韓家德， 杜鵬， 路義萍

(哈爾濱理工大學(xué) 機(jī)械動(dòng)力工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150080)

凸極電機(jī)定子風(fēng)路變化對(duì)熱流場(chǎng)影響

韓家德， 杜鵬， 路義萍

(哈爾濱理工大學(xué) 機(jī)械動(dòng)力工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150080)

隨電動(dòng)機(jī)單機(jī)容量不斷增大，電磁負(fù)荷隨之提高，電機(jī)內(nèi)部發(fā)熱量增長(zhǎng)顯著，通風(fēng)方案設(shè)計(jì)將影響峰值溫度的數(shù)值，對(duì)冷卻效果起決定性作用。為降低峰值溫度，確保電機(jī)安全穩(wěn)定運(yùn)行，本文以某空冷凸極同步電動(dòng)機(jī)為研究對(duì)象，基于計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(CFD)原理，采用有限體積法，求解三維湍流流動(dòng)控制方程組，得出定子繞組不同冷卻風(fēng)路布置方案設(shè)計(jì)情況下的三維流場(chǎng)及溫度場(chǎng)的分布特點(diǎn)，分析了定轉(zhuǎn)子各部分風(fēng)路中空氣流量分布特點(diǎn)以及定轉(zhuǎn)子固體部件溫度分布情況，得出冷卻效果較好的定子空氣冷卻風(fēng)路布置。結(jié)果表明，凸極電機(jī)定子鐵心段繞組空氣冷卻風(fēng)路布置影響定子繞組峰值區(qū)域及數(shù)值大小。結(jié)果可為大容量凸極電動(dòng)機(jī)通風(fēng)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供參考。

凸極同步電動(dòng)機(jī)；定子；定子風(fēng)路布置；熱場(chǎng)；CFD數(shù)值模擬

0 引 言

凸極同步電動(dòng)機(jī)具有結(jié)構(gòu)堅(jiān)固、控制靈活等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于壓縮機(jī)、鼓風(fēng)機(jī)、煤炭行業(yè)中的提升機(jī)等大功率機(jī)械設(shè)備的驅(qū)動(dòng)。隨著電動(dòng)機(jī)單機(jī)容量不斷增大，電磁負(fù)荷隨之提高，其通風(fēng)冷卻成為研發(fā)設(shè)計(jì)中的關(guān)鍵問(wèn)題，為確保設(shè)備安全運(yùn)行，進(jìn)行冷卻研發(fā)方案三維熱流場(chǎng)研發(fā)計(jì)算非常重要。

凸極電動(dòng)機(jī)以其特有優(yōu)勢(shì)得到各領(lǐng)域?qū)W者的廣泛關(guān)注[1]。BORNSCHLEGELL A S等采用等效風(fēng)路法對(duì)較大功率凸極電機(jī)進(jìn)行了熱優(yōu)化，指出產(chǎn)品研發(fā)階段變化風(fēng)道幾何結(jié)構(gòu)進(jìn)行熱優(yōu)化是非常重要的[2]。PICKERING S J等證明了采用FLUENT軟件能夠很準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)四極凸極電機(jī)轉(zhuǎn)子流動(dòng)及傳熱特性[3]，SHANEL M等在1MVA凸極同步電機(jī)的設(shè)計(jì)階段，采用CFD方法得到了轉(zhuǎn)子各部件溫度分布、速度矢量圖等[4]。HARAN KARMAKER等基于有限元法對(duì)凸極同步電機(jī)中電磁場(chǎng)分布、轉(zhuǎn)子電流等進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)和模擬研究[5]。溫志偉等在凸極同步電動(dòng)機(jī)啟動(dòng)時(shí)的電磁場(chǎng)、電機(jī)動(dòng)態(tài)特性方面進(jìn)行了研究，并優(yōu)化設(shè)計(jì)和啟動(dòng)仿真[6]。旋轉(zhuǎn)態(tài)下實(shí)驗(yàn)測(cè)量很難實(shí)現(xiàn)，關(guān)于實(shí)驗(yàn)研究的文獻(xiàn)很少，近年來(lái)，關(guān)于四極凸極同步電機(jī)定轉(zhuǎn)子一體化流場(chǎng)特性[7]、轉(zhuǎn)子溫度場(chǎng)特性[8]、撐塊布置對(duì)流場(chǎng)及溫度場(chǎng)的影響[9]、邊界條件設(shè)置問(wèn)題[10]的研究也有報(bào)道。此外，凸極電機(jī)結(jié)構(gòu)與水輪發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子部分結(jié)構(gòu)[2]相似，關(guān)于水輪發(fā)電機(jī)通常采用等效風(fēng)路法[11]進(jìn)行熱設(shè)計(jì)。

