韓力 沈超凡 蔡瑞環(huán) 周光厚 王超

摘?要：針對大容量實心轉(zhuǎn)子高速感應電動機損耗密度大、散熱困難的問題，以一臺10 MW、10 000 r/min的空冷實心轉(zhuǎn)子感應電動機為例，建立了其整體通風域模型，采用計算流體力學（CFD）方法對“兩進一出”的通風結(jié)構(gòu)進行了流體場仿真，并分析了通風系統(tǒng)內(nèi)氣體的分布規(guī)律;其次，以通風計算結(jié)果作為邊界條件，基于流固耦合法對該電機定轉(zhuǎn)子三維流體場和溫度場進行了建模與求解，得到了溫度分布;在此基礎上，提出了一種新的“三進兩出”通風結(jié)構(gòu)，降低了該電機的最高溫度，并通過有限元分析例證了CFD建模與計算結(jié)果的正確性;最后，分析了導風管管徑、冷卻氣體類型、軸流風扇進風量對該電機溫升的影響。結(jié)果表明，該電機采用三進兩出的通風冷卻結(jié)構(gòu)散熱效果更好，可使最高溫度降低3.8℃、定子鐵心和定子繞組的最高溫度分別下降11.7 ℃和7.1 ℃。

關(guān)鍵詞：實心轉(zhuǎn)子高速感應電動機;通風系統(tǒng);流體場;溫度場;計算流體力學

中圖分類號：TM 355

文獻標志碼：A

文章編號：1007-449X（2019）07-0038-08

Abstract：To solve the problems of high loss density and cooling difficulty of megawatt solid rotor highspeed induction motor， a model of whole ventilation system was established for a 10 MW， 10 000 r/min solid rotor induction motor with air cooling. The fluid field of its “two in one out” ventilation structure was simulated by computational fluid dynamics （CFD） method and the air distribution features in the system ventilation was analyzed. And then， considering the calculated ventilation results as the boundary conditions， the 3D fluid field and temperature field of the motor were modeled and solved by the fluidsolid coupling method，and the temperature distribution of the motor was obtained. Furthermore， a new ventilation structure named “three in two out” was proposed and could reduce the maximum temperature of the motor. The correction of CFD modelling and solution was verified by comparing the results of finite element analysis. Finally， the influences of cooling pipe diameter， the types of the cooling gases and the intake of axial flow fan on the temperature rise of the motor were analyzed. The results show that the ventilation structure cooling effect of “three in two out” is better than that of “two in one out” and the maximum temperatures of the whole motor， the stator core and the stator winding can be reduced 3.8 ℃，11.7 ℃ and 7.1 ℃ respectively.

Keywords：solid rotor highspeed induction motor; ventilation system; fluid field; temperature field; computational fluid dynamics

0?引?言

高速電機體積小、效率和功率密度高，可省去傳統(tǒng)變速裝置，一體化程度高，廣泛應用于高速磨床、儲能飛輪、空氣制冷循環(huán)系統(tǒng)、天然氣輸送高速離心壓縮機等領域[1-3]，目前已成為國內(nèi)外電工領域的研究熱點之一。

高速電機的突出特點包括轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速高、定子繞組電流頻率高、鐵心磁密頻率高、功率密度和損耗密度大[4-6]，從而使得高速電機發(fā)熱嚴重、散熱困難。對于大功率高速電機，為保證轉(zhuǎn)子具有足夠強度，通常采用實心轉(zhuǎn)子，這時轉(zhuǎn)子渦流損耗較大，且高速旋轉(zhuǎn)的轉(zhuǎn)子表面會產(chǎn)生較大的風摩損耗，轉(zhuǎn)子發(fā)熱問題突出[7-8]。此外，高頻電流和磁密造成定子鐵心和繞組發(fā)熱嚴重[9-10]。

為了尋求高速電機的流場與溫度變化規(guī)律，目前最先進的分析手段是采用計算流體力學（computational fluid dynamics，CFD）的方法對其進行仿真研究。文獻[10]對一臺75 kW、60 000 r/min的高速永磁電機設計了單一的軸向通風散熱結(jié)構(gòu)，并采用CFD方法分析了該電機1/24模型的溫升分布;文獻[11]對一臺117 kW、60 000 r/min的高速永磁電機設計了定子內(nèi)外油冷的冷卻系統(tǒng)，并對該冷卻系統(tǒng)進行了溫度場的仿真與實驗驗證;文獻[12]對一臺1.12 MW、18 000 r/min的高速永磁電機提出了槽內(nèi)風冷和機殼水冷結(jié)合的冷卻方式，基于多物理場分析了電機的溫度分布。上述研究都是針對于永磁電機，且缺少整機通風系統(tǒng)的研究，在沒有試驗樣機的條件下無法得到溫度場計算模型的速度邊界條件。此外，目前國內(nèi)對大功率高速感應電機研究極少。

