氦氣風機驅動電機轉子徑向通風結構研究

摘 要：

氦氣風機驅動電機是高溫氣冷堆一回路唯一能動設備，其安全性直接影響到高溫氣冷堆的安全穩定運行。針對高溫高壓環境及氦氣傳熱工質對驅動電機風路結構設計及相關參數影響引發的新問題，通過建立雙側轉子鐵心三維風路結構流固耦合傳熱模型，計算分析了高溫高壓環境下傳熱工質氦氣在轉子徑向風溝內的流動特性，研究了轉子分別在動態和靜態情況下，通風結構內流體流動規律及轉子鐵心和導條的溫升變化規律。同時，對不同種類傳熱工質的對應規律進行了對比研究，搭建了模擬實驗測試裝置，實測數據與數值計算結果吻合較好，驗證了計算分析結果的合理性和正確性，為氦氣風機驅動電機轉子風路結構優化、冷卻性能的有效提升提供一定的理論參考。

關鍵詞：高溫氣冷堆；氦氣風機驅動電機；通風結構；傳熱特性；流固耦合

DOI：10.15938/j.emc.2024.03.010

中圖分類號：TM355

文獻標志碼：A

文章編號：1007-449X（2024）03-0096-14

收稿日期： 2022-12-30

基金項目：國家自然科學基金（51777048）

作者簡介：陶大軍（1982—），男，博士，教授，博士生導師，研究方向為新型特種電機理論、設計與分析；

孟卓然（1990—），男，碩士研究生，研究方向為特種電機轉子結構物理數值分析；

徐金燕（1997—），女，碩士研究生，研究方向為特種電機綜合物理數值分析；

戈寶軍（1960—），男，博士，教授，博士生導師，研究方向為大電機基礎理論與應用技術。

通信作者：陶大軍

Rotor radial ventilation structure of primary helium circulator driven motor

TAO Dajun， MENG Zhuoran， XU Jinyan， GE Baojun

（School of Electrical and Electronic Engineering， Harbin University of Science and Technology， Harbin 150080， China）

Abstract：

The primary helium circulator driven motor（PHCDM） is the only active equipment in the primary circuit of high temperature gas cooled reactor（HTGR）， and its safety directly affects the safe and stable operation of the reactor. Aiming at the new problems caused by the influence of high temperature and high pressure environment and helium heat transfer working medium on the ventilation structural design of drive motor wind path structure and related parameters， a fluid-structure coupled heat transfer model of three-dimensional wind path structure with two-sided rotor core was established and the flow characteristics of the heat transfer working medium helium in the rotor radial ventilation structure under high temperature and high pressure environment were calculated and analyzed， then the fluid flow and temperature rise of rotor core and rotor bars under dynamic and static conditions were studied. At the same time， the corresponding rules of different types of heat transfer working media were compared and a simulation test device was built. The measured data and numerical calculation results are in good agreement， which verify the rationality and correctness of the calculation and analysis results， and the results provide some theoretical reference for optimization of rotor wind path structure and effective improvement of cooling performance of the primary helium circulator driven motor.

Keywords：high temperature gas cooled reactor; primary helium circulator driven motor; ventilation structure; heat transfer characteristic; fluid solid coupling

0 引 言

高溫氣冷堆是第四代核電堆型之一，具有安全性好、效率高、使用壽命長、經濟性好和用途廣泛等優點［1-4］。高溫氣冷堆一回路采用氦氣作為熱循環介質，氦氣風機驅動電機是一回路中唯一能動裝備，是驅動一回路氦氣循環運轉的關鍵裝備［5］。

氦氣風機驅動電機運行環境惡劣，其內部充滿氦氣，壓力在0.4～7 MPa之間變化，電機處于60 ℃氦氣環境中。高壓氦氣作為電機冷卻介質，其流動和傳熱特性與電機風路結構設計密切相關，其合理性直接關系到氣冷堆的安全穩定運行。