隨著計(jì)算技術(shù)和計(jì)算方法的發(fā)展及電機(jī)本身容量增加、緊湊化結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的旺盛需求，韓力等針對(duì)凸極電機(jī)及水輪發(fā)電機(jī)采用有限元法(FEM)模擬計(jì)算三維轉(zhuǎn)子溫度場(chǎng)[12]，杜燦勛等則先采用FEM法計(jì)算損耗分布，然后再采用有限體積法(FVM)計(jì)算定子的流場(chǎng)與溫度場(chǎng)[13]。BOGLIETTI綜述了各種電機(jī)熱流場(chǎng)數(shù)值計(jì)算方面近年來(lái)的發(fā)展[14]，指出了僅有CFD中的FVM方法能夠計(jì)算速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)。由于學(xué)科交叉以及復(fù)雜的特點(diǎn)，關(guān)于大容量凸極電動(dòng)機(jī)定轉(zhuǎn)子流場(chǎng)、溫度場(chǎng)耦合研究還鮮見(jiàn)報(bào)道。

本文以容量較大的某四極凸極同步電動(dòng)機(jī)為研究對(duì)象。由于電機(jī)結(jié)構(gòu)軸向具有對(duì)稱性，且運(yùn)行時(shí)沿周向以90°為流體運(yùn)動(dòng)周期，因此，選取主機(jī)包括定轉(zhuǎn)子的半軸向段與周向1/4(圓周方向0～90°)，建立了整機(jī)八分之一流體區(qū)物理模型。基于有限體積法，在轉(zhuǎn)速為1 500 r/min的額定工況下，進(jìn)行CFD三維湍流流場(chǎng)計(jì)算，在此基礎(chǔ)上，考慮計(jì)算機(jī)的容量及溫度場(chǎng)的連續(xù)性，添加轉(zhuǎn)子部分完整固體結(jié)構(gòu)、定子部分連續(xù)的三個(gè)整槽，定量計(jì)算并分析兩種定子鐵心部分風(fēng)路方案布置對(duì)電機(jī)內(nèi)定轉(zhuǎn)子溫度場(chǎng)的影響。方案一：僅中心對(duì)稱面鐵心段上方開(kāi)設(shè)空氣出口；方案二：鐵心段上方均開(kāi)設(shè)空氣出口。

1 物理模型

四極凸極同步電動(dòng)機(jī)通風(fēng)系統(tǒng)見(jiàn)圖1。

圖1 凸極電動(dòng)機(jī)半軸向段通風(fēng)系統(tǒng)示意圖Fig.1 Diagram of half axial segment of a salient synchronous motor ventilation system

空氣經(jīng)軸流風(fēng)扇加壓后由兩端沿軸向?qū)ΨQ流入電機(jī)中，空氣沿以下路徑進(jìn)行冷卻：第一部分空氣流向轉(zhuǎn)子端部，經(jīng)磁極間隙沿軸向向前沖刷散熱肋片及肋根表面，冷卻磁極，隨轉(zhuǎn)子高速旋轉(zhuǎn)的同時(shí)繞流并冷卻撐塊，然后由磁極間甩出，流入氣隙；第二部分空氣直接流入氣隙，既沿軸向向前流動(dòng)冷卻極靴和定子部分內(nèi)表面，又與轉(zhuǎn)子磁極間隙甩出的空氣混合，進(jìn)入并繼續(xù)冷卻定子各徑向風(fēng)溝中部件，然后流入定子背部；第三部分空氣直接流經(jīng)并冷卻定子端部繞組，經(jīng)端部定子機(jī)座環(huán)板上的10個(gè)圓形通風(fēng)孔進(jìn)入第一定子鐵心段；最后一部分冷空氣沿端部壓板下方孔隙經(jīng)通風(fēng)槽進(jìn)入定子，并沿著壓指和通風(fēng)槽鋼形成的風(fēng)路對(duì)壓指進(jìn)行冷卻，然后進(jìn)入定子第一鐵心段背部。各路空氣在定子鐵心背部匯合后，并由定子空氣出口流入冷卻器，然后又經(jīng)風(fēng)扇加壓重新進(jìn)入電機(jī)內(nèi)。

