張 琦 李增亮 董祥偉 劉延鑫 王雨婷

1.中國石油大學(xué)(華東)機(jī)電工程學(xué)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(jī)常與泵或螺旋槳組成一體，為海洋資源勘探開發(fā)提供動(dòng)力[1-2]。隨著海洋裝備下潛深度增加，潛水電機(jī)所需功率大幅增加，由此產(chǎn)生的熱量也會(huì)急劇增加，然而，受工作條件制約，一旦電機(jī)局部溫度超過絕緣溫度，勢必會(huì)使整個(gè)裝備運(yùn)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(guī)律對海洋裝備可靠性有著至關(guān)重要的作用。

電機(jī)溫度場研究一直是電機(jī)領(lǐng)域熱點(diǎn)問題，主要包括電機(jī)單元研究和冷卻系統(tǒng)研究。電機(jī)單元研究以流-固傳熱等效方式和熱源與溫度場間耦合關(guān)系為主，其中依據(jù)流-固傳熱等效方式的不同，溫度場分析方法分為熱阻網(wǎng)絡(luò)法[3]、有限元法[4]和有限體積法[5]。文獻(xiàn)[6-8]指出，以對流傳熱系數(shù)和熱導(dǎo)率為主的熱阻網(wǎng)絡(luò)法和有限元法所得溫度計(jì)算結(jié)果能夠合理反映實(shí)際溫度，但研究對象為陸上空冷電機(jī)，且系數(shù)計(jì)算式與結(jié)構(gòu)形式及其參數(shù)有關(guān)，而潛水電機(jī)在結(jié)構(gòu)形式上與之略有不同，系數(shù)計(jì)算式中參數(shù)只能近似估算，影響溫度計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確性。文獻(xiàn)[9]在有限體積法中通過流-固耦合模型實(shí)現(xiàn)內(nèi)部冷卻介質(zhì)與電機(jī)間自動(dòng)耦合傳熱，避免了由系數(shù)計(jì)算式所產(chǎn)生的計(jì)算誤差對溫度計(jì)算結(jié)果的影響。根據(jù)熱源與溫度場間耦合關(guān)系不同，可分為單向耦合和雙向耦合，文獻(xiàn)[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(jī)溫度場分析的常用方式，但在潛水電機(jī)中，由于工作條件和傳熱方式的不同，銅耗和冷卻介質(zhì)摩擦損耗受溫度的影響更為明顯，不能看作定值。文獻(xiàn)[14-15]基于有限元軟件Workbench實(shí)現(xiàn)了電磁損耗與溫度場的雙向耦合關(guān)系計(jì)算，但軟件中鐵耗計(jì)算模型未知。文獻(xiàn)[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(xiàn)[17-18]指出綜合考慮諧波磁場、旋轉(zhuǎn)磁化等因素才能得到更為準(zhǔn)確的鐵耗計(jì)算值。

冷卻系統(tǒng)研究以陸上電機(jī)和井下電機(jī)為主，且均是通過冷卻介質(zhì)流量影響電機(jī)溫度得到流場與溫度場的單向耦合關(guān)系，其中流量為定值。文獻(xiàn)[19]中，流量通過電機(jī)損耗和機(jī)殼表面水外冷結(jié)構(gòu)的出入口溫度假設(shè)值計(jì)算得到或依據(jù)不同流量下溫度計(jì)算結(jié)果進(jìn)行優(yōu)選。大功率潛水電機(jī)損耗較大且結(jié)構(gòu)尺寸不受工作空間限制，文獻(xiàn)[20]給出潛水電機(jī)內(nèi)部冷卻介質(zhì)外循環(huán)方式，其循環(huán)動(dòng)力由外置油泵提供，則流量應(yīng)在明確冷卻系統(tǒng)各參數(shù)間影響關(guān)系下計(jì)算更為合理，且在該循環(huán)方式下，流場與溫度場間存在相互影響關(guān)系，相比陸上電機(jī)和井下電機(jī)，潛水電機(jī)冷卻系統(tǒng)研究更為復(fù)雜。

