)電機(jī)散熱系統(tǒng)進(jìn)行數(shù)值仿真研究以探索電機(jī)通風(fēng)散熱規(guī)律，但是針對(duì)不同類(lèi)型的電機(jī)通常不具有可拓展性，而針對(duì)串激電機(jī)的研究多集中于電路控制與電磁特性[14-18]，對(duì)串激電機(jī)中流場(chǎng)與溫度場(chǎng)分布的報(bào)道則較少。

本文以一臺(tái)家用高壓清洗機(jī)的串激電機(jī)為例，建立包括電機(jī)內(nèi)部各發(fā)熱部件的電機(jī)全域三維流固耦合傳熱模型并進(jìn)行模擬計(jì)算。搭建串激電機(jī)繞組溫升試驗(yàn)測(cè)試平臺(tái)，測(cè)試不同工況電流下定子繞組的溫升值，驗(yàn)證數(shù)學(xué)物理模型與流固耦合傳熱研究串激電機(jī)內(nèi)流場(chǎng)與溫度場(chǎng)方法的合理性。在此基礎(chǔ)上對(duì)串激電機(jī)內(nèi)流場(chǎng)運(yùn)動(dòng)與溫度分布規(guī)律進(jìn)行研究。另外，從電機(jī)降耗設(shè)計(jì)角度出發(fā)，探究?jī)?nèi)部離心導(dǎo)風(fēng)輪的設(shè)置對(duì)電機(jī)內(nèi)流場(chǎng)與溫度場(chǎng)的影響。

1 計(jì)算模型與試驗(yàn)驗(yàn)證

1.1 電機(jī)基本參數(shù)與物理模型

本文研究對(duì)象是家用高壓清洗機(jī)中型號(hào)為HC8840F的單相風(fēng)冷串激電機(jī)，由風(fēng)罩、上下支架、定轉(zhuǎn)子繞組、鐵心、碳刷以及風(fēng)扇、導(dǎo)風(fēng)輪等部件組成。風(fēng)冷系統(tǒng)為前端軸流風(fēng)扇與后端離心導(dǎo)風(fēng)輪的雙旋轉(zhuǎn)機(jī)械設(shè)計(jì)，轉(zhuǎn)子繞組為繞線式結(jié)構(gòu)，鐵心由硅鋼片疊壓而成，電機(jī)參數(shù)如表1所示。

表1 電機(jī)參數(shù)

電機(jī)的三維結(jié)構(gòu)模型如圖1所示。根據(jù)電機(jī)冷卻結(jié)構(gòu)，建立外部包裹空氣域的電機(jī)三維求解計(jì)算域模型，并將電機(jī)計(jì)算域分別對(duì)旋轉(zhuǎn)動(dòng)區(qū)域和靜止流域進(jìn)行網(wǎng)格劃分。電機(jī)風(fēng)冷系統(tǒng)流體求解域如圖2所示，進(jìn)氣端流域延長(zhǎng)為風(fēng)扇直徑的10倍以防止進(jìn)口回流。在網(wǎng)格離散過(guò)程中，對(duì)前后骨架、定轉(zhuǎn)子繞組鐵心、軸流風(fēng)扇與離心風(fēng)輪進(jìn)行局部尺寸控制。流域采用四面體網(wǎng)格劃分，流固耦合傳熱面劃分邊界層網(wǎng)格以提高計(jì)算精度，軸流風(fēng)扇動(dòng)域采用Wrap包面網(wǎng)格，總體網(wǎng)格離散細(xì)節(jié)如圖3所示。

圖1 串激電機(jī)結(jié)構(gòu)示意圖

圖2 串激電機(jī)三維流固耦合求解模型

圖3 求解域網(wǎng)格離散

1.2 數(shù)學(xué)模型

電機(jī)內(nèi)流場(chǎng)空氣流動(dòng)遵循質(zhì)量守恒定律、動(dòng)量守恒定律以及能量守恒定律。當(dāng)空氣處于穩(wěn)態(tài)且不可壓縮時(shí)，質(zhì)量守恒方程為

(1)

式中：V為速度矢量；ρ為流體密度。

運(yùn)動(dòng)方程是對(duì)流體動(dòng)量守恒定律的描述。其在笛卡爾坐標(biāo)系中的表達(dá)式為

(2)

式中：τxx、τxy、τxz、τyx、τyy、τyz、τzx、τzy、τzz為黏性力在坐標(biāo)系中各方向上的分量；p為流體微元上的壓強(qiáng)；fx、fy、fz分別為單位質(zhì)量力在x、y、z三個(gè)方向上的分量。

