多旋轉部件無刷勵磁機改進方案三維流場研究

路義萍+戴景祿+張東學+王佐民

摘 要：為了研究無刷勵磁機在整流盤與轉子間增加機座環板結構對流場渦流尺寸的影響，建立了無刷勵磁機的整機流場的物理模型，基于流體動力學原理（CFD），采用有限體積法，在計算域內對三維湍流流場進行了數值求解，得到了額定轉速時，增加機座環板后，無刷勵磁機內部各部分流場分布特點。結果表明，整流盤與轉子間增加機座環板結構，有效減少了檢修空間處的大渦流尺度范圍。與現運行方案的計算結果相比，該方案的入口體積流量增加了13.89%，結果準確。為進一步優化該勵磁機冷卻風路系統提供了理論依據。

關鍵詞：機座環板；流場；計算流體動力學；數值模擬；無刷勵磁機

DOI：10.15938/j.jhust.2017.03.014

中圖分類號： TM311

文獻標志碼： A

文章編號： 1007-2683（2017）03-0080-05

Abstract：To study deeply the influence of the frame ring plate increased between rectifier wheel and rotor on the size of eddy current of fluid field of brushless exciter， the fluid field of complete brushless exciter model is established. Based on the computational fluid dynamics （CFD） principles ，the finite volume method is adopted to simulate and analyze the three dimensional turbulent flow field in the computational domain. The distribution character of the fluid field for the brushless exciter is obtained under rated speed，after increasing the frame ring plate between rectifier wheel and rotor. The results show increased the frame ring plate between rectifier wheel and rotor can decrease effectively the size of eddy current in the air region between rectifier wheel and rotor. Compared with the result of running scheme， the air volume flow rate of the scheme has increased 13.89% and the result is accuracy. It provides theoretical basis for further optimizing the air ducts structure of the brushless exciter .

Keywords：frame ring plate； flow field； CFD； numerical simulation； brushless exciter

0 引 言

無刷勵磁系統包括無刷勵磁機和旋轉整流裝置兩部分組成，無刷勵磁機電樞中產生交流電流，通過與轉軸連接的導體流入整流裝置，進行交流變直流的轉換。無刷勵磁機與主軸同軸相連，是同步電動機的重要組成部分，直接影響電動機的運行效率。在勵磁機的運行過程中，有時會出現由于局部溫度過高而造成的損壞，這涉及到勵磁機通風冷卻的問題，因此，對無刷勵磁機的通風冷卻系統的研究顯得尤為重要。

近年來，國內外學者對勵磁機進行了廣泛的研究。文[1]研究了核電發電機配套機組的5800kW無刷勵磁機的絕緣材料和絕緣結構，文[2]介紹了100MW汽輪發電機及勵磁機通風系統的改進，文[3]提出一種適用于無刷勵磁同步電機的無位置傳感器起動控制技術，文[4]給出了用非破壞性方法來檢測無刷勵磁機的雙側整流盤故障，文[5]說明了旋轉無刷勵磁機到靜態無刷勵磁機的主要勵磁系統的改造過程。由于整流二極管處于高速旋轉的狀態，在實際運行中，二極管發生損壞的情況時有發生[6]。文[7]介紹了磁極線圈過熱燒損問題并提出相應改進方案。文[8]給出了無刷勵磁機旋轉部位的故障分析及處理辦法。文[9]描述了在二極管運行故障時建立多相凸極同步電動機配套用的無刷勵磁機模型的一種原始數學方法。文[10]基于半機模型分析了一種優化設計，新型無刷勵磁機的三維熱流場，需設置周期等邊界條件。針對各類發電機和電動機的流場研究方法為大家所熟知，例如有限體積法[11，13]、有限元法[1419]等，且采用以上兩種方法的較為常見。文獻[20]綜合分析了熱網絡法、有限元法、有限體積法在電機溫度場計算時的優缺點，但在國內外用實驗方法來解決這類問題的文獻較為少見。

針對現運行的勵磁機通風方案（方案A）存在的憋風缺點，整流盤空氣區溫度高[10]，進行了局部風路改進，在右整流輪靠近轉子側增加一個環向機座環板（改進方案B），試圖減小機座內三個旋轉部件之間的渦流區。該類問題特點是：同軸上三個旋轉部件，定轉子間氣隙高度較小，僅3mm，定轉子部分空氣動力場還受到兩旋轉整流盤的旋轉吸風作用影響，具有研究價值。故對其流場應用有限體積法進行了數值模擬，并與現運行方案進行比較，分析并檢驗其準確性。

