【摘要】以一台YKK450-4、500kW的中型高压异步电动机为例，依据电机实际尺寸，建立内风扇物理模型，并分析了内风扇流体流动情况。对中高压型异步电机三维定转子径向通风沟和与之相邻的铁心段进行建模，通过有限体积法对模型进行求解。得到计算区域的流体流动情况、定转子通风沟内流体温升分布云图等。在不改变通风槽钢长度的情况下，将通风槽钢以近轴端底端为旋转中心旋转一定角度，重新建模计算电机温升。再将通风槽钢的形状改成自然的V型，重新建模分析计算，探究不同形状的通风槽钢会对通风沟内流体流动及传热产生怎样的影响。然后在两个通风槽钢中间位置加了一个五棱锥体，探究其流体流动情况。最后进行优化配合，找到改善电机散热的最好方案。
0 引言
YKK系列电机是冷却系统分为内外两个风路的笼型转子电机。YKK系列中高压型异步电机内风路由端部、定转子、另一侧端部和内风扇组成。因为电机的内部风路是不与外界接触的封闭式结构，电机的各个部分在电机运行时热量难以及时散发出去，冷却系统负担加重[1-3]。所以通过了解电机内部的流体流动情况，所以优化电机通风结构，找到使电机温升降低的方法十分重要。
图1 样机冷却气体通风结构示意
1.2 数学模型及求解条件
1.2.1 电机基本技术参数
电机基本技术参数如表1所示。
表1 电机的基本参数
1.2.2 电机各项损耗值
电机的各部件耗散值如表2所示。
表2 电机各部分损耗值
1.2.3 基本假设
1) 径向通风沟内流体的雷诺数较大，属于湍流，因此采用湍流模型对径向通风沟内流体场进行求解[14]；
2) 把槽楔两端尖角等效成圆弧状。忽略通风沟内流体的重力和浮力；忽略股线间绝缘和接触热阻[15]；
3) 忽略铁心中的谐波损耗以及由于绕组的挤流效应引起的附加损耗[16]；
4) 假定在模型中出现的各种介质的物理参数不随温度变化[17]；
5) 电机内流体的流速远远小于声速，故将其视为不可压缩流体；
6) 电机稳定运行时，内部流体的流动处于稳定状态，属于定常流动。
1.2.4 边界条件
1) 计算电机内的流体场分布时采用流量入口和自由出口的边界条件，流量为1.94 kg/s；第五段通风沟入口速度为5.5 m/s，内风扇入口速度为15 m/s；
2) 转子内流场属于旋转流场，采用多重参考坐标系。
1.2.5 数学模型
湍流方程：重整化群 (RNG) k-ε方法是对Navier-Stokes方程用重整化群的数学方法推导出来的模型。该模型中的恒定值与标准k-ε模型有区别，增加新的变量。涡耗散率的输运数学方程从精确的方程中求解得出，使得公式能够更加符合湍流的实际特性。RNG k-ε湍流方程为：
其中：Gk认为是因为速率均匀变化的梯度产生的湍流动能k；Gb认为是因为浮力作用而产生的湍流动能k；YM认为是能够压缩湍流中波动传播的因子；C1ε、C2ε和C3ε是假设恒定值，依据拉格朗日数学公式推导和实验验证，将恒定值改为C1ε=1.44，C2ε=1.92，Cμ=0.09；αk和αε代表与湍动能k和耗散率ε相关存在普朗特因子的倒数。
传热控制方程为
式中：T为物体边界面温度；qV为求解域内各热源总和；λx、λy、λz分别为各种材料沿x、y以及z方向的导热系数；T0为恒温边界面的温度；S1为恒温的边界面；q0为边界面S2的热流密度；Tf为周围流体的温度；α为表面散热系数。
2 电机内风扇流体场分析
2.1 内风扇流体场分析
将给定的内风扇的入口速度值作为初始条件利用流体仿真软件Fluent对电机内风扇进行数值分析，如图所示为内风扇的物理模型图，本研究中电机内风扇由17个扇叶组成，扇叶的具体尺寸如图2展示。
图2 内风扇结构图及其尺寸