文中研究的電機(jī)機(jī)座環(huán)板上布置10個(gè)通風(fēng)孔，直徑為 70 mm，流通截面積很小，其風(fēng)阻是定子端部風(fēng)路中的控制流阻。因此，忽略定子端部結(jié)構(gòu)，不影響空氣在電機(jī)中的流量分配。

圖2為電動(dòng)機(jī)計(jì)算域物理模型框線視圖，為了表達(dá)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鐵心背部空氣出口面，面積為0.37 m2；abcd與cdfe兩面被位于其中間的機(jī)座環(huán)板隔開(kāi)，兩面為方案二出口面；lmnp為電機(jī)風(fēng)扇后所在空氣入口面，ghij為機(jī)殼內(nèi)壁面，befkjg為頂部機(jī)殼內(nèi)壁面，opn為轉(zhuǎn)軸前表面，后部agh所在面為電機(jī)半軸向段的中心對(duì)稱面，左側(cè)ako及底部hio所在面均為半個(gè)磁極的中心對(duì)稱面。該模型的坐標(biāo)原點(diǎn)位于轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)軸中心對(duì)稱面的幾何中心處。

為了分析定轉(zhuǎn)子溫度場(chǎng)變化趨勢(shì)，還建立了定子三個(gè)槽及全部轉(zhuǎn)子固體部件的模型，并進(jìn)行網(wǎng)格劃分。

圖2 計(jì)算域物理模型框線視圖Fig.2 Wireframe for computational domain model

2 數(shù)學(xué)模型及求解條件

2.1 基本假設(shè)

1)計(jì)算域內(nèi)空氣馬赫數(shù)小于0.7，符合不可壓縮流體假設(shè)要求，因此，空氣當(dāng)作不可壓縮流體合理。2)流體在電機(jī)內(nèi)部流動(dòng)，重力作用遠(yuǎn)小于科氏力等作用，可忽略重力對(duì)空氣流動(dòng)的影響。3)僅研究定轉(zhuǎn)子內(nèi)流體流動(dòng)的穩(wěn)定狀態(tài)。4)在電機(jī)額定轉(zhuǎn)速下運(yùn)行時(shí)，經(jīng)試算風(fēng)扇后入口風(fēng)速很大，入口Re≥8 000，空氣的流動(dòng)為湍流態(tài)，因此采用湍流模型對(duì)電機(jī)內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)行求解。5)考慮轉(zhuǎn)子磁極上銅排間絕緣層厚度很小，將垂直磁極方向銅繞組的18層銅排與19層絕緣的相間層疊布置結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化為一個(gè)體，實(shí)際運(yùn)行中該方向溫差較大，源于熱導(dǎo)率各向異性，采用厚度調(diào)和平均法計(jì)算，算得垂直于疊層方向熱導(dǎo)率為1.59，其他兩方向熱導(dǎo)率相同，按徑向厚度比加權(quán)平均法計(jì)算，算得350.17，單位均為W/(m·K)[11]。將繞組散熱肋片部分劃分為銅肋片組，物性不變。6)假設(shè)轉(zhuǎn)子鐵心、轉(zhuǎn)軸、絕緣均為緊密連接，無(wú)空氣隙，各熱源熱量均勻分布。

2.2 數(shù)學(xué)模型

電動(dòng)機(jī)內(nèi)空氣流場(chǎng)計(jì)算時(shí)，采用多重參考系，控制方程包括湍流時(shí)均質(zhì)量、動(dòng)量、能量守恒方程的關(guān)系式，通用控制方程見(jiàn)下式

div(ρuφ)=div(Γgradφ)+S。

式中：div表示散度；ρ表示密度；φ為通用控制變量；Γ為廣義擴(kuò)散系數(shù)；S為廣義源項(xiàng)。

2.3 求解條件

電機(jī)內(nèi)冷卻空氣為不可壓縮流體，采用基于壓力的分離隱式求解器，方程離散采用二階迎風(fēng)格式，壓力速度耦合選用SIMPLE算法。在轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速為1 500 r/min額定工況下，考慮風(fēng)扇及內(nèi)部風(fēng)摩損耗等，設(shè)定入口空氣溫度為50℃；入口表壓為2 100 Pa，定子出口表壓為換熱器前靜壓235 Pa；定轉(zhuǎn)子軸向中心對(duì)稱面處為對(duì)稱邊界條件；圓周方向0°和90°半磁極邊界考慮周期流動(dòng)特點(diǎn)設(shè)置為周期性邊界條件。除以上邊界條件外，其它機(jī)殼邊界面均為固體壁面類型。經(jīng)電磁場(chǎng)計(jì)算得到額定電流下各種損耗，折算出的體平均熱源強(qiáng)度值見(jiàn)表1。電動(dòng)機(jī)內(nèi)部各種材料物性參數(shù)均為常數(shù)，其中銅肋片、撐塊、絕緣、軸的熱導(dǎo)率為各向同性，分別為387.6、202.4、0.15、31.8；定子鐵心疊片熱導(dǎo)率為各向異性，軸向?yàn)?.7，徑切向均為19；單位均為W/(m·K)。