目前，國內外對氦氣及驅動電機冷卻結構開展了較為系統的研究，并取得了較為豐富研究成果。文獻［6］將主氦風機的回路模擬為三通管，對氦氣流動路徑通過管的不同工況進行模擬，分析了不同工況對氦氣在管中形成的渦流、流體特性和壓強的影響。文獻［7］詳細分析了改變三通管支管形狀對支管出口和主管道出口流速影響，并通過研究改變分流比參數，對并聯管內流體分布進行分析。文獻［8］提出一種響應面法的研究方法，基于這種方法研究了三通管內部高壓與管內脹形高度和最小壁厚的關系，得出了設計三通管的最優方案。文獻［9］對管內流體進行了高壓實驗，實現了對三通管結構的優化設計。文獻［10］對換熱器中氦氣與液態鉛鉍合金進行模擬分析，對比研究了兩者的流動特性和傳熱特性。文獻［11］研究了不同結構換熱管中氦氣及其他氣體換熱能力。文獻［12］研究了在390 ℃的高溫下，氦氣在波節管中流動傳熱特性的模擬，計算了管內氦氣傳熱及流動情況。文獻［13］研究了氦-氖混合氣體在蒸汽發生器中流動穩定性以及傳熱特性。文獻［14］研究分析了氦氣在通入水平微通道時，各因素對管道內壁換熱系數變化的影響。文獻［15］對以氦氣作為冷卻劑的低溫螺紋管內流體場和溫度場進行了模擬分析。文獻［16］研究了高溫氣冷堆中氦氣流量衰變對氣缸內壁傳熱特性的影響。文獻［17］提出采用填充與抽離方式重新設計核反應堆中氦氣冷卻回路。文獻［18-20］運用有限體積法對電機內部溫度場及流體場進行了計算分析。文獻［21-23］利用有限公式法計算了電機溫度分布，并進行了驗證分析。文獻［24］改良了熱網格，在考慮接觸潛水電機電阻情況下計算了各材料的等效熱阻。

綜上分析可以看出，現有文獻關于氦氣相關的研究，以及關于電機傳熱特性的研究［25-26］，主要圍繞常規狀態，針對高溫氣冷堆運行需求環境引起的新問題及工況要求，還有待進一步深入研究探索。

為此，本文以某示范運行工程樣機為研究對象，基于實際示范工程樣機驅動電機初步設計尺寸數據，建立驅動電機局部轉子徑向通風結構，應用有限元法計算分析高溫高壓氦氣工質在轉子通風結構內流體場分布特點，實現對多種運動狀態下的流體流動特性進行對比研究，并通過與實驗模擬平臺測試結果對比，驗證計算模型及分析計算結果的準確性和合理性。

1 冷卻結構內流體流動特性研究

1.1 物理模型建立

為提升氦氣風機驅動電機整體冷卻效果，電機轉子采用軸徑向混合通風結構，如圖1所示。圖1為本文研究的氦氣驅動電機結構示意圖。

高溫氣冷堆運行過程中，氦氣作為傳熱媒質在風機的推動下，在反應堆一回路中形成循環，實現堆內熱量與二次回路熱量交換。驅動電機運行時，氦氣從轉子一側通風口進入，一部分從轉子鐵心徑向風路中流出，一部分從轉子另一側通風口流出，如圖2所示。

為方便研究轉子徑向風路結構對冷卻介質流動狀態影響，對其中一段局部轉子通風結構擬化為三通管結構，如圖3所示。不考慮電機實際徑向風路特殊結構對流體流動特性影響的前提下對軸向風路與徑向風路交匯處流體流動特性的研究轉化為三通管道中的主管與支管交匯處管道流動特性的研究。