本文以580 kW潛水電機(jī)為研究對象，提出一種冷卻系統(tǒng)分析方法，對冷卻系統(tǒng)結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化分析，并通過相關(guān)試驗(yàn)驗(yàn)證該方法的合理性。

1 大功率潛水電機(jī)溫度場關(guān)鍵問題研究

根據(jù)潛水電機(jī)工作條件(內(nèi)部冷卻介質(zhì)為電機(jī)油，外部冷卻介質(zhì)為海水，應(yīng)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(shí)，關(guān)鍵問題為溫度場建模方式和溫度邊界條件設(shè)置。

580 kW潛水電機(jī)參數(shù)如表1所示，建立以單齒單槽為主的溫度場計(jì)算模型(角度θ取值區(qū)間為[-5°，5°])。在ICEM軟件系統(tǒng)中對模型的轉(zhuǎn)子、定子、內(nèi)流場和外流場等8個(gè)部分分別劃分六面體網(wǎng)格(各部分每條線edges上定義節(jié)點(diǎn)數(shù))[21]，再將各部分拼接起來，并保證各部分交界面網(wǎng)格一一對應(yīng)，由此得到模型六面體網(wǎng)格，如圖1所示。

表1 580 kW潛水電機(jī)參數(shù)

(a)整體模型六面體網(wǎng)格

(b)局部模型六面體網(wǎng)格圖1 溫度場計(jì)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(shè)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(shí)現(xiàn)電機(jī)油和海水與電機(jī)各部件間自動(dòng)耦合傳熱；在FLUENT中設(shè)置外流場入口速度用以模擬海水流動(dòng)，解決機(jī)殼表面強(qiáng)制對流傳熱難以用準(zhǔn)確式描述的問題，提高溫度計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確性；繞組等效為一體且集中于定子槽底部，定子槽內(nèi)存在一定的電機(jī)油，可在電機(jī)油流動(dòng)時(shí)增加流動(dòng)路徑。

采用網(wǎng)格單元縱橫比表示各部件尺寸，電機(jī)關(guān)鍵部分網(wǎng)格單元縱橫比如表2所示，縱橫比以小于5為宜，進(jìn)而由表2可知模型網(wǎng)格尺寸滿足仿真分析要求。

表2 電機(jī)關(guān)鍵部分網(wǎng)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(zhuǎn)子鐵耗PFe定值與油摩損耗Po、定子銅耗PWCu和轉(zhuǎn)子銅耗PCCu變量為主，額定頻率為50 Hz時(shí)鐵耗模型數(shù)學(xué)表達(dá)式為

(1)

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

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

(2)

結(jié)合工作條件和試驗(yàn)條件(試驗(yàn)水池為靜止且溫度受季節(jié)影響不確定)，以環(huán)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(jī)溫度變化規(guī)律，如圖3所示。從圖3中可知，環(huán)境溫度為24 ℃時(shí)，電機(jī)溫度td隨海水流速的增加而逐漸降低，且大于0.05 m/s時(shí)下降幅度明顯減?。缓Ｋ魉贋?.2 m/s時(shí)，電機(jī)溫升Δt隨環(huán)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(huán)境溫度和海水流速的研究條件下電機(jī)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(zhuǎn)子銅耗 3.定子齒根 4.定子軛部 3.油摩損耗 5.轉(zhuǎn)子齒部 6.轉(zhuǎn)子軛部(a)額定負(fù)載時(shí)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(zhuǎn)子齒部 6.轉(zhuǎn)子軛部(b)空載時(shí)鐵耗、銅耗和油摩損耗圖2 不同負(fù)載時(shí)損耗變化規(guī)律Fig.2 Variation law of loss under different loads

