屏蔽電機氮氣腔壁表面吸收率對溫度場的影響

仲維濱，劉延浩，周 超，路義萍，謝增林

?

屏蔽電機氮氣腔壁表面吸收率對溫度場的影響

仲維濱1，劉延浩2，周 超2，路義萍2，謝增林1

（1. 哈爾濱電氣動力裝備有限公司，哈爾濱 150066；2. 哈爾濱理工大學(xué)機械動力工程學(xué)院，哈爾濱 150080）

核主泵屏蔽電機繞組的峰值溫度高低直接關(guān)系到電機能否安全運行。本文針對某大型屏蔽電機，基于有限體積法，根據(jù)計算流體動力學(xué)（CFD）原理，考慮了定子端部氮氣腔中輻射換熱，并對腔壁表面吸收率的變化時電機內(nèi)三維溫度場進(jìn)行了數(shù)值模擬，獲得了主要部件的溫度分布特點。計算結(jié)果表明，當(dāng)?shù)獨馇粌?nèi)壁面的吸收率由0.2提高到0.6時，電機的峰值溫度降低了7.2%，強化輻射換熱能夠有效降低定子繞組的峰值溫度。所得結(jié)論能為屏蔽電機中強化傳熱設(shè)計提供參考。

屏蔽電機；氮氣腔內(nèi)壁面吸收率；溫度場；強化輻射換熱；CFD

0 前言

以往在進(jìn)行電機流-熱耦合數(shù)值分析時，會忽略輻射換熱，在計算模型中只考慮對流換熱和導(dǎo)熱兩種熱傳遞方法，這是目前電機溫度場數(shù)值模擬比較常見的計算方式[1]。文章中所討論的屏蔽電機主要使用在核電方面，上下端部氮氣腔中繞組溫度較高，是電機峰值溫度所在處，輻射傳熱是該處的熱傳遞方式之一，為保證電機60年安全運行，進(jìn)一步降低峰值溫度，探索強化該處的傳熱研究顯得非常必要[2]。

國內(nèi)外很多學(xué)者對各類屏蔽電機在電磁線圈處理、流體縫隙一般規(guī)律、產(chǎn)品設(shè)計與生產(chǎn)技術(shù)、使用可靠度等不同的層面[3-6]進(jìn)行了大量研究；隨著核主泵屏蔽電機的不斷優(yōu)化設(shè)計，鑒于試驗的復(fù)雜性及滯后性，在研發(fā)階段能夠?qū)λO(shè)計的電機進(jìn)行流場、溫度場的數(shù)值模擬研究[7-10]，并對其內(nèi)部件數(shù)值模擬計算方法及其影響因素進(jìn)行三維仿真研究顯得非常重要。此外，通過數(shù)值模擬的方式來研究各種規(guī)模較大的電機設(shè)計技術(shù)已經(jīng)在以往的多次案例中被使用[11-13]，試驗研究雖然不能完全被數(shù)值模擬替代，但是這種方式能夠表達(dá)出電機內(nèi)部的相互作用原理以及物理規(guī)律的變化，因此能夠為機電研究優(yōu)化設(shè)計提供理論基礎(chǔ)。

本文以一種屏蔽電機為研究對象，針對其內(nèi)部損耗高，發(fā)熱嚴(yán)重，特別是氮氣腔內(nèi)定子繞組端部結(jié)構(gòu)，散熱條件差，峰值溫度十分接近絕緣的許用溫度等問題[8-9]，運用了流體力學(xué)（CFD）的計算方法，湍流選擇使用剪切應(yīng)力傳輸（SST）兩方程模型研究，端部氣腔必須要充分考慮到輻射，并且選取DO（Discrete Ordinate Methods）模型進(jìn)行耦合計算；重點研究額定運行工況時，端部氮氣腔中內(nèi)壁面發(fā)射率變化對定子繞組最高溫度的影響，研究分析降低繞組溫度的可行性，以進(jìn)一步保障電機的正常工作狀態(tài)。

