屏蔽電機定子端部氮氣腔溫度場計算方法分析

仲維濱，周 超，Mustafa Azeem,3，路義萍

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屏蔽電機定子端部氮氣腔溫度場計算方法分析

仲維濱1，周 超2，Mustafa Azeem2,3，路義萍2

（1. 哈爾濱電氣動力裝備有限公司，哈爾濱 150000；2. 哈爾濱理工大學 機械動力工程學院，哈爾濱 1500803. 科特阿杜電力有限公司，穆扎法爾訥格爾 34200）

核主泵屏蔽電機的熱設計是涉及核電發展的一個關鍵因素，直接關系到電機能否安全運行60年。針對某屏蔽電機結構緊湊、內部損耗大，特別是氮氣腔內散熱條件差，定子繞組容易超溫等特點，本文基于有限體積法，根據計算流體動力學（CFD）原理，分別進行了常規不考慮與考慮輻射換熱兩種算法時的電機內溫度場數值模擬，獲得了電機內的三維溫度分布，并分析了定子端部氮氣腔內的自然對流換熱系數和熱流密度等傳熱特性。此外，還對比了兩種計算方法電機內溫度分布的差異。計算結果表明，兩種計算方法的峰值數值模擬結果與實驗數據的相對誤差分別是+3.6%、－4.2%。所得結論為對我國開發具有自主知識產權的同類電機產品具有重要參考價值。

輻射換熱；溫度場；計算方法；定子端部腔；屏蔽電機；CFD

0 前言

由于屏蔽電動機具有全封閉、安全性高、結構緊湊、占地少、運行平穩、噪聲低、不需潤滑油等優點，不存在輸送液體外泄等問題，可用于核電類動力系統中[1]。對于一般工程應用中的電機，兼顧考慮計算時間和計算所消耗資源的成本限制，在進行熱流場數值模擬計算時僅考慮計算域內的對流換熱和導熱兩種方式，忽略電機內輻射換熱的影響，是目前電機數值模擬計算的通用方法[2]；考慮本文研究電機應用于核電領域，復雜結構和多種冷卻介質致使電機內導熱、對流、輻射換熱及流動多種耦合，電機峰值溫度較高，位于定子端部氮氣封閉腔中。本文主旨通過研究端部氮氣腔中精確溫度場計算方法，得到降低峰值溫度的具體影響因素及算法間的差異。對我國開發具有自主知識產權的同類電機產品具有重要參考價值。

在國內，很多學者對屏蔽電機都有深入性的研究，研究方向主要集中在轉子動力學、電磁設計、間隙流、加工制造、安全運行等方面[3-6]；隨著核電用屏蔽電機向大容量發展，其流場、溫度場的研究顯得越發重要[7-10]，鑒于實驗復雜等多方面原因，詳細地流場、溫度場實驗數據極其缺乏，驗證上述溫度場計算各環節所采用的數學模型的準確性及其對計算結果的影響很困難，因此，對屏蔽電機內部件的發熱與有效冷卻等問題的精準計算方法進行研究非常必要；此外，無論在國內還是國外的研究中，利用數值模擬進行各種大型電機的預研發和同步研發的案例很多[11-13]，數值模擬的計算結果雖然還不能夠完全取代實驗研究，但可以揭示內部物理量的變化規律及相互作用機理，在電機的研發過程中仍然占有十分重要的地位，并且數值模擬結果得到了越來越多的認同。

本文以一種屏蔽電機為研究對象，采用計算流體力學（CFD）方法，湍流選用剪切應力傳輸（SST）兩方程模型等，考慮輻射時，輻射換熱模型選取DO模型進行耦合計算；重點研究額定運行工況時，端部氮氣腔中是否考慮輻射換熱對其中定子端部峰值溫度的影響，以便達到進一步降低峰值溫度，確保電機安全運行60年。

1 物理模型

本文研究的屏蔽電機為立式鼠籠三相四極異步屏蔽電動機，額定轉速為1786 r/min，繞組絕緣等級為N級，許用溫度200℃，定子繞組形式為雙層短距。通過有效的內外部水冷卻回路設計來降低各部分的溫度，外部機殼內夾套冷卻水從上部流入、下部流出，內部冷卻水由機座底部軸心孔處吸入后，向上流動至輔葉輪處沿軸芯孔徑向依靠旋轉產生的離心力甩出，一部分向下流動，冷卻及潤滑轉子下部空腔中的下導軸承及下飛輪內裝置，然后返回到軸心水冷通道中，與新進入主循環冷水匯合返回軸芯孔下部，并重新向上流動；另一部分直接向上流動繼續冷卻定轉子屏蔽套及上部徑向軸承，最終，進入集流腔，帶走上飛輪下部的熱量，經機殼上出口流出，進入外置冷卻器的管程，如圖1所示。