使用流固熱耦合傳熱方法，電機(jī)內(nèi)部發(fā)熱部件的熱傳導(dǎo)、冷空氣與內(nèi)部部件間的熱對(duì)流可以用導(dǎo)熱控制方程與能量守恒定律描述，其具體表達(dá)式為

(3)

(4)

式中：Cp為比熱容；k為流體傳熱系數(shù)；ST為黏性耗散項(xiàng)；λx、λy、λz分別為x、y、z方向上的導(dǎo)熱系數(shù)；qv為熱源損耗密度；α為對(duì)流換熱系數(shù)；T為固體溫度；Tf為對(duì)流換熱面s外界空氣的溫度，對(duì)流換熱面s為固體與冷空氣的耦合邊界。

1.3 基本假設(shè)及邊界條件

串激電機(jī)內(nèi)流場(chǎng)雷諾數(shù)超過(guò)2 300，因此求解的數(shù)學(xué)模型采用湍流模型。從簡(jiǎn)化計(jì)算模型與確保符合實(shí)際物理過(guò)程的角度出發(fā)做如下基本假設(shè)：

(1) 在流體流動(dòng)穩(wěn)定時(shí)，對(duì)電機(jī)外風(fēng)路流場(chǎng)進(jìn)行求解，所以不考慮時(shí)間對(duì)求解方程的影響；

(2) 電機(jī)內(nèi)流速的馬赫數(shù)較小，則空氣視為不可壓縮流體(Ma<0.3)；

(3) 由于流體流速較快，忽略流體域內(nèi)流體的浮力和重力的影響；

(4) 定子、轉(zhuǎn)子繞組導(dǎo)線排列緊密，忽略股線間絕緣與集膚效應(yīng)，用相同體積的銅、鋁塊等效；

(5) 電機(jī)熱源生熱均勻， 材料導(dǎo)熱率為常數(shù)，忽略其隨溫度升高而發(fā)生的變化。

本文采用基于壓力基的隱式求解器，采用Realizablek-ε湍流模型與Scalable壁面函數(shù)，使用SIMPLEC算法二階迎風(fēng)格式，對(duì)電機(jī)流場(chǎng)的進(jìn)口與出風(fēng)口分別采用壓力入口與壓力出口的邊界條件，初值設(shè)置為1個(gè)標(biāo)準(zhǔn)大氣壓，環(huán)境溫度為300 K。對(duì)旋轉(zhuǎn)動(dòng)區(qū)域使用多重參考系(MRF)模型進(jìn)行計(jì)算，動(dòng)靜區(qū)域之間設(shè)置Interface交界面。

1.4 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

針對(duì)計(jì)算模型采用不同網(wǎng)格劃分尺寸，得到不同網(wǎng)格數(shù)量的模型。在234、244、254 V三個(gè)工況下對(duì)不同輸入功率以及風(fēng)扇轉(zhuǎn)速的模型進(jìn)行計(jì)算，圖4為不同工況下定子繞組溫升值隨網(wǎng)格數(shù)量的變化示意圖。計(jì)算值在網(wǎng)格數(shù)量達(dá)到1.25×107后沒(méi)有發(fā)生明顯變化，考慮計(jì)算資源的占用與效率問(wèn)題，選用全局網(wǎng)格尺寸控制在1.5 mm、網(wǎng)格數(shù)量為1.25×107的劃分方式對(duì)模型進(jìn)行離散。

圖4 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

1.5 試驗(yàn)驗(yàn)證

使用確定的網(wǎng)格尺寸對(duì)電機(jī)進(jìn)行網(wǎng)格離散，并計(jì)算206～254 V五種工況下電機(jī)定子繞組溫升值。搭建試驗(yàn)平臺(tái)如圖5所示，測(cè)試串激電機(jī)在上述五組工況下的風(fēng)扇轉(zhuǎn)速與繞組阻值。測(cè)量采用Dm6234p電阻測(cè)量?jī)x、PF120電參數(shù)測(cè)量?jī)x、QJ83-1數(shù)字直流電橋等試驗(yàn)設(shè)備，使用熱電阻法測(cè)量定子繞組溫升值。四個(gè)測(cè)溫點(diǎn)分別置于上下定子繞組的前后端部，測(cè)量電機(jī)穩(wěn)定工況運(yùn)行時(shí)的熱態(tài)電阻阻值。測(cè)得定子繞組端部各測(cè)點(diǎn)的冷熱態(tài)阻值，由電阻法換算得到繞組平均溫升值，五組工況下定子繞組溫升的仿真與實(shí)測(cè)值對(duì)比如下圖6所示。其中最大相對(duì)誤差為4.91%，最小誤差為電機(jī)在254 V工況下達(dá)到0.72%，五組工況平均誤差為2.63%，證明繞組溫升測(cè)試結(jié)果與仿真計(jì)算結(jié)果吻合度較好，驗(yàn)證了串激電機(jī)流固耦合傳熱計(jì)算模型的合理性。