1 模型構(gòu)建

本文中討論的屏蔽電機主要指立體式鼠籠三相四極型異步屏蔽電動機設(shè)備，其正常工作時的轉(zhuǎn)速是1786 r/min，繞組的絕緣級別約為N級，最大允許使用溫度為200℃，定子的主要繞組方式采用雙層短距繞組。屏蔽電機的冷卻水路分為兩部分，其中最主要的是電機內(nèi)部的冷卻水路，即一次冷卻水路。外置換熱器中的低溫冷卻水從下封頭的入口管進(jìn)入電機內(nèi)，由電機轉(zhuǎn)子軸內(nèi)通道到達(dá)輔葉輪處；經(jīng)過輔葉輪提速、加壓后從出口甩出。輔葉輪出口處的冷卻水又分為兩路，一路向下回流，冷卻下徑向軸承、下飛輪及飛輪兩側(cè)的雙向推力軸承，在下端蓋內(nèi)入口前與新的低溫冷卻水混合；另一路冷卻水經(jīng)過定、轉(zhuǎn)子和屏蔽套之間環(huán)形通道，以對流換熱的方式帶走定、轉(zhuǎn)子和屏蔽套中的熱量，然后繼續(xù)向上流動，冷卻上推力軸承、上封頭及上飛輪等部件，最終升溫后的冷卻水進(jìn)入上封頭的匯流腔中，從上封頭出口管道進(jìn)入外置換熱器進(jìn)行冷卻，如圖1所示。

圖1 電機冷卻水路及氮氣腔物理模型

考慮該電機內(nèi)熱量傳遞的連續(xù)性及幾何布置特點，選取了整機周向1/8作為計算域物理模型，如圖2所示。

圖2 電機部件整體模型

2 數(shù)學(xué)模型及計算條件

2.1 基本假設(shè)

（1）電機內(nèi)一、二次冷卻水流動表現(xiàn)為湍流狀態(tài)，而且流體的流動速度較為平穩(wěn)，所以，應(yīng)當(dāng)按照湍流狀態(tài)下的控制模型計算方式來進(jìn)行電機流場數(shù)據(jù)計算；

（2）對電機的冷卻液材料選擇來說，其馬赫數(shù)不超過1，因此可以將這種流體認(rèn)為是不能夠壓縮流體，即是表示流體的密度不會由于壓力的變化而發(fā)生改變；

（3）在穩(wěn)態(tài)溫度計算中，電機可看做為均質(zhì)發(fā)熱體，電磁的工作耗損以及水體運動摩擦過程中所產(chǎn)生的熱能可以認(rèn)為均勻分布于每個個體當(dāng)中，所以能夠按照熱源密度情況來進(jìn)行賦值計算；

（4）因為定、轉(zhuǎn)子鐵心是由硅鋼片疊裝而成，橫、縱向?qū)嵯禂?shù)差異較大，所以物性參數(shù)為各向異性，其他材料為各項同性；

（5）進(jìn)行輻射熱能的相關(guān)計算時，可以將氮氣腔內(nèi)部的部件（如定子壓板、錐形環(huán)、支撐環(huán)等）材料設(shè)定為與灰體具有相似的性質(zhì)，其發(fā)射頻率和主要的吸收頻率都完全一致，并且氣腔內(nèi)的不同位置擁有一樣的吸收率，數(shù)值為0.2[14]；

（6）輻射換熱計算過程中，認(rèn)為定子的繞組絕緣材料為灰體，其發(fā)射頻率和吸收頻率一致，都是0.4[14]。

2.2 數(shù)學(xué)模型

冷卻介質(zhì)水密度是常數(shù)，冷卻介質(zhì)處于湍流情況。因此在計算過程中，需要充分認(rèn)識到因轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)動過程帶動屏蔽套間隙里的水旋轉(zhuǎn)，并且處于主軸中的水也會隨著主軸轉(zhuǎn)動，因此是復(fù)雜三維空間內(nèi)多坐標(biāo)系下的流動、傳熱問題，需要設(shè)定出一定的旋轉(zhuǎn)速度下的旋轉(zhuǎn)壁面。其穩(wěn)定狀態(tài)和傳熱狀態(tài)使用基本相同的控制方程來進(jìn)行計算，包括質(zhì)量、動量、能量守恒方程[13]：