雖然本文主要目的是研究氮氣腔中的溫度場計算方法，但考慮到該電機內熱量主要由中間部分的冷卻水傳熱及流動特征、定轉子幾何布置特點，為了避免因模型選擇帶來的計算結果不準確，選取了包含上下氮氣腔及中間部分的整機周向八分之一作為計算域物理模型，如圖2所示。

圖1 電機冷卻水路及氮氣腔物理模型

圖2 計算域物理模型陰影視圖

2 數學模型及求解條件

2.1 基本假設

（1）屏蔽電機內冷卻水處于充分發展的湍流流動狀態，并且流動狀態穩定，因此，采用湍流控制模型求解電機流場；

（2）電機冷卻介質為水，在馬赫數小于1的狀態下，可認為是不可壓縮流體，密度不隨壓力發生變化；

（3）熱計算過程中，認為各部件中電磁損耗引起的熱源均勻分布，水摩耗均布在水中，采用熱源密度賦值；

（4）定、轉子鐵心軸向上由多層疊片緊密壓制而成，本文中將其看作一個整體，采用各向異性熱物性參數，其他認為各向同性；

（5）輻射換熱計算過程中，認為氮氣腔內壁面材料為灰體特性，且各部分吸收率相同，數值為0.2[14]；認為定子繞組絕緣材料表面為灰體，發射率數值為0.4[14]。

2.2 數學模型

電機內的水為不可壓縮流體，電機內機殼中及屏蔽套中水流量很大，流速較高，流動處于湍流狀態。在計算過程中，考慮轉子旋轉帶動屏蔽套間隙中的水旋轉流動，軸心中的水也隨主軸旋轉，所以，選取多重參考系，并設置旋轉壁面的轉速。穩態流動與傳熱通用控制方程，包括質量、動量、能量守恒方程[13]：

在屏蔽電機上下端部封閉腔中的氮氣和與之相鄰的端部線棒及其他固體壁面間發生的是自然對流換熱，自然對流換熱強弱由溫差或密度差大小決定；除了壁面附近，氮氣內部以導熱為主，端部定子繞組表面與其可見的低溫壁面間發生輻射換熱，氮氣為穿透率等于1的透明介質，當考慮輻射換熱時，方程（1）右側散度項還需增加輻射項[14]；由于定轉子屏蔽套間隙及三個軸承中，流動間隙尺寸在毫米數量級，屬于邊界層粘性剪切力支配的繞圓柱的強制對流流動區域內，壁面間速度梯度非常大，選用剪切應力傳輸（SST）-兩方程模型來描述湍流，見式（2），DO模型進行輻射換熱計算，見式（3），具體見文獻[15]，最終獲得收斂解：

式中，S和S為自定義源項，G表示由平均速度梯度而產生的湍流動能，G表示ω方程產生的湍流動能。

2.3 計算條件

求解流動與傳熱問題需要給定一些邊界、熱源及熱物性等計算條件，計算條件正確與否對數值計算的準確性影響很大。邊界條件如下：

（1）計算域一次冷卻水入口采用速度入口邊界條件，根據試驗測得一次冷卻水速度4.66m/s，入口溫度57°C賦值；冷卻水出口表壓力為0Pa。

（2）同樣，機殼外冷卻夾套二次冷卻水入口處給定速度入口邊界條件，其速度為1.74m/s，溫度為37.8°C；出口處采用壓力出口邊界條件，其出口壓力為0Pa。

（3）屏蔽電機定子端部繞組采用漸開線型的幾何結構，由于本文選用了1/8計算域物理模型，為了保證端部漸開線型的定子繞組溫度的連續性，將－22.5°和22.5°邊界面的各繞組截面對應設置為旋轉型周期性邊界。

（4）由于本文建立的物理模型選取軸向上從底部端蓋到電機頂部熱屏之前。實際工況中，熱屏主要是隔絕核島一次冷卻回路高溫冷卻劑的熱量傳導，為模擬熱屏處高溫邊界條件，在上飛輪頂部端面設置恒溫邊界條件；在電機其余外表面設置對流換熱系數為1W/(m2·K)的自然對流邊界條件，環境溫度為48.9°C。

