水摩耗對(duì)屏蔽電動(dòng)機(jī)三維溫度場(chǎng)影響分析

李藏雪，任智達(dá)，路義萍，謝增林（. 哈爾濱電氣動(dòng)力裝備有限公司，哈爾濱 50040；. 哈爾濱理工大學(xué) 機(jī)械動(dòng)力工程學(xué)院，哈爾濱 50080）

水摩耗對(duì)屏蔽電動(dòng)機(jī)三維溫度場(chǎng)影響分析

李藏雪1，任智達(dá)2，路義萍2，謝增林1
（1. 哈爾濱電氣動(dòng)力裝備有限公司，哈爾濱 150040；2. 哈爾濱理工大學(xué) 機(jī)械動(dòng)力工程學(xué)院，哈爾濱 150080）

為研究水摩耗數(shù)值對(duì)屏蔽電機(jī)溫度場(chǎng)影響，保證屏蔽電機(jī)能夠長(zhǎng)期穩(wěn)定地安全運(yùn)行，利用水摩耗理論解析計(jì)算值、空載實(shí)驗(yàn)分離值及運(yùn)行中可能出現(xiàn)的比實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)更高的假設(shè)偏離值作為熱源項(xiàng)，采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)方法（CFD），反演出屏蔽電機(jī)內(nèi)三維溫度分布。計(jì)算結(jié)果表明，水摩耗數(shù)值不影響峰值溫度位置，影響定子端部繞組峰值溫度大小，幵且是非線性影響。所得結(jié)論為屏蔽電機(jī)冷卻計(jì)算及設(shè)計(jì)提供參考。

水摩擦損耗；溫度場(chǎng)；數(shù)值模擬；屏蔽套；屏蔽電機(jī)；CFD

0 引言

由于屏蔽電動(dòng)機(jī)具有全封閉、安全性高、 結(jié)構(gòu)緊湊、占地少、 運(yùn)行平穩(wěn)、 噪聲低、 不需潤(rùn)滑油等優(yōu)點(diǎn)，不存在輸送液體外泄問(wèn)題，可用于核電類収電系統(tǒng)中[1-2]。隨著我國(guó)環(huán)保意識(shí)的不斷增強(qiáng)，對(duì)核電収電技術(shù)的収展需求增加，屏蔽電動(dòng)機(jī)研収和制造將具有廣泛的市場(chǎng)應(yīng)用前景。但是，屏蔽電動(dòng)機(jī)內(nèi)部存在多種冷卻介質(zhì)，結(jié)構(gòu)及損耗分布均較復(fù)雜，除了電損耗、磁損耗、附加損耗之外，由于采用高壓水冷卻電機(jī)和潤(rùn)滑軸承[3]，因此，在定轉(zhuǎn)子的屏蔽套之間、兩個(gè)徑向軸承及兩個(gè)雙推力軸承等位置，旋轉(zhuǎn)的固體壁面附近速度邊界層內(nèi)將產(chǎn)生大量水摩擦損耗，因此，必須保證電機(jī)定子端部氮?dú)馇粌?nèi)的繞組溫升在安全范圍內(nèi)，幵且各軸承內(nèi)的水在安全警示范圍內(nèi)，才能使電機(jī)長(zhǎng)期安全穩(wěn)定運(yùn)行，除了需研究屏蔽電機(jī)內(nèi)的溫度分布特點(diǎn)外[4-6]，還需進(jìn)一步研究摩擦損耗對(duì)屏蔽電機(jī)內(nèi)軸承及繞組溫度場(chǎng)影響的規(guī)律。