从图3能够看出，在外壳的直角处还是存在大量的涡流，这些涡流的产生将使流体的动能下降，从而降低了流体通风冷却的效果，因此今后再设计电机的外壳时应该尽量不要使用截面形状突然发生变化的结构。
图3 内风扇处的流体迹线图
从图4中能够发现内风扇的最大速度在扇叶的最外边缘处，最大速度在64.9~92.7 m/s之间，迎风面的流体速度明显大于背风面的流体速度，从右侧的内风扇区域的速度矢量截面图看到内风扇左右两侧的流体流动分布是不对称的，右侧的流速大于左侧的，这是由于电机的旋转方向决定和流体在内风扇出口处所受的离心力共同决定的。
图4 内风扇流体速度矢量图
2.2 电机原模型定转子温升计算
对电机温度场进行分析时要采用分段计算的方法，否则将全域模型构建出来进行分析对计算机要求太高。电机每段铁心的长度为40 mm，本文提出采用通风沟两端各20 mm的距离为一个计算域，以第五段铁心段处 (即电机的中间部位) 为研究对象，建模并仿真模拟，并根据支架处流速来计算其温度。电机温升模型图如图5所示。
图5 计算内风路温升模型图
如图6所示为电机定转子通风沟处的温升云图，在图中看出定子通风沟中温度最高达到381.5 K，并且温升不是很均匀。转子通风沟中的温度为360 K，温度分布比较均匀，能够直观发现温升最高的具体位置，所以本文在相应的位置埋置热敏电阻来对电机运行进行实时在线监测并分析。
图6 定转子通风沟内流体温升分布云图
如图7所示为电机沿Z轴方向的流体迹线图截面图，从图中看到在A、B、C和D处出现明显的涡流现象 (如右侧的局部放大图所示) ，这是因为电机转子旋转时，流体流速都沿着一个方向汇集增加，从而导致在定子通风沟四个相对对称的位置出现涡流现象，这种涡流的存在将导致流体的动能有所减少，从定转子温度图也能够看出在该四处地方的温升比较大。在定子通风沟中流体的流动形态比较好，这样可以带走定子表面更多的热量，从而能够更好地冷却电机。
图7 截面的流体迹线图
图8是电机定转子通风槽钢和气隙表面的对流换热系数，从放大图看到在转子通风槽管表面和定子通风槽钢的两段处对流换热系数比较大，这是因为转子旋转使流体的动能增加，从而在转子通风槽管处的热交换明显增强，冷却气体刚进入定子通风沟处时，由于截面积突变，使流体运动速度变大导致热交换大大增强。气隙表面存在热交换不均匀的原因是转子旋转使冷却气体的流动分布不均衡，从而导致对流换热能力变得不同。
图8 定转子通风槽钢表面流体对流换热系数分布云图
2.3 样机试验验证
为了验证所建物理模型和求解器选择的合理性，将该电机运行在额定负载情况下，对其进行温升试验。将测温元件埋置在上文中进行数值分析得到电机温升最热点的位置，通过引线将实时监测的数据传输在显示屏幕上，将测试得到的摄氏温度经过换算与数值分析得到的绝对温度进行对比，试验测量的结果和数值分析得到的结果存在一定的偏差，但是在误差允许的范围内，所以证明本研究对电机所建立的物理模型和选取的求解器是合理可行的，其试验结果图如图9 (a) 、9 (b) 所示。
图9 样机及试验结果
对电机的定子绕组的最热点进行测试，得到的试验数据与数值分析得到的数据如下表所示。数值分析和试验测定的结果存在一定的偏差，其主要原因是在对电机建立物理模型时，槽楔处的尖角和通风槽钢的转角都进行了等效处理，这样处理是为了在对其剖分时能够得到更好的离散结果，还有在数值分析中流体都是按照表面光滑的，没有将实际中电机表面的毛刺考虑进来，这些都将引起数值分析和试验测量存在偏差，试验与数值分析对比如表3所示。
表3 试验与数值仿真对比
3 通风槽钢对电机温升的影响分析
3.1 旋转的通风槽钢对电机温升的影响分析