（5）電機內冷卻水與固體壁面之間為流固耦合邊界條件，其中轉子外壁面處在旋轉坐標系下，設置轉速1786r/min。

在流場數值模擬收斂結果基礎上，增加電機內各部件電磁損耗及冷卻水摩擦損耗值，繼續進行溫度場的數值模擬計算。

電機內額定電流下，本計算中轉子部分包括鐵心、屏蔽套、端部聯接環損耗、線棒諧波損耗和銅耗，定子部分包括鐵心、屏蔽套及銅耗。定轉子鐵心齒部、軛部損耗單獨計算。此外還考慮了錐形環、定子齒壓板齒部與軛部等位置的損耗值，損耗的數值采用多種軟件計算并分析比較后確定。雜散損耗參照工廠研發的同類屏蔽電機的經驗比例分配到定轉子部件中。內部水路中，輔葉輪、定轉子屏蔽套、上下導軸承、上下飛輪區域流體層厚度多數在毫米級，存在流體間剪切摩擦損耗區域，按照解析法理論計算水摩擦損耗，在流體中直接施加單位體積水摩耗作為熱源項，同文獻[7-9]。

在計算過程中，按照試算及收斂時得到的材料溫度變化區間，試算后，材料熱物性參數取該材料溫升區間的最小值。其中，定轉子鐵心疊片為各向異性導熱材料，軸向、徑向與切向數值按照實驗選取，其他均為各向同性，按照常規選取。

在計算求解域內的流場及溫度場時，經多次試算及網格Y+調整，滿足標準壁面函數要求；微分方程中的對流項離散采用二階迎風格式，方程組采用分離、隱式求解，壓力耦合方程組采用SIMPLE算法求解，方程組獲得速度溫度場耦合收斂的網格獨立解。

3 計算結果及分析

通過屏蔽電機內湍流流場及溫度場計算，得到是否考慮輻射換熱兩種情況時計算域內的溫度分布。

3.1 不考慮輻射換熱

圖3給出了1/8整機的計算域溫度分布數值模擬結果。由圖可知：電機計算域溫度分布總趨勢為：沿軸向自下而上溫度逐漸升高，背部冷卻夾套和其內部二次冷卻水溫度較低，為37°C~57.3°C，上、下氮氣腔內定子繞組溫度明顯高于其他部分，整個計算域內溫度最高位置在上部氮氣腔的定子端部繞組中，數值為196.8°C。產生上述現象的部分原因是隨著一次冷卻水的流動，逐漸冷卻電機內發熱部件，同時冷卻水自身摩擦損耗使溫度升高，與部件的溫差減小，冷卻能力逐漸降低。此外，冷卻夾套內有獨立的二次冷卻水，帶走定子沿徑向傳遞來的熱量，并且機殼、冷卻夾套與定子間的傳熱溫差大，冷卻效果明顯。

為清晰描述電機計算域軸向和徑向的溫度分布特點，本文給出了電機極角為0°的截面的溫度分布云圖4。由圖4可知，電機轉子區域整體溫度變化較為平緩，僅在上、下端環處溫度較高。這是因為端環自身具有較大的損耗，并且內部的轉子銅條和相鄰的轉子壓板也具有較高的熱源，使其散熱差，溫度高。電機定子區域沿軸向溫度呈中間低，兩端部高的趨勢；沿半徑增大溫度逐漸降低。這是因為繞組端部處在氮氣腔內，并且結構緊湊，僅靠氮氣表面自然對流換熱和向繞組直段導熱傳遞熱量，散熱效率低，使其端部溫度明顯高于其它定子結構。由于定子沿徑向向外冷卻夾套中二次冷卻水傳遞熱量，使其溫度向徑向增大方向逐漸降低。

圖3 不考慮輻射時計算域內屏蔽電機溫度分布云圖

圖4 極角0°截面溫度分布云圖

由圖3、圖4可知，定子繞組在整個電機中溫度最高、溫差最大，其峰值溫度不超過定子絕緣的允許溫度限制，是屏蔽電機安全運行的關鍵因素之一。

3.2 考慮輻射換熱

3.2.1 定子繞組溫度分布特征

考慮輻射換熱，在上述計算基礎上，添加輻射換熱DO模型，繼續迭代，通過屏蔽電機內湍流流場及溫度場耦合計算，也得到穩態收斂解。考慮輻射換熱的影響后，屏蔽電機計算域內的溫度分布趨勢與常規不考慮輻射算法條件下的溫度場模擬結果規律總體而言多數相同，僅電機定子繞組溫度數值及氮氣腔中分布有變化，見其溫度分布云圖5，僅分析定子繞組的溫度分布特征即可。

