屏蔽电机定子端部氮气腔温度场计算方法分析

仲维滨，周 超，Mustafa Azeem,3，路义萍



屏蔽电机定子端部氮气腔温度场计算方法分析

仲维滨1，周 超2，Mustafa Azeem2,3，路义萍2

（1. 哈尔滨电气动力装备有限公司，哈尔滨 150000；2. 哈尔滨理工大学 机械动力工程学院，哈尔滨 1500803. 科特阿杜电力有限公司，穆扎法尔讷格尔 34200）

核主泵屏蔽电机的热设计是涉及核电发展的一个关键因素，直接关系到电机能否安全运行60年。针对某屏蔽电机结构紧凑、内部损耗大，特别是氮气腔内散热条件差，定子绕组容易超温等特点，本文基于有限体积法，根据计算流体动力学（CFD）原理，分别进行了常规不考虑与考虑辐射换热两种算法时的电机内温度场数值模拟，获得了电机内的三维温度分布，并分析了定子端部氮气腔内的自然对流换热系数和热流密度等传热特性。此外，还对比了两种计算方法电机内温度分布的差异。计算结果表明，两种计算方法的峰值数值模拟结果与实验数据的相对误差分别是+3.6%、－4.2%。所得结论为对我国开发具有自主知识产权的同类电机产品具有重要参考价值。

辐射换热；温度场；计算方法；定子端部腔；屏蔽电机；CFD

0 前言

由于屏蔽电动机具有全封闭、安全性高、结构紧凑、占地少、运行平稳、噪声低、不需润滑油等优点，不存在输送液体外泄等问题，可用于核电类动力系统中[1]。对于一般工程应用中的电机，兼顾考虑计算时间和计算所消耗资源的成本限制，在进行热流场数值模拟计算时仅考虑计算域内的对流换热和导热两种方式，忽略电机内辐射换热的影响，是目前电机数值模拟计算的通用方法[2]；考虑本文研究电机应用于核电领域，复杂结构和多种冷却介质致使电机内导热、对流、辐射换热及流动多种耦合，电机峰值温度较高，位于定子端部氮气封闭腔中。本文主旨通过研究端部氮气腔中精确温度场计算方法，得到降低峰值温度的具体影响因素及算法间的差异。对我国开发具有自主知识产权的同类电机产品具有重要参考价值。

在国内，很多学者对屏蔽电机都有深入性的研究，研究方向主要集中在转子动力学、电磁设计、间隙流、加工制造、安全运行等方面[3-6]；随着核电用屏蔽电机向大容量发展，其流场、温度场的研究显得越发重要[7-10]，鉴于实验复杂等多方面原因，详细地流场、温度场实验数据极其缺乏，验证上述温度场计算各环节所采用的数学模型的准确性及其对计算结果的影响很困难，因此，对屏蔽电机内部件的发热与有效冷却等问题的精准计算方法进行研究非常必要；此外，无论在国内还是国外的研究中，利用数值模拟进行各种大型电机的预研发和同步研发的案例很多[11-13]，数值模拟的计算结果虽然还不能够完全取代实验研究，但可以揭示内部物理量的变化规律及相互作用机理，在电机的研发过程中仍然占有十分重要的地位，并且数值模拟结果得到了越来越多的认同。

本文以一种屏蔽电机为研究对象，采用计算流体力学（CFD）方法，湍流选用剪切应力传输（SST）两方程模型等，考虑辐射时，辐射换热模型选取DO模型进行耦合计算；重点研究额定运行工况时，端部氮气腔中是否考虑辐射换热对其中定子端部峰值温度的影响，以便达到进一步降低峰值温度，确保电机安全运行60年。

