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摘要：以ykk 450-4，500 kw中型高压异步电机为例，根据电机的实际尺寸，建立了内扇风机的物理模型，分析了内扇风机的流体流动情况。 对中高压型异步电机三维定转子径向通风槽及其相邻铁心段建模，通过有限体积法求解模型。 得到计算区域流体流动情况、转子通风沟内体温上升分布云图等。 在不改变通风槽钢长度的情况下，将通风槽钢以近轴端下端为旋转中心旋转一定角度，重建模型计算电机温升。 进而将通风槽钢的形状改为自然v型，重建模型进行计算分析，探究不同形状的通风槽钢对通风槽钢内流体流动和传热的影响。 并在两通风槽钢中间位置置入五面棱锥体，探讨其流体流动情况。 最后进行优化配合，找出改善电机散热的最佳方案。
引言0
YKK系列的电机是冷却系统分为内外两个风道的鼠笼型转子电机。 YKK系列中高压型异步电机的内风道由端部、固定转子、对侧端部和内风风扇组成。 由于电机内部风道为不与外界接触的密闭式结构，电机各部分在运行时很难及时散热，增加了冷却系统的负担[1-3]。 因此，通过了解电机内部的流体流动，找到优化电机通风结构、减少电机温升的方法非常重要。
电机内风道流体和传热的计算方法有热路法、等效热网法和有限体积法。 传统的热路方法计算温升，不仅准确性低，而且只能估计绕组和铁心的平均温度。 这是电机特别是大型电机安全运行过程中的重要限制因素[4]。 等效热网络法对硬件资源要求较低，但网络参数设置和计算的合理性和准确性直接影响整体计算精度，存在局限性[5-6]。 有限体积法边界适应性好，可以减少数值分析中假设条件和经验公式的使用，不仅可以预测电机的温度分布，而且可以显示电机的最高温度和最低温度[7-10]。
本文用有限体积法详细分析了电机的流体运动形态和流固耦合温升计算，该方法解决流固接触面的方法是将对流散热系数等效为求解公式中的变量，可以随流速实时变化流固接触面的对流热值，并通过数值分析仿真环境和电机实际天津大学的安蔚瑾对定子的三维温度场进行了数值模拟[11]。 哈尔滨理工大学李伟力研究了通风槽排列方式对永磁同步电机转子流场和温度场的影响[12]。 Y.C.Chen等学者结合实测和仿真，分析了不同速度下电机内部的散热情况[13]。 但国内外学者鲜有从改变通风槽钢方面进行研究，本文在不改变通风槽钢长度的情况下对内扇进行建模，并旋转通风槽钢，改变其形状，探讨了不同形状的通风槽钢对电机温升的影响。
1物理模型和数学模型
1.1物理模型
电机冷却气体通风结构示意图如图1所示，是在内部风道的转子座上放置挡风板改变流体流动方向，在电机左端放置离心风机，通过风机的旋转产生强大的压力，使内部风道流体往复运动，通过冷却器冷却内部风道高温流体的过程内部流体依次通过定子侧绕组端部、转子保持架轴向通风槽、转子径向风道、定子空隙、定子径向风道、离心风机、冷凝器，最终进入定子绕组端部构成循环网络。 图中的黑色实线表示内部冷却流体的运动形态。
图1原型冷却气体通风结构示意图
1.2数学模型和求解条件
1.2.1电机的基本技术参数
电机的基本技术参数如表1所示。
表1电机的基本参数
1.2.2电机各损耗值
电机各部件的耗散值如表2所示。
表2电机各部分的损耗值
1.2.3基本假设
1 )径向通风槽内流体雷诺数为湍流，利用湍流模型求解径向通风槽内流场( 14 )；
2 )使楔块两端尖角等成圆弧状。 忽略通风沟内流体的重力和浮力； 忽略股线间的绝缘和接触热阻[15]
3 )忽略铁心内谐波损耗及绕组节流效应引起的附加损耗( 16 )；
4 )假设模型中出现的各种介质的物理参数不随温度变化( 17 )；
5 )电机内流体流速远小于声速，视为不可压缩流体；
6 )电机稳定工作期间，内部流体流动处于稳定状态，是稳态流动。
1.2.4边界条件
1 )计算电机内流场分布时，采用流量入口与自由出口边界条件，流量为1.94 kg/s； 第五层通风槽入口速度为5.5 m/s，内扇风机入口速度为15 m/s；