将通风槽钢以近轴端底端为旋转中心进行旋转，分别旋转3°、5°，重新建立模型如图10所示。然后分别对通风槽钢旋转后的模型进行温升计算，得到计算区域的定转子绝对温度分布云图如图11所示。从图中可以看到定子绕组最热点的温度几乎没有改变，转子温度分布依然比较均匀。由此可知将通风槽钢旋转一定角度并不会使电机温升降低，改善电机散热。因为虽然旋转通风槽钢后会改变通风槽钢两侧的流体流动情况，并且使通风槽钢跟绕组间距大的那部分流体流速增加，对流加剧，对流系数变大，但是因为绕组是热源，通风槽钢旋转后，另一侧的气体因为离绕组近温度就会升高，流动速度也会变慢，所以综合来看，通风槽钢的一侧散热效果变好，但是另一侧效果变差，最终共同作用的结果导致定子绕组最热点温度并没有什么变化，所以将通风槽钢旋转一定角度并不会改变电机的散热效果。
图10 将通风槽钢旋转3°，5°后的电机定转子物理模型图
3.2“V”型通风槽钢的流体计算与温升分析
通过对YKK450-4、500k W的电机模型的流体场分析和温升计算，可以看出电机内的通风槽钢对电机的通风冷却效果有着重要的影响。在保证通风槽钢长度不变的情况下，电机的通风槽钢的远轴端沿着绕组外边界旋转一定角度，使通风槽钢形成自然的V型，重新建模如图12所示，对其进行温度场计算，电机的绝对温度计算结果如图13所示，从图中可以看到电机定子绕组最热点温度为377K，比原模型温度降低了4 K。这是因为改变通风槽钢形状后，它周围气体的流动方向也发生了改变，从而使对流增强，流体流动速度增加，对流换热系数也变大，更有利于热交换，所以使电机温升降低。然后再在两个通风槽钢中间位置加一个五棱锥体，重构模型如图14所示。
图11 旋转的通风槽钢的定转子绝对温度分布云图
图12 V型通风槽钢定转子模型图
图13 V型通风槽钢的计算区域的绝对温度云
图14 加五棱锥后的定转子物理模型图
改变通风槽钢形状并加了五棱锥后的流体迹线图如图15所示，对比两图可知，优化后流体流动形态变得更好，涡流损耗也变得更小。
从图16中能够看出，加五棱锥后的V型通风槽钢表面的对流换热系数最大，其值为67.7W/m2·K，表明冷却空气与电机发热元件进行热交换的能力最好，加五棱锥后的V型通风槽钢流体流量分配更加均匀，流速更加合理。
从图17可以看出定子绕组最热点温度为375K，与原模型相比降低了6 K。表4给出了不同形状通风槽钢的定转子最高温升，从中可以看到转子区域温升也降低了5.1 K，这是因为加了五棱锥后涡流变小，流体动能损失也减小，流体速度的降低较少，从而带走更多的热量，所以电机温升降低。
图15 改变通风槽钢形状前后的流体迹线对比图
图16 不同通风槽钢流体对流换热系数
图17 加五棱锥的V型通风槽钢定转子绝对温度分布云图
表4 绕组最高温度对比
4 结论
1) 内风扇左右两侧的流体流动分布是不对称的，右侧的流速大于左侧的，这是电机的旋转方向和流体在内风扇出口处所受的离心力共同决定的。
2) 对电机第五段模型流体场和温升进行求解分析，得到最热点温度是381.5 K。对比实验数据，电机热物理模型构建正确，求解器选取合理；
3) 通风槽钢旋转一定角度后，通风槽钢两侧流体流动发生变化，导致一侧对流换热系数变大，一侧变小，共同作用导致电机温升几乎没有发生变化。
4) 采用V型通风槽钢后定子绕组最热点温度为377 K，比原模型温度降低了4 K，电机散热效果得到改善，加五棱锥后涡流明显减少，定子绕组最热点温升降低了6 K，转子温升也有所降低，电机通风冷却效果得到了明显的改善。
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