在屏蔽電機的頂部與底部位置的封閉空腔內(nèi)部的氮氣和鄰近區(qū)域的線棒以及其余的固體表面發(fā)生的主要是自然狀態(tài)下的對流方式熱量交換，這種換熱形式的熱量轉(zhuǎn)移速度主要是由交換雙方之間的溫度或者密度差大小造成的；在空腔內(nèi)部遠(yuǎn)離壁面的區(qū)域，不存在驅(qū)動力，因此只需要按照自然對流來進(jìn)行考慮，并且由于氮氣微觀結(jié)構(gòu)為雙原子，基本屬于透明介質(zhì)類型，在熱量交換的過程對熱量的吸收能力為0，如果考慮到輻射形式的熱量交換，那么需要在方程（1）的右側(cè)散度區(qū)域內(nèi)增加輻射換熱轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動時由于黏性作用帶動冷卻水流動，冷卻水路在徑向上尺寸較小，特別是在屏蔽套之間的冷卻水路，會在徑向上形成較大的速度梯度層，屬于邊界層內(nèi)受黏性力支配的繞圓柱強制對流。考慮各種湍流模型特點，在Fluent軟件中，選用SST模型計算流場。同時，進(jìn)行溫度場計算時，選用DO輻射模型耦合計算，具體見文獻(xiàn)[15]，最終獲得收斂解：

式中，S和S主要表示為自定義源項，G主要代表因為平均速度變化而造成的湍流動能，G表示數(shù)學(xué)函數(shù)造成的湍流狀態(tài)動能變化。

2.3 計算條件

對于流體流動和傳熱相關(guān)問題的研究中需要首先限定邊界、熱源以及熱物性等，本文所研究的問題的邊界條件如下：

（1）計算域一、二次冷卻水入口為速度入口，試驗測得速度數(shù)值分別為4.66m/s、1.74m/s，溫度數(shù)值分別為57°C、37.8°C；一、二次冷卻水出口表壓力均為0Pa。

（2）屏蔽電機定子端部繞組采用漸開線型的幾何結(jié)構(gòu)，計算域左右兩側(cè)邊界上（1/8計算域物理模型，周向-22.5°和22.5°為邊界面）的繞組截面對應(yīng)設(shè)置為周期性邊界；物理模型上部，表示處于上面的飛輪的地面處于恒溫狀態(tài)下；其他的電機和空氣自然接觸情況下的對流換熱定義換熱系數(shù)為基本的1W/(m2·K)，而機器的工作環(huán)境的溫度定義為48.9℃。處于電機內(nèi)部的冷卻水與周邊的壁體之間的邊界條件為流固耦合狀態(tài)，電機內(nèi)部的轉(zhuǎn)子位置壁體表面類同于處于旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)體系狀態(tài)中，定義其轉(zhuǎn)速為1786r/min。

（3）假設(shè)熱源均布于發(fā)熱體中。電機額定電流下，轉(zhuǎn)子部分包括鐵心、屏蔽套體、環(huán)耗損、諧波耗損以及銅耗，定子部位主要包括有鐵心與銅耗等，定轉(zhuǎn)子鐵心齒部與軛部的能力損耗需要另外進(jìn)行計算，除上述所說之外還必須要對錐形環(huán)與定子齒壓板、軛部等位置的損耗進(jìn)行充分考慮，這些部位的損耗情況除了采用不同的分析軟件進(jìn)行計算之外，還可以參考廠商提供的數(shù)據(jù)值；其雜散損耗在充分研究和分析了廠商提供的同類別的屏蔽電機數(shù)據(jù)基礎(chǔ)上根據(jù)已有經(jīng)驗按照不同的比例進(jìn)行分配，假設(shè)損耗均勻分布在發(fā)熱體中。電機內(nèi)部的水路里，輔助葉輪、定轉(zhuǎn)子外部所裝屏蔽套、頂部與頂部的導(dǎo)軸承以及上下飛輪部位的流體的厚度較薄，一般采用毫米為數(shù)量單位，并且其中具有明顯的機械磨損，通常根據(jù)解析法來分析和計算工作狀態(tài)下的水摩擦能量耗損，可以在流體中設(shè)置完全一致的水體作為熱源項來進(jìn)行分析[7-9]。