為此，本文以目前國內(nèi)預研的容量最大的一臺10 MW、10 000 r/min實心轉(zhuǎn)子高速感應電動機為對象，針對樣機通風冷卻結(jié)構(gòu)，基于CFD方法建立該電機的三維整體通風域模型，并采用流固耦合法建立三維溫度場-流體場模型，分析該電機的溫度分布特性;在此基礎上，提出一種改進的三進兩出通風結(jié)構(gòu)，并分析導風管管徑、冷卻氣體類型、進風量等因素對溫度分布的影響。

1?高速感應電動機整機通風計算

1.1?電動機主要參數(shù)及通風冷卻系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

10 MW高速感應電動機的主要參數(shù)見表1，其結(jié)構(gòu)如圖1所示。為了滿足機械強度的要求，采用實心轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)。在定子端部繞組建模中，根據(jù)設計參數(shù)，考慮了繞組軸向伸出長度及周向旋轉(zhuǎn)的情況，但忽略了繞組換位、壓指、絕緣紙等因素。該電機采用“兩進一出”的自循環(huán)通風冷卻方式，冷卻空氣從電機端部一部分流經(jīng)定子端部繞組到定子鐵心背部，帶走定子端部繞組和定子鐵心背部熱量;另一部分經(jīng)氣隙與定子槽口通風道，從定子徑向通風溝流出，帶走實心轉(zhuǎn)子與定子鐵心熱量，其通風冷卻系統(tǒng)結(jié)構(gòu)如圖2所示。

1.2?流體域的數(shù)學模型

在建立電機內(nèi)部流體流動的物理模型時，需利用質(zhì)量守恒方程和動量守恒方程[13-14]：

由于高速電機流道內(nèi)風速較高，空氣流動處于強烈湍流狀態(tài)，且定子流道內(nèi)存在轉(zhuǎn)彎及截面積突變情況。對于這種流體應變率較大的情況，流道內(nèi)的湍流可采用RNG k-ε雙方程湍流模型處理。

式中：k為湍動能特征速度;ε為湍動能耗散率特征長度尺度;αk和αε分別為k方程和ε方程的有效普朗特數(shù)的倒數(shù);μ為湍流粘性系數(shù);Gk為平均速度梯度引起的湍動能;C1ε為取決于流動狀態(tài)的變量;C2ε為常量。

1.3?流體域物理模型與邊界條件

考慮到該電機為軸向?qū)ΨQ結(jié)構(gòu)，利用流道抽取技術(shù)，在圖1幾何模型基礎上可建立半個電機的三維流體域模型，如圖3所示。

1）風扇入口處采用intakefan邊界條件，由軸流風扇特性曲線確定參數(shù)，定子背部風腔采用壓力出口邊界條件;

2）軸向?qū)ΨQ面設置為對稱邊界條件;

3）空氣與轉(zhuǎn)子接觸面設置為旋轉(zhuǎn)邊界，旋轉(zhuǎn)速度1 047 rad/s，其余壁面為無滑移壁面。

1.4?CFD計算結(jié)果

通過對上述物理模型進行流體場求解，便可得到其通風計算結(jié)果，如表2所示。

2?流體場與溫度場耦合求解

2.1?物理模型與邊界條件

高速感應電動機轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)運動對其內(nèi)部空氣的流動影響很大，溫度場和流體場耦合求解屬于強耦合類型。但在只需求解傳熱學變量，不需求解結(jié)構(gòu)變量的情況下，可簡化為單向耦合問題。為此，本文采用單向流體場和溫度場耦合求解。該電機為周向?qū)ΨQ結(jié)構(gòu)，三維求解域模型取一個定子槽距的范圍，如圖4所示。求解溫度場需用到能量方程[13-14]為

將表2的計算結(jié)果作為流體場與溫度場耦合計算模型的部分邊界條件，并根據(jù)其結(jié)構(gòu)、空氣流動和傳熱特點，給出其基本假設和邊界條件：

1）將定子槽內(nèi)繞組等效為上下兩層銅排導熱體，繞組絕緣與接觸縫隙等效為銅排外的絕緣層;

2）在保持轉(zhuǎn)子導條總體積和總損耗不變的情況下，將實際的轉(zhuǎn)子導條數(shù)由38根等效為48根，使之與定子槽數(shù)相等，以有效減小求解區(qū)域;