為驗證仿真數據準確性，圖3中仿真模型尺寸與實驗模型尺寸保持一致，具體尺寸如圖中標注。

由于氦氣風機驅動電機轉子結構復雜，在不影響研究流動介質特性準確性的前提下，作如下假設：

1）由于轉子內流體馬赫數非常小，且聲速要遠高于流速，所以轉子內流體處理為不可壓縮流體；

2）在分析轉子內部流體形態時，浮力和重力影響忽略不計；

3）由于局部模型設定在電機運行達到穩定情況下，故流體流動狀態屬于定常流動，對于這類模型時間項忽略不計；

4）忽略氣隙流動與轉子旋轉對支管出口流體流動特性的影響。

1.3 部分網格及無關性驗證

對三通型管采用O型網格劃分，單元尺寸設置為0.01 mm，邊界層層數設置為15，剖分網格為多區域、六面體網格。剖分后網格正交質量均大于0.5，偏度均小于0.83，除邊界層外，其他部分縱橫比均小于5，符合O型網格標準，如圖4所示。

為減少網格劃分帶來的誤差影響，對不同密度的網格進行了無關性驗證，最后綜合計算精度及計算時間選用符合要求的100萬網格數網格，如表2所示。

1.4 徑向風路內流體分布規律研究

為了研究轉子旋轉對流分分布規律的影響，把考慮模型周向旋轉的狀態定義為動態，旋轉速度為4 009 r/min，把模型靜止不旋轉狀態定義為靜態。定義支管內靠近主管入風口側為背風側、靠近主管出風口側為迎風側，如圖5所示。

對三通管進行有限元仿真，在相同環境條件下，為了實驗流速一致，入口流速設置為17 m/s。圖6為模型靜態和動態的2種狀態下，同一冷卻介質在支管中心截面（X=0）的流速矢量圖。對比圖6中動態與靜態流速分布圖可以看出，無論模型是靜態還是動態，支管內部均形成了逆時針旋轉渦流，迎風側出現波伏主流。

當冷卻介質通過主管入口進入后，到達支管入口處分流，支管內部渦流主要表現形式為縱向渦流與橫向渦流結合，而且模型處于動態時，這一現象表現更為明顯。從圖6分析可知，由于分流受到迎風側壁面影響，形成縱向渦流，該渦流受主管方向流速作用而逆時針旋轉。當模型處于動態時，渦流流速要大于靜態時流速，這是由于當三通管繞Z軸旋轉時，管中的冷卻介質受到旋轉帶來的向上的離心力影響。

圖7為模型分別處于2種狀態時支管中心截面（X=0）的壓強分布云圖。

分析圖7可以看出，當冷卻介質通入主管后，途徑支管入口會受到入口的分流，但由于支管中的渦流損耗降低了壓力，導致主管與支管出現壓力差，又因為渦流具備自旋特性，能量發生損耗，使局部的壓力減少，并形成了壓力梯度，支管迎風面與主管連接處會出現最大正壓梯度。對靜態與動態壓力梯度發現，靜態下此處最大正壓梯度要高于動態，表明此區域動態介質流動穩定性比靜態要差；支管背風側與主管連接處和支管局部出現逆壓梯度，靜態下此處逆壓梯度高于動態，表明此區域動態時流動穩定性高于靜態。

圖8為在相同冷卻介質下，支管不同運動狀態時，支管中心線上的流速在Z方向的速度分量。

分析圖8可以看出，無論處于動態還是靜態，在Z方向的介質流速幾乎相等，相對最大速度差值僅為0.005 4 m/s。沿中心線從主管底部到支管入口處，空氣在Z向上的流速幾乎不變。沿中心線通過支管入口后，-Z方向的流速會逐漸變為0，然后轉向Z方向。在支管內，受到縱向逆時針渦流影響，Z方向的空氣流速開始會逐漸變大，隨后逐漸減小，并趨于平穩。

圖9給出了支管中心線上相同的冷卻介質在2種狀態下的Y方向流速分量。

由圖9可以看出，2種狀態下Y方向流速分量的變化趨勢基本相同，但動態時流速要略高于靜態，最大相對差值為0.009 m/s。在中心線底部時，冷卻介質從0開始加速，進入到支管入口以后，由于受到支管縱向逆時針渦流影響，冷卻介質在Y方向流速會急速減小，通過渦流區域后上升。而后，兩種狀態下的冷卻介質Y向流速均緩慢下降。