1 物理模型

無刷勵磁機是向同步電動機提供勵磁電流建立磁場的旋轉電機，其結構相對復雜，雙側整流盤與轉子三個旋轉部件通過轉軸連接。無刷勵磁機整機流場模型不便于觀看內部詳細結構，而為了更清楚的顯示內部結構，圖1給出的是計算區域內的勵磁機內部的結構圖。物理模型由以下幾部分組成：圖1中空的部分為固體部分：在1與5之間為機座、3對應固體為轉軸、4對應固體為轉子、2對應固體為雙側整流盤、新增機座環板6和原有機座環板7。定轉子沿軸向共分布6個風溝，風溝的寬度為10mm，靠近旋轉雙側整流盤側風溝序號為1，其它2～6號風溝位置見圖。

在建模過程中考慮以下幾點：1）用solidworks建立了固體模型，再導入Gambit中進行布爾運算，得到所需流體部分，即建立了整機流場的模型。2）為了符合計算數學模型要求，將無刷勵磁機的流體區域分成了旋轉流體區與靜止流體區兩部分。靜止流體區位于定子機座與機殼之間的區域，不隨主軸轉動。旋轉流體區位于轉子內、雙側整流盤固體區域四周的空氣，隨主軸一起轉動。

2 數學模型及求解條件

2.1 基本假設

1）在該勵磁機中，馬赫數小于0.7，冷卻空氣可以當成不可壓縮流體。

2） 空氣受到重力的作用遠小于科氏力的作用，忽略重力的影響。僅研究勵磁機內流體流動的穩定狀態。

3） 空氣在勵磁機入口處的Re≥2320，流動處于湍流狀態，采用湍流模型求解。

2.2 數學模型

由于無刷勵磁機的轉子相對于定子高速旋轉，故采用多重參考系進行計算。在流場求解過程中采用質量、動量守恒方程和標準kε兩方程湍流模型，其通用控制方程如下：

div（ρuφ）=div（Γφgradφ）+Sφ（1）

式中：r表示密度；φ為通用變量（如速度、溫度、濃度等）；Γφ、Sφ為分別為廣義擴散系數和廣義源項。反映湍流特性的控制方程采用標準kε兩方程模型[21]。

2.3 求解條件

確定了計算域后，計算所要設定的邊界條件類型也隨之確定。尤其是對于整機物理模型來說，邊界條件較為簡單。邊界條件如下：在額定工況下，轉子轉速為4800r/min， 計算域中入、出口風筒均接至主機風扇前端，故其表壓力均為0Pa。物理模型外周界機殼為壁面邊界。其它不需設置。

物理模型建完以后，需對其網格進行劃分。在近壁面區采用標準的壁面函數法進行處理，近壁面網格y+滿足標準壁面函數要求；方程組采用分離、隱式求解，壓力速度耦合方程組采用SIMPLE算法，方程均采用二階迎風格式離散，經多次網格調整，最終獲得計算域的穩態湍流流動計算網格獨立解。

3 流場數值模擬結果及分析

3.1 結果準確性分析

無刷勵磁機內部空氣動力場很復雜，目前不能獲得解析解。由于目前研究的改進方案B與方案A（文[10]）相比，僅對稱增加了結構的另外一半，流體網格數量增加一倍，網格質量一樣，因此，數值模擬結果整機冷卻空氣體積流量的準確性與文獻[10]基本相同，本改進方案B計算得到的流量0.385m3/s，比文[10]的實驗計算的流量增加16.12%，主要是因為方案改變引起的，結果準確。

3.2 壓力分布計算結果及分析

本研究中，以勵磁機轉軸軸心定義極角原點，極角范圍180°～-180°，圖1所示為0°～180°截面，而另一半的的極角范圍則為-180°～0°。研究發現，沿圓周方向不同極角截面的壓力、速度分布云圖特征基本相同，圖2和3給出了方案B和A的代表性極角30°和150°位置截面的壓力分布云圖。根據冷卻空氣在勵磁機內的流動的先后順序來描述各處壓力，由圖可知，兩方案的機座與風筒相接的空氣入口處壓力都為負壓，改進方案B的負壓稍低，數值為-346～-61Pa，轉軸旋轉形成的科氏力使得轉軸上方轉子槽空氣區旋轉半徑較小處的壓力為整個計算域最低值-4140～-3588Pa，冷空氣經風筒入口吸入該處并繼續冷卻轉子；現運行方案A在此處壓力值也較低，與方案B基本相同；兩方案沿半徑增大方向，風溝中壓力值均逐漸升高；由于定轉子鐵心風溝中間都通過厚度僅為3mm的尺度非常小的環形氣隙空間連接，流阻大，氣隙屬于動靜交界位置，流體湍流流動狀態復雜，流動不暢導致氣隙的壓力升高為正，氣隙中方案A的壓力基本為方案B的2倍；方案B多加了一個機座環板，使雙側整流盤與轉子間空氣區分割成兩部分，左側極角30°截面雙側整流盤上方和機座之間的空氣區為正壓區，方案B在此達到最大正壓，而方案A在整流盤二極管與絕緣板間空氣間隙處達到最大，數值為3106Pa；檢修空間中，方案A在此處達到最低值-6543Pa，負壓吸引作用很強，方案B在此處仍然為負壓區，但壓力值升高很多，數值為-550～-274Pa；氣隙處壓力較高，與定子風溝間形成壓差，為熱空氣經出口流出提供動力。兩方案的機座外空氣區的壓力多為負壓，數值見圖2、3。由此可知，增加機座環板后壓力分布特點改變明顯。