圖5 串激電機(jī)溫升測(cè)試

圖6 不同工況下定子繞組溫度仿真與實(shí)測(cè)值對(duì)比

2 流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果分析

為研究串激電機(jī)工作時(shí)內(nèi)部流場(chǎng)的流動(dòng)規(guī)律以探究串激電機(jī)的發(fā)熱問(wèn)題，需要對(duì)電機(jī)內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)行分析。以電機(jī)在234 V工況下工作的內(nèi)流場(chǎng)為例，電機(jī)轉(zhuǎn)速為17 500 r/min，整體串激電機(jī)風(fēng)冷系統(tǒng)流場(chǎng)三維流跡圖如圖7所示?？諝饨?jīng)外風(fēng)罩進(jìn)入到軸流風(fēng)扇表面，空氣沿徑向運(yùn)動(dòng)時(shí)會(huì)受到風(fēng)罩機(jī)殼壁面的阻礙，產(chǎn)生沿軸向的空氣流動(dòng)，分別形成有效流量和渦流損失。冷空氣在風(fēng)扇的驅(qū)使下流經(jīng)轉(zhuǎn)子與定子表面，與發(fā)熱部件進(jìn)行熱交換，熱空氣受到后部導(dǎo)風(fēng)輪的離心作用，沿著風(fēng)罩排出電機(jī)。

圖7 整機(jī)表面空氣流跡圖

2.1 風(fēng)扇部分流場(chǎng)

圖8為風(fēng)扇中間剖面上的速度流線圖，可以觀察到在風(fēng)扇前端產(chǎn)生了較多渦流，在兩片扇葉中間甚至存在多個(gè)旋渦，在渦流存在區(qū)，空氣流速相應(yīng)較低，流體能量損耗增大。圖9為風(fēng)扇中截面湍流動(dòng)能云圖，湍流動(dòng)能是湍流模型中評(píng)估湍流強(qiáng)度的有效指標(biāo)。圖9中葉片扭轉(zhuǎn)角處出現(xiàn)部分帶狀湍流動(dòng)能集中，這是因?yàn)榭拷まD(zhuǎn)處葉片的曲率增大，流體流經(jīng)此處易發(fā)生轉(zhuǎn)捩，且風(fēng)扇邊緣會(huì)有二次流產(chǎn)生，湍流動(dòng)能較大的位置易引起渦流噪聲。此外，圖9中3點(diǎn)鐘與9點(diǎn)鐘方向葉片尖端靠近風(fēng)罩處也產(chǎn)生了較大的湍流動(dòng)能集中，這是由于此處風(fēng)扇后端為碳刷支架，對(duì)氣流形成阻擋，氣流在此處回流所造成?？梢?jiàn)，此串激電機(jī)的風(fēng)扇結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)不盡合理，還存在改進(jìn)的空間。過(guò)多的渦流損失將導(dǎo)致風(fēng)扇的效率降低，使得冷卻性能下降，引起電機(jī)繞組溫升過(guò)高。

圖8 風(fēng)扇中截面速度流線圖(Y=-120 mm)

圖9 風(fēng)扇中截面湍流動(dòng)能云圖(Y=-120 mm)

2.2 電機(jī)內(nèi)流場(chǎng)

圖10為電機(jī)內(nèi)流域在XY面與YZ面兩個(gè)沿軸向相互垂直平面的速度矢量圖。在YZ子午截面上，空氣經(jīng)過(guò)冷卻風(fēng)扇做功從上下兩個(gè)方向流經(jīng)定子繞組前端表面以冷卻定子繞組，部分空氣在行進(jìn)過(guò)程中受到骨架擋板的阻擋產(chǎn)生回流，并經(jīng)過(guò)電刷支架間隙回流至風(fēng)扇處。空氣在進(jìn)入電機(jī)內(nèi)部后由于上下骨架擋板的阻擋，使得截面突然收縮產(chǎn)生高速氣流，最高速度達(dá)到55.45 m/s。冷氣流分別從內(nèi)部轉(zhuǎn)子區(qū)域和定子鐵心通風(fēng)溝處流過(guò)，在定子繞組后端部位形成部分回流冷卻繞組。在XY子午面上，空氣經(jīng)過(guò)風(fēng)扇后沿兩側(cè)流過(guò)轉(zhuǎn)子繞組，最高速度達(dá)41.43 m/s，在冷卻發(fā)熱的轉(zhuǎn)子繞組后由離心風(fēng)輪排出至電機(jī)外部。