（4）關(guān)于熱物性條件，經(jīng)多次模擬計算以后，材料的熱物性參數(shù)應(yīng)當(dāng)設(shè)置為這種材料的升溫數(shù)值中的最小項。并且，定轉(zhuǎn)子的鐵心疊片一般認(rèn)為是各向異性的傳熱材料，其軸向與徑向、切向的對應(yīng)數(shù)值需要根據(jù)試驗結(jié)果來進(jìn)行確定，其余部位基本認(rèn)為是各向同性，可以根據(jù)常規(guī)材料來確定數(shù)值大小。其中，定子繞組絕緣表面的發(fā)射率為0.4。

當(dāng)對求解域內(nèi)部的流場與對應(yīng)溫度場進(jìn)行分析與計算時，需要進(jìn)行多次重復(fù)試算，并且需要對各次結(jié)果進(jìn)行Y+優(yōu)化，這樣才能夠使結(jié)果充分符合壁面函數(shù)的需要；微分計算方程中的對流項目離散通常按照二階迎風(fēng)式來進(jìn)行分析，使用分離式方程組、隱式來計算最終結(jié)果，一般根據(jù)SIMPLE算法來對壓力耦合方程組進(jìn)行計算，結(jié)果方程組求解能夠得到速度與溫度場耦合收斂形式的網(wǎng)格獨立解。

3 溫度場計算結(jié)果與分析

根據(jù)屏蔽電機內(nèi)湍流狀態(tài)下的流場與溫度場相互耦合計算結(jié)果，在定子繞組絕緣表面的發(fā)射率均為0.4，定子端部氮氣腔中內(nèi)壁面發(fā)射率為0.2、0.6可通過改變金屬表面顏色、表面氧化等多種方法增強腔壁的吸收率[14]（本文中不做詳細(xì)研究）。兩種條件下，得到考慮輻射換熱時計算域內(nèi)的溫度分布特征。

3.1 定子氮氣腔內(nèi)壁面吸收率為0.2時溫度分布特征

圖3給出了計算域物理模型中的三維溫度分布云圖，圖中溫度分布特征為：定子外夾套的設(shè)備冷卻水溫度最低，云圖顯示數(shù)值為37.8℃；定子繞組上端部溫度最高，云圖顯示數(shù)值為182.1℃。

定子繞組溫度的最高值不能夠大于定子的絕緣允許溫度值，繞組整體沿軸向呈現(xiàn)出中部溫度低、兩側(cè)溫度高的變化形式；并且沿著半徑方向溫度呈現(xiàn)減小的趨勢。繞組上端部受上飛輪溫度及一次冷卻水流動方向的影響，導(dǎo)致上端部溫度略高于下端部。定子繞組在整個計算模型中溫度最高，原因之一是損耗較大，原因之二為在氮氣腔內(nèi)部，繞組兩端主要是因為氮氣與壁表面自然對流連同氮氣間導(dǎo)熱，繞組表面與可見的腔壁面間的輻射換熱向與之不接觸的腔內(nèi)壁表面?zhèn)鳠幔瑐鳠岘h(huán)節(jié)較多，特別是通過氮氣介質(zhì)導(dǎo)熱環(huán)節(jié)，由于其熱導(dǎo)率很小，散熱效果很差（端部腔必須采用惰性氣體）。所以為保證電機安全穩(wěn)定運行，強化輻射傳熱必然成為降低定子繞組峰值溫度的一種重要措施。