近年來(lái)，隨著各種電機(jī)轉(zhuǎn)速增加，摩擦損耗占電機(jī)總損耗的百分比增大，成為影響溫度場(chǎng)的因素之一，對(duì)其研究成為非常重要熱點(diǎn)內(nèi)容，如：文獻(xiàn)[7]針對(duì)一臺(tái)額定轉(zhuǎn)速60 000 r/min的磁懸浮轉(zhuǎn)子高速永磁電機(jī)，進(jìn)行了轉(zhuǎn)子空氣摩擦損耗的計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)（CFD）計(jì)算及測(cè)試方法研究；文獻(xiàn)[8]考慮高壓濕式潛水電機(jī)轉(zhuǎn)子在水中旋轉(zhuǎn)，產(chǎn)生的水摩擦損耗比普通電機(jī)的空氣摩擦損耗高得多，建立了局部流體場(chǎng)CFD計(jì)算模型，研究了電機(jī)轉(zhuǎn)速、氣隙結(jié)構(gòu)及轉(zhuǎn)子表面的粗糙度等因素對(duì)電機(jī)的水摩擦損耗的影響；文獻(xiàn)[9]指出兆瓦級(jí)高速永磁電機(jī)的轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速和氣隙大小是影響風(fēng)摩耗的主要因素；文獻(xiàn)[10]采用解析法、CFD方法、通過(guò)電機(jī)空載試驗(yàn)來(lái)分離損耗共三種方法，證明CFD計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，研究高速電主軸內(nèi)置電機(jī)空氣摩擦損耗隨電機(jī)轉(zhuǎn)速的變化規(guī)律，最終表明對(duì)高端數(shù)控機(jī)床之高速電主軸內(nèi)置電機(jī)的空氣摩擦損耗計(jì)算，采用解析法與仿真的方法均是有效的。

本文與以上文獻(xiàn)研究視角不同，以一種典型的外置換熱器的屏蔽電機(jī)為研究對(duì)象，采用計(jì)算流體力學(xué)（CFD）方法和實(shí)驗(yàn)入出口邊界條件，選用剪切應(yīng)力傳輸（SST）k-ω 兩方程湍流模型等[11]，研究額定運(yùn)行工況時(shí)，理論解析計(jì)算水摩耗、廠內(nèi)實(shí)驗(yàn)后得到的真實(shí)水摩耗及假設(shè)實(shí)際運(yùn)行水摩耗數(shù)值大于出廠實(shí)驗(yàn)200kW（根據(jù)經(jīng)驗(yàn)，考慮部件表面粗糙度及一些可能出現(xiàn)的實(shí)際情況將使實(shí)際運(yùn)行中水摩耗還會(huì)增大）三種情況下，電機(jī)內(nèi)所有部件溫度變化特點(diǎn)，分析了水摩耗對(duì)峰值溫度及電機(jī)運(yùn)行安全的影響，所得結(jié)論為屏蔽電機(jī)冷卻計(jì)算及設(shè)計(jì)提供參考。

1 物理模型

本文研究的屏蔽電機(jī)為立式鼠籠三相四極異步屏蔽電動(dòng)機(jī)，額定轉(zhuǎn)速為1500 r/min，頻率為50 Hz，繞組絕緣等級(jí)為N級(jí)，200℃，定子繞組形式為雙層短距。通過(guò)有效的內(nèi)外部水冷卻回路設(shè)計(jì)來(lái)降低各部分的溫度，外部機(jī)殼內(nèi)夾套冷卻水從上部流入、下部流出，外置換熱器中流出的冷卻水由機(jī)座底部軸心孔處吸入后，向上流動(dòng)至輔葉輪處沿軸芯孔徑向依靠旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的離心力甩出，一部分向下流動(dòng),冷卻及潤(rùn)滑轉(zhuǎn)子下部空腔中的下導(dǎo)軸承及下飛輪內(nèi)裝置，然后返回到軸心水冷通道中，與新進(jìn)入主循環(huán)冷水匯合返回軸芯孔下部，幵重新向上流動(dòng)；另一部分直接向上流動(dòng)繼續(xù)冷卻定轉(zhuǎn)子屏蔽套及上部徑向軸承，最終，進(jìn)入集流腔，帶走上飛輪下部的熱量，經(jīng)機(jī)殼上出口流出，進(jìn)入外置冷卻器的管程，如圖1所示。

圖1 水路示意圖

考慮該電機(jī)內(nèi)定轉(zhuǎn)子材料熱量傳遞及屏蔽套中水流動(dòng)的連續(xù)性、定轉(zhuǎn)子繞組的槽數(shù)及其沿圓周的分布等特點(diǎn)，選取整機(jī)周向八分之一作為計(jì)算域物理模型，該模型轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)軸與z坐標(biāo)軸重合，z軸正方向朝下，y軸正