3）定子鐵心發(fā)熱體等效為均勻熱源密度，實心轉(zhuǎn)子渦流發(fā)熱源等效為3層，并賦予相應的熱源密度;

4）風路進口采用速度入口邊界條件，以通風計算結(jié)果設定風速大小，風溫為60℃，風路出口采用壓力出口邊界條件;

5）求解域內(nèi)不同體的交界面設為耦合交界面，定子鐵心端面及背部表面設為散熱面，其散熱系數(shù)由溫度場計算的定子徑向通風溝散熱系數(shù)結(jié)果來確定;

6）轉(zhuǎn)子表面設為滑移旋轉(zhuǎn)表面，旋轉(zhuǎn)速度為1 047 rad/s，模型兩側(cè)設為周期邊界條件，其余表面設為無滑移絕熱邊界。

2.2?材料屬性

空氣物性隨溫度變化顯著，使用自定義函數(shù)來描述空氣的熱物理屬性。此外，電動機內(nèi)所涉及固體材料熱物性參數(shù)如表3所示。

2.3?熱源激勵

通過時變電磁場的有限元分析（finite element analysis，F(xiàn)EA）計算，可獲得在變頻器供電額定工況下該電機整體域的損耗，如表4所示。由于實心轉(zhuǎn)子渦流損耗顯著，熱源非均勻分布，將轉(zhuǎn)子熱源分為3層（見圖4），再分別賦以相應的損耗，可更好的反映其熱源不均的情況[15]。

2.4?溫度場計算結(jié)果及其分析

通過對該電機計算模型進行流體場和溫度場的耦合求解，可得到其溫度分布，如圖5所示。由此可見，該電機最高溫度達到139.3 ℃，出現(xiàn)在定子鐵心的軸向中間部分，其余部件的最高溫度如表5所示。這種“兩進一出”的通風結(jié)構(gòu)，其冷卻效果還有待改進。

3?通風冷卻方案的改進

3.1?通風系統(tǒng)改進

將該電機的通風冷卻結(jié)構(gòu)改為新型的“三進兩出”，即通過增加定子鐵心背部導風管和擋風板，冷卻空氣由軸向氣隙左右兩側(cè)及定子鐵心中間的6個徑向通風溝等3處流入，由定子鐵心左右兩側(cè)的14個徑向通風溝流出。采用新結(jié)構(gòu)的優(yōu)點是可改變冷卻氣體在電機內(nèi)的流動路徑，使冷卻氣體分配更加合理;其不足之處是結(jié)構(gòu)變復雜、風阻會有一定程度的增大，如圖6所示。此時，電動機通風結(jié)構(gòu)以及流體域計算模型如圖7所示。

此時，通過對流體域計算模型進行CFD求解，可得到其通風計算主要結(jié)果，如表6所示。

通過對一個定子齒距范圍內(nèi)的計算模型進行流體場和溫度場的耦合求解，得到其內(nèi)部溫度分布，如圖8所示。此時，該電機的最高溫度為135.5 ℃，出現(xiàn)在實心轉(zhuǎn)子中部，比兩進一出通風結(jié)構(gòu)的最高溫度139.3 ℃降低了3.8 ℃。

該電機的通風結(jié)構(gòu)改進為三進兩出后，冷卻效果得到明顯改善。下面對其溫度分布規(guī)律做進一步的詳細分析。圖9分別為該電機軸向?qū)ΨQ中心面和氣隙進風口處端面兩條路徑的徑向溫度分布，各區(qū)域的溫度分布對比如表7所示。

由于定子鐵心熱源密度遠大于轉(zhuǎn)子，但通風散熱條件更好，其最高溫度為127.6 ℃，出現(xiàn)在6～7號徑向通風溝之間的鐵心處。此時定子鐵心、定子繞組和定子絕緣的最高溫度分別下降了11.7 ℃、7.1 ℃和7.5 ℃，而轉(zhuǎn)子鐵心和轉(zhuǎn)子導條的最高溫度分別上升了0.7 ℃和0.3 ℃。

3.2?溫升計算結(jié)果對比驗證

目前該電動機還處于設計研制階段，尚不具備實驗條件，缺少樣機的溫升測試數(shù)據(jù)。為了驗證CFD計算結(jié)果的準確性，下面將溫度場FEA與CFD的計算結(jié)果進行對比。

