大功率潛水電機冷卻系統分析方法與試驗研究

張 琦 李增亮 董祥偉 劉延鑫 王雨婷

1.中國石油大學(華東)機電工程學院，青島，2665802.中國石油海洋工程有限公司青島分公司，青島，266580

0 引言

潛水電機常與泵或螺旋槳組成一體，為海洋資源勘探開發提供動力[1-2]。隨著海洋裝備下潛深度增加，潛水電機所需功率大幅增加，由此產生的熱量也會急劇增加，然而，受工作條件制約，一旦電機局部溫度超過絕緣溫度，勢必會使整個裝備運行壽命縮短且維修成本增加。由此可以看出，明確溫度場分布規律對海洋裝備可靠性有著至關重要的作用。

電機溫度場研究一直是電機領域熱點問題，主要包括電機單元研究和冷卻系統研究。電機單元研究以流-固傳熱等效方式和熱源與溫度場間耦合關系為主，其中依據流-固傳熱等效方式的不同，溫度場分析方法分為熱阻網絡法[3]、有限元法[4]和有限體積法[5]。文獻[6-8]指出，以對流傳熱系數和熱導率為主的熱阻網絡法和有限元法所得溫度計算結果能夠合理反映實際溫度，但研究對象為陸上空冷電機，且系數計算式與結構形式及其參數有關，而潛水電機在結構形式上與之略有不同，系數計算式中參數只能近似估算，影響溫度計算結果準確性。文獻[9]在有限體積法中通過流-固耦合模型實現內部冷卻介質與電機間自動耦合傳熱，避免了由系數計算式所產生的計算誤差對溫度計算結果的影響。根據熱源與溫度場間耦合關系不同，可分為單向耦合和雙向耦合，文獻[10-13]將損耗以定值的形式施加到溫度邊界條件中，即為單向耦合，是陸上電機溫度場分析的常用方式，但在潛水電機中，由于工作條件和傳熱方式的不同，銅耗和冷卻介質摩擦損耗受溫度的影響更為明顯，不能看作定值。文獻[14-15]基于有限元軟件Workbench實現了電磁損耗與溫度場的雙向耦合關系計算，但軟件中鐵耗計算模型未知。文獻[16]指出相比溫度對鐵耗的影響，明確磁場自身因素影響更為重要。文獻[17-18]指出綜合考慮諧波磁場、旋轉磁化等因素才能得到更為準確的鐵耗計算值。

冷卻系統研究以陸上電機和井下電機為主，且均是通過冷卻介質流量影響電機溫度得到流場與溫度場的單向耦合關系，其中流量為定值。文獻[19]中，流量通過電機損耗和機殼表面水外冷結構的出入口溫度假設值計算得到或依據不同流量下溫度計算結果進行優選。大功率潛水電機損耗較大且結構尺寸不受工作空間限制，文獻[20]給出潛水電機內部冷卻介質外循環方式，其循環動力由外置油泵提供，則流量應在明確冷卻系統各參數間影響關系下計算更為合理，且在該循環方式下，流場與溫度場間存在相互影響關系，相比陸上電機和井下電機，潛水電機冷卻系統研究更為復雜。

本文以580 kW潛水電機為研究對象，提出一種冷卻系統分析方法，對冷卻系統結構參數進行優化分析，并通過相關試驗驗證該方法的合理性。

1 大功率潛水電機溫度場關鍵問題研究

根據潛水電機工作條件(內部冷卻介質為電機油，外部冷卻介質為海水，應用水深1500 m，海水溫度4 ℃，海水流速v≤0.2 m/s)，采用有限體積法分析溫度場時，關鍵問題為溫度場建模方式和溫度邊界條件設置。

580 kW潛水電機參數如表1所示，建立以單齒單槽為主的溫度場計算模型(角度θ取值區間為[-5°，5°])。在ICEM軟件系統中對模型的轉子、定子、內流場和外流場等8個部分分別劃分六面體網格(各部分每條線edges上定義節點數)[21]，再將各部分拼接起來，并保證各部分交界面網格一一對應，由此得到模型六面體網格，如圖1所示。