圖5與圖4對比可知，在其計算條件完全相同時，峰值溫度數值降低，繞組最高溫度仍在上端部為182.1°C，直段中心位置處最高溫度為114°C，繞組下端部最高溫度為173.9°C，與不考慮輻射換熱情況相比分別降低了14.7°C、2.3°C和15.6°C，降比約為8.1%。這是因為考慮輻射換熱后，定子端部繞組除了與氮氣間自然對流換熱和向電機中部導熱之外，還會通過定子絕緣外表面以熱輻射方式傳遞給氮氣腔內低溫壁面，由腔內壁向外傳遞更多熱量，使繞組外層股線溫度明顯降低。為進一步分析氮氣腔中的傳熱特點，以下分別介紹氮氣溫度分布特征、端部繞組表面自然對流換熱熱流密度、對流換熱系數等分布特征。

圖5 考慮輻射時定子繞組溫度分布云圖

3.2.2 端部氮氣腔中氮氣溫度分布特征

氮氣腔中，繞組漸開線結構復雜，熱計算也最復雜，氮氣內部熱傳遞方式為導熱，氮氣與相鄰的熱、冷壁面間進行自然對流換熱。圖6給出了上、下氮氣腔中的氮氣溫度分布云圖。兩種算法溫度分布特征相同。氮氣為透光介質，不參與輻射換熱，但是參與對流換熱，與其相鄰（或者稱為耦合）壁面的溫度高低直接影響氮氣的平均溫度高低。

圖6 氮氣溫度分布云圖

對比兩種算法的計算結果發現，考慮輻射的圖6中氮氣的溫度分布隨著其內部的定子端部繞組整體溫度降低而降低。考慮輻射（不考慮輻射）傳熱時，上部氮氣腔中氮氣的最高溫度為180.2°C（196.7°C），平均溫度為137.4°C（146.9°C）；下部氮氣腔中氮氣的最高溫度為172.5°C，（190.1°C）平均溫度為107.4°C（111.8°C），上下氮氣腔中氮氣最高溫度位置均與繞組最高溫度位置相鄰；數據對比可知，不考慮輻射算法時，上下氮氣腔中的對流傳熱溫差大于考慮輻射算法時的溫差數值，使得計算出的對流傳熱量大于真實值，部分彌補了計算方法本身不足帶來的誤差。

3.2.3 氮氣腔中定子鼻端絕緣表面熱流密度分布

端部繞組絕緣表面向氮氣腔散熱方式為與氮氣間的自然對流換熱和與腔壁間的輻射換熱兩種，屬于復合換熱，繞組絕緣表面總熱流密度為兩種換熱熱流密度之和。端部繞組漸開線部分相互交織在一起，彼此可見的輻射熱交換不便分析和顯示，圖7僅分別給出了端部繞組鼻端絕緣表面的總熱流密度(a)和輻射熱流密度分布(b)云圖，兩者的差值為自然對流換熱熱流密度。

圖7 氮氣腔內繞組絕緣表面熱流密度分布云圖

由圖7(a)中絕緣表面總熱流密度分布云圖可知，同槽中定子繞組不同層鼻端區域總熱流密度分布很不均勻；總體來看，不同槽（圖中6個槽）的上、下鼻端絕緣表面的總熱流密度最大位置均在背部和頂部交界處（水平和豎直面自然對流交界處），上部絕緣最大值為403.9W/m2，下部最大值為600.7W/m2，上端部繞組絕緣表面的總熱流密度的平均值為95.2W/m2、下端部為156.9W/m2。上、下氮氣腔中各槽中繞組結構完全相同，但下部空間較大，低溫腔壁接受輻射換熱面積大，自然對流空間較大，下端部繞組散熱條件優于上端部結構。

由圖7(b)中輻射熱流密度分布云圖可知，輻射換熱最強的區域位于下氮氣腔鼻端繞組絕緣低部水平面區域，與腔壁可見的外層背部繞組輻射熱流密度較大，輻射換熱熱流密度較小區域為繞組絕緣側面區域，原因是絕緣側面區域之間類似于同溫豎平板輻射換熱，不同槽及同槽彼此可見的繞組絕緣表面間溫差小，輻射換熱量較小；上部氮氣腔中繞組絕緣的輻射換熱的強度要低于下部絕緣，上部氮氣腔中絕緣表面最大的輻射熱流密度為231.2W/m2，平均輻射熱流密度為77.6W/m2，下端部部絕緣表面最大輻射熱流密度為328.2W/m2，平均輻射熱流密度為114.2W/m2。

通過對比端部繞組絕緣表面的總熱流密度和輻射熱流密度的分布規律，發現氮氣腔中輻射換熱強度與自然對流換熱強度雖然仍處于同一數量級，但是輻射換熱效果要優于自然對流換熱。