向?yàn)閺较?，坐?biāo)原點(diǎn)位于上部，如圖2所示。

圖2 計(jì)算域物理模型陰影視圖

2 數(shù)學(xué)模型及求解條件

2.1 數(shù)學(xué)模型

電機(jī)內(nèi)的水為不可壓縮流體，電機(jī)內(nèi)機(jī)殼中及屏蔽套中水流量很大，流速較高，流動(dòng)處于湍流狀態(tài)。在計(jì)算過(guò)程中，考慮轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)帶動(dòng)屏蔽套間隙中的水旋轉(zhuǎn)流動(dòng)，軸心中的水也隨主軸旋轉(zhuǎn)，所以，選取多重參考系，幵設(shè)置旋轉(zhuǎn)壁面的轉(zhuǎn)速，在旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下，流動(dòng)與傳熱穩(wěn)態(tài)控制方程，包括質(zhì)量守恒方程及動(dòng)量守恒方程式（1）、（2），相對(duì)速度矢量ur與絕對(duì)速度矢量u的關(guān)系式（3）：

固定坐標(biāo)系下水的質(zhì)量和動(dòng)量守恒方程及兩坐標(biāo)系中的能量守恒方程見(jiàn)通用控制方程式（4），水的流動(dòng)由泵和水內(nèi)部溫差產(chǎn)生的密度差共同提供動(dòng)力，屬于混合流，經(jīng)計(jì)算Gr/Re2=0.073，小于0.1，自然對(duì)流可忽略不計(jì)[11]。

度；Ω為旋轉(zhuǎn)角速度矢量；r為轉(zhuǎn)動(dòng)坐標(biāo)系中微元體的位置矢量為科里奧里力；P為作用于空氣微元體上的靜壓力；F為微元體上的體積力；τ為因分子粘性作用而產(chǎn)生的作用于微元體表面的粘性應(yīng)力；φ為通用控制變量；Γ為擴(kuò)散系數(shù)，S為廣義源項(xiàng)。

在屏蔽電機(jī)固體（如定子鐵心）內(nèi)部及相接觸的固體間熱傳遞方式為導(dǎo)熱，固體與相接觸的流體間熱傳遞方式為對(duì)流傳熱，對(duì)于上下端部封閉腔中的氮?dú)夂团c之相鄰的端部線棒及其他固體壁面間収生的是自然對(duì)流換熱，自然對(duì)流換熱強(qiáng)弱由溫差或密度差大小決定；屏蔽套及外夾套中水的流動(dòng)均為混合流，其中自然對(duì)流可忽略不計(jì)，由于定轉(zhuǎn)子屏蔽套間隙及三個(gè)軸承中，流動(dòng)間隙尺寸在毫米數(shù)量級(jí)，屬于邊界層粘性剪切力支配的繞圓柱的強(qiáng)制對(duì)流流動(dòng)區(qū)域內(nèi)，壁面間速度梯度非常大，本文最終選用剪切應(yīng)力傳輸（SST）k-ω 兩方程模型來(lái)描述湍流傳輸，具體見(jiàn)文獻(xiàn)[11]，獲得收斂解。

2.2 計(jì)算條件

求解流動(dòng)與傳熱問(wèn)題需要給定一些邊界條件，而邊界條件正確與否決定了數(shù)值計(jì)算的準(zhǔn)確性。本文入出口邊界條件水流量由泵和電機(jī)工作點(diǎn)曲線決定，部分由幾何結(jié)構(gòu)特點(diǎn)決定，電損耗及其分布由電磁場(chǎng)計(jì)算得到。邊界條件如下：

（1）本文計(jì)算域內(nèi)機(jī)座下內(nèi)部水入口及機(jī)殼夾套上部的外部水入口均為速度入口邊界條件，根據(jù)實(shí)驗(yàn)值確定，內(nèi)部水入口、出口溫度與內(nèi)部水摩耗大小、外置熱交換器中的冷卻水溫度（與機(jī)殼夾套中的冷卻水溫度相同）、水流速等因素密切有關(guān)，經(jīng)電機(jī)內(nèi)部及外置換熱器中及兩者之間的熱平衡和傳熱計(jì)算，算得最高外部冷卻水溫度為41℃時(shí)，表1所示額定工況下三種水摩擦損耗數(shù)值時(shí)，三種內(nèi)部冷卻水入口溫度數(shù)值分別為：60.38℃、61.65℃、62.99℃；外部水的出口表壓力設(shè)為0Pa，機(jī)殼外表面為空氣自然對(duì)流換熱邊界，為安全起見(jiàn)，對(duì)流換熱系數(shù)取最小值1 W/(m2·k)，外表面環(huán)境空氣溫度為48.9℃，電機(jī)頂部為恒熱流邊界條件，數(shù)值為上飛輪底部水摩擦損耗，轉(zhuǎn)軸轉(zhuǎn)速為 1500r/min。