表1 580 kW潛水電機參數

(a)整體模型六面體網格

(b)局部模型六面體網格圖1 溫度場計算模型Fig.1 Calculation model of temperature field

圖1中，模型為流-固耦合模型，在FLUENT中將流-固交界面設置為耦合傳熱邊界，并基于流-固耦合邊界條件[22]，采用迭代方式實現電機油和海水與電機各部件間自動耦合傳熱；在FLUENT中設置外流場入口速度用以模擬海水流動，解決機殼表面強制對流傳熱難以用準確式描述的問題，提高溫度計算結果準確性；繞組等效為一體且集中于定子槽底部，定子槽內存在一定的電機油，可在電機油流動時增加流動路徑。

采用網格單元縱橫比表示各部件尺寸，電機關鍵部分網格單元縱橫比如表2所示，縱橫比以小于5為宜，進而由表2可知模型網格尺寸滿足仿真分析要求。

表2 電機關鍵部分網格單元縱橫比

在溫度邊界條件中考慮磁化方式、諧波磁場和溫度的影響，熱源施加方式以定轉子鐵耗PFe定值與油摩損耗Po、定子銅耗PWCu和轉子銅耗PCCu變量為主，額定頻率為50 Hz時鐵耗模型數學表達式為

(1)

式中，Ae為鐵心不同區域面積；fi為諧波頻率；Bxmaxi、Bymaxi為不同諧波次數i的各方向磁密峰值；η為磁化波形系數；kh、kc、ke、α為損耗系數；k1、γ為渦流損耗補償系數；ΔBxz、ΔByz為各方向磁密波形相鄰波峰與波谷間差值。

額定負載和空載時鐵耗密度PFem、銅耗PCu和油摩損耗變化規律如圖2所示，其中額定負載時損耗(單位為W)與溫度t的擬合方程為

(2)

結合工作條件和試驗條件(試驗水池為靜止且溫度受季節影響不確定)，以環境溫度te(4～24 ℃)和海水流速(0～0.2 m/s)為研究條件，得到電機溫度變化規律，如圖3所示。從圖3中可知，環境溫度為24 ℃時，電機溫度td隨海水流速的增加而逐漸降低，且大于0.05 m/s時下降幅度明顯減小；海水流速為0.2 m/s時，電機溫升Δt隨環境溫度的降低而逐漸升高，且變化范圍為108.5～114.6 ℃。由此可知，在環境溫度和海水流速的研究條件下電機溫度無法滿足小于120 ℃的要求。

1.定子齒頂 2.定子齒中 1.定子銅耗 2.轉子銅耗 3.定子齒根 4.定子軛部 3.油摩損耗 5.轉子齒部 6.轉子軛部(a)額定負載時鐵耗、銅耗和油摩損耗

1.定子齒頂 2.定子軛部 1.定子銅耗 2.油摩損耗 3.定子齒根 4.定子齒中 5.轉子齒部 6.轉子軛部(b)空載時鐵耗、銅耗和油摩損耗圖2 不同負載時損耗變化規律Fig.2 Variation law of loss under different loads

(a)環境溫度為24 ℃ (b)海水流速為0.2 m/s圖3 電機溫度隨海水流速和環境溫度的變化規律Fig.3 Variation of motor temperature with seawater velocity and ambient temperature

580 kW潛水電機冷卻系統如圖4所示，其中內部電機油由安裝在電機軸底部的葉輪提供動力，從電機底部腔室經過定轉子到達電機上部腔室，再依次經過換熱器和壓力補償器回到電機底部腔室，完成一次循環流動，在此過程中冷卻系統各參數間影響關系如圖5所示。

圖4 580 kW潛水電機冷卻系統Fig.4 Cooling system of 580 kW submersible motor

圖5 冷卻系統各參數間影響關系Fig.5 Influence relationship among parameters of cooling system

圖5中，與溫度邊界條件直接相關的參數為內流場入口速度和入口溫度，其中內流場入口溫度變化依據為不同流量qV下換熱器出口溫度tsc隨入口溫度tsr的變化規律，內流場入口速度變化依據為葉輪工作特性曲線與壓力損失特性曲線相交所得工況點流量qV,t隨換熱器入口溫度的變化規律，由此形成溫度場與流場間雙向耦合關系。

