某轴向无刷励磁机多方案通风三维热流场分析

韩家德 张羽楠 刘延浩 李会兰 路义萍 付秀兰

摘 要：以7.8MW无刷励磁机现运行方案为基础，对通风冷却系统进行优化，提出了以改变现方案下通风结构、空气入出口位置的多种方案。建立其整机流固耦合物理模型，基于计算流体动力原理，采用有限体积法，给定边界条件，对多方案下励磁机热流场进行数值计算并进行对比分析。结果表明：改变现方案通风结构，励磁机内空气压力、速度、温度分布规律与现运行方案基本相同，但定转子部件处平均温度不同，最高温度仍位于远离整流盘侧的转子线棒端部，均低于原方案的最高温度;现方案下互换空气入出口位置，对励磁机的热流场有较大影响，最高温度在靠近整流盘侧的定子线棒端部。研究结果为结构类似的励磁机的优化设计提供理论指导。

关键词：励磁机;全轴向通风;多方案;数值模拟;热流场

DOI：10.15938/j.jhust.2019.04.004

中图分类号： TM343;TK121

文献标志码： A

文章编号： 1007-2683（2019）04-0022-07

Abstract：According to the existing scheme of 7.8MW brushless exciter ， the ventilation and cooling system is optimized and a variety of schemes are proposed to change the ventilation structure， rotation direction and inlet position of the present scheme in this paper. The fluid-solid coupling model of the whole machine is established. Numerical calculation of heat flow field of exciter under multi-scheme is made and compared by adopting the finite volume method and giving boundary conditions based on the principle of computational fluid dynamics. Changing the ventilation structure of the present scheme， the results show that the distribution law of air pressure， the velocity and temperature in exciter are basically the same as that of current operation， the average temperature of stator and rotor parts is different， and the maximum temperature remains at the end of the rotor bar far from the rectifier panel and is lower than the maximum temperature of the original scheme. Exchanging inlet and outlet position under present scheme， it has a great influence on the heat flux field of the exciter， and the maximum temperature is at the end of the stator bar near the rectifier plate. The research results provide theoretical guidance for the optimal design of the exciter with similar structure.

Keywords：exciter; full axial ventilation; multi-scheme; numerical simulation; thermal flow field

0 引 言

無刷励磁机是利用整流盘进行整流为同步电机提供直流励磁电源的一种电机结构[1]。在其运行过程中，整流盘装置产生热量、定转子铁心和线棒的损耗等使得部件温度升高;通风冷却系统的不合理设计也会导致励磁机散热效果较差，以上两方面均易造成磁极线圈过热烧损和整流元件高温失效[2]，影响运行性能和经济指标[3]。因此，像研究异步电机、凸极电机等其他类型电机一样[4-9]，在开发新型无刷励磁机时，为了保证励磁机内绕组、绝缘和整流元件的温升在其允许的温升极限范围内，需要研究冷却系统各因素变化对励磁机温升的影响，进而有针对性地对励磁机进行方案优化。

目前，关于励磁机设计原则、结构特点[10-12]以及励磁机中整流电路设计[13]、故障诊断[14-15]方面的研究涉及较多，公开发表的文献针对励磁机通风冷却系统多方案优化设计的热流场分析，即励磁机热流场影响因素分析较少，大多是关于空冷汽轮发电机、异步电机、永磁电机等其他类型电机的热流场研究。文[16]对采用轴向通风结构的感应电机在圆形和梯形两种转子通风孔形状下的电磁场和温度场进行数值模拟，并分析了通风孔形状对其影响。文[17]对端盖引风、定子铁心布置Φ15的孔和轴内引风、定子铁心布置Φ20的孔以及空心轴强迫风冷三个通风方案下的永磁同步电机的温度场进行对比分析，得到了较好的通风方案。文[18]为了降低转子温度，提出了在电机转子上开轴径向通风沟的多种结构方案，研究了转子径向通风沟数量与位置对转子内温度分布及空气运动的影响。电机通风冷却系统的合理设计可以有效带走电机内部产生的热量，使电机的温度均匀分布[19]。

本文研究的无刷励磁机，主轴上布置转子和整流盘两个旋转部件，采用轴向通风系统即定转子铁心仅开设轴向通风沟（ 简称定、转子风沟） ，其通风结构和采用的通风系统均不同于文[20-22]，属于国外引进二次开发的新产品。另外，文[23]仅研究了一种励磁机的流场。本文针对一种全轴向通风励磁机提出改变通风结构、互换空气入出口位置的多方案冷却系统，研究在不同冷却系统下励磁机热流场分布规律，为结构相似的无刷励磁机通风冷却系统的设计提供理论上的指导。

1 物理模型

现运行方案下（以下简称为“原方案”）研究的7.8MW无刷励磁机与12MW凸极同步电机同轴布置，该励磁机转速与主机相同。为显示该励磁机内部结构，图 1 给出了省略进风筒、出风筒和方筒后热流场计算域物理模型的剖面图，图中Z轴与转轴重合，计算域的原点与靠近整流盘侧的转轴端面的中心点重合，其中，固体部件以实体显示，空气区以线框显示。