表1 額定工況下三種水摩擦損耗數(shù)值/kW

表1說(shuō)明，下飛輪中水摩耗理論計(jì)算數(shù)值比試驗(yàn)值低110kW，定轉(zhuǎn)子屏蔽套中水摩耗計(jì)算偏小23kW，上飛輪理論計(jì)算值偏大71kW。統(tǒng)計(jì)損耗時(shí)，因上飛輪在電機(jī)匯流腔中水的上方，電機(jī)匯流腔中水基本能夠帶走其向電機(jī)的傳熱，不統(tǒng)計(jì)上飛輪損耗增加，僅統(tǒng)計(jì)對(duì)電機(jī)溫度場(chǎng)影響較大的其他損耗，即損耗實(shí)驗(yàn)值比理論值增大133kW，而假設(shè)偏離實(shí)驗(yàn)值比實(shí)驗(yàn)測(cè)量值又增加122kW，根據(jù)經(jīng)驗(yàn)具體分布數(shù)據(jù)，見(jiàn)表1。

（2）電機(jī)內(nèi)額定電流下，本計(jì)算中轉(zhuǎn)子部分包括鐵心、屏蔽套、端部聯(lián)接環(huán)損耗、線棒諧波損耗和銅耗，定子部分考包括鐵心、屏蔽套及銅耗，定轉(zhuǎn)子鐵心齒部、軛部損耗單獨(dú)計(jì)算，幵且齒部沿徑向分成16段，此外還考慮了錐形環(huán)、定子齒壓板齒部與軛部等位置的損耗值，損耗的數(shù)值采用多種軟件計(jì)算幵分析比較后確定；雜散損耗參照工廠研収的同類屏蔽電機(jī)的經(jīng)驗(yàn)比例分配到定轉(zhuǎn)子部件中?；趦?nèi)部水路中，輔葉輪、定轉(zhuǎn)子屏蔽套、上、下導(dǎo)軸承、上、下飛輪區(qū)域流體層厚度多數(shù)在毫米級(jí)，基本是存在流體間剪切摩擦生成耗散熱的區(qū)域，分別按照解析法[7-11]理論計(jì)算、實(shí)驗(yàn)測(cè)量值及偏離實(shí)驗(yàn)預(yù)估三種情形水摩擦損耗，在相應(yīng)位置處的流體中直接施加單位體積水摩耗作為熱源項(xiàng)。在CFD計(jì)算中，能量守恒方程不再選擇流體內(nèi)摩擦產(chǎn)生的耗散熱選項(xiàng)。假設(shè)每個(gè)體中熱源按照體積均勻分布，相鄰體之間無(wú)接觸熱阻存在。

（3）在計(jì)算過(guò)程中，材料熱物性參數(shù)為常數(shù)。實(shí)際應(yīng)用中，材料的熱物性參數(shù)如熱導(dǎo)率等隨溫度變化，為保險(xiǎn)起見(jiàn)，試算后，取材料溫升區(qū)間的最小值。其中，定轉(zhuǎn)子鐵心疊片為各向異性導(dǎo)熱材料，軸向、徑向與切向數(shù)值按照實(shí)驗(yàn)選取，其他均為各向同性，按照常規(guī)選取。

在計(jì)算求解域內(nèi)的流場(chǎng)及溫度場(chǎng)時(shí)，經(jīng)多次試算及網(wǎng)栺調(diào)整，滿足標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)要求；微分方程均采用二階迎風(fēng)栺式離散成代數(shù)方程，方程組采用分離、隱式求解，壓力耦合方程組采用SIMPLE算法，方程組獲得收斂解。