1.5 氦氣與空氣的流體分布規律對比研究

為了研究不同冷卻介質對驅動電機轉子傳熱特性的影響，本文對靜態工況下轉子局部冷卻結構三通管進行了有限元仿真。圖10為相同條件下，冷卻介質分別為氦氣與空氣時支管截面（X=0）流速矢量圖。

通過圖10可以看出，2種介質在支管內部流線呈不均勻分布，介質經主管入口進入，途經支管分流處進行分流，向支管迎風側偏移，形成波伏主流。支管內部存在縱向逆時針渦流，氦氣的渦流及波伏主流流速高于空氣，表明氦氣在支管中的傳熱性能優于空氣。

圖11給出了氦氣和空氣2種介質在X=0截面的壓力對比云圖。

對比圖11中氦氣與空氣壓力梯度可以看出，由于空氣摩爾質量遠大于氦氣摩爾質量，導致空氣的壓力梯度要遠大于氦氣壓力梯度。同時可以看出，由于支管的分流，導致支管內渦流損耗降低了局部壓力，主管與支管形成壓力差，分流處的等壓線相對集中。支管迎風側分流受到逆時針縱向渦流的影響，在主管與支管迎風側連接處發生局部增速，形成了局部正壓梯度。在支管迎風側區域，空氣的正壓梯度高于氦氣，其流動穩定性要強于氦氣。主管與支管背風側連接處發生局部減速，形成了局部逆壓梯度。從整體壓力梯度上來看，空氣流動穩定性要優于氦氣。

圖12給出了冷卻介質為氦氣與空氣時，支管截面（X=0）中心線上流速在Z向速度分量。

在中心線底部時，2種冷卻介質的-Z方向速度基本不變。當冷卻介質到達支管入口處時，由于受到支管縱向逆時針渦流影響，流速會由-Z向逐漸趨近于0，后流速方向轉為Z向，并在Z向逐漸增速，由于2種冷卻介質流量源及湍流強度不同，所以剛進入支管后，2種冷卻介質流速會先交替領先，后趨近相等，最終流速趨近于0。

圖13為冷卻介質為氦氣與空氣時，局部冷卻結構支管截面（X=0）中心線上流速在Y向速度分量。

從圖13可以看出，在支管中心線底部，氦氣與空氣在Y方向的速度均開始增加，當到達支管入口處時，由于受到支管縱向逆時針渦流影響，流速會由Y向逐漸趨近于0；當通過支管渦流區域后，氦氣和空氣在Y方向上的流速會再次迅速先增加而后減少，最終流速趨于穩定。由于同環境下氦氣的摩爾質量要遠小于空氣的摩爾質量，當流量相同時，質量與摩爾質量成正比，因此，氦氣和空氣在受到壓力梯度及渦流影響時，各部位氦氣的流速均大于對應位置的空氣流速。

2 徑向風路寬度的影響研究

2.1 徑向風溝內流體分布規律

為了研究轉子徑向風路寬度對冷卻介質流動特性影響，建立了不同支管直徑尺寸的局部冷卻結構三通管研究模型，如圖14所示。

圖15為以空氣為冷卻介質情況下，支管不同直徑尺寸，主管與支管連接處中心截面（X=0）的渦流云圖。

由圖15可以看出，在入口速度為17 m/s的條件下，當空氣進入主管后，會在支管處分流，被分流的空氣由于受到主管方向慣性向支管迎風側偏移，形成波伏主流，支管局部會出現逆時針渦流。由于結構不同，改變了渦量源的位置及湍流強度，進一步提高了徑向上速度矢量，渦旋的大小也隨之改變，隨著支管直徑尺寸越大，渦流速度越大。