2 数学模型及求解条件

2.1 数学模型

对该励磁机内冷却空气的流动特征进行数值模拟时，仅研究稳态时励磁机内的空气热流场，其内部马赫数小于0.7，视空气为不可压缩流体，且其物性参数恒定，励磁机中冷却空气受重力作用远远小于旋转科氏力作用，在数值模拟时，忽略重力对空气流动的影响，热源在发热体中均匀布置。

经多次试算，励磁机入口处雷诺数Re=66334，定、转子风沟入口雷诺数Re分别为8217、11142，气隙内主要是旋转剪切流，采用泰勒数描述流态，由式（1）算得气隙中旋转泰勒数Ta=54189，因此，励磁机内空气流动均为湍流。

2.2 边界条件及求解设置

根据工厂提供数据，现运行方案中，将励磁机的空气入口设置为压力入口，入口表压为742Pa;空气出口设置为压力出口，出口表压为0Pa;主轴转速为1000r/min;励磁机是从主机风扇后的流道中取风，按照电机规范，励磁机入口的空气温度取50℃。

绝缘、定转子直段铜绕组、转子支架、二极管座的热导率λ均为各向同性，分别为0.22、387.6、31.8、202.4，定转子铁心的热导率λ为各向异性，沿叠片径向、切向和轴向的数值分别为42.5，42.5和0.57，热导率单位均为W/（m·K）。

3 多方案数值模拟结果分析

3.1 多方案介绍及风量分布计算结果

方案A和方案B分别将原方案非均匀布置的22个Φ20圆形轴向转子风沟变为转子支架周向均匀布置24个Φ20和12个Φ32的转子风沟;方案C在原方案的基础上将转子部件前方的绝缘板上布置6个Φ15的通风孔;互换原方案的空气入出口位置，冷却空气从原方案的出风筒侧流入励磁机内，沿轴向风道流动，最后从原方案的进风筒侧流出，即为方案D。

在进行数值模拟时，为保证网格的统一，使各方案结果具有可比性，方案A、B采用与原方案相同的网格类型和节点间距值对转子风沟、转子支架和相邻的区域进行网格划分;方案C中绝缘板、整流盘空气区和相邻的区域使用和原方案相同的网格类型和节点间距值进行网格划分。由于转子支架和绝缘板均不是发热部件，因此，方案A～C中发热体的热源密度与原方案相同。方案D只需将原方案的入口设置为压力出口边界条件，原方案的出口设置为压力入口边界条件，其他和原方案保持一致。

在原方案基础上，对该励磁机风冷系统分别采取方案A～D措施后，通过数值模拟分析，得出了各方案风量分布结果，图4给出了原方案和方案A～D中励磁机总风量、定转子风量和气隙风量分配及各风量所占总风量比的比较。

与原方案对比，方案A～C总风量增大，方案D总风量降低，其中方案B相对各方案总风量增加幅度最大;方案A～D转子风量均增加，气隙风量均减小，其中方案D相对各方案转子风量增加幅度和气息风量减少幅度最大 ，方案B次之;方案A～C定子风量与原方案相比变化不大，而方案D明显下降。

关于各部分流量所占比例，通过数值分析，方案A定子和气隙风量占总风量的比例减小，整体而言，各部分风量占总风量的比例变化不大;方案B进入定子风沟的风量最多，约占总风量的59.1%，转子风量和气隙风量基本相同，分别占总风量的20.4%和20.5%;方案C转子风量占总风量的比例有所增大，但仍是三部分风量中占总风量比例最少的，各部分风量所占總风量的比例变化不大;方案D中定子风沟的风量最多，占总风量的53.0%，其次是转子风沟的风量，占总风量的31.6%，气隙风量最少，仅占总风量的15.4%。

3.2 通风结构改变方案热流场分析

通过数值模拟，得出方案A～C的压力分布规律均与原方案基本相同，仅数值大小不同。其中，图5给出了原方案与方案A极角60°和极角 -90°截面的压力分布云图。由图5可知，在方案A和原方案中，旋转空气区的压力低于静止空气区的压力，整流盘侧定子端部空气区呈现随半径增大，压力升高的规律等。另外，结果还显示方案A～C中进风筒中心处的压力分别约为298.4Pa、301.2Pa、305.9Pa，均略低于原方案进风筒中心处的压力315.4Pa;结果表明，方案A的励磁机空气入口和进风筒中心处的压差最大，使得更多的冷却空气流入励磁机。

与压力分布规律类似，通过数值模拟得出方案A～C的速度分布规律均与原方案基本相同，仅数值大小不同。通过以上风量分布分析，其中方案B总风量与转子风量相对各方案均明显增大，但空气速度却明显降低，如图6所示。方案B中定子风沟、转子风沟和气隙内的空气平均速度分别约为6.38m/s，11.46m/s和7.66m/s，均小于原方案。尽管方案B的转子风量为原方案的1.3倍，但转子风沟的总通风面积由原方案的6908mm2增大为9646.08mm2，约为原方案的1.4倍，因而，转子风沟内的空气平均流速减小;方案B的定子风量和气隙风量比原方案小，两方案的定子风沟和气隙的结构相同，流量与流速成正比，因而方案B的定子风沟和气隙内的空气平均速度均比原方案小。