圖10 電機(jī)內(nèi)流場(chǎng)速度矢量圖

沿軸向截取Y=-42 mm處截面旨在分析電機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)，串激電機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)XZ面速度分布云圖如圖11所示?？諝庥奢S流風(fēng)扇吸入后，一部分由轉(zhuǎn)子流域吸入，冷卻轉(zhuǎn)子與定子內(nèi)部；另一部分流經(jīng)定子繞組表面，并從上下端的定子鐵心通風(fēng)槽流到電機(jī)后端。經(jīng)過(guò)計(jì)算可以得到，通過(guò)電機(jī)內(nèi)部轉(zhuǎn)子附近流域的冷卻空氣流量占總流入空氣流量的73.7%，而流經(jīng)上下部定子鐵心表面的冷卻空氣流量占總流入空氣流量的26.3%。轉(zhuǎn)子的旋轉(zhuǎn)作用使周?chē)諝饬魉佥^高，最高可達(dá)37.4 m/s，且前端靠近風(fēng)扇處速度較高，氣流沿定轉(zhuǎn)子中部空隙流至電機(jī)后部，流場(chǎng)沿軸向大致成中心對(duì)稱(chēng)分布。

圖11 電機(jī)內(nèi)流場(chǎng)速度云圖(Y=-42 mm)

電機(jī)內(nèi)流場(chǎng)風(fēng)速監(jiān)測(cè)線L1～L5示意圖如圖12所示，為更直觀表現(xiàn)電機(jī)內(nèi)部各部位的氣流流動(dòng)規(guī)律，考慮到串激電機(jī)內(nèi)流場(chǎng)具有一定中心對(duì)稱(chēng)性，在定子鐵心內(nèi)部轉(zhuǎn)子流域取沿軸向監(jiān)測(cè)直線L1、L2、L5，定子鐵心上下端通風(fēng)槽部位取直線L3、L4，Y軸軸向范圍為-70～-10 mm，監(jiān)測(cè)五條直線上的風(fēng)速分布，電機(jī)內(nèi)流場(chǎng)L1～L5處風(fēng)速隨軸向距離變化曲線如圖13所示。

圖12 電機(jī)內(nèi)流場(chǎng)風(fēng)速監(jiān)測(cè)線L1～L5示意圖

圖13 電機(jī)內(nèi)流場(chǎng)L1～L5處風(fēng)速曲線

由于轉(zhuǎn)子為順時(shí)針旋轉(zhuǎn)，與圖11速度云圖呈現(xiàn)的結(jié)果一致，監(jiān)測(cè)線L2上的速度比L5處更低，氣流在L5上的流速最快可達(dá)到17.2 m/s, 分析可得上端定子繞組左側(cè)冷卻效果比右側(cè)好，下端定子繞組右側(cè)冷卻效果更好。L3、L4均在Y=-17.5 mm處速度產(chǎn)生突變，原因是該部分定子繞組與擋板骨架間存在通風(fēng)孔，轉(zhuǎn)子流域氣體經(jīng)過(guò)該孔排出，與流經(jīng)鐵心表面氣流合流使風(fēng)速激增，而后流至定子繞組后端使風(fēng)速降低。L1處風(fēng)速呈現(xiàn)陡峭變化，原因是由軸流風(fēng)扇順時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng)吸入的氣流與轉(zhuǎn)子流域的順時(shí)針氣流匯合形成前進(jìn)上升流，在合流處產(chǎn)生較高流速。

3 溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果分析

在流場(chǎng)計(jì)算的基礎(chǔ)上，對(duì)模型進(jìn)行流場(chǎng)與溫度場(chǎng)的耦合求解。依照電機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)，在Ansoft仿真軟件中建立電機(jī)的二維計(jì)算模型。通過(guò)仿真計(jì)算，得到電機(jī)在234 V負(fù)載下的定轉(zhuǎn)子鐵心、銅鋁繞組的損耗功率，并根據(jù)建模體積轉(zhuǎn)化為生熱率，將各種損耗以熱生成率的形式均勻加載到電機(jī)的各個(gè)部件之中，具體數(shù)值如下表2所示,電機(jī)主要材料屬性如表3所示，其中定轉(zhuǎn)子鐵心由矽鋼片疊壓而成，為各向異性材料，在笛卡爾坐標(biāo)系中X、Z軸方向的熱導(dǎo)率為42.5 W/(m·K)，Y軸方向的熱導(dǎo)率為0.57 W/(m·K)。