電動機各部件散熱系數(shù)的準確確定是FEA求解溫度場的關(guān)鍵。根據(jù)課題組前期的研究結(jié)果，采用經(jīng)驗公式，可得到電動機各散熱面的表面散熱系數(shù)[15]。在此基礎上，建立電動機的三維有限元參數(shù)化模型，給定邊界條件和熱源密度，通過FEA計算得到電動機的溫度分布，并與CFD計算結(jié)果進行對比，如表8所示。由此可見，CFD與FEA計算結(jié)果的平均誤差為5.17%，其中定子鐵心最高溫度相差較大，為16.8%;定子上、下層繞組次之，分別為3.5%、5.8%;轉(zhuǎn)子鐵心偏差0.7%，轉(zhuǎn)子導條偏差最小，僅-0.4%，由此間接佐證了CFD建模與計算結(jié)果的準確性。造成定子鐵心最高溫度偏差較大的原因是，F(xiàn)EA在求解過程中，將電動機內(nèi)高速流動的空氣用靜止空氣的等效導熱系數(shù)來等效其熱交換能力，這種等效處理方法與實際情況有一定出入。

3.3?背部導風管尺寸對最高溫度的影響

為了對比背部導風管尺寸大小對電動機冷卻效果影響，表9給出了管徑從45 mm增加至70 mm時電動機最高溫度的變化情況。由此可見，隨著管徑的增加，定子繞組的最高溫度逐步遞減，定子鐵心、轉(zhuǎn)子鐵心和轉(zhuǎn)子導條的最高溫度先遞減、后稍有回升，但管徑為60 mm時，冷卻效果最佳。

3.4?冷卻氣體類型對電動機溫度影響

電機常用的冷卻氣體有空氣與氫氣。針對三進兩出的通風冷卻結(jié)構(gòu)，對應不同的冷卻氣體，在進風量為6.5 m3/s時，該電機軸向中心面位置處溫度沿徑向的分布規(guī)律如圖10所示。由此可見，氫氣的冷卻效果更好，最高溫度為112.6 ℃;空氣冷卻效果較差，最高溫度為135.5 ℃。

氫氣冷卻與空氣冷卻相比，其最高溫度點發(fā)生變化，出現(xiàn)在定子繞組上，其原因與轉(zhuǎn)子表面的風摩損耗密切相關(guān)。轉(zhuǎn)子發(fā)熱源于轉(zhuǎn)子損耗，轉(zhuǎn)子表面的風摩損耗也是造成轉(zhuǎn)子發(fā)熱的重要因素。針對圖4的分析模型，只分析氣體區(qū)域在轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)時的流動所造成的進出口熱量增加，不考慮固體與氣體之間的熱交換。利用能量守恒定律，可求出風摩損耗[7]為

式中：Pt為風道摩擦損耗;Pout為風道出口總能量;Pin為風道入口總能量。

通過分析計算，在空氣冷卻下，該電機的風摩損耗為23.07 kW;而在氫氣冷卻下，其風摩損耗為1.66 kW。氫氣作為冷卻介質(zhì)其風摩損耗顯著下降，這與氫氣密度低且粘度低相關(guān)，因此，轉(zhuǎn)子的冷卻效果更明顯，轉(zhuǎn)子的最高溫度明顯下降。

3.5?風量對電動機最高溫度的影響

風量大小對通風溝內(nèi)的風速有直接影響。在空氣冷卻下，通過計算得到不同風量下對應該電機各主要部件的最高溫度分布，如圖11所示。由此可見，隨著風量的增加，冷卻效果更好，電動機各部件的最高溫度均在下降。當風量在4.5～6.5 m3/s之間時，電動機各部件最高溫度隨風量增加幾乎線性下降;而隨著風量的繼續(xù)增加，最高溫度下降趨勢減緩。

4?結(jié)?論

1）通過建立電動機全域通風模型來求解氣體在其內(nèi)部的流動，從而可得到各風路進口、出口的風速和風量，可為高速感應電動機的多風路域模型求解溫度場和流體場提供重要的邊界條件。

2）相比于兩進一出的通風結(jié)構(gòu)，采用三進兩出的通風結(jié)構(gòu)更合理，可使該電機的最高溫度下降3.8 ℃，定子鐵心、定子繞組和定子絕緣的最高溫度分別下降11.7、7.1和7.5 ℃。

3）采用6.5 m3/s風量的空氣冷卻，該電機最高溫度達到135.5 ℃;如果采用氫氣作為冷卻介質(zhì)，最高溫度可降低到112.6 ℃。

該兆瓦級高速實心轉(zhuǎn)子感應電動機目前尚處于設計階段。今后在樣機試制的基礎上，爭取獲得實測數(shù)據(jù)，對本文流場和溫度場的計算結(jié)果進行對比，進一步驗證模型與計算結(jié)果的正確性。

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（編輯：劉琳琳）