3 計(jì)算結(jié)果及分析

通過(guò)屏蔽電機(jī)內(nèi)湍流流場(chǎng)及溫度場(chǎng)計(jì)算，得到計(jì)算域內(nèi)的溫度分布。

圖3給出了按照分離損耗實(shí)驗(yàn)得到的水摩耗數(shù)值作為熱源，采用CFD方法反演得到的計(jì)算域極角22．5°中心采樣面及上下氮?dú)馇恢卸ㄗ永@組高溫位置z=常數(shù)1、z=常數(shù)2兩截面上的溫度分布云圖。理論上，沿周向任意一極角截面溫度分布特征應(yīng)基本相同，由圖3可知沿徑向各部件溫度分布的整體特征，外部二次水冷區(qū)所在的中部附近處的機(jī)殼、輔葉輪下方，整體溫度均較低；其次是定轉(zhuǎn)子屏蔽套間隙中的水、轉(zhuǎn)子部分的部件溫度，定子鐵心部分及上下部氮?dú)馇恢械亩ㄗ永@組及相鄰的齒壓板溫度較高，齒壓板附近溫度梯度較大。

本文主要目的是分析屏蔽電機(jī)水損耗變化對(duì)電機(jī)內(nèi)主要部件如定子繞組與鐵心、轉(zhuǎn)子銅條與鐵心及一次水路的水溫變化影響，以下分別敘述。

3.1 定子繞組溫度分析

通過(guò)屏蔽電機(jī)內(nèi)湍流流場(chǎng)及溫度場(chǎng)計(jì)算，得到三種水摩耗時(shí)，各部件及內(nèi)外部水的詳細(xì)三維溫度，其溫度分布在相同方向上，分布特征相同，最高溫度位置均在上部氮?dú)馇恢械亩ㄗ佣瞬坷@組鼻端中間，三種損耗下內(nèi)部水的入口溫度逐次升高，每次升高約1.3℃，使水的對(duì)流傳熱溫差減小，導(dǎo)致由兩端部傳導(dǎo)到中部的熱量，再經(jīng)水對(duì)流帶走的熱量減少，峰值位置不隨水摩耗數(shù)值大小而改變，數(shù)值逐漸升高，分別為185.8℃、188.2℃、192.5℃，均不超溫（許用溫度200℃），比理論計(jì)算水摩耗工況峰值溫升數(shù)值分別升高2.4℃、6.7℃，屬于非線性的升高。因此，僅給出理論計(jì)算水摩耗對(duì)應(yīng)的屏蔽電機(jī)定子繞組溫度分布云圖（如圖4所示）分析其特征即可。

圖3 徑向1號(hào)采樣面與周向z=常數(shù)1、常數(shù)2截面的溫度分布（℃）

圖4 定子繞組溫度分布/℃

由圖4可知，上部氮?dú)馇恢卸ㄗ永@組鼻端中心處峰值溫度數(shù)值為185.8℃，下部氮?dú)馇恢卸ㄗ永@組最高溫度比上部低，與定轉(zhuǎn)子屏蔽套間隙中的水相接觸的中部鐵心段相鄰的繞組溫度較低，原因是水的對(duì)流傳熱能力較強(qiáng)，更多分析見(jiàn)其他文獻(xiàn)。

為分析方便，在定子上下層繞組中、定轉(zhuǎn)子鐵心、轉(zhuǎn)子銅條連同端環(huán)、定轉(zhuǎn)子屏蔽套間隙水中分別做平行于旋轉(zhuǎn)軸的直線，以便得到物理量的軸向變化規(guī)律。每條直線所在的位置如圖5所示。

圖5 采樣線位置及截面位置圖

圖5給出了分析所需的采樣線及截面位置，幵按照半徑依次減小的順序給出標(biāo)號(hào)。圖中：1號(hào)采樣面為定子槽中心徑向截面；1號(hào)采樣線經(jīng)過(guò)定子下層股線中心，2號(hào)采樣線通過(guò)定子上層股線中心，兩線長(zhǎng)度相同；3號(hào)采樣線經(jīng)過(guò)定子鐵心齒部中心；4號(hào)采樣線位于一次水路兩屏蔽套間隙的中部；5號(hào)采樣線過(guò)轉(zhuǎn)子導(dǎo)條中心；6號(hào)采樣線過(guò)轉(zhuǎn)子鐵心中心。

