高速永磁電機流固混合冷卻結構流固耦合分析

汪曉強,佟文明

(沈陽工業大學 國家稀土永磁電機工程技術研究中心,沈陽 110870)

0 引 言

與傳統電機相比,高速永磁電機具有高效、高功率密度以及高轉速等優點,被廣泛應用于工業及軍工鄰域[1-3]。高速電機功率密度大、結構緊湊、散熱面積小,在高速運行的過程中轉子過高溫升會導致永磁體發生退磁,對電機穩定高速運行產生威脅。因此,設計高速永磁同步電機有效的冷卻結構,并對其進行冷卻效果分析具有重要意義[4-8]。

文獻[9-11]針對船用高速永磁電機提出了空-水混合冷卻的思路,為兆瓦級永磁發電機設計了徑向通風冷卻系統、雙風路冷卻系統,并通過實驗以及數值計算驗證了可行性。文獻[12]針對一臺功率117 kW的超高速電機,設計了一套半淹沒式油冷系統對其進行冷卻,并采用有限體積法計算了冷卻介質三維流動時電機內及冷卻介質的溫度。文獻[13]針對一臺功率100 kW的高速永磁電機,提出了一種定子徑向分段并開軸向通風孔的混合通風系統,簡化了冷卻結構的同時讓轉子部分得到了高效的冷卻。文獻[14]基于一臺功率1.12 MW的高速永磁電機,采用了軸向通風的空-水冷卻系統。文獻[15]針對一臺功率75 kW的高速永磁電機,采用定子開內外通風道冷卻,并建立了3D流固耦合模型與實驗進行可行性驗證。文獻[16]提出了一種機殼外部加冷卻翅片的自然風冷系統,電機內部采用浸沒式油冷系統,有效提高了電機內部的散熱面積。在抑制轉子溫升方面,文獻[17]對超高速電機使用轉子護套周向開槽的方法,減少了渦流損耗。文獻[18]針對一臺功率10 MW的高速感應電機提出了一種“三進兩出”的改進通風冷卻系統,改善了電機內部空氣流通環境。

本文以一臺功率450 kW、轉速23 000 r/min的高速永磁電機為例,提出了混合通風與水冷結合的冷卻方案,應用CFD商用軟件對空-水混合冷卻結構的冷卻作用進行研究。根據實際結構,搭建電機的3D整機求解域模型,對原樣機與空-水冷卻時電機內的流體場和溫度場進行了耦合計算,對比兩種冷卻方案的優劣,確定了周向水道的最優水速,研究了定子分段尺寸、定子軸向通風孔數量以及不同風量對電機各部位溫升的影響,驗證了該結構能有效降低永磁體的最高溫升,為高速大功率永磁電機提供了一個有效的冷卻方案。

1 求解模型及基本假設

1.1 數學模型

考慮到定子鐵心是由硅鋼片疊壓而來的,其傳熱系數的設置必須考慮介質的各向異性。電機采用空氣-水混合冷卻,在電機內部的熱交換中只考慮了兩種形式的傳熱和對流,不在真空中一般忽略輻射傳熱。基于熱平衡基本原理,介質穩態熱源傳熱的一般控制方程表示[19]:

式中:λx,λy,λz分別為求解域內分別沿橫向、徑向、軸向三個方向上的導熱系數;n代表垂直平面方向;q代表熱源密度;t1,t2分別為隔熱邊界和對流換熱邊界;a為對流散熱系數;T為待求溫度;Ta為環境溫度。

電機內部流體流動過程中相應三維流體的一般控制方程展開[20]:

(2)

式中:u,v,w分別為流體速度在x,y,z方向上的分量;ρ為流體密度;φ為通用變量;S為源項;Γ為廣義擴散系數。

1.2 物理模型

功率450 kW高速永磁電機的主要參數如表1所示。根據參數建立的三維物理模型如圖1和圖2所示。為了滿足高速旋轉的機械強度要求,電機采用的是實心轉子結構,并對繞組部位進行了簡化處理[21]。該電機采用具有徑向通風的混合冷卻系統,在殼體中心處設置一個通風孔,兩邊設置兩個出風口,定子則采用分段并在軛部留有軸向通風孔的結構,冷卻空氣從通風孔沿徑向進入定子,由于定子分段,大部分通過定轉子氣隙沿軸向聚集在端腔并由機殼兩端出風口排出,而一小部分通過定子軸向通風孔進入端腔后排出,定子鐵心產生的熱量則通過機殼設置的周向水道吸收。

圖2 徑向通風的混合冷卻系統軸向截面示意圖

表1 450 kW高速大功率永磁電機主要參數

1.3 基本假設

為了簡化求解過程,在計算時作如下假設[9,22]:

1)僅研究高速大功率永磁電機流體在穩態運行時的運動狀況;

2)高速電機內流體為紊流,采用k-ε湍流模型進行求解;

3)電機計算域內的流體流動速度遠小于聲速,認為流體不可壓。

1.4 邊界條件

電機在穩態運行時溫度場與流體場的邊界條件如下:

1)周向水槽進出口分別設置為速度入口,壓力出口,水的溫度設為300 K;

2)入風口設為風速度入口,風速設為2.5 m/s,電機機殼兩端的出風口設為風壓力出口;

3)電機外部機座表面與兩側端蓋外表面設為自然對流,通過經驗公式得出散熱系數為14.2 W/(m2·K)。

2 冷卻方案的溫度場與流體場計算

2.1 最優水速

為了配合電機徑向通風結構,機殼水道采用周向水道,圖3展示出不同機殼水道內流體流速對繞組最高溫升和永磁體最高溫升的影響。可以看出,機殼水道內流體流速在1.0 m/s之前,繞組與永磁體最高溫升隨著流速增加急劇變小,到達1.0 m/s時,相比水流速度為0時的永磁體溫升降低了10.53 K,繞組溫升降低了12.34%。此時隨著流體速度增加,定子繞組與永磁體溫升變化不明顯,繞組與永磁體溫升已經趨于穩定,故選取1.0 m/s的水流速度作為最優水速。

