屏蔽電機(jī)氮?dú)馇槐诒砻嫖章蕦囟葓龅挠绊?/h1>
2018-12-07 05:53:10仲維濱劉延浩路義萍謝增林
大電機(jī)技術(shù) 2018年6期
仲維濱，劉延浩，周 超，路義萍，謝增林
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屏蔽電機(jī)氮?dú)馇槐诒砻嫖章蕦囟葓龅挠绊?/p>
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(jī)械動力工程學(xué)院，哈爾濱 150080）
核主泵屏蔽電機(jī)繞組的峰值溫度高低直接關(guān)系到電機(jī)能否安全運(yùn)行。本文針對某大型屏蔽電機(jī)，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?dú)馇恢休椛鋼Q熱，并對腔壁表面吸收率的變化時電機(jī)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(diǎn)。計算結(jié)果表明，當(dāng)?shù)獨(dú)馇粌?nèi)壁面的吸收率由0.2提高到0.6時，電機(jī)的峰值溫度降低了7.2%，強(qiáng)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(jī)中強(qiáng)化傳熱設(shè)計提供參考。
屏蔽電機(jī)；氮?dú)馇粌?nèi)壁面吸收率；溫度場；強(qiáng)化輻射換熱；CFD
0 前言
以往在進(jìn)行電機(jī)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(jī)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(jī)主要使用在核電方面，上下端部氮?dú)馇恢欣@組溫度較高，是電機(jī)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(jī)60年安全運(yùn)行，進(jìn)一步降低峰值溫度，探索強(qiáng)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(jī)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(jī)的不斷優(yōu)化設(shè)計，鑒于試驗(yàn)的復(fù)雜性及滯后性，在研發(fā)階段能夠?qū)λO(shè)計的電機(jī)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(jī)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(yàn)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(jī)內(nèi)部的相互作用原理以及物理規(guī)律的變化，因此能夠?yàn)闄C(jī)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(jī)為研究對象，針對其內(nèi)部損耗高，發(fā)熱嚴(yán)重，特別是氮?dú)馇粌?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(yùn)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(diǎn)研究額定運(yùn)行工況時，端部氮?dú)馇恢袃?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(jī)的正常工作狀態(tài)。
1 模型構(gòu)建
本文中討論的屏蔽電機(jī)主要指立體式鼠籠三相四極型異步屏蔽電動機(jī)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(jī)的冷卻水路分為兩部分，其中最主要的是電機(jī)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(jī)內(nèi)，由電機(jī)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(jī)冷卻水路及氮?dú)馇晃锢砟Ｐ?/p>
考慮該電機(jī)內(nèi)熱量傳遞的連續(xù)性及幾何布置特點(diǎn)，選取了整機(jī)周向1/8作為計算域物理模型，如圖2所示。
圖2 電機(jī)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(jī)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(jī)流場數(shù)據(jù)計算；
（2）對電機(jī)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(jī)可看做為均質(zhì)發(fā)熱體，電磁的工作耗損以及水體運(yùn)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?yàn)槎?、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?dú)馇粌?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(jī)的頂部與底部位置的封閉空腔內(nèi)部的氮?dú)夂袜徑鼌^(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?dú)馕⒂^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(qiáng)制對流?？紤]各種湍流模型特點(diǎn)，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?yàn)槠骄俣茸兓斐傻耐牧鲃幽埽?i>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(yàn)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(jī)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(jī)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(jī)器的工作環(huán)境的溫度定義為48.9℃。處于電機(jī)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(jī)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(jī)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(jī)數(shù)據(jù)基礎(chǔ)上根據(jù)已有經(jīng)驗(yàn)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(jī)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(jī)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(yàn)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(dú)立解。
3 溫度場計算結(jié)果與分析
根據(jù)屏蔽電機(jī)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?dú)馇恢袃?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(qiáng)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?dú)馇粌?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?dú)馇粌?nèi)部，繞組兩端主要是因?yàn)榈獨(dú)馀c壁表面自然對流連同氮?dú)忾g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?，傳熱環(huán)節(jié)較多，特別是通過氮?dú)饨橘|(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(jī)安全穩(wěn)定運(yùn)行，強(qiáng)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?dú)馇粌?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?dú)馇粌?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(yàn)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(qiáng)繞組絕緣表面和腔壁之間的輻射換熱強(qiáng)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?yàn)楦邷囟ㄗ咏^緣外表面熱量以熱輻射方式向外界投射，到達(dá)氮?dú)馇粌?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?dú)馇粌?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(qiáng)氮?dú)馇槐诘奈章手?，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(jī)內(nèi)的輻射換熱主要發(fā)生在氮?dú)馇恢?，發(fā)生于定子繞組端部絕緣表面與氮?dú)馇槐谥g，輻射換熱對電機(jī)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(jī)為例，對屏蔽電機(jī)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(qiáng)氮?dú)馇粌?nèi)輻射換熱，能夠改善屏蔽電機(jī)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(jī)壽命，保障電機(jī)的安全運(yùn)行。
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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(jī)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(yàn)試驗(yàn)、管理等工作，高級工程師。