圖3 計算域內(nèi)部溫度分布云圖/℃

3.2 定子繞組溫度分布比較

為比較方便，圖4與圖5給出了氮氣腔內(nèi)壁面吸收率分別為0.2、0.6，其他條件完全相同時定子繞組部件的三維溫度分布云圖。對比可知，氮氣腔內(nèi)壁面吸收率為0.6時，上端部的最高溫度為169.9°C，與絕緣許用溫度200°C相差約30°C，安全余度增加，比吸收率為0.2時降低了7.2%，與吸收率為0.2時的試驗測量峰值溫度186°C相比，溫度降低了8.7%；下端部的繞組最高溫度也降低14.8°C。說明增強繞組絕緣表面和腔壁之間的輻射換熱強度能夠有效地降低定子繞組的溫度，同時證明本文計算結(jié)果誤差較小，吸收率為0.2時的峰值誤差為-2.1%。此外，繞組鼻端同一軸向截面位置的溫度差變大，中心層繞組溫度數(shù)值最高，云圖顯示更為明顯，這是因為高溫定子絕緣外表面熱量以熱輻射方式向外界投射，到達(dá)氮氣腔內(nèi)低溫壁面熱量被吸收的份額增加，導(dǎo)致其溫度降低，與定子絕緣外表面相鄰的內(nèi)層繞組間產(chǎn)生溫差，向外層的導(dǎo)熱量也相應(yīng)增加。繞組直線段部分的最低溫度也由81.4°C降低為80.5°C。

圖4 吸收率0.2時定子繞組溫度分布云圖/℃

圖5 吸收率為0.6時定子繞組溫度分布云圖

3.3 相鄰部件溫度分布特征

為了說明定子腔內(nèi)壁吸收率變化對主要部件溫度分布的影響，圖6、7分別給出了氮氣腔內(nèi)壁面吸收率為0.2時定子鐵心和定子上、下壓板的溫度分布云圖，為比較方便，圖8給出了內(nèi)壁面吸收率為0.6時定子鐵心和定子上、下壓板的溫度分布云圖，(a)為定子鐵心，(b)為定子上、下壓板。對比三幅圖可以看出，增強氮氣腔壁的吸收率之后，定子鐵心和上、下壓板的溫度分布規(guī)律不變，齒部溫度高，軛部溫度低，軛部沿半徑增大方向溫度逐漸降低，形成明顯溫度梯度。鐵心的最高溫度依然出現(xiàn)在鐵心齒部上端面，但溫度數(shù)值降低，鐵心的最高溫度降為129.7°C，上、下壓板的最高溫度為129.6°C和124.9°C，比原吸收率情況下分別降低了3.7°C、3.5°C和5°C，溫度變化不明顯。

屏蔽電機內(nèi)的輻射換熱主要發(fā)生在氮氣腔中，發(fā)生于定子繞組端部絕緣表面與氮氣腔壁之間，輻射換熱對電機溫度場的影響主要在定子繞組端部區(qū)域，對其他部分以及流場影響很小。

圖6 吸收率0.2時定子鐵心溫度分布云圖

圖7 吸收率0.2時定子壓板溫度分布云圖

圖8 定子鐵心和壓板溫度分布云圖（吸收率0.6）

4 結(jié)論

本文以一臺屏蔽電機為例，對屏蔽電機定子端部腔表面發(fā)射率變化對溫度場影響進(jìn)行了CFD數(shù)值模擬研究，得到結(jié)論如下：

將腔壁的吸收率由0.2提高到0.6之后，增強氮氣腔內(nèi)輻射換熱，能夠改善屏蔽電機定子繞組的溫度分布，繞組的峰值溫度降低7.2%，其他各部件的平均溫度降低不明顯；有利于提高電機壽命，保障電機的安全運行。

[1] 陳起旭，王云洪，楊來順，徐俊，曹秉剛. 通轉(zhuǎn)子三相異步電動機溫度場流場耦合分析[J]. 電機與控制應(yīng)用, 2017, 44(10):77-82.