1 物理模型

本文研究的屏蔽电机为立式鼠笼三相四极异步屏蔽电动机，额定转速为1786 r/min，绕组绝缘等级为N级，许用温度200℃，定子绕组形式为双层短距。通过有效的内外部水冷却回路设计来降低各部分的温度，外部机壳内夹套冷却水从上部流入、下部流出，内部冷却水由机座底部轴心孔处吸入后，向上流动至辅叶轮处沿轴芯孔径向依靠旋转产生的离心力甩出，一部分向下流动，冷却及润滑转子下部空腔中的下导轴承及下飞轮内装置，然后返回到轴心水冷通道中，与新进入主循环冷水汇合返回轴芯孔下部，并重新向上流动；另一部分直接向上流动继续冷却定转子屏蔽套及上部径向轴承，最终，进入集流腔，带走上飞轮下部的热量，经机壳上出口流出，进入外置冷却器的管程，如图1所示。

虽然本文主要目的是研究氮气腔中的温度场计算方法，但考虑到该电机内热量主要由中间部分的冷却水传热及流动特征、定转子几何布置特点，为了避免因模型选择带来的计算结果不准确，选取了包含上下氮气腔及中间部分的整机周向八分之一作为计算域物理模型，如图2所示。

图1 电机冷却水路及氮气腔物理模型

图2 计算域物理模型阴影视图

2 数学模型及求解条件

2.1 基本假设

（1）屏蔽电机内冷却水处于充分发展的湍流流动状态，并且流动状态稳定，因此，采用湍流控制模型求解电机流场；

（2）电机冷却介质为水，在马赫数小于1的状态下，可认为是不可压缩流体，密度不随压力发生变化；

（3）热计算过程中，认为各部件中电磁损耗引起的热源均匀分布，水摩耗均布在水中，采用热源密度赋值；

（4）定、转子铁心轴向上由多层叠片紧密压制而成，本文中将其看作一个整体，采用各向异性热物性参数，其他认为各向同性；

（5）辐射换热计算过程中，认为氮气腔内壁面材料为灰体特性，且各部分吸收率相同，数值为0.2[14]；认为定子绕组绝缘材料表面为灰体，发射率数值为0.4[14]。

2.2 数学模型

电机内的水为不可压缩流体，电机内机壳中及屏蔽套中水流量很大，流速较高，流动处于湍流状态。在计算过程中，考虑转子旋转带动屏蔽套间隙中的水旋转流动，轴心中的水也随主轴旋转，所以，选取多重参考系，并设置旋转壁面的转速。稳态流动与传热通用控制方程，包括质量、动量、能量守恒方程[13]：

在屏蔽电机上下端部封闭腔中的氮气和与之相邻的端部线棒及其他固体壁面间发生的是自然对流换热，自然对流换热强弱由温差或密度差大小决定；除了壁面附近，氮气内部以导热为主，端部定子绕组表面与其可见的低温壁面间发生辐射换热，氮气为穿透率等于1的透明介质，当考虑辐射换热时，方程（1）右侧散度项还需增加辐射项[14]；由于定转子屏蔽套间隙及三个轴承中，流动间隙尺寸在毫米数量级，属于边界层粘性剪切力支配的绕圆柱的强制对流流动区域内，壁面间速度梯度非常大，选用剪切应力传输（SST）-两方程模型来描述湍流，见式（2），DO模型进行辐射换热计算，见式（3），具体见文献[15]，最终获得收敛解：

式中，S和S为自定义源项，G表示由平均速度梯度而产生的湍流动能，G表示ω方程产生的湍流动能。

2.3 计算条件

求解流动与传热问题需要给定一些边界、热源及热物性等计算条件，计算条件正确与否对数值计算的准确性影响很大。边界条件如下：

（1）计算域一次冷却水入口采用速度入口边界条件，根据试验测得一次冷却水速度4.66m/s，入口温度57°C赋值；冷却水出口表压力为0Pa。

（2）同样，机壳外冷却夹套二次冷却水入口处给定速度入口边界条件，其速度为1.74m/s，温度为37.8°C；出口处采用压力出口边界条件，其出口压力为0Pa。

（3）屏蔽电机定子端部绕组采用渐开线型的几何结构，由于本文选用了1/8计算域物理模型，为了保证端部渐开线型的定子绕组温度的连续性，将－22.5°和22.5°边界面的各绕组截面对应设置为旋转型周期性边界。

