某軸向通風無刷勵磁機三維流場數值模擬

路義萍　李會蘭　韓家德　劉莉

摘要：為了研究某軸向通風無刷勵磁機的流場特點，依據計算流體動力學原理，采用有限體積法，建立該勵磁機三維通風物理模型，并給出相應的邊界條件，采用fluent軟件對廠商提出的兩個方案的流場進行數值模擬，結果表明，兩方案的流動跡線特征不同，勵磁機入出口無壓差，定、轉子軸向風溝間出現環流；入出口壓差為742 Pa時，定、轉子軸向風溝中的空氣從風溝中直接流出并進入出風筒，采用有限體積法與等效風路法所得方案二的入口體積流量誤差為O，04%，在工程允許范圍內，證明了結果的合理性，研究結果可為同類型勵磁機的風路設計提供參考，

關鍵詞：流場；數值模擬；軸向通風；無刷勵磁機

DoI：10.15938/j.jhust.2016.04.011

中圖分類號：TMl21

文獻標志碼：A

文章編號：1007-2683（2016）04-0059-06

0引言

無刷勵磁機是通過轉軸上布置的整流盤將交流電整流成直流，為同步電機（主機）提供勵磁電源的旋轉電機…，其冷卻情況直接影響機組的安全、經濟運行，由于冷卻結構設計不合理造成勵磁機磁極線圈過熱燒損的現象時有發生為了保證勵磁機內繞組溫升在安全范圍內，使勵磁機能夠長期安全穩定運行，迫切需要像發電機、電動機等一樣，采用實驗或數值模擬的方法研究其內部的熱流場分布，為勵磁機的通風系統設計及結構優化提供理論依據。

目前，國內外研究者對勵磁機做了大量的研究并取得了顯著的成就，文分別介紹了空冷汽輪發電機用、水輪發電機用以及核電用的無刷勵磁機的設計原則和主要的結構特點，文介紹了將無刷勵磁機轉換為靜態勵磁機的方案，解決了無刷勵磁機的振動和維護問題，旋轉整流盤是無刷勵磁機重要的整流部件，對此，研究者在整流電路設計及故障診斷方面也做了大量的研究，但是目前公開發表的文獻中對無刷勵磁機的熱流場研究較少，尤其對軸向通風無刷勵磁機的流場特性的研究很少，所以采用數值方法研究軸向通風無刷勵磁機內整體流場特性具有一定的工程實際價值，

本文研究的無刷勵磁機屬于國外引進二次開發的新產品，主軸上布置轉子和整流盤兩個旋轉部件，采用軸向通風系統即定轉子鐵心僅開設軸向通風溝（簡稱定、轉子風溝），其通風結構和采用的通風系統均不同于文，目前廠商根據電磁計算的結果，確定了勵磁機核心部分尺寸，其通風冷卻風路還處于探索階段，考慮勵磁機損耗較小，有些勵磁機定轉子均采用軸徑向風溝冷卻，僅依靠旋轉自吸風作用吸入冷卻空氣，即人出口無壓差時仍能安全運行，本文研究的勵磁機僅有軸向冷卻，定轉子鐵心較短，于是廠商提出研究兩種冷卻方案下流場特性，方案一：勵磁機空氣入出口均接在主機風扇前端的流道，入出口間的壓差為0 Pa，即勵磁機依靠旋轉自吸風冷卻本身部件；方案二：將人口接在主機風扇后端的流道，出口位置接于風扇前端的流道，即利用布置在主機端部空氣入口處的風扇前后靜壓差742 Pa，使空氣進入勵磁機內，該數據由廠商提供，屬于風扇工作點壓力數值，流場特性決定冷卻效果，因此流場研究很重要。