圖6、7分別給出了定子下層、上層繞組中1、2號(hào)采樣線沿軸向的溫度分布。

圖6 定子下層繞組1號(hào)樣線軸向溫度分布/℃

圖7 定子上層繞組2號(hào)樣線軸向溫度分布（℃）

由圖6、7可知，整體而言，繞組溫度分布關(guān)于幾何結(jié)構(gòu)上的中部面呈現(xiàn)上凹的曲線，在上下層繞組溫度最低點(diǎn)在中心面附近，溫度分布關(guān)于鐵心段軸向中心面不對(duì)稱，關(guān)于中心面下部的繞組溫度梯度小于上部，由于水冷換熱較強(qiáng)，溫度梯度均較大；上部定子腔中繞組溫度高于下部定子腔，相同z坐標(biāo)處，下層繞組1號(hào)采樣線比下層繞組2號(hào)采樣線的溫度高。2號(hào)采樣線所在的上層繞組位置更靠近轉(zhuǎn)軸處，在上下部定子腔中其鼻端實(shí)際長(zhǎng)度較短，圖7中端部不規(guī)則變化的曲線部分表示伸出該繞組后，采樣線穿過(guò)的絕緣、氮?dú)饧捌渌@組部件的溫度變化；此外，除了上下端部腔中，在理論水摩耗與實(shí)驗(yàn)水摩耗兩種條件下，相同位置處的繞組溫度基本相同，說(shuō)明根據(jù)理論水摩耗值計(jì)算方法得到的銅繞組溫度正確，但對(duì)于上下部定子端部腔而言，三種情況下計(jì)算結(jié)果不同，隨著水摩耗數(shù)值增加，相同位置繞組的溫度逐漸升高。

3.2 定轉(zhuǎn)子鐵心溫度分析

圖8、9分別給出了定轉(zhuǎn)子鐵心三種水摩耗時(shí)沿軸向溫度變化曲線。由兩圖可知，定轉(zhuǎn)子鐵心溫度除了上下端部存在齒壓板或者端環(huán)損耗導(dǎo)致的局部升溫之外，鐵心其他位置溫度基本呈線性變化，幵沿屏蔽套間隙水的流動(dòng)方向，隨著水溫的升高，其溫度逐漸升高，與繞組沿軸向分布特征不同。此外，隨著水摩耗增大，定轉(zhuǎn)子鐵心溫度逐漸升高，在偏離實(shí)驗(yàn)水磨耗200kW、實(shí)驗(yàn)水摩耗數(shù)據(jù)、理論計(jì)算水磨耗數(shù)據(jù)三種情況下，算得的定轉(zhuǎn)子鐵心在相同位置處溫度依次降低2℃左右。

圖8 定子鐵心齒部3號(hào)樣線軸向溫度分布/℃

3.3 轉(zhuǎn)子銅條溫度分析

圖10給出了三種水摩耗時(shí)定轉(zhuǎn)子銅條采樣線沿軸向溫度變化曲線。

由圖10可知，轉(zhuǎn)子銅條在揑入上下部端環(huán)位置處的溫升高，溫度梯度較大，端環(huán)中存在較大的熱源，銅條其他位置處溫度分布基本呈線性變化，隨著水摩耗增大，定轉(zhuǎn)子鐵心溫度逐漸升高，在偏離實(shí)驗(yàn)水磨耗200kW、實(shí)驗(yàn)水摩耗數(shù)據(jù)、理論計(jì)算水磨耗數(shù)據(jù)三種情況下，算得的轉(zhuǎn)子銅條在相同位置處溫度也是依次降低2℃左右。

3.4 水路溫度分析

圖11給出了定轉(zhuǎn)子屏蔽套間環(huán)形水路中4號(hào)采樣線上的溫度分布特征。由圖2可知，4號(hào)采樣線沿z坐標(biāo)增大的方向，依次經(jīng)過(guò)上導(dǎo)軸承、轉(zhuǎn)子屏蔽套、下部與輔葉輪之間的匯流區(qū)及定子屏蔽套下方靠近下飛輪處基本不流動(dòng)的水區(qū)。匯流區(qū)中水流通截面空間變大，其他位置水均在毫米級(jí)厚度的環(huán)形空間中進(jìn)行剪切庫(kù)塔流。

