某無刷勵磁機空氣流場改進措施研究

趙忠霞 張萬全

（1．蘭州石化職業技術大學機械工程學院，甘肅 蘭州 730000；2．哈爾濱電氣國際工程有限責任公司，黑龍江 哈爾濱 150080）

0 引言

無刷勵磁機是為同步電機旋轉磁場提供直流電的電機，分為定子、轉子、旋轉整流盤和外罩4個部分。從哈爾濱某電機廠引進原型機實體，使用密閉循環通風方式進行內部冷卻，但是在對原型機進行工程仿制的過程中，存在風路不暢、局部溫升過高的情況。該文對原型無刷勵磁機空氣流場特性進行研究，并嘗試對通風系統進行改進，對工程實際指導具有重要意義。目前，關于封閉空間旋轉部件流場及溫度場的研究有很多，但大多數研究對象都是1個旋轉部件，無法體現無刷勵磁機內部流場的運動規律。

1 建立物理及數學模型

1.1 物理模型

該文利用Gambit三維軟件構建某無刷勵磁機物理屬性各不同的組及其組合件的幾何結構圖，考慮真機結構的對稱性及流場周期性，同時為了簡化運算，選取1/2的整機作為研究對象，通過布爾運算得到關于計算區域內空氣區、固體區的三維物理模型，其物理模型簡圖如圖1所示。

圖1 計算域內的三維物理模型

1.2 數學模型

無刷勵磁機內部流體為不可壓縮流體，即=С（為流體密度，kg/m；C為常數）的流體，空氣流動處于紊流狀態也就是雷諾數＞2 320（注：2 320為下臨界雷諾數）。在旋轉參考坐標系中建立三維流動以及傳熱穩態控制方程，轉子、整流盤部分采用穩態流動控制方程組，包括質量守恒方程及動量守恒方程式，能量守恒方程式如公式（1）所示。

式中：為散度，1/s；為流體的平均密度，kg/m；為溫度，K；為絕對速度矢量，m/s；為擴散系數；S為單位體積內熱源產生的熱量與定壓比熱c的比值。

針對穩態流動，流體質量守恒方程如公式（2）所示。

式中：、和分別為流體在、和方向上的速度，m/s；為密度，kg/m。

勵磁機除轉子、整流盤外的其他部分位于三維固定直角坐標系中，描寫紊流問題的控制方程組也包括質量、動量與能量守恒方程及標準k-ε兩方程湍流模型。

當應用CFD軟件計算時，必須選中定義Model選項中的剪切加熱（viscous heating）；當采用多重參考系定義邊界條件時，靜止的固體壁面與流體間無須設置相應參數，但是在旋轉的壁面與不旋轉的流體界面處，固體壁面Wall必須設置相應的轉速及旋轉方向；否則，貼壁黏性流體邊界層及由此產生的流體內部剪切摩擦生熱計算模塊不能正確地與數學模型中的其他控制方程進行有效聯立；所有流體與固體壁面交界處均為默認耦合對流邊界，不需要設定對流換熱系數（由換熱微分方程求得）。換熱微分方程為固體與流體溫度場、流場聯系的關鍵方程。

2 2個方案的流場特性比對

2.1 計算條件

為進一步了解所設計的勵磁機定轉子冷卻風路是否合理，筆者對方案一紊流流場和溫度場進行三維數值模擬，通過三維流場數值模擬反演真機的實際運行狀態。方案一假設在定轉子上方的通風口為入口，整流盤上方通風口為出口，計算區域選取整機物理模型的1/2（圖1）。

計算條件如下：轉子轉速為=4 800 r/min，入口壓力為0 MPa，出口壓力為0 MPa。中心剖面固體為固壁邊界，中心剖面的流體區域為周期性邊界。經計算入口雷諾數遠大于2 320，屬于紊流范圍。某電機研究所通過電磁場計算得到各種損耗數值（表1），由表1可求出計算域內各熱源數值，入口風筒均接近主機風扇前端，需要在計算三維流場后才能確定出、入口，根據電動機相關規范選取空氣入口溫度為40 ℃。當計算求解域內的流場及溫度場時，貼壁處須滿足標準壁面函數要求，方程組采用分離及隱式求解，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，方程組獲得網格獨立收斂解。將無刷勵磁機計算域劃分成固體區域、流體區域，僅轉子和整流盤內流體是旋轉空氣，會隨主軸一起旋轉，其他均為靜止流體。

表1 勵磁機內定轉子部件損耗值（單位：W）

在確定計算域后，選取勵磁機入口以及出口邊界條件作為壓力的入出口，相對壓強均為0 MPa；中心剖面的流體區域為周期性邊界，固體區域為固體壁面，近壁處采用標準壁面函數，以=4 800 r/min的運行工況進行計算，方程求解控制參數相對誤差均為1×10，誤差在允許范圍內，方程組獲得收斂解。