1.物理模型

本文研究的勵磁機屬于外置型勵磁機，通過方形風筒和主機風道相連，進入勵磁機內的空氣為主機循環空氣的一少部分，理論上冷卻空氣的走向為從勵磁機人口進入的冷卻空氣沿風筒從進風筒側進入勵磁機內，沖刷整流盤后分三路進入定、轉子風溝和氣隙中，吸收定轉子鐵心和繞組熱量后，進入出風筒，然后從出口流出，進入主機，見圖1、2，

該勵磁機軸向上轉子端部局部結構不對稱，周向上引線非周期性布置（見圖3b），故建立了整機三維流場的計算域模型，見圖2，其中勵磁機內部旋轉空氣區，見圖3。

2.數學模型及求解條件

2.1數學模型及計算條件

數學模型選取考慮如下因素：

1）勵磁機內空氣流速遠小于聲速，可視為不可壓縮流體，流體物性參數視為常數；

2）僅研究穩定狀態勵磁機內的空氣流動，經計算，勵磁機內空氣流動處于湍流狀態，

3）重力與其它力相比很小，對空氣流動的影響可以忽略，

在多重參考系（旋轉坐標系和靜止坐標系）下，對整機進行流場數值計算時，布置在主軸上的整流盤和轉子相對定子作高速旋轉，帶動整流盤和轉子內的空氣旋轉，上述空氣區置于旋轉坐標系，其他置于靜止坐標系中，流場求解時控制方程組中包括質量守恒方程、動量守恒方程，其通用控制方程如下：

此外，控制方程組中還應包含反映湍流特性的湍流輸運方程，本文采用使用最廣泛的標準k-6兩方程模型，見文。

2.2邊界條件及求解設置

本文選擇壓力入、出口邊界條件，根據廠商提供的數據：勵磁機額定轉速為1000 r/min，方案一人、出口表壓均為0Pa，方案二人口表壓為742 Pa，出口表壓為0Pa，近壁面處采用標準壁面函數法處理，采用二階迎風格式離散控制方程組，所有網格節點的離散方程采用分離、隱式求解器求解，壓力與速度耦合方程組選用SIMPLE算法，迭代計算至所有殘差（continuity，x-velocity，y-velocity，z-vilocity以及k和s）均小于1×10，多次網格調整，最終獲得網格獨立收斂解。

3.數值模擬結果及分析

3.1流量分配及流動跡線分析

進入勵磁機的冷卻空氣根據風道阻力及其內部的靜壓大小，沿流動方向自行分配流量，表1給出了數值模擬監測到的兩方案的風量分配情況，定子風量、轉子風量和氣隙風量分別表示各部分軸向對稱面處監測到的體積流量的總和，其中“+”、“一”表示風溝或氣隙中空氣的流向，“+”表示空氣從靠近整流盤側的定、轉子風溝口或氣隙口流進，從遠離整流盤側的定、轉子風溝口或氣隙口流出；“一”含義與“+”相反，

從表1可以看出人出口不同壓差時，兩方案的流量分配情況差別較大，方案一入出口間無壓差時，定子風量最大，轉子風量次之，氣隙風量最小；方案二入出口間壓差為742Pa時，定子風量最大，氣隙風量次之，轉子風量最小，且與方案一相比，增大入出口壓差后，定子風量和氣隙風量增加較多，分別約增加59，7%和417%，而轉子風量約減小28，4%，

此外，方案一即入出口間無靜壓差即僅靠旋轉自吸風冷卻時，定子和氣隙風量為正值，表明定子風溝和氣隙中的空氣流向和理論預期一致，轉子風量為負值，表明空氣從遠離整流盤側的轉子風溝口流進，從靠近整流盤側的轉子風溝口流出，即流向和理論預期相反且數值約占定子風量的三分之一，

為了更直觀地看到定、轉子風溝中的空氣走向，圖4給出了方案一從遠離整流盤側的轉子風溝口開始釋放的跡線圖，

圖4表明，轉子軸向風溝中空氣走向與前述一致；在整流盤和靠近整流盤側的轉子端部線棒旋轉的影響下，靠近整流盤側定子端部處的空氣一邊旋轉，一邊在定子端部半徑較大處甩出，進入到定子軸向風溝中，從遠離整流盤側的定子風溝口流出后一部分直接進入出風筒，另一部分重新被吸人，反向進入轉子軸向風溝中，回流到轉子端部空氣區半徑較小處，形成再循環。