表1 凸極電機(jī)體平均熱源強(qiáng)度

計(jì)算時(shí)采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法處理近壁面區(qū)域，近壁面第一個(gè)網(wǎng)格高度y+滿足所用壁面函數(shù)要求。經(jīng)多次修改網(wǎng)格類型和逐步加密網(wǎng)格并試算，獲得湍流流動(dòng)與傳熱耦合計(jì)算的網(wǎng)格獨(dú)立收斂解。

3 數(shù)值模擬結(jié)果及分析

3.1 空氣流量分布特性

表2給出了定子通風(fēng)風(fēng)路兩方案時(shí)計(jì)算域內(nèi)CFD數(shù)值模擬監(jiān)測(cè)得出的電動(dòng)機(jī)冷卻空氣體積流量計(jì)算結(jié)果。其中，進(jìn)入電機(jī)的總空氣體積流量為V；進(jìn)入轉(zhuǎn)子磁極間隙與定轉(zhuǎn)子間氣隙的流量之和為V1，其中轉(zhuǎn)子磁極間隙中空氣冷卻轉(zhuǎn)子磁極，定轉(zhuǎn)子間氣隙的空氣冷卻極靴和定子內(nèi)表面；機(jī)座端部環(huán)板上方孔隙空氣體積流量為V2，該部分空氣冷卻定端部繞組；進(jìn)入壓指的空氣量為V3，冷卻壓指周邊部件，體積流量單位均為m3/s。由表2可知，兩定子鐵心段上方均設(shè)置出口的方案二(見(jiàn)圖1)比只是第二鐵心段上方設(shè)置出口的方案一總空氣體積流量增加18.89%，風(fēng)量增加顯著。主要原因是方案二中，定子第一鐵心段區(qū)定子風(fēng)溝中的空氣不需再經(jīng)過(guò)風(fēng)阻很大的1與2鐵心段間的機(jī)座環(huán)板圓孔，可直接流出，風(fēng)阻顯著減小。因此，定子區(qū)域通風(fēng)方案是決定冷卻總風(fēng)量的重要因素。此外，進(jìn)入轉(zhuǎn)子磁極間隙與定轉(zhuǎn)子間氣隙風(fēng)路的空氣量百分比η1減少約1.47%，相應(yīng)的進(jìn)入壓指風(fēng)路的風(fēng)量百分比η3增加約1%，說(shuō)明凸極電機(jī)轉(zhuǎn)子風(fēng)路結(jié)構(gòu)保持不變，僅定子末端鐵心段附近出口風(fēng)路變化對(duì)進(jìn)入轉(zhuǎn)子磁極間隙與定轉(zhuǎn)子間氣隙、機(jī)座端部環(huán)板上方孔隙與進(jìn)入壓指的風(fēng)量分配影響較小，但每部分進(jìn)風(fēng)總量增加。

表2 電機(jī)風(fēng)路空氣體積流量分布隨出口方案變化比較

3.2 定子區(qū)域流量分布特性分析

凸極同步電機(jī)進(jìn)入轉(zhuǎn)子磁極間隙與定轉(zhuǎn)子間氣隙的空氣先冷卻轉(zhuǎn)子固體區(qū)域，然后進(jìn)入定子風(fēng)溝，電機(jī)計(jì)算域中定子風(fēng)溝布置17排，周向布置96個(gè)定子槽，節(jié)距等幾何尺寸及布置完全相同。圖3給出了定子出口風(fēng)路變化兩方案定子風(fēng)溝內(nèi)冷卻空氣體積流量沿軸向變化曲線，N=17為中心對(duì)稱面處風(fēng)溝。