由熱源施加方式和溫度場與流場間雙向耦合關系構成潛水電機冷卻系統分析模型。

2 大功率潛水電機冷卻系統優化分析

2.1 結構參數影響規律分析

在冷卻系統結構參數中，電機的葉輪參數比例系數σa決定其工作特性曲線；換熱器的傳熱面積As和管線串聯級數決定其出口溫度和壓力損失，換熱器基本參數如表3所示。

表3 換熱器基本參數

(a)3級壓力損失 (b)5級壓力損失

(c)3級出口溫度 (d)5級出口溫度圖6 出口溫度和壓力損失的變化規律Fig.6 Change rule of outlet temperature and pressure loss

以環境溫度24 ℃且傳熱面積21.7 m2為研究條件，得到不同管線串聯級數下壓力損失Δp和出口溫度的變化規律，如圖6所示，從圖中可知，隨著入口溫度的升高，出口溫度呈線性升高，壓力損失呈指數減小；隨著流量的增加，出口溫度和壓力損失呈指數增加。

由圖2可知電機葉輪選型以大流量為主，故以2.2 kW單級葉輪(轉速1450 r/min)作為設計參考依據，采用葉輪相似理論得到不同葉輪參數比例系數下工作特性曲線(壓頭H與流量間影響關系)，如圖7所示。

圖7 電機葉輪工作特性曲線Fig.7 Working characteristic curve of motor impeller

以圖6a、圖6b和圖7中葉輪參數比例系數σa=1的工作特性曲線為研究條件，得到工況點流量變化規律，如圖8所示，可知工況點流量隨換熱器入口溫度的升高而逐漸增加。

圖8 工況點流量變化規律Fig.8 Change rule of flow of working point

基于圖6c、圖6d和圖8，采用最小二乘法擬合得到溫度場與流場間雙向耦合關系式：

(3)

式中，L1、L2、L3、L4、L5、J1、J2、J3、J4、J5、K1、K2、K3、K4、K5為擬合方程系數。

基于式(2)、式(3)設置溫度邊界條件，得到海水靜止時580 kW潛水電機溫度分布，如圖9所示，可知定子出現局部溫度集中，轉子最高溫度出現在其徑向中心線偏電機油出口一側，且相比于圖3a，電機溫度低于120 ℃。

不同葉輪參數比例系數時的工況點流量變化規律見圖10a、圖10b，對應冷卻系統計算結果如圖10c所示。圖10c中，隨著葉輪參數比例系數的增加，轉子溫度tr、工況點與最佳效率點百分比U和換熱器出入口溫差Δta逐漸減小，工況點壓力損失Δpt呈指數增加；電機溫度和工況點壓力損失在3級管線串聯時小于5級管線串聯時。

(a)3級管線串聯下定子(b)3級管線串聯下轉子

(c)5級管線串聯下定子(d)5級管線串聯下轉子圖9 海水靜止時580 kW潛水電機溫度分布Fig.9 Temperature distribution of 580 kW submersible motor at seawater standstill

(a)3級工況點流量 (b)5級工況點流量

(c)冷卻系統計算結果圖10 不同葉輪參數比例系數時工況點流量變化規律和冷卻系統計算結果Fig.10 Change rule of flow of working point and cooling system calculation results under different impeller parameter proportion coefficient

以3級管線串聯為研究條件，得到不同環境溫度te和傳熱面積As時工況點流量變化規律，如圖11所示，對應冷卻系統計算結果如圖12所示。

(a)te=4 ℃(b)te=15 ℃

(c)As=6.51 m2(d)As=13.02 m2圖11 不同環境溫度和傳熱面積時工況點流量變化規律Fig.11 Change rule of flow of working point under different ambient temperature and heat transfer area

(a) 不同環境溫度(傳熱面積21.7 m2時)