方案二各部分風量均為正值，表明冷卻空氣走向和理論預期相同，圖5給出了方案二從整流盤側的定轉子風溝口釋放的跡線，

從圖5可以看出冷卻空氣從整流盤側的定、轉子風溝口流進，沿風溝軸向流動，再從遠離整流盤側的定轉子風溝口直接流出并進入出風筒，定轉子風溝間不存在環流，此外在部分定子風溝的人口附近出現渦流，

3.2壓力與速度分布及分析

為了解勵磁機內的流場分布特點，圖6、7分別給出了方案一、二極角60°與一90°截面靜壓分布云圖。

由圖6可知，方案一勵磁機內靜壓分布隨極角變化不顯著，總體上，進風筒及其連接方筒內空氣壓力低于出風筒內空氣壓力，旋轉空氣區的壓力低于置于靜止坐標系中的空氣壓力，最低壓力一184.4 Pa，出現在整流盤空氣區以及整流盤前方的進風筒半徑較小的區域，吸風作用較強，最高壓力207，8 Pa位于整流盤側的定子端部半徑最大且靠近定子風溝入口處，整流盤和轉子旋轉帶動其內部空氣旋轉的同時也使得進風筒和整流盤側定子端部中的空氣在軸向流動的同時作旋轉運動，因而旋轉空氣區、進風筒以及整流盤側的定子端部的空氣壓力均呈隨旋轉半徑增大而升高的規律，與理論分析一致，轉子風溝內的空氣壓力沿軸向變化不大，呈現距轉軸距離增大而壓力越高的分布規律，相對定子端部，定子風溝和氣隙人口通風截面較小，冷卻空氣不能及時流入，使得定子風溝和氣隙入口附近壓力較高，其中氣隙人口壓力約為168.6Pa，因沿程阻力，氣隙內的空氣壓力沿流動方向逐漸降低，由于機殼的遮擋，定子風溝人口面積較小，定子端部的空氣在進入定子風溝后，由于流通截面突擴，在部分定子風溝的入口附近出現渦流，渦流中心壓力為46Pa，沿流動方向，風溝內渦流后方的空氣壓力以及遠離整流盤側的定子端部的空氣壓力較均勻，約為85Pa，低于整流盤側的定子端部壓力，兩側定子端部空氣區的壓力差為定子風溝和氣隙中的空氣克服流動阻力提供動力，各部分空氣最終從出風筒流出，在出風筒人口背風側出現渦流，渦流中心壓力為11.5Pa，整流盤側的轉子端部空氣區同時受整流盤和轉子旋轉科氏力作用，壓力較低，基本處于負壓或微正壓，低于另一側轉子端部空氣壓力，從而負壓吸入從定子風溝中流出的空氣，形成定轉子軸向風溝間的環流。

比較圖6、圖7可以發現，兩方案整流盤前方壓力較低，把風吸人，后方壓力較高，把風甩出，在流場中，整理盤前后空氣升壓機理類似風扇，此外，定子端部空氣區和定子風溝內的空氣壓力分布特征兩方案基本相同，僅數值不同，由圖7可知，方案二進風筒處空氣壓力高于出風筒處空氣壓力，最低壓力位于出風筒的渦流處，最高壓力位置與方案一相同，轉子空氣區的壓力均為正壓且整流盤側的轉子端部空氣區的壓力較高，使得定子風溝中流出的空氣不會回流到轉子風溝中，

研究發現，方案一、二下的速度數值分布趨勢基本相同，僅大小不同，本文僅以方案二為例加以說明勵磁機內的速度分布特征，圖8給出了方案二極角60°和一90°截面速度分布云圖，