通过对温度场的分析，发现沿轴向和沿径向，方案A～C与原方案的定子部件和转子部件的温度分布规律基本相同，靠近整流盘侧的固体部件和空气的温度高，另一侧温度低，仅数值大小不同等。如图7给出了原方案与方案B极角 90°的温度分布，方案B的定子各部分的温度升高，转子部件的温度略有降低，定转子部件的温度差异较小。

为分析励磁机重要部件温度情况，图8给出了原方案和方案A～C定子线棒直段（stator-zd）和定子線棒端部（stator-db）及转子线棒直段（rotor-zd）和转子线棒端部（rotor-db）的最低温度tmin、最高温度tmax和体平均温度tavg大小对比图。

方案A、B均是通过增大转子风沟的总通风截面，提高转子风量和转子风沟对流换热面积，进而降低转子部件温度而提出的方案;方案C是通过绝缘板布置通风孔，使整机风阻减小，进风量增加。由图8可知，方案A、B、C的转子部件最高温度均较原方案有所降低，定子部件温度均有所升高，定转子部件的温度差异变小，总体来说，冷却效果均比原方案有所提高。模拟发现，通过减少转子风沟数量而增大风沟孔的直径后，方案B的转子部件的最高温度仅比原方案降低0.4℃，定子最高温度升高5.6℃;而在原有结构基础上增加转子风沟数量，最终方案A转子线棒最高温度比原方案降低0.9℃，同时定子最高温度升高1.4℃，方案B定转子部件温度高于方案A;方案C转子最高温度降低1.4℃，定子最高温度升高2.2℃。总体而言，方案A、C冷却效果相近，比方案B的冷却效果略好。

3.3 入出口位置改变方案热流场分析

通过数值分析，图9给出了方案D极角60°和极角-90°截面压力和速度分布云图。从压力云图可知，方案D中的两侧定子端部空气区的压力分布较均匀，不再呈现类似旋转空气区的压力分布规律，定子风沟入口附近仍出现局部低压，约为459.2Pa。由于在流场中整流盘对空气具有类似风扇的升压机理，使得方案D中整流盘侧的定子端部空气区的压力较高，从而造成两侧定子端部空气区的压差变小，进入定子风沟的动力和克服空气在定子风沟内流动阻力的动力变小，最终使得总风量和定子风量变少，相应地转子风量增大。另外，由速度云图可知，方案D两侧定子端部空气区的速度较小，最大速度仍位于整流盘空气区半径最大的位置。与原方案相比，方案D中的定子风沟和气隙内的风速减小，转子风沟内的空气速度增大，这是因为原方案和方案D的各风道的通风截面相同，风量和风速成正比，方案D的各部分风量分配情况的改变使得各轴向风道内的风速相应变化。

图10为方案D极角90°截面的温度分布云图。从图中可以看出，方案D中励磁机最高温度出现在靠近整流盘侧的定子线棒端部，最高温度为134.5℃，超过了绝缘材料的极限温度130℃，励磁机容易因为过热产生故障，不利于励磁机的经济和安全运行。整流盘固体部件温度在109.4～126.3℃范围内，整流盘附近空气温度在83.8℃左右，小于整流盘允许的最大工作环境温度110℃。转子线棒的温度沿轴向分布比较均匀，温度范围为102.1～110.6℃。定子部件温度高于转子部件温度，这是因为与原方案相比，方案D的定子风量减小，约为原方案定子风量的4/5，相应地，定子风沟的风速减小，定子部件的冷却效果较差，温度较高;而转子风量增大，转子风沟风速较大，对转子的冷却效果好。

当冷却空气进出口方向不同时，对于这种轴向冷却方式，定转子峰值位置均出现在轴向冷却的热空气最热位置，即末端，原因是传热温差最小。

4 结 论

本文分析了改变通风结构和互换空气入出口位置对热流场的影响，通过数值模拟得到结论如下：

1）增加励磁机转子风沟数量、减小转子风沟数量同时增大风沟直径和转子部件前方绝缘板上额外增加通风孔，励磁机内空气的压力、速度和温度分布规律与原方案基本相同，仅数值大小不同，转子部件的温度降低;另外，对励磁机增加转子风沟数量和在转子部件前方绝缘板上额外增加通风孔，所达到的冷却效果要比减小转子风沟数量同时增大风沟直径的方法略好。

2）互换空气入出口位置，即冷却空气从原方案的出风筒侧流入定转子风道内，经整流盘侧风筒流出，定子端部两侧空气区的压差变小，进入定子风沟的动力和克服空气在定子风沟内流动阻力的动力变小，最终使得总风量和定子风量变少，相应地转子风量增大;定子部件温度高于转子部件温度，最高温度在靠近整流盘侧的定子线棒端部。

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（编辑：关 毅）