(b)不同傳熱面積(環境溫度24 ℃時)圖12 不同環境溫度和傳熱面積時冷卻系統計算結果Fig.12 Calculation results of cooling system under different ambient temperature and heat transfer area

圖12中，工況點與最佳效率點百分比隨環境溫度的升高和傳熱面積的增加而逐漸增大，換熱器出入口溫差變化規律與之相反；轉子溫升Δtr隨環境溫度的升高而逐漸減小；轉子溫度隨傳熱面積的增加而逐漸減小。

2.2 葉輪結構參數優選

電機葉輪作為電機油循環的動力源，從其長周期穩定運行的角度考慮，工況點流量以在最佳效率點流量的30%～135%內為最優[23]，且以電機溫度小于120 ℃為約束條件，得到在環境溫度研究條件下傳熱面積和葉輪參數比例系數匹配范圍為As=6.51 m2且0.9≤σa≤1，對應在環境溫度24 ℃時轉子溫度為110.2～112.1 ℃。

圖4中，壓力補償器以海水壓力作為補償基準，使海水壓力等于內部電機油壓力，由此電機機械密封兩側壓差主要由工況點壓力損失決定，則在工況點流量和電機溫度滿足約束條件時工況點壓力損失越小越好。圖13所示為圖12所對應的工況點壓力損失，可知，上述匹配范圍在環境溫度24 ℃時工況點壓力損失為99.75～137.38 kPa，且工況點壓力損失隨環境溫度的升高和傳熱面積的增加而呈指數增大，則在環境溫度4 ℃且傳熱面積6.51 m2時工況點壓力損失會明顯大于137 kPa。

圖13 圖12所對應的工況點壓力損失Fig.13 Fig.12 corresponding pressure loss atoperating point

上述分析說明，以2.2 kW單級泵葉輪作為電機葉輪設計參考依據不能使冷卻系統計算結果在環境溫度研究條件內最優。因此為了得到最優葉輪結構參數，圖14a給出不同葉輪工作特性曲線。以單級葉輪、傳熱面積為21.7 m2、環境溫度為24 ℃為研究條件，得到對應冷卻系統計算結果，如圖14b所示。

(a)不同葉輪工作特性曲線

(b)冷卻系統計算結果圖14 不同葉輪下工作特性曲線及冷卻系統計算結果Fig.14 Working characteristic curves and cooling system calculation results under different impeller

圖14b以電機溫度和工況點壓力損失最小、工況點與最佳效率點百分比在100%～135%為約束條件，確定以單級葉輪2和σa=1為最優。進而得到不同環境溫度和海水流速時冷卻系統計算結果，如表4、表5所示。表4中，不同環境溫度下工況點流量在最佳效率點流量的60%～120%內，電機溫度小于120 ℃，工況點壓力損失小于60 kPa。表5中，當te=4 ℃時隨著海水流速的增加，工況點與最佳效率點百分比減小，電機溫度逐漸降低，工況點壓力損失和換熱器出入口溫差基本不變。

表4 海水靜止時不同環境溫度下冷卻計算結果

表5 環境溫度4 ℃時不同海水流速下冷卻計算結果

3 大功率潛水電機冷卻系統試驗研究

3.1 室內空載試驗

為驗證冷卻系統分析方法的合理性，搭建了580 kW潛水電機冷卻系統試驗裝置，如圖15所示，包括580 kW潛水電機、壓力補償器、換熱器、溫度傳感器和數顯壓力表等，其中電機葉輪結構參數為單級葉輪2且σa=1；換熱器結構參數為3級管線串聯且As=21.7 m2；溫度傳感器用于測量機殼表面溫度和換熱器出入口溫度；數顯壓力表用于測量換熱器出入口壓力。

(a)580 kW潛水電機結構圖及關鍵部件實物圖

(b)冷卻系統實物圖圖15 580 kW潛水電機冷卻系統試驗裝置Fig.15 580 kW submersible motor cooling system test device