3.2.4 兩種算法重要部件計算結果比較

表1給出了是否考慮輻射換熱重要部分計算結果對比。由表中數據對比可發現端部氮氣腔考慮考慮輻射換熱時引起的重要部件溫度峰值降低百分比，其中，定子繞組、定子鐵心、定子壓板的降比分別為8.1%、3.4%、2.0%，數值依次減小，對轉子部件的影響不超過1%，可以忽略不計；另外，由理論分析可知，氮氣腔內各壁面材料的吸收率及定子繞組絕緣材料表面發射率數值越小，輻射換熱占比越小，不考慮輻射換熱計算方法會較準確。

表1 是否考慮輻射換熱重要部分計算結果對比

3.3 計算結果準確性分析

不考慮輻射換熱時，由于未考慮高溫定子繞組端部結構和低溫氮氣腔壁之間的輻射傳熱，計算結果比真實結果的溫度值高，定子繞組最高溫度為196.8℃，與相同位置實驗結果190.0℃相比，誤差為+3.6%。考慮輻射換熱時，基于規定的氮氣腔內壁及定子絕緣表面輻射特性參數，定子繞組的最高溫度的位置與實際相同，數值為182.1℃，與真機實驗結果相比，誤差為-4.2%。

需要強調的是，實驗數據本身有不確定度，此外，輻射換熱計算時采用的氮氣腔內壁與定子絕緣材料表面的熱輻射特性參數，如發射率、吸收率等對輻射換熱量計算的敏感性影響較大，針對核電設備，這些重要參數需進一步進行實驗研究，以便氮氣腔中的輻射傳熱計算順利開展。鑒于上述原因，本中屏蔽電機定子氮氣腔中考慮輻射傳熱的溫度場計算方法處于探索階段，目前暫不推薦。

4 結論

本文以一臺屏蔽電機為研究對象，對屏蔽電機內部的溫度場進行了是否考慮端部氮氣腔內輻射換熱的CFD數值模擬研究，得到結論如下：

（1）兩種算法時整個計算域內部件及介質溫度分布趨勢不變；電機內最高溫度依然在定子繞組上端部，考慮輻射比不考慮輻射的常規算法的計算結果溫度數值降低約8.1%；各個轉子部件的溫度變化均在1°C內，輻射換熱對轉子結構溫度分布的影響可以忽略不計；輻射和自然對流耦合換熱主要影響電機定子溫度場的分布，特別是氮氣腔中，端部鼻端繞組股線溫度呈中間高，四周邊緣低的趨勢。

（2）不考慮輻射算法時，上下氮氣腔中的對流傳熱溫差大于考慮輻射算法時的溫差數值，部分彌補計算方法本身不足帶來的誤差。

（3）氮氣腔中輻射換熱強度與自然對流換熱強度雖然仍處于同一數量級，但是輻射換熱效果要優于自然對流換熱。

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Analysis of the Temperature Field Calculation Method of Stator End Nitrogen Chamber in the Canned Motor

ZHONG Weibin1, ZHOU Chao2, Mustafa Azeem2,3, LU Yiping2

(1. Harbin Electric and Power Equipment Co., Ltd., Harbin 150000, China; 2. School of Mechanical& Power Engineering, Harbin University of Science and Technology, Harbin 150080, China;3. Kot Addu Power Company Limited, Muzaffarnagar 34200, Pakistan)

The thermal design of the main pump shielding motor is a key factor relating to the development of nuclear power, which has direct influence to whether the motor can run safely for 60 years. Based on the fact that a shielded motor structure is compact, the internal loss is large, especially in the nitrogen cavity heat dissipation conditions are poor, the stator winding is easy to overheat and so on, this paper adopted the finite volume method, according to the principle of computational fluid dynamics (CFD), performed numerical simulation of the internal temperature field of the motor with and without considering radiation heat transfer, respectively. A three-dimensional temperature fields of the canned motor are obtained. And the heat transfer characteristics such as natural convective heat transfer coefficient and heat flux in the nitrogen chamber are analyzed. In addition, the differences in the temperature distribution between the two methods of the motor are compared. The result shows that the relative error of the peak temperature of winding at stator end between the numerical values of the calculation method and the experimental data is +3.6% and －4.2%, respectively. The conclusions have important reference value for the development of similar motor products with independent intellectual property rights in our country.

radiative heat transfer; temperature field; numerical method; stator end room; canned motor; CFD

TM343

A

1000-3983(2017)06-0016-06

2017-03-12

仲維濱（1963-），1985年7月畢業于吉林工業大學機械制造專業，2010年5月畢業于清華大學工商管理專業（工商管理碩士），主要從事科研、設計、制造、檢驗試驗、管理等工作，高級工程師。