從人口進入的冷卻空氣一部分直接從整流盤和擋板間的空隙流入定轉子端部，一部分風吸入整流盤中，隨整流盤旋轉后甩人定轉子端部，再分別流進定轉子風溝和氣隙中，由圖8可知，整流盤和擋板間的空氣速度較大，在22.4—25.2m/s范圍內，整流盤空氣區速度沿半徑方向增大，在整流盤外表面達到最大，為28 m/s，整流盤側定子端部空氣受整流盤和轉子旋轉的影響，具有較大的周向速度，定子端部的大部分空氣從定子端部半徑較大的定子風溝人口流進定子風溝，定子風溝入口的速度較大，達到19m/s，進入轉子端部的空氣隨轉子旋轉，速度隨旋轉半徑的增大而增大，在2.8～22.4m/s之間，由于流通截面不變，進入定、轉子軸向風溝和氣隙內的空氣流速沿軸向分布較均勻，其中定、轉子子風溝及氣隙的平均風速分別約為7.5m/s，11m/s和8.7m/s。

定子內壁面與轉子外壁面間的空氣薄層即為氣隙，定、轉子鐵心和直段線棒的一部分熱量沿徑向通過熱傳導傳遞到氣隙中定轉子表面，然后由氣隙中的空氣通過對流換熱方式將熱量帶走，對流換熱效果與流體流速有密切關系，因此了解氣隙內的速度分布情況十分重要，本文研究的勵磁機定轉子均采用槽口通風，為了解此結構下的氣隙的流速分布，圖9給出了氣隙軸向對稱面處的速度分布云圖，

進入氣隙的冷卻空氣軸向流動的同時，一方面受轉子旋轉剪切作用，另一方面受定子鐵心內表面的阻滯作用，從圖9可以看出，在很薄的邊界層內氣隙靠近轉子外壁面附近的空氣速度變化梯度較大，定子鐵心內壁面附近空氣變化梯度較小，轉子外壁面附近空氣速度較大，速度可達到28 m/s，定子鐵心內壁面附近空氣速度較小，氣隙內的大部分空氣速度在8.4～9.8m/s范圍內，轉子槽口內空氣流速為9.3m/s，與轉子槽口相對的定子槽口內空氣速度較大，為10.6m/s。

3.3準確性分析

近年來越來越多的國內外學者采用數值方法對電機內的熱流場進行模擬研究，關于數值模擬準確性驗證國內外均有報道，由于非線性偏微分方程求解困難，難以獲得電機內熱流場在給定邊界條件下的控制方程組的解析解；本文研究的勵磁機風路尚在探索階段，暫時無法獲得其流場實驗數據，與其他數值方法的模擬結果比較來間接驗證結果的合理性較為可行廠商委托某電機研究所采用等效風路法得到的方案二下的人口體積流量為0，209 9m3/s，與本文采用有限體積法得到的人口體積流量0，210 3 m3/s間的誤差為0，04%，在工程允許范圍內，從而驗證了結果的合理性。

4.結論

本文通過對某軸向通風無刷勵磁機人出口有無壓差的兩個方案下的三維流場進行數值模擬及分析，得到3方面結論如下：

1）勵磁機入出口有無壓差時，冷卻空氣的流動跡線特征不同，人出口無壓差時，定、轉子軸向風溝間出現環流；入出口壓差為742Pa時，定、轉子軸向風溝中的空氣從風溝中直接流出并進入出風筒，

2）在流場中，兩方案整流盤前方壓力較低，把風吸入，后方壓力較高，把風甩出；方案一整流盤側轉子端部空氣壓力較高，另一側轉子端部空氣壓力較低，方案二與方案一相反。

3）方案二中定、轉子軸向風溝和氣隙內的空氣流速沿軸向分布較均勻，定、轉子風溝平均風速分別約為7.5m/s和11m/s；氣隙內的大部分空氣速度在8.4-9，8m/s范圍內，與轉子槽口相對的定子槽口中的空氣速度較大。