圖3 水速-溫升變化規律曲線

2.2 溫度場分析與研究

圖4為有無通風結構時沿截面方向電機各部位溫度。表2為有無通風結構時的電機各關鍵部位最高溫升和平均溫升。

圖4 通風結構對電機整體溫度分布的影響

從圖4及表2對比可以看出:

1)電機有無通風結構時的整體溫升分布基本相同,溫升最高的部位是轉子中心部,由于冷卻風直接對轉子表面的吹拂作用,通風時轉子部位最高溫升比不通風時低39.86 K;

2)有通風方案時,冷卻空氣使電機內部空氣進行循環換流,電機內部端腔空氣的平均溫升比不通風時低25.5 K;

3)轉子的離心力作用,迫使冷卻空氣進入到定子內部,在定子徑向通道內繞組與流動的冷卻空氣直接接觸,有通風結構比沒有通風結構繞組最高溫升降低了26.56 K,如圖5所示。

3 通風方案優化與冷卻效果分析

3.1 冷卻方案概述

為了分析徑向通風結構的空-水混合冷卻系統的冷卻效果,本文提出一種軸向通風的空、水混合冷卻方案作為對比方案,如圖6所示。軸向通風具有制作加工簡單、操作便捷等優點,但軸向通風只對電機的一側有明顯的降溫效果,難以降低永磁體的最高溫升,為了更好地分析兩種通風方案的冷卻效果,將軸向通風方案的水道入水口水流速度設置為最優水速1.0 m/s下,通風道入口風速設置為2.5 m/s,控制相同的入口邊界條件,對比兩種方案下的最高溫升。

圖6 軸向通風結構的軸向截面圖

3.2 冷卻效果分析與研究

軸向通風方案與徑向通風方案在同一條件下,分別對其進行流固耦合仿真運算,兩個方案下電機各部位溫升對比如表3所示。軸向截面溫度分布如圖7所示。結合圖7和表3可知,采用徑向通風結構電機永磁體的最高溫升相較軸向通風的下降了8.12%,各個部位的溫升都相對下降。

圖7 軸向通風方案的電機溫度分布圖

表3 不同通風方案下各部位溫升

圖8為兩個方案下電機內部氣體流速分布矢量圖。軸向通風時氣隙的軸向平均速度為2.76 m/s,端腔的平均流速為1.12 m/s,結合前文所述流體場結果可知,混合通風方案下軸向平均流速大于軸向通風方案氣隙中的軸向平均流速,混合通風方案提高了電機內部的整體流體流速,使得內部空氣流速分布更加合理,從而提高電機整體的散熱效果。

3.3 冷卻方案優化

根據前文所述的混合通風空-水冷卻結構的流固耦合計算結果,可得高速永磁電機永磁體部位的最高溫升為165.91 K,比軸向通風的空-水混合冷卻的冷卻效果好。為了達到對轉子部位更好的冷卻效果,本文進一步對該通風結構的定子徑向通風道寬度以及軸向通風道數量進行優化。

定子徑向通風道的寬度對電機繞組以及永磁體最高溫升的影響如圖9所示。從圖9中可以得出,在入風口風速保持不變時,隨著定子徑向通風道由寬度4 mm逐漸增加到12 mm,永磁體最高溫升由170.95 K降低到165.91 K,可見定子徑向通風道寬度增加有利于電機內部空氣流通。隨著進一步加大通風道寬度,繞組的長度增加,繞組損耗隨之增加,最高溫升也逐漸增加。當定子徑向通風孔寬度為24 mm時,永磁體最高溫升達到173.12 K,繞組的最高溫升在12 mm處為最低點129.13 K。因此,定子徑向通風道寬度為12 mm是最優方案。

圖9 定子徑向通風道尺寸對電機溫升的影響

不同定子軸向通風道數量對永磁體和繞組最高溫升的影響如圖10所示。當定子軸向通風孔數量分別取4、6、8、10、12、16時,隨著通風孔數量的增加,電機內冷卻空氣加速流動,但開孔減少了定子軛部與機殼之間的傳熱面積,從圖10的仿真結果看到,電機的最高溫升先減后增,在8個通風孔方案時永磁體最高溫升為161.54 K,定子繞組的最高溫升為125.12 K,兩者均在8個通風孔方案時達到最低。綜上所述,通風孔數量取8個為最優方案。

圖10 定子軸向通風道數量對電機溫升的影響

4 結 語

本文對一臺功率450 kW、轉速23 000 r/min的高速永磁同步電機采用流固耦合的方法進行計算,得到以下結論。

1)混合冷卻系統中進水口水流速度對定子鐵心及繞組溫升影響明顯,水冷系統直接與定子部位接觸,但對永磁體部位的溫升影響有限。

2)在最優水速前提下,采用具有徑向通風的混合通風系統對電機進行冷卻,水冷系統帶走了定子大量的熱量,電機的最高溫升在永磁體處,比沒有通風結構時最高溫升低19.37%。

3)在相同的入口邊界條件下,采用徑向通風空-水冷卻結構時,永磁體的最高溫升相較軸向通風結構下降了8.13%,各個部位的溫升都相對下降。

4)對定子徑向通風道寬度與定子軸向通風孔數量進行優化,最終優化結果為定子徑向通風道寬度12 mm、定子軸向通風道8個。