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

580 kW潛水電機(jī)冷卻系統(tǒng)如圖4所示，其中內(nèi)部電機(jī)油由安裝在電機(jī)軸底部的葉輪提供動(dòng)力，從電機(jī)底部腔室經(jīng)過定轉(zhuǎn)子到達(dá)電機(jī)上部腔室，再依次經(jīng)過換熱器和壓力補(bǔ)償器回到電機(jī)底部腔室，完成一次循環(huán)流動(dòng)，在此過程中冷卻系統(tǒng)各參數(shù)間影響關(guān)系如圖5所示。

圖4 580 kW潛水電機(jī)冷卻系統(tǒng)Fig.4 Cooling system of 580 kW submersible motor

圖5 冷卻系統(tǒng)各參數(shù)間影響關(guān)系Fig.5 Influence relationship among parameters of cooling system

圖5中，與溫度邊界條件直接相關(guān)的參數(shù)為內(nèi)流場入口速度和入口溫度，其中內(nèi)流場入口溫度變化依據(jù)為不同流量qV下?lián)Q熱器出口溫度tsc隨入口溫度tsr的變化規(guī)律，內(nèi)流場入口速度變化依據(jù)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(diǎn)流量qV,t隨換熱器入口溫度的變化規(guī)律，由此形成溫度場與流場間雙向耦合關(guān)系。

由熱源施加方式和溫度場與流場間雙向耦合關(guān)系構(gòu)成潛水電機(jī)冷卻系統(tǒng)分析模型。

2 大功率潛水電機(jī)冷卻系統(tǒng)優(yōu)化分析

2.1 結(jié)構(gòu)參數(shù)影響規(guī)律分析

在冷卻系統(tǒng)結(jié)構(gòu)參數(shù)中，電機(jī)的葉輪參數(shù)比例系數(shù)σa決定其工作特性曲線；換熱器的傳熱面積As和管線串聯(lián)級數(shù)決定其出口溫度和壓力損失，換熱器基本參數(shù)如表3所示。

表3 換熱器基本參數(shù)

(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(guī)律Fig.6 Change rule of outlet temperature and pressure loss

以環(huán)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(lián)級數(shù)下壓力損失Δp和出口溫度的變化規(guī)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(shù)減??；隨著流量的增加，出口溫度和壓力損失呈指數(shù)增加。

由圖2可知電機(jī)葉輪選型以大流量為主，故以2.2 kW單級葉輪(轉(zhuǎn)速1450 r/min)作為設(shè)計(jì)參考依據(jù)，采用葉輪相似理論得到不同葉輪參數(shù)比例系數(shù)下工作特性曲線(壓頭H與流量間影響關(guān)系)，如圖7所示。

圖7 電機(jī)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(shù)比例系數(shù)σa=1的工作特性曲線為研究條件，得到工況點(diǎn)流量變化規(guī)律，如圖8所示，可知工況點(diǎn)流量隨換熱器入口溫度的升高而逐漸增加。

圖8 工況點(diǎn)流量變化規(guī)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(guān)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(shù)。

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

不同葉輪參數(shù)比例系數(shù)時(shí)的工況點(diǎn)流量變化規(guī)律見圖10a、圖10b，對應(yīng)冷卻系統(tǒng)計(jì)算結(jié)果如圖10c所示。圖10c中，隨著葉輪參數(shù)比例系數(shù)的增加，轉(zhuǎn)子溫度tr、工況點(diǎn)與最佳效率點(diǎn)百分比U和換熱器出入口溫差Δta逐漸減小，工況點(diǎn)壓力損失Δpt呈指數(shù)增加；電機(jī)溫度和工況點(diǎn)壓力損失在3級管線串聯(lián)時(shí)小于5級管線串聯(lián)時(shí)。