2 )转子内流场为旋转流场，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-方法是对纳维尔-斯托克斯方程采用重整化群数学方法推导出来的模型。 该模型的常数值与标准k-模型相区别，并添加新变量。 涡散逸率的输运数学方程由精确方程求解，使公式更符合湍流的实际特性。 RNG k-湍流方程如下。
在此，Gk是基于速度均匀变化梯度的紊流动能k； Gb被认为是浮力作用下的湍流动能k； YM被认为是能压缩湍流中波动传播的因子； 假设C1、C2、C3为定值，基于拉格朗日公式的导出和实验验证，将定值变更为C1=1.44、C2=1.92、C=0.09； k和表示与动能k和耗散率相关联地存在的花盆因子的倒数。
传热控制方程
式中，t是物体边界面温度； qV求出域内各热源的总和； x、y、z分别为沿x、y及z方向的各种材料的热传导率； T0是恒温边界面温度，S1是恒温的边界面，q0是边界面S2的热流密度； Tf是周围流体的温度； 是表面散热系数。
双电机内风机流体场分析
2.1内风机流体场分析
以给定的内扇风机入口速度值为初始条件，利用流体仿真软件Fluent对电机内扇风机进行数值分析，图中给出内扇风机的物理模型图。 本研究电机内扇风机由17个扇叶组成，扇叶的具体尺寸如图2所示。
图2内风扇结构图及其尺寸
由图3可知，壳体的直角处仍存在较多的涡流，这些涡流的产生会降低流体的动能，降低流体的通风冷却效果，因此，今后重新设计电机壳体时应尽量避免使用截面形状急剧变化的结构
图3内风扇的流体痕迹线图
由图4可知，内扇风扇最大速度在扇叶的最外缘，最大速度为64.9~92.7 m/s，风上面的流体速度明显大于风下面的流体速度。 从右侧内风机区域的速度矢量截面图可以看出，内风机左右两侧流体流动分布不对称，右侧流速大于左侧，这是由于电机旋转方向的决定和流体在内风机出口处受到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
分析电机温度场时采用分段计算的方法。 否则，建立和分析全局模型对计算机的要求太高了。 电机每级铁心长40 mm，本文提出将通风槽两端各20 mm的距离作为一个计算区域，以五级铁心段即电机中部为研究对象，进行建模与仿真，根据支架流速计算其温度。 电机温升模型图如图5所示。
图5计算内风道温升模型图
图6是表示电机固定转子通风槽温升的图，从该图可以看出定子通风槽的温度最高达到381.5 K，温升不均匀。 转子通风槽中温度为360 K，温度分布比较均匀，可以直观地发现温升最高的具体位置，本文在相应位置埋置热敏电阻，实时在线监测和分析电机运行。
图6转子通风槽内体温上升分布图
图7是电机z轴方向的流体轨迹线图的剖视图，如右侧的部分放大图所示，在a、b、c、d中可以看到明显的涡流现象。 这是因为，当电动机转子旋转时，流体的流速向一个方向集中增加，因此在定子通风槽的四个相对对称的位置产生涡流现象，由于该涡流的存在，流体的动能减少，比较能看到该处的温度上升，因此在定子通风槽中的流体的流动形态比较好
图7剖面流体轨迹图
图8为电机固定转子通风槽型钢和气隙表面的对流换热系数，从放大图看，转子通风槽管表面和定子通风槽型钢两段对流换热系数较大。 这是因为转子的旋转增加了流体的动能，从而使转子通风槽管中的换热明显增强，冷却气体刚进入定子通风槽时，截面积发生急剧变化，流体的运动速度变大，换热大幅增强。 气隙表面换热不均匀的原因是转子旋转导致冷却气体流动分布不均衡，对流换热能力不同。
图8转子通风道表面流体对流换热系数分布云图
2.3样机试验验证
为了验证所建立的物理模型和求解器选择的合理性，在额定负载下运行该电机，进行了温升试验。 将测温元件嵌入上述数值分析得到的电机温升最热点的位置，通过导线将实时监测的数据传输到显示屏上，将测试得到的摄氏温度进行换算，与数值分析得到的绝对温度进行比较。 实验测量结果与数值分析结果存在一定偏差，但仍在误差允许范围内，证明本研究对电机建立的物理模型和所选用的求解器是合理的，实验结果图如图9(a (，图9 ) b ) b )