圖9 轉(zhuǎn)子鐵心齒部6號(hào)樣線軸向溫度分布/℃

圖10 轉(zhuǎn)子銅條5號(hào)樣線軸向溫度分布/℃

圖11 水路4號(hào)樣線軸向溫度分布/℃

額定工況下，三種水摩耗數(shù)值時(shí)，最高水溫均未超過(guò)報(bào)警溫度（90℃）。根據(jù)實(shí)驗(yàn)水摩耗算出的采樣線4水溫度比根據(jù)理論水摩耗算出的相同位置水溫高出2.6℃左右，比假設(shè)增加200kW水摩耗時(shí)低2.0℃左右；定子屏蔽套下方靠近下飛輪處，存在沿高度方向基本不流動(dòng)的水區(qū)，該區(qū)換熱較弱，水溫比轉(zhuǎn)子屏蔽套入口處的水溫高；中部定轉(zhuǎn)子屏蔽套之間，水的流通截面積相同，水溫呈線性升高；上、下部流通截面增大處（靠近轉(zhuǎn)子上下環(huán)附近，如下部匯流腔），水的流速變慢，吸熱增多，出現(xiàn)溫度局部升高；在上導(dǎo)軸承間隙中，水溫線性升高，靠近出口處，受上飛輪底部熱源向下傳熱影響，溫度升高較大。

3.5 計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確性分析

本次計(jì)算與早期理論計(jì)算結(jié)果略有不同，一些物性參數(shù)更符合實(shí)際，與工廠采用自己研發(fā)的有限差分法軟件計(jì)算結(jié)果比較，峰值溫度位置相同，峰值數(shù)值相差-1.2℃，計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確，滿足工程計(jì)算要求。

4 結(jié)論

本文以一臺(tái)屏蔽電機(jī)連同換熱器為研究對(duì)象通過(guò)對(duì)屏蔽電機(jī)的換熱器熱計(jì)算及電機(jī)內(nèi)部的流場(chǎng)及溫度場(chǎng)CFD數(shù)值模擬研究，得到結(jié)論如下：

（1）屏蔽電機(jī)中水摩擦損耗理論計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)獲得的數(shù)值有差異，其數(shù)值大小不影響電機(jī)峰值位置，但影響峰值溫度的數(shù)值，幵且是非線性的。

（2）針對(duì)本屏蔽電機(jī)，按照實(shí)驗(yàn)水摩耗數(shù)值計(jì)算比按照理論計(jì)算水摩耗和偏離實(shí)驗(yàn)數(shù)值計(jì)算，得到的定子鐵心、轉(zhuǎn)子銅條與鐵心及內(nèi)部一次水路溫度均在相同位置處升高或降低2℃左右，定子鐵心段的繞組溫度基本不受水摩耗數(shù)值影響，但端部定子繞組峰值分別升高2.4℃或降低4.3℃。

（3）轉(zhuǎn)子銅條與鐵心、定子鐵心及定轉(zhuǎn)子屏蔽套間隙中的水，沿軸向溫度分布呈線性升高。

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李藏雪(1966-)，1988年畢業(yè)于哈爾濱理工大學(xué)電機(jī)專業(yè)，現(xiàn)任哈爾濱電氣動(dòng)力裝備有限公司副總工程師，從事特種電機(jī)研發(fā)工作，高級(jí)工程師。

審稿人：安志華

Analysis of the Influence of Water Fiction Loss on Three Dimensional Temperature Field of the Canned Motor

LI Cangxue1, REN Zhida2, LU Yiping2, LYV Xiangping1, XIE Zenglin1
(1. Harbin Electric and Power Equipment Co. , LTD, Harbin 150040, China; 2. School of Mechanical & Power Engineering, Harbin University of Science and Technology, Harbin 150080, China)

In order to research the influence of values of water fiction loss on the thermal field and ensure the safe and stable operation of the canned motor, the values of water fiction losses within various parts calculated by analytic method , loss separation test method and the assuming value that may be larger than the experimental result are set as heat sources. A three-dimensional temperature fields of the canned motor are obtained using computational fluid dynamics(CFD) method. The result shows the position of peak temperature is nothing to do with the values of water fiction loss within various parts of motor . But the values have an effect on the magnitude of peak temperature of winding at stator end .Its influence is nonlinear. The results provide reference for cooling calculation and design of canned motors.

water fiction loss; temperature field; numerical simulation; shielding; canned motor; CFD

TM32

A

1000-3983(2015)06-0010-05

2014-09-12