仲維濱，劉延浩，周 超，路義萍，謝增林
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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(jī)械動力工程學(xué)院，哈爾濱 150080）
核主泵屏蔽電機(jī)繞組的峰值溫度高低直接關(guān)系到電機(jī)能否安全運(yùn)行。本文針對某大型屏蔽電機(jī)，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?dú)馇恢休椛鋼Q熱，并對腔壁表面吸收率的變化時電機(jī)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(diǎn)。計算結(jié)果表明，當(dāng)?shù)獨(dú)馇粌?nèi)壁面的吸收率由0.2提高到0.6時，電機(jī)的峰值溫度降低了7.2%，強(qiáng)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(jī)中強(qiáng)化傳熱設(shè)計提供參考。
屏蔽電機(jī)；氮?dú)馇粌?nèi)壁面吸收率；溫度場；強(qiáng)化輻射換熱；CFD
0 前言
以往在進(jìn)行電機(jī)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(jī)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(jī)主要使用在核電方面，上下端部氮?dú)馇恢欣@組溫度較高，是電機(jī)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(jī)60年安全運(yùn)行，進(jìn)一步降低峰值溫度，探索強(qiáng)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(jī)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(jī)的不斷優(yōu)化設(shè)計，鑒于試驗(yàn)的復(fù)雜性及滯后性，在研發(fā)階段能夠?qū)λO(shè)計的電機(jī)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(jī)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(yàn)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(jī)內(nèi)部的相互作用原理以及物理規(guī)律的變化，因此能夠?yàn)闄C(jī)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(jī)為研究對象，針對其內(nèi)部損耗高，發(fā)熱嚴(yán)重，特別是氮?dú)馇粌?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(yùn)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(diǎn)研究額定運(yùn)行工況時，端部氮?dú)馇恢袃?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(jī)的正常工作狀態(tài)。
1 模型構(gòu)建
本文中討論的屏蔽電機(jī)主要指立體式鼠籠三相四極型異步屏蔽電動機(jī)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(jī)的冷卻水路分為兩部分，其中最主要的是電機(jī)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(jī)內(nèi)，由電機(jī)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(jī)冷卻水路及氮?dú)馇晃锢砟Ｐ?/p>
考慮該電機(jī)內(nèi)熱量傳遞的連續(xù)性及幾何布置特點(diǎn)，選取了整機(jī)周向1/8作為計算域物理模型，如圖2所示。
圖2 電機(jī)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(jī)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(jī)流場數(shù)據(jù)計算；
（2）對電機(jī)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(jī)可看做為均質(zhì)發(fā)熱體，電磁的工作耗損以及水體運(yùn)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?yàn)槎?、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?dú)馇粌?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(jī)的頂部與底部位置的封閉空腔內(nèi)部的氮?dú)夂袜徑鼌^(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?dú)馕⒂^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(qiáng)制對流?？紤]各種湍流模型特點(diǎn)，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?yàn)槠骄俣茸兓斐傻耐牧鲃幽埽?i>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(yàn)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(jī)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(jī)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(jī)器的工作環(huán)境的溫度定義為48.9℃。處于電機(jī)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(jī)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(jī)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(jī)數(shù)據(jù)基礎(chǔ)上根據(jù)已有經(jīng)驗(yàn)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(jī)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(jī)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(yàn)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(dú)立解。
3 溫度場計算結(jié)果與分析
根據(jù)屏蔽電機(jī)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?dú)馇恢袃?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(qiáng)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?dú)馇粌?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?dú)馇粌?nèi)部，繞組兩端主要是因?yàn)榈獨(dú)馀c壁表面自然對流連同氮?dú)忾g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?，傳熱環(huán)節(jié)較多，特別是通過氮?dú)饨橘|(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(jī)安全穩(wěn)定運(yùn)行，強(qiáng)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?dú)馇粌?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?dú)馇粌?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(yàn)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(qiáng)繞組絕緣表面和腔壁之間的輻射換熱強(qiáng)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?yàn)楦邷囟ㄗ咏^緣外表面熱量以熱輻射方式向外界投射，到達(dá)氮?dú)馇粌?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?dú)馇粌?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(qiáng)氮?dú)馇槐诘奈章手?，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(jī)內(nèi)的輻射換熱主要發(fā)生在氮?dú)馇恢?，發(fā)生于定子繞組端部絕緣表面與氮?dú)馇槐谥g，輻射換熱對電機(jī)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(jī)為例，對屏蔽電機(jī)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(qiáng)氮?dú)馇粌?nèi)輻射換熱，能夠改善屏蔽電機(jī)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(jī)壽命，保障電機(jī)的安全運(yùn)行。
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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(jī)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(yàn)試驗(yàn)、管理等工作，高級工程師。