為了了解改進方案B整機軸向不同位置處沿圓周方向截面的壓力分布特征，圖4～6分別給出了機座內r=0～393mm范圍，風溝3（z3=571mm，）、風溝1（z1=671mm）中間、雙側整流盤空氣區處（z=1250mm）（見圖1）作為典型截面位置的壓力分布云圖。

由圖4可以看出環向360°的壓力分布特征，從軸心原點出發，由半徑從小到大的方向，風溝3的最低壓力出現在靠近軸支架的轉子風溝處，值為-3928Pa，而轉子風溝半徑較大處的壓力亦較低為負壓區。半徑更大的定子風溝及定子背部空氣區的壓力范圍一致。比較圖4和圖5可知，從周向極角180°～-180°上整體分析，風溝3和1壓力分布規律基本相同，呈左右對稱分布；且風溝3和1的6個轉子槽空氣區的壓力每60°呈周期性分布，符合理論預期；風溝中每個軸空氣槽上對應7個轉子鐵心風溝壓力高于相鄰處。風溝3截面氣隙處的壓力明顯高于風溝1。

由圖6可知，雙側整流盤截面的最低壓力出現在半徑較小處，即緊挨軸的空氣區處，數值為-2388Pa，整流盤下部空氣區的壓力較低，而最高壓力出現在緊挨雙側整流盤的二極管的空氣區處，值為3076Pa，機座到整流盤之間的空氣區全為正壓，總體上，沿半徑變大方向壓力逐漸增高。另外，整流盤空氣區的緊鄰6個二極管的空氣區壓力呈周期性分布。

3.3 速度分布計算結果及分析

為了分析增加機座環板后速度場分布特征，圖7和8給出了方案B和A的兩個特征極角10 截面速度矢量圖。由圖可知：兩方案的速度最高處都出現在旋轉半徑較大的雙側整流盤二極管與絕緣板間的空隙空氣區處，最高值分別為135、132m/s，雙側整流盤轉軸至二極管處的空氣區的速度范圍基本一致；氣隙區靠近轉子外表面處空氣受到壁面旋轉剪切粘性力的帶動，速度也較高，符合理論預期。在固定坐標系中，方案A和B的機座、機殼和定子風溝2～4附近的冷卻空氣速度一般較低，低于7m/s；兩方案整流盤上方空氣速度差異明顯，改進方案B由于機座環板的阻擋，在此處速度較高，速度范圍為34～41m/s，而方案A的速度范圍較低，為13～26m/s。

還可以從圖8中看出，在方案A中出現了一個范圍較大的漩渦，渦直徑范圍從整流盤外緣一直到靠近定子位置機座環板，方案B則形成兩個較小漩渦，位置在較靠近整流盤的兩機座環板之間，此外，方案B在此處的速度明顯比方案A在此位置的低了很多，使得渦摩擦生熱損耗減少，有利于空氣的流動和各部件的冷卻。綜上所述，在雙側整流盤右邊加機座環板有助于減小漩渦區，速度分布特點有所不同。另外，漩渦減小，有利于空氣流動，造成方案B的流量比方案A的流量要大。

4 結 論

針對無刷勵磁機，在相應計算條件下，對整機模型，對同軸上布置雙側整流盤和轉子三個旋轉部件且定子上方布置兩風筒的改進方案的無刷勵磁機三維湍流流場進行了CFD數值模擬，得出如下結論：

整流盤與轉子之間增加機座環板，使整流盤與轉子間空氣區分割成兩部分，整流盤上方成為壓力最高區域，機座內兩個相鄰旋轉部件之間的正負壓差減小，使得壓力分布特點明顯改變，從周向極角180°～-180°上看，風溝的壓力呈左右對稱分布；同時，有效減少了檢修空間處的大渦流區，有利于空氣的流動和各部件的冷卻。

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（編輯：王 萍）