表2 電機(jī)內(nèi)部發(fā)熱部件損耗以及熱源損耗密度

表3 電機(jī)內(nèi)部分材料物性表

定子繞組與鐵心的溫度場(chǎng)分布如圖14所示，繞組最高溫度可達(dá)105.8 ℃，平均溫度為99.39 ℃。定子繞組前端與風(fēng)扇較近，自扇冷側(cè)附近空氣流速高，冷卻效果好，后端風(fēng)量較小，導(dǎo)熱效果較差，溫度上升快。定子鐵心前端不受支架覆蓋的部位受循環(huán)冷空氣影響冷卻效果較好，上下部通風(fēng)槽部分存在氣流通過(guò)，能夠與發(fā)熱的鐵心進(jìn)行熱交換，散熱效果佳。矽鋼片軸向熱導(dǎo)率較低所帶來(lái)的軸向溫度分層現(xiàn)象較為明顯，后端較少有氣流流過(guò)，導(dǎo)致溫升較高。

圖14 定子繞組鐵心溫度場(chǎng)分布

圖15為轉(zhuǎn)子繞組與鐵心部分的溫度場(chǎng)分布，轉(zhuǎn)子因其自身的高速旋轉(zhuǎn)，對(duì)流換熱效果較好。轉(zhuǎn)子繞組最高溫度為88.72 ℃，高溫區(qū)域集中在后端風(fēng)輪處。鐵心部分同樣由于矽鋼片的各向異性，軸向溫度出現(xiàn)分層現(xiàn)象。鐵心軛部與轉(zhuǎn)子繞組、電機(jī)軸緊密接觸導(dǎo)致傳熱較差，而鐵心齒部、靴部與冷卻空氣充分接觸，冷卻效果較好。而鐵心上下端由于氣隙狹小冷卻空氣較少，整體溫度比左右兩端高。因此，溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果顯示定子繞組的平均溫升在串激電機(jī)發(fā)熱部件中最為嚴(yán)重，在進(jìn)行串激電機(jī)設(shè)計(jì)時(shí)需要重點(diǎn)關(guān)注定子繞組的溫升狀況。

圖15 轉(zhuǎn)子繞組鐵心溫度場(chǎng)分布

4 導(dǎo)風(fēng)輪設(shè)置的影響分析

導(dǎo)風(fēng)輪的設(shè)置可以改變風(fēng)冷電機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)，但是作為旋轉(zhuǎn)部件會(huì)帶來(lái)電機(jī)輸入功率的升高，雙風(fēng)扇系統(tǒng)風(fēng)路是否配合也對(duì)整機(jī)通風(fēng)散熱效率起到關(guān)鍵性作用。從電機(jī)降耗設(shè)計(jì)的角度出發(fā)，為了探討電機(jī)內(nèi)部設(shè)置離心導(dǎo)風(fēng)輪的必要性，將設(shè)置與去除導(dǎo)風(fēng)輪的電機(jī)模型在相同邊界條件下進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，即模擬風(fēng)冷系統(tǒng)整體工作與軸流風(fēng)扇單獨(dú)工作時(shí)的流-溫場(chǎng)分布。圖16所示沿軸向選取四條定子繞組溫升監(jiān)測(cè)線L1～L4，監(jiān)測(cè)繞組溫升在該條線上的溫度值可以對(duì)定子繞組詳細(xì)溫度分布規(guī)律進(jìn)行表征與比較。

圖16 定子繞組溫升監(jiān)測(cè)位置L1～L4示意圖

圖17給出溫度從風(fēng)扇側(cè)到導(dǎo)風(fēng)輪側(cè)沿軸向距離的變化規(guī)律，圖17中L1～L4表示導(dǎo)風(fēng)輪正常工作狀態(tài)，LN1～LN4表示無(wú)導(dǎo)風(fēng)輪的工作狀態(tài)?？梢钥闯?，有無(wú)導(dǎo)風(fēng)輪工作時(shí)定子繞組溫升均是呈現(xiàn)前端自扇側(cè)溫度較低，后端風(fēng)輪側(cè)溫度較高的狀態(tài)。無(wú)導(dǎo)風(fēng)輪時(shí)，定子繞組最大溫度比導(dǎo)風(fēng)輪存在時(shí)高出了5.2 ℃，平均溫度上升了3.3 ℃，且后端靠近導(dǎo)風(fēng)輪時(shí)曲線更為陡峭，前后溫差更大，證明溫度上升劇烈，繞組后端未能得到良好的冷卻。