通過單一因素及方案一了解無刷勵磁機內壓力、速度以及溫度等物理量的變化規律。在其基礎上，可以有針對性地改變通風結構，達到降低峰值溫度及優化設計的目的。由于方案一中冷卻轉子鐵心及線棒的空氣流到轉子鐵心及線棒需要的時間太長，同時進入遠離整流盤側轉子風溝進入的風量很少，因此冷卻效果不好。因為勵磁機中最重要的是要轉子及鐵心不超溫，所以方案二設計的入口在定轉子遠離整流盤的一側，出口在定轉子上方。在消化吸收引進技術過程中，設計新型通風風路，通過比對確定最優通風方案，方案一的出、入口如圖2所示，方案二的出、入口如圖3所示。

2.2 流場特性比對分析

為了分析2個方案旋轉流區及固定流區內的流動特性，該文匯總了進出口體積流量、計算域內壓力范圍以及速度范圍等參數，見表2。

由表2可知，出、入口位置的選擇對風路有很大的影響。方案一設定整流盤上方為入口、定子上方為出口，通風風路如圖2所示。經入口進入勵磁機的空氣分為3個部分：第一部分在整流盤及轉子旋轉作用，在入口處相互削弱，形成短路；第二部分受整流盤的負壓吸風作用，冷卻遠離整流盤側轉子，最終進入定子背部，部分空氣直接通過定轉子氣隙進入整流盤側渦旋區做循環運動；第三部分空氣直接進入整流盤與轉子間的空腔，形成大的渦旋區，部分空氣經通風槽（冷卻定轉子）后進入定子背部，小部分空氣直接從出口流出，大部分空氣重新參內部循環。

表2 2個方案流場特性對比

圖2 方案一的通風風路圖

方案二設定定轉子左側上方為入口、定子上方為出口，通風風路如圖3所示。經入口進入的空氣一部分在冷卻左側端部線棒后進入定轉子氣隙中，冷卻轉子鐵芯及繞組部件；同時，在整流盤離心力和科氏力作用下，一部分空氣由整流盤右側口進入定子機座內，最終進入定轉子氣隙中，經出風口流出。

圖3 方案二的通風風路圖

2.3 溫度場特性比對分析

無刷勵磁機內部絕緣材料工作溫度不超過130 ℃，二極管工作溫度不超過110 ℃。根據經驗可知，二極管發熱的可能性極小，可忽略。2個方案勵磁機內最高溫度均未出現超溫情況，見表3。從溫度場分布可知，方案一的風路布置方式會直接導致勵磁機內部溫度分布的最大差值為10 ℃，雖然該方案冷卻效果能滿足安全要求，但是冷卻介質在勵磁機內部的循環流動性較差。

表3 勵磁機內部溫度臨界值分布

由圖4～圖5可知，勵磁機內最高溫度為116 ℃，位于端壓圈附近的端部轉子邊段鐵心中；轉子線棒最高溫度達112℃，位于遠離整流盤側的轉子邊段鐵心位置轉子線棒。總體來說，計算域溫度呈現入口側溫度低、出口側溫度高的溫度分布特點。方案一入出口風路的布置方式導致定子部件溫度分布左右不均勻，遠離整流盤側的部件溫升較大。

圖4 極角10°及170°溫度分布云圖

圖5 轉子鐵心及線棒溫度分布云圖

由圖6～圖7可知，方案二中整流盤上方的外罩與機座間溫度較高（88 ℃～91 ℃）。2個旋轉體中間腔體內空氣溫升較高，大部分空氣區域溫度為98 ℃～106 ℃，也進一步證明了該方案大部分流體參與了內部冷卻，且冷卻效果較好。

圖6 極角10°與84°截面位置溫度分布云圖

圖7 勵磁機內空氣區溫度分布云圖

3 結語

在通風效果方面，方案一入口冷卻空氣體積流量q為0.044 00 m/s，方案二入口冷卻空氣體積流量q為0.326 52 m/s，從進風空氣量來說，方案二的空氣量約為方案一的10倍，方案二的通風效果更好。

在溫度場方面，方案一內勵磁機內最高溫度為116 ℃，方案二內勵磁機內最高溫度為112 ℃，均不超溫，但是方案一呈現兩側溫度分布極其不均勻的特點。方案二的整流盤空氣區溫度為98 ℃～106 ℃，非常接近許用值（110 ℃），應進一步改變冷卻空氣入出口位置及個數，從而使整流盤區空氣順利出流，進而降低二極管附近空氣的溫度。