由圖3可知，方案二中處于第一鐵心段中的前8排定子風(fēng)溝較方案一的空氣流量增加較明顯，增幅都在26%以上，其中靠近入口的第一排的風(fēng)量增加最多，增幅為52.2%。原因是此時(shí)第一鐵心段上方空氣出口壓力與第二鐵心段相同，經(jīng)風(fēng)扇增壓和轉(zhuǎn)子磁極旋轉(zhuǎn)吸入的空氣在端部撐塊前方與其上方出口的靜壓差增大。處于第二鐵心段中的后9排定子風(fēng)溝中，9～14號(hào)空氣流量變化很小，可忽略不計(jì)，中心對(duì)稱面處撐塊上方定子15～17號(hào)風(fēng)溝中的空氣流量增大不超10%，說(shuō)明當(dāng)凸極電機(jī)定子鐵心背部沿軸向被機(jī)座環(huán)板隔開(kāi)，冷卻完第一鐵心段部件的空氣需通過(guò)環(huán)板間圓形孔隙進(jìn)入第二鐵心段背部，然后經(jīng)出口流出時(shí)，第一鐵心段是否布置出口對(duì)進(jìn)入第一鐵心段各風(fēng)溝中的冷卻空氣量大小及分布影響顯著，與理論預(yù)期相符，說(shuō)明計(jì)算結(jié)果合理。方案二中定子第一鐵心段內(nèi)部件的溫度將有效降低，由于銅的熱導(dǎo)率較大，這對(duì)軸向相鄰位置的定子端部繞組、壓指冷卻均有利，定子繞組峰值溫度將有效降低。在兩方案端部撐塊上方對(duì)應(yīng)的5～10號(hào)風(fēng)溝中，風(fēng)量分布均呈現(xiàn)先減少后增加的趨勢(shì)。綜上所述，凸極電動(dòng)機(jī)定子空氣出口橫跨兩個(gè)定子機(jī)座環(huán)板可增大凸極電機(jī)端部撐塊上方定子風(fēng)溝內(nèi)的風(fēng)量；將使定子部件峰值溫度及平均溫升降低，對(duì)定子冷卻有利。

圖3 定子徑向風(fēng)溝中空氣量分布隨出口位置變化Fig.3 Rir volume flow rate in the stator radial duct variation with outlet proposals of stator

3.3 定轉(zhuǎn)子區(qū)域溫度場(chǎng)分布特性分析

電機(jī)內(nèi)空氣流量的分布規(guī)律直接決定著固體部件的溫升大小。表3給出了兩方案中轉(zhuǎn)子部分固體部件最高溫度比較。

由表3可知，方案一與方案二相同名稱各部件的最高溫度基本相同，其中銅繞組最高溫度129.9℃，絕緣最高溫度125.5℃，均不超溫，雖然方案二進(jìn)入轉(zhuǎn)子與氣隙的總冷卻風(fēng)量增加，但增加的空氣基本由氣隙進(jìn)入定子第一鐵心段風(fēng)區(qū)，銅繞組、銅肋片、絕緣層、極靴的最高溫度分別降低了1.6℃、1.1℃、1.7℃、0.5℃，轉(zhuǎn)子固件的溫度變化很小，而且并不改變轉(zhuǎn)子各部件溫度沿軸向逐漸升高且峰值溫度位置在中心對(duì)稱面附近的規(guī)律[9]，見(jiàn)圖4、圖5，與文獻(xiàn)[9]的結(jié)論一致，同時(shí)，與理論預(yù)期一致，間接證明計(jì)算結(jié)果合理。

表3 出口位置變化兩方案轉(zhuǎn)子各部件最高溫度

為了分析定子部分溫度分布特征，給出了兩方案中三個(gè)定子槽中間截面的溫度分布云圖4、圖5。由圖4、圖5可知，兩定子風(fēng)路通風(fēng)方案中，定子繞組及鐵芯溫度分布特征不同。方案一定子繞組峰值溫度位于端部撐塊上方第5排定子鐵心開(kāi)始直到中心對(duì)稱面處的下層線棒中及第17、18排鐵心位置處的上層線棒中，峰值為122.1℃；方案二繞組峰值溫度位于第10排定子鐵心開(kāi)始至中心對(duì)稱面位置處的下層線棒中及第17、18排鐵心處位置處的上層線棒中，且方案二比方案一冷卻總風(fēng)量大，所以峰值溫度低2℃。由此可知：僅定子中心對(duì)稱面上方布置空氣出口時(shí)(方案一)，定子線棒峰值溫度區(qū)域較寬，位于撐塊上方對(duì)應(yīng)的連續(xù)的定子繞組線棒中；定子鐵心上方均布置出口時(shí)(方案二)，定子線棒峰值溫度區(qū)域變窄，位于中心撐塊上方對(duì)應(yīng)的連續(xù)的定子繞組線棒中。由圖3可知，方案一端部撐塊上方及前部對(duì)應(yīng)定子風(fēng)溝中冷卻空氣量比方案二少很多，方案一定子繞組前部和鐵心溫度均高于方案二，而對(duì)稱面處風(fēng)溝雖然空氣量增多，但是其風(fēng)溝入口空氣吸收了沿程部件中的各種損耗，溫度較高，傳熱溫差減小，導(dǎo)致兩撐塊上方的定子繞組和鐵心溫度也出現(xiàn)局部升溫現(xiàn)象，由于銅繞組熱導(dǎo)率較大，除氣隙進(jìn)口附近，線棒總體沿軸向溫差很小；比較圖3和圖4、圖5可知，中心對(duì)稱面處風(fēng)量最大處未必是溫度最低處，反而可能是峰值溫度位置，因?yàn)槎ㄗ泳€棒溫度場(chǎng)受到傳熱溫差、對(duì)流換熱風(fēng)速、銅及絕緣的熱導(dǎo)率、空氣摩擦損耗等多因素綜合影響。