图9样机及试验结果
测试了电机定子绕组的最热点，得到的试验数据和数值分析得到的数据如下表所示。 数值分析和试验测量结果存在一定偏差，主要原因是在建立电机物理模型时，对楔尖角和通风槽型钢角进行了等效处理。 这样的处理是为了在切断它时能够获得更好的离散结果。 另外，数值分析中流体均沿表面光滑，没有考虑实际电机表面的毛刺。 这些都在数值分析和试验测量上有偏差。 实验和数值分析例如表3所示。
表3试验和数值模拟的比较
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
将通风通道以近轴端下端为旋转中心旋转，分别旋转3、5，重建模型后如图10所示。 然后，分别对旋转通风通道的模型进行温升计算，得到计算区域的固定转子绝对温度分布图如图11所示。 由图可知，定子绕组最热点温度基本不变，转子温度分布仍然比较均匀。 由此可知，即使将通风槽钢旋转一定角度，电机的温升也不会降低，电机的散热得到改善。 旋转通风槽钢时，通风槽钢两侧的流体流动情况发生变化，且通风槽钢与绕组间隔大的部分的流体流速增加，对流变得激烈，对流系数变大，但由于绕组是热源，旋转通风槽钢时，相反侧的气体接近绕组，因此温度上升通风槽钢单侧散热效果好，但另一侧效果差，最终共同作用下，定子绕组最热点温度变化不大，定子绕组
图10通风槽钢旋转3、5后电机固定转子物理模型图
3.2“V”型通风通道流体计算与温升分析
通过对ykk 450-4，500 kw电机模型的流场分析和温升计算，发现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。 在保持通风槽型钢长度不变的情况下，使电机通风槽型钢的远轴端沿绕组外边界旋转一定角度，使通风槽型钢形成自然的v型，再次建模，如图12所示，对其进行温度场计算，结果电机的绝对温度计算结果如图13所示这是因为改变通风槽钢的形状后，周围气体的流动方向也发生了变化，对流加强，流体流动速度增加，对流换热系数增大，有利于换热，从而降低了电机温升。 之后，在两个通风槽型钢的中间位置追加五棱锥体，重构模型如图14所示。
图11旋转通风槽钢定转子绝对温度分布云图
图12 V型通风通道固定转子模型图
图13 V型通风槽钢计算区域绝对温度云
图14添加了五角锥的固定转子的物理模型图
通风槽型钢改形加五角锥的流体迹线图如图15所示，两图对比表明，优化后的流体流动形态更好，涡流损失也更小。
由图16可知，加入五角锥后的v型通风通道表面对流换热系数最大，值为67.7W/m2K，冷却空气与电机发热元件换热能力最好，加入五角锥后的v型通风通道流体流量分配更均匀
由图17可知，定子绕组的最热点温度为375K，与原模型相比降低了6 K。 表4显示了不同形状通风通道的固定转子的最高温度上升，可以看出转子区域的温度上升也下降了5.1 K。 这是因为添加五角锥后涡流变小，流体动能损失也变小，流体速度降低，带走更多热量，导致电机温升降低。
图15改变通风通道形状前后的流体轨迹的比较图
图16不同通风通道流体对流换热系数
图17五角锥V型通风通道固定转子绝对温度分布云图
表4绕组最高温度比较
4结论
1 )内扇风机左右两侧流体流动分布不对称，右侧流速大于左侧。 这取决于电机的旋转方向和内扇风扇出口处流体受到的离心力。
2 )分析了电机第五级模型流场和温升，得到的最热点温度为381.5 K。 通过实验数据对比，正确建立了电机热物理模型，求解器选择合理
3 )通风道旋转一定角度后，通风道两侧流体流动发生变化，一侧对流换热系数增大，一侧变小，共同作用下电机温升基本不变。
4 )采用V型通风通道后，定子绕组最高热点温度为377 K，比原模型温度下降4 K。 电机散热效果得到改善，增加五角锥后涡流明显减少，定子绕组最热点温度升降下降6 K，转子温升下降，电机通风冷却效果明显改善。
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