將冷卻系統放置在靜止水池中，且水池溫度為19.5 ℃，得到空載型式試驗數據，如圖16所示，其中Uo和Un為空載試驗電壓和額定電壓。圖16a中，依據GB/T16750—2008得到空載鐵耗試驗值為4750 W，由圖2b可得空載鐵耗計算值為4531.3 W，兩者間相對誤差為4.6%；圖16b中，機殼表面測試點溫度試驗值為47 ℃，換熱器出入口測試點溫度試驗值分別為21 ℃和21.9 ℃，工況點壓力損失試驗值為54 kPa。

(a)空載特性曲線

(b)各測試點溫度和壓力圖16 空載試驗數據Fig.16 No load test data

在相同試驗條件下，采用冷卻系統分析方法得到冷卻系統計算結果，則換熱器出入口測試點溫度仿真值分別為20.4 ℃和20.9 ℃，工況點壓力損失計算值為57 kPa；同時圖17給出了空載時溫度分布，可得機殼表面測試點溫度仿真值為45.2 ℃；相比圖16b，試驗值與仿真值相對誤差在5%以內。

圖17 空載時溫度分布Fig.17 No load temperature distribution

3.2 海邊負載試驗

為驗證所設計的冷卻系統在負載下運行的穩定性，進行海水試驗，實物圖及控制界面如圖18a、圖18b所示，其中控制界面中環境溫度指代換熱器出口溫度，電機溫度指代換熱器入口溫度；海水溫度為3.8 ℃，海水流速受場地限制難以測量，且文獻[24]指出了其隨下潛深度的增加而下降較快。

(a)海水試驗實物圖

(b)控制界面

大功率潛水電機負載為雙螺桿泵，其增壓能力在0～6.35 MPa內。通過控制泵出口閥門來調節泵出口壓力，實現電機功率變化，得到試驗數據如圖18c所示，可以看出，隨著泵出口壓力的增大，換熱器出入口溫度試驗值基本不變。

(c)海水試驗數據圖18 海水試驗實物圖及試驗數據Fig.18 Physical diagram and test data of seawater test

不同泵出口壓力py對應的負載功率Pf和電磁損耗Pd計算結果如圖19所示。

由圖19得到擬合方程(電磁損耗以te=4 ℃為例):

(4)

結合圖19和式(4)可以看出，隨著泵出口壓力的增加，負載功率和電磁損耗呈指數增加。

以海水流速0.2 m/s為研究條件，采用冷卻系統分析方法得到冷卻系統計算結果，如圖20所示。圖20中，冷卻系統計算結果滿足最優條件與約束條件，且相比圖18c，換熱器出入口溫度明顯升高，主要是因為海水試驗時海水表面流速要遠大于工作條件下最大海水流速0.2 m/s。

(a)負載功率計算結果

(b)電磁損耗計算結果圖19 不同泵出口壓力對應負載和電磁損耗計算結果Fig.19 Calculation results of load and electromagnetic loss corresponding to different pump outlet pressure

圖20 海水流速0.2 m/s時冷卻計算結果Fig.20 Cooling calculation results at seawater flow rate of 0.2 m/s

4 結論

(1)考慮內外冷卻介質與電機間傳熱及其流動，建立了溫度場計算模型；提出了一種冷卻系統分析方法，其中熱源施加方式是以定轉子鐵耗定值與銅耗和油摩損耗變量為主的，溫度場與流場間雙向耦合關系是以內流場入口速度和入口溫度變化為主的。

(2)換熱器出口溫度與入口溫度和流量成正比；壓力損失與入口溫度成反比，與流量成正比；在靜止海水時，定子出現局部溫度集中，轉子溫度小于120 ℃；工況點與最佳效率點百分比隨環境溫度的升高、傳熱面積的增加、海水流速和葉輪參數比例系數的減小而逐漸增大；當環境溫度為24 ℃時，以電機溫度和工況點壓力損失最小、工況點與最佳效率點百分比在100%～135%為約束條件，得到單級葉輪2及參數比例系數1且3級管線串聯為最優的結論。

(3)在室內空載試驗中，鐵耗和溫度的試驗值與仿真值間相對誤差均控制在5%以內，證明了該分析方法合理性；通過海邊負載試驗，說明所設計冷卻系統在不同負載下可穩定運行。