圖16為空氣在不同尺寸支管冷卻結構內，主管與支管連接處中心截面（X=0）的壓強分布云圖。

從圖16可以看出，當空氣進入主管后，在支管位置出現分流，由于支管的渦流損耗降低了壓力，主管與支管出現了壓力差，并在主管與支管連接處形成了壓力梯度，在支管迎風面與主管連接處正壓梯度達到最大，支管局部會出現渦流，支管背風側與主管連接處出現逆壓梯度。隨著支管直徑的增加，主管與支管連接處正壓梯度逐漸減小，逆壓梯度逐漸變大。整體上看，空氣流動穩定性隨支管直徑的增加而逐漸變弱。

2.2 介質流動特性影響因素的研究與實驗驗證

圖17為在相同冷卻介質情況下，改變支管直徑D尺寸，局部冷卻結構支管截面（X=0）中心線上的流速在Z向速度分量。

分析圖17可以看出，無論支管直徑如何變化，Z方向的速度變化趨勢基本相同。在主管內的中心線上，介質的起始流速與支管直徑尺寸成反比，支管直徑越大，初始流速越小。隨著主管內中心線逐漸靠近支管入口，中心線上-Z方向流速會逐漸減小，之后靠近入口處，直徑越小的支管，冷卻介質在中心線-Z方向上流速越先接近于0。在完全進入支管后，隨著支管直徑尺寸越大，介質在中心線Z上方向流速增幅越明顯，這是由于直徑尺寸越大，流體在支管局部產生渦流越大的緣故。最終在支管出口位置，直徑尺寸越大，流體流速越高。整體上看，支管直徑尺寸對流體在Z方向上的流速影響較大。

圖18為在相同冷卻介質、相同入口速度條件下，支管直徑尺寸不同時，支管截面（X=0）中心線上流速在Y向的速度分量。

分析圖18可以看出，支管直徑尺寸變化，會對Y向速度分量形成較大影響，并形成不同的變化趨勢。在主管內的中心線上，支管直徑D越小，初始流速加速越慢。隨著主管內的中心線逐漸靠近支管入口，中心線上Y方向流速會逐漸減小，之后靠近支管入口位置，直徑尺寸越小的支管，介質在中心線上的流速越大。在完全進入支管后，介質在中心線上Y方向的流速會先減小再上升，然后再趨于減小，這主要是由于受到橫向渦流螺旋上升的影響，支管直徑D尺寸越小，介質在中線上Y方向的流速越高。最終在支管出口位置，支管直徑D尺寸越大，介質在Y方向上的流速越小。整體上看，支管直徑尺寸對流體在Y方向上的流速影響較大。

為了驗證仿真分析規律的準確性，按仿真模型實際尺寸，制作了實驗測試三通管，搭建了實驗測試平臺，如圖19所示。

對實驗模型Ⅰ進行測試，測試時環境溫度為室溫26 ℃，入口風速17 m/s，環境壓強為一標準大氣壓，實驗測試結果與計算結果如表3所示。

由表3可以看出，隨著支管直徑尺寸逐漸增大，支管出口流速逐漸增大。計算值與實際值之間存在一定的誤差，可能是由于實驗過程中測量儀器測試值與計算時的平均值差異所造成。

為確保實驗數據準確性，實驗過程中應保證：

1）實驗在無風環境下進行；

2）可變速鼓風機應密封于模型入風口處水平吹入流體；

3）可變速鼓風機、測速儀和三通管固定在支架上，保證儀器在測量過程中不發生位移；

4）測速儀接觸支管出風口端部壁面水平放置，感應器位于支管出風口中心位置。

3 徑向風路相對位置的影響研究

3.1 徑向風溝內流體分布規律

為了研究轉子徑向風路相對軸向風路位置對冷卻介質流動特性影響，構建了軸向風道入口至支管背風側不同尺寸結構的三通管研究模型，具體尺寸如圖20所示。

在入口流速為17 m/s的狀態下，不同支管與入風口距離L情況時，同一冷卻介質在管截面（X=0）的流線如圖21所示。

從圖21可以看出，空氣進入主管后，在支管入口處進行分流，進入支管的空氣由于受到主管方向流速慣性作用而向支管迎風側偏移，支管局部出現了縱向逆時針渦流。當支管直徑尺寸維持為某一數值時，在主管與支管連接處，渦流流速會隨著支管距離L的增加而變大。