（4）由于本文建立的物理模型选取轴向上从底部端盖到电机顶部热屏之前。实际工况中，热屏主要是隔绝核岛一次冷却回路高温冷却剂的热量传导，为模拟热屏处高温边界条件，在上飞轮顶部端面设置恒温边界条件；在电机其余外表面设置对流换热系数为1W/(m2·K)的自然对流边界条件，环境温度为48.9°C。

（5）电机内冷却水与固体壁面之间为流固耦合边界条件，其中转子外壁面处在旋转坐标系下，设置转速1786r/min。

在流场数值模拟收敛结果基础上，增加电机内各部件电磁损耗及冷却水摩擦损耗值，继续进行温度场的数值模拟计算。

电机内额定电流下，本计算中转子部分包括铁心、屏蔽套、端部联接环损耗、线棒谐波损耗和铜耗，定子部分包括铁心、屏蔽套及铜耗。定转子铁心齿部、轭部损耗单独计算。此外还考虑了锥形环、定子齿压板齿部与轭部等位置的损耗值，损耗的数值采用多种软件计算并分析比较后确定。杂散损耗参照工厂研发的同类屏蔽电机的经验比例分配到定转子部件中。内部水路中，辅叶轮、定转子屏蔽套、上下导轴承、上下飞轮区域流体层厚度多数在毫米级，存在流体间剪切摩擦损耗区域，按照解析法理论计算水摩擦损耗，在流体中直接施加单位体积水摩耗作为热源项，同文献[7-9]。

在计算过程中，按照试算及收敛时得到的材料温度变化区间，试算后，材料热物性参数取该材料温升区间的最小值。其中，定转子铁心叠片为各向异性导热材料，轴向、径向与切向数值按照实验选取，其他均为各向同性，按照常规选取。

在计算求解域内的流场及温度场时，经多次试算及网格Y+调整，满足标准壁面函数要求；微分方程中的对流项离散采用二阶迎风格式，方程组采用分离、隐式求解，压力耦合方程组采用SIMPLE算法求解，方程组获得速度温度场耦合收敛的网格独立解。

3 计算结果及分析

通过屏蔽电机内湍流流场及温度场计算，得到是否考虑辐射换热两种情况时计算域内的温度分布。

3.1 不考虑辐射换热

图3给出了1/8整机的计算域温度分布数值模拟结果。由图可知：电机计算域温度分布总趋势为：沿轴向自下而上温度逐渐升高，背部冷却夹套和其内部二次冷却水温度较低，为37°C~57.3°C，上、下氮气腔内定子绕组温度明显高于其他部分，整个计算域内温度最高位置在上部氮气腔的定子端部绕组中，数值为196.8°C。产生上述现象的部分原因是随着一次冷却水的流动，逐渐冷却电机内发热部件，同时冷却水自身摩擦损耗使温度升高，与部件的温差减小，冷却能力逐渐降低。此外，冷却夹套内有独立的二次冷却水，带走定子沿径向传递来的热量，并且机壳、冷却夹套与定子间的传热温差大，冷却效果明显。

为清晰描述电机计算域轴向和径向的温度分布特点，本文给出了电机极角为0°的截面的温度分布云图4。由图4可知，电机转子区域整体温度变化较为平缓，仅在上、下端环处温度较高。这是因为端环自身具有较大的损耗，并且内部的转子铜条和相邻的转子压板也具有较高的热源，使其散热差，温度高。电机定子区域沿轴向温度呈中间低，两端部高的趋势；沿半径增大温度逐渐降低。这是因为绕组端部处在氮气腔内，并且结构紧凑，仅靠氮气表面自然对流换热和向绕组直段导热传递热量，散热效率低，使其端部温度明显高于其它定子结构。由于定子沿径向向外冷却夹套中二次冷却水传递热量，使其温度向径向增大方向逐渐降低。