圖17 有無(wú)導(dǎo)風(fēng)輪定子繞組L1～L4溫升對(duì)比

圖18所示為有無(wú)導(dǎo)風(fēng)輪時(shí)電機(jī)內(nèi)流場(chǎng)XY截面速度矢量圖：XY面(Z=0)。由于轉(zhuǎn)子的高速旋轉(zhuǎn)造成轉(zhuǎn)子附近形成局部低壓區(qū)域，吸引后方氣流不斷涌向轉(zhuǎn)子區(qū)域，與前方軸流風(fēng)扇吸入的高速氣流交匯，在電機(jī)內(nèi)部形成渦流損失，不利于電機(jī)的散熱。而在設(shè)置導(dǎo)風(fēng)輪的電機(jī)流場(chǎng)中，風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)形成的前后壓差將轉(zhuǎn)子內(nèi)部與發(fā)熱部件進(jìn)行熱交換的熱空氣沿軸向吸入，并沿徑向排出，排出的空氣流經(jīng)風(fēng)輪上下端的定子繞組，繼續(xù)與定子繞組發(fā)生熱交換，起到良好的散熱效果。通過(guò)試驗(yàn)測(cè)試得到導(dǎo)風(fēng)輪的輸入功率為2.3 W，約占電機(jī)總輸入功率的0.17%。研究證明導(dǎo)風(fēng)輪有效改善了電機(jī)內(nèi)流場(chǎng)的空氣流動(dòng)情況，大幅降低了定子繞組溫升，在電機(jī)風(fēng)冷散熱系統(tǒng)中起到了不可或缺的關(guān)鍵作用。

圖18 有無(wú)導(dǎo)風(fēng)輪時(shí)電機(jī)內(nèi)流場(chǎng)速度矢量圖

5 結(jié) 語(yǔ)

(1) 本文針對(duì)HC8840F單相風(fēng)冷串激電機(jī)進(jìn)行了流體場(chǎng)計(jì)算與流固耦合傳熱的溫度場(chǎng)分析，通過(guò)網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證選用計(jì)算效率最高的網(wǎng)格劃分尺寸。通過(guò)試驗(yàn)測(cè)試驗(yàn)證串激電機(jī)流固耦合傳熱計(jì)算模型的合理性與模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。

(2)流場(chǎng)模擬結(jié)果顯示試驗(yàn)風(fēng)扇結(jié)構(gòu)周?chē)嬖谳^多漩渦，引起渦流損耗，導(dǎo)致通風(fēng)性能的下降。電機(jī)流域內(nèi)，71.7%的冷卻氣流流入轉(zhuǎn)子流域，而流經(jīng)上下部定子鐵心表面的冷卻空氣流量占總流入空氣流量的26.3%，可以考慮從改變流道結(jié)構(gòu)與風(fēng)扇結(jié)構(gòu)參數(shù)的角度使通風(fēng)效率提升，并加大流至定子繞組表面進(jìn)行冷卻的冷空氣比例，從而降低定子繞組溫升。

(3) 溫度場(chǎng)研究表明，發(fā)熱部件前端溫度均低于后端，鐵心矽鋼片軸向熱導(dǎo)率較低所帶來(lái)的軸向溫度分層現(xiàn)象較為明顯，轉(zhuǎn)子左右兩端溫升低于上下端部，且定子繞組的平均溫升在串激電機(jī)發(fā)熱部件中最為嚴(yán)重，在設(shè)計(jì)中需要加以注意。

(4) 通過(guò)對(duì)有無(wú)導(dǎo)風(fēng)輪時(shí)電機(jī)內(nèi)流場(chǎng)與繞組溫度場(chǎng)的分析，發(fā)現(xiàn)無(wú)導(dǎo)風(fēng)輪時(shí)，定子繞組平均溫度上升了3.3 ℃，且前后溫差更為劇烈。研究表明導(dǎo)風(fēng)輪在電機(jī)風(fēng)冷散熱系統(tǒng)中的作用是至關(guān)重要的。