[2] 丁舜年．大型電機的發(fā)熱與冷卻[M]．北京: 科學(xué)出版社, 1992:136-175．

[3] 宋艷文，林艷江．屏蔽電動機屏蔽套的設(shè)計特點及常見問題的預(yù)防措施[J]. 防爆電機, 2002，(110):16-18．

[4] 羅宇辰，劉應(yīng)征，陳漢平. 壓水堆主泵飛輪周圍間隙流中泰勒渦傳熱特性的數(shù)值研究[J]．原子能科學(xué)技術(shù)，2014，48(3):441-446.

[5] 孫桂英，鄒繼斌，李連鋒,等. 屏蔽電機的磁場與屏蔽層損耗的解析計算[J]. 哈爾濱工業(yè)大學(xué)學(xué)報, 1999, 31(4):30-33．

[6] LIANG Y P, BIAN X, YU H H, et al. Finite-Element Evaluation and Eddy-Current Loss Decrease in Stator End Metallic Parts of a Large Double-Canned Induction Motor[J]. IEEE Transactions on Industrial Electronics, 2015, 62(11):6779-6785．

[7] 丁樹業(yè), 孟繁東, 葛云中. 核主泵屏蔽電機溫度場研究[J]. 中國電機工程學(xué)報, 2012, 32(36):149-155.

[8] 李藏雪，任智達(dá)，路義萍,等. 一種屏蔽電動機的三維溫度場及影響因素研究[J]．電機與控制學(xué)報，2015，19(8):15-21．

[9] 霍菲，張曉晨，程鵬.屏蔽電機定子溫度場的數(shù)值計算與分析[J]. 電機與控制應(yīng)用, 2006(4):7-12.

[10] 謝增林.雙屏蔽電機屏蔽套材料對定子繞組溫度的影響[J]. 機電信息, 2016(18):165-167.

[11] 李俊卿，馬少麗，李和明. 基于耦合物理場的汽輪發(fā)電機定子溫度場的分析與計算[J]. 華北電力大學(xué)學(xué)報, 2008, 33(5):6-10．

[12] 周封，熊斌，李偉力，程樹康. 大型電機定子三維流體場計算及其對溫度場分布的影響[J]．中國電機工程學(xué)報，2005，25(24):128-132．

[13] Lu Yiping， Liu Li， Zhang Dongxue. Simulation and Analysis of Thermal Fields of Rotor Multislots for Nonsalient-Pole Motor [J]. IEEE Transactions on Industry Electronics，2015，62(12):7678-7686．

[14] 余其錚．輻射換熱原理[M] ．哈爾濱：哈爾濱工業(yè)大學(xué)出版社，2000:26-68．

[15] Fluent Inc. (2017). Fluent 18. User’s Manual. Fluent Inc, USA.

Influence of Wall Absorptivity in Nitrogen Cavity on the Temperature Field of Canned Motor

ZHONG Weibin1, LIU Yanhao2, ZHOU Chao2, LU Yiping2, XIE Zenglin1

(1. Harbin Electric Power Equipment Co., Ltd., Harbin 150066, China; 2. School of Mechanical Power Engineering, Harbin University of Science and Technology, Harbin 150080, China)

The peak temperature of winding in Nuclear main pump shield motor is directly related to the safety of the motor. For a large canned motor structure, based on the finite volume method, according to the principle of computational fluid dynamics (CFD), the numerical simulation of the internal temperature field of the motor is adopted considering radiation heat transfer and variation of wall aborptivity. A three-dimensional temperature fields of the canned motor are obtained. The calculation results show that the peak temperature of the motor is reduced by 7.2% when wall absorptivity in nitrogen cavity is increased from 0.2 to 0.6. Intensifying the radiation heat transfer can effectively reduce the peak temperature of the stator winding. The conclusions provide a reference for the canned motor heat transfer enhancement design.

canned motor; wall absorptivity in nitrogen cavity; temperature field; enhanced radiative heat transfer; CFD

TM343

A

1000-3983(2018)06-0062-05

2018-04-12

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