图3 不考虑辐射时计算域内屏蔽电机温度分布云图

图4 极角0°截面温度分布云图

由图3、图4可知，定子绕组在整个电机中温度最高、温差最大，其峰值温度不超过定子绝缘的允许温度限制，是屏蔽电机安全运行的关键因素之一。

3.2 考虑辐射换热

3.2.1 定子绕组温度分布特征

考虑辐射换热，在上述计算基础上，添加辐射换热DO模型，继续迭代，通过屏蔽电机内湍流流场及温度场耦合计算，也得到稳态收敛解。考虑辐射换热的影响后，屏蔽电机计算域内的温度分布趋势与常规不考虑辐射算法条件下的温度场模拟结果规律总体而言多数相同，仅电机定子绕组温度数值及氮气腔中分布有变化，见其温度分布云图5，仅分析定子绕组的温度分布特征即可。

图5与图4对比可知，在其计算条件完全相同时，峰值温度数值降低，绕组最高温度仍在上端部为182.1°C，直段中心位置处最高温度为114°C，绕组下端部最高温度为173.9°C，与不考虑辐射换热情况相比分别降低了14.7°C、2.3°C和15.6°C，降比约为8.1%。这是因为考虑辐射换热后，定子端部绕组除了与氮气间自然对流换热和向电机中部导热之外，还会通过定子绝缘外表面以热辐射方式传递给氮气腔内低温壁面，由腔内壁向外传递更多热量，使绕组外层股线温度明显降低。为进一步分析氮气腔中的传热特点，以下分别介绍氮气温度分布特征、端部绕组表面自然对流换热热流密度、对流换热系数等分布特征。

图5 考虑辐射时定子绕组温度分布云图

3.2.2 端部氮气腔中氮气温度分布特征

氮气腔中，绕组渐开线结构复杂，热计算也最复杂，氮气内部热传递方式为导热，氮气与相邻的热、冷壁面间进行自然对流换热。图6给出了上、下氮气腔中的氮气温度分布云图。两种算法温度分布特征相同。氮气为透光介质，不参与辐射换热，但是参与对流换热，与其相邻（或者称为耦合）壁面的温度高低直接影响氮气的平均温度高低。

图6 氮气温度分布云图

对比两种算法的计算结果发现，考虑辐射的图6中氮气的温度分布随着其内部的定子端部绕组整体温度降低而降低。考虑辐射（不考虑辐射）传热时，上部氮气腔中氮气的最高温度为180.2°C（196.7°C），平均温度为137.4°C（146.9°C）；下部氮气腔中氮气的最高温度为172.5°C，（190.1°C）平均温度为107.4°C（111.8°C），上下氮气腔中氮气最高温度位置均与绕组最高温度位置相邻；数据对比可知，不考虑辐射算法时，上下氮气腔中的对流传热温差大于考虑辐射算法时的温差数值，使得计算出的对流传热量大于真实值，部分弥补了计算方法本身不足带来的误差。

3.2.3 氮气腔中定子鼻端绝缘表面热流密度分布

端部绕组绝缘表面向氮气腔散热方式为与氮气间的自然对流换热和与腔壁间的辐射换热两种，属于复合换热，绕组绝缘表面总热流密度为两种换热热流密度之和。端部绕组渐开线部分相互交织在一起，彼此可见的辐射热交换不便分析和显示，图7仅分别给出了端部绕组鼻端绝缘表面的总热流密度(a)和辐射热流密度分布(b)云图，两者的差值为自然对流换热热流密度。

图7 氮气腔内绕组绝缘表面热流密度分布云图

由图7(a)中绝缘表面总热流密度分布云图可知，同槽中定子绕组不同层鼻端区域总热流密度分布很不均匀；总体来看，不同槽（图中6个槽）的上、下鼻端绝缘表面的总热流密度最大位置均在背部和顶部交界处（水平和竖直面自然对流交界处），上部绝缘最大值为403.9W/m2，下部最大值为600.7W/m2，上端部绕组绝缘表面的总热流密度的平均值为95.2W/m2、下端部为156.9W/m2。上、下氮气腔中各槽中绕组结构完全相同，但下部空间较大，低温腔壁接受辐射换热面积大，自然对流空间较大，下端部绕组散热条件优于上端部结构。