圖22給出了不同支管與入風口距離L情況時，同一冷卻介質在管截面（X=0）的壓強分布云圖。

分析圖22可以看出，空氣進入主管后，在支管迎風位置，會受到支管入口的分流。由于支管內部流體的渦流損耗降低了壓力，導致主管與支管出現壓力差，并形成了壓力梯度，支管迎風面與主管連接處出現正壓梯度，且最大壓強隨著支管到主管主口距離L的增加而減小；支管背風側與主管連接處出現逆壓梯度。

3.2 介質流動特性影響因素研究及實驗驗證

圖23為在相同冷卻介質情況下，改變支管位置L，局部冷卻結構支管截面（X=0）中心線上流速在Z向速度分量。

分析圖23可以發現，無論L如何改變，流體流速在Z向的速度基本相同。從主管底部沿中心線逐漸靠近支管入口，中心線上-Z方向流速會逐漸減小，進入支管入口后，位置L越大的支管，冷卻介質流速方向轉到Z向。由于冷卻介質在支管局部受到逆時針渦流的影響，故在Z方向上整體流速逐漸上升。整體上看，支管位置變化對流體在Z向流速影響不大。

圖24為在相同冷卻介質情況下，相同入口速度時，不同支管位置L處，局部冷卻結構支管截面（X=0）中心線上流速在Y向速度分量。

觀察圖24中各位置支管中心線Y向流速分量變化曲線可以看出，各位置在Y方向的速度變化趨勢基本相同，即支管位置對流體在Y向流速影響較弱。

為了驗證不同位置支管內介質流動特性仿真分析規律的準確性，按仿真計算模型圖14所示實際結構尺寸，制作了實驗測試三通管，搭建了實驗測試平臺，如圖25所示。

對實驗模型Ⅱ進行測試，測試時環境溫度為室溫26 ℃，入口風速17 m/s，環境壓強為一標準大氣壓，實驗測試結果與計算結果如表4所示。

由表4仿真與實驗測試數據可以看出，支管風路位置的不同對支管出口流速有一定影響，支管離風道入口距離越遠，支管出口介質流速會越小。同時，從表4中看出實驗數據與仿真結果流速變化規律基本一致，驗證仿真計算結果的準確性。

4 結 論

本文以氦氣風機驅動電機轉子徑向通風結構優化為需求，通過把轉子局部冷卻結構比擬為三通管，對不同介質和不同冷卻結構下管內冷卻介質流動特性進行了計算分析與實驗驗證，得到如下結論：

1）對于動態和靜態2種狀態的三通管結構，在其他約束條件相同的情況下，動態支管的渦流流速大于靜態下渦流流速。靜態下支管壓力梯度均大于動態，2種狀態下流體在Y、Z方向上的流速變化曲率基本相同，其中動態模型在Y方向上的流速略大于靜態。

2）在相同入口流體速度和相同環境條件下，氦氣的渦流及波伏主流流速要高于空氣，表明氦氣在支管中的傳熱性能優于空氣。支管內空氣的壓力梯度要遠高于于氦氣，空氣流動穩定性優于氦氣。2種介質在Z方向上流速分量基本相同，氦氣在Y方向上的流速要略大于空氣。

3）對同一冷卻介質，隨著支管直徑尺寸逐漸增大，管內壓力梯度逐漸變小，管內流體流動穩定性逐漸變差。支管直徑尺寸對流體在Y、Z向流速影響較大，隨著直徑尺寸增加，支管出口的平均流速上升。

4）對同一冷卻介質，改變支管位置L，渦流流速逐漸上升，管內壓強逐漸下降，流體在Y、Z方向上的流速變化趨勢相同，支管位置對流體在Y、Z方向上流速影響較小，隨著支管離風道入口距離的增加，支管出口的平均流速會減小。

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（編輯：劉琳琳）