圖4 方案一電機(jī)周向19°截面處溫度分布Fig.4 Temperature distribution at 19°cross-section of the circumferential direction of motor in scheme 1

圖5 方案二電機(jī)周向19°截面處溫度分布Fig.5 Temperature distribution at 19°cross-section of the circumferential direction of motor in scheme 2

3.4 數(shù)值模擬結(jié)果準(zhǔn)確性分析

由于電機(jī)內(nèi)流場(chǎng)與溫度場(chǎng)的強(qiáng)烈非線性，獲得其解析解不可能，此外大功率電機(jī)出廠前或?qū)嶒?yàn)室內(nèi)旋轉(zhuǎn)體內(nèi)部流場(chǎng)、溫度場(chǎng)測(cè)試?yán)щy，實(shí)驗(yàn)測(cè)量數(shù)據(jù)極其匱乏，國(guó)內(nèi)外電機(jī)研發(fā)過(guò)程中常采用電機(jī)通風(fēng)系統(tǒng)網(wǎng)絡(luò)分析法與CFD方法協(xié)同仿真，使其在產(chǎn)品制造前發(fā)揮重要作用[1]。文中計(jì)算得到的電機(jī)通風(fēng)流量與廠商聘請(qǐng)某電機(jī)研究所采用另一軟件計(jì)算結(jié)果相對(duì)誤差為0.5%。轉(zhuǎn)子溫度場(chǎng)計(jì)算誤差在7.6%之內(nèi)。兩年多的現(xiàn)場(chǎng)運(yùn)行證明方案二安全。

4 結(jié) 論

對(duì)于布置三撐塊的四極凸極同步電動(dòng)機(jī)，當(dāng)電機(jī)沿軸向相對(duì)中心對(duì)稱面由第一、二鐵心段組成時(shí)，采用CFD方法進(jìn)行通風(fēng)方案研究，得出以下結(jié)論：

定子鐵心段上方均開(kāi)設(shè)空氣出口時(shí)，進(jìn)入電機(jī)的總冷卻空氣量比僅中心對(duì)稱面上方鐵心段布置空氣出口的通風(fēng)方案總冷卻空氣量增加18.89%，有利于凸極電機(jī)冷卻，定子峰值溫度降低，峰值溫度區(qū)域變窄，位于中心撐塊上方；空氣出口位置布置影響凸極電機(jī)定子風(fēng)溝風(fēng)量分布與定子溫升分布特征，影響定子峰值區(qū)域位置及數(shù)值；但對(duì)進(jìn)入風(fēng)路前端轉(zhuǎn)子磁極間隙中的空氣量、轉(zhuǎn)子部件溫度分布、轉(zhuǎn)子峰值位置及數(shù)值影響較小。

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(編輯：賈志超)

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

黑龍江省自然科學(xué)基金(E201223)

韓家德(1965—)，男，教授，研究方向?yàn)殡姍C(jī)內(nèi)傳熱與流動(dòng)數(shù)值模擬； 杜 鵬(1991—)，男，碩士，研究方向?yàn)殡姍C(jī)內(nèi)傳熱與流動(dòng)數(shù)值模擬； 路義萍(1965—)，女，博士，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)殡姍C(jī)內(nèi)傳熱與流動(dòng)數(shù)值模擬及實(shí)驗(yàn)研究。

韓家德

10.15938/j.emc.2016.12.008

TM 311

:A

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