由图7(b)中辐射热流密度分布云图可知，辐射换热最强的区域位于下氮气腔鼻端绕组绝缘低部水平面区域，与腔壁可见的外层背部绕组辐射热流密度较大，辐射换热热流密度较小区域为绕组绝缘侧面区域，原因是绝缘侧面区域之间类似于同温竖平板辐射换热，不同槽及同槽彼此可见的绕组绝缘表面间温差小，辐射换热量较小；上部氮气腔中绕组绝缘的辐射换热的强度要低于下部绝缘，上部氮气腔中绝缘表面最大的辐射热流密度为231.2W/m2，平均辐射热流密度为77.6W/m2，下端部部绝缘表面最大辐射热流密度为328.2W/m2，平均辐射热流密度为114.2W/m2。

通过对比端部绕组绝缘表面的总热流密度和辐射热流密度的分布规律，发现氮气腔中辐射换热强度与自然对流换热强度虽然仍处于同一数量级，但是辐射换热效果要优于自然对流换热。

3.2.4 两种算法重要部件计算结果比较

表1给出了是否考虑辐射换热重要部分计算结果对比。由表中数据对比可发现端部氮气腔考虑考虑辐射换热时引起的重要部件温度峰值降低百分比，其中，定子绕组、定子铁心、定子压板的降比分别为8.1%、3.4%、2.0%，数值依次减小，对转子部件的影响不超过1%，可以忽略不计；另外，由理论分析可知，氮气腔内各壁面材料的吸收率及定子绕组绝缘材料表面发射率数值越小，辐射换热占比越小，不考虑辐射换热计算方法会较准确。

表1 是否考虑辐射换热重要部分计算结果对比

3.3 计算结果准确性分析

不考虑辐射换热时，由于未考虑高温定子绕组端部结构和低温氮气腔壁之间的辐射传热，计算结果比真实结果的温度值高，定子绕组最高温度为196.8℃，与相同位置实验结果190.0℃相比，误差为+3.6%。考虑辐射换热时，基于规定的氮气腔内壁及定子绝缘表面辐射特性参数，定子绕组的最高温度的位置与实际相同，数值为182.1℃，与真机实验结果相比，误差为-4.2%。

需要强调的是，实验数据本身有不确定度，此外，辐射换热计算时采用的氮气腔内壁与定子绝缘材料表面的热辐射特性参数，如发射率、吸收率等对辐射换热量计算的敏感性影响较大，针对核电设备，这些重要参数需进一步进行实验研究，以便氮气腔中的辐射传热计算顺利开展。鉴于上述原因，本中屏蔽电机定子氮气腔中考虑辐射传热的温度场计算方法处于探索阶段，目前暂不推荐。

4 结论

本文以一台屏蔽电机为研究对象，对屏蔽电机内部的温度场进行了是否考虑端部氮气腔内辐射换热的CFD数值模拟研究，得到结论如下：

（1）两种算法时整个计算域内部件及介质温度分布趋势不变；电机内最高温度依然在定子绕组上端部，考虑辐射比不考虑辐射的常规算法的计算结果温度数值降低约8.1%；各个转子部件的温度变化均在1°C内，辐射换热对转子结构温度分布的影响可以忽略不计；辐射和自然对流耦合换热主要影响电机定子温度场的分布，特别是氮气腔中，端部鼻端绕组股线温度呈中间高，四周边缘低的趋势。

（2）不考虑辐射算法时，上下氮气腔中的对流传热温差大于考虑辐射算法时的温差数值，部分弥补计算方法本身不足带来的误差。

（3）氮气腔中辐射换热强度与自然对流换热强度虽然仍处于同一数量级，但是辐射换热效果要优于自然对流换热。

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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

仲维滨（1963-），1985年7月毕业于吉林工业大学机械制造专业，2010年5月毕业于清华大学工商管理专业（工商管理硕士），主要从事科研、设计、制造、检验试验、管理等工作，高级工程师。