(a)3級管線串聯(lián)下定子(b)3級管線串聯(lián)下轉(zhuǎn)子

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

(a)3級工況點(diǎn)流量 (b)5級工況點(diǎn)流量

(c)冷卻系統(tǒng)計(jì)算結(jié)果圖10 不同葉輪參數(shù)比例系數(shù)時(shí)工況點(diǎn)流量變化規(guī)律和冷卻系統(tǒng)計(jì)算結(jié)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(lián)為研究條件，得到不同環(huán)境溫度te和傳熱面積As時(shí)工況點(diǎn)流量變化規(guī)律，如圖11所示，對應(yīng)冷卻系統(tǒng)計(jì)算結(jié)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(huán)境溫度和傳熱面積時(shí)工況點(diǎn)流量變化規(guī)律Fig.11 Change rule of flow of working point under different ambient temperature and heat transfer area

(a) 不同環(huán)境溫度(傳熱面積21.7 m2時(shí))

(b)不同傳熱面積(環(huán)境溫度24 ℃時(shí))圖12 不同環(huán)境溫度和傳熱面積時(shí)冷卻系統(tǒng)計(jì)算結(jié)果Fig.12 Calculation results of cooling system under different ambient temperature and heat transfer area

圖12中，工況點(diǎn)與最佳效率點(diǎn)百分比隨環(huán)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(guī)律與之相反；轉(zhuǎn)子溫升Δtr隨環(huán)境溫度的升高而逐漸減??；轉(zhuǎn)子溫度隨傳熱面積的增加而逐漸減小。

2.2 葉輪結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)選

電機(jī)葉輪作為電機(jī)油循環(huán)的動(dòng)力源，從其長周期穩(wěn)定運(yùn)行的角度考慮，工況點(diǎn)流量以在最佳效率點(diǎn)流量的30%～135%內(nèi)為最優(yōu)[23]，且以電機(jī)溫度小于120 ℃為約束條件，得到在環(huán)境溫度研究條件下傳熱面積和葉輪參數(shù)比例系數(shù)匹配范圍為As=6.51 m2且0.9≤σa≤1，對應(yīng)在環(huán)境溫度24 ℃時(shí)轉(zhuǎn)子溫度為110.2～112.1 ℃。

圖4中，壓力補(bǔ)償器以海水壓力作為補(bǔ)償基準(zhǔn)，使海水壓力等于內(nèi)部電機(jī)油壓力，由此電機(jī)機(jī)械密封兩側(cè)壓差主要由工況點(diǎn)壓力損失決定，則在工況點(diǎn)流量和電機(jī)溫度滿足約束條件時(shí)工況點(diǎn)壓力損失越小越好。圖13所示為圖12所對應(yīng)的工況點(diǎn)壓力損失，可知，上述匹配范圍在環(huán)境溫度24 ℃時(shí)工況點(diǎn)壓力損失為99.75～137.38 kPa，且工況點(diǎn)壓力損失隨環(huán)境溫度的升高和傳熱面積的增加而呈指數(shù)增大，則在環(huán)境溫度4 ℃且傳熱面積6.51 m2時(shí)工況點(diǎn)壓力損失會(huì)明顯大于137 kPa。

圖13 圖12所對應(yīng)的工況點(diǎn)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(jī)葉輪設(shè)計(jì)參考依據(jù)不能使冷卻系統(tǒng)計(jì)算結(jié)果在環(huán)境溫度研究條件內(nèi)最優(yōu)。因此為了得到最優(yōu)葉輪結(jié)構(gòu)參數(shù)，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(huán)境溫度為24 ℃為研究條件，得到對應(yīng)冷卻系統(tǒng)計(jì)算結(jié)果，如圖14b所示。

(a)不同葉輪工作特性曲線

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

圖14b以電機(jī)溫度和工況點(diǎn)壓力損失最小、工況點(diǎn)與最佳效率點(diǎn)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(yōu)。進(jìn)而得到不同環(huán)境溫度和海水流速時(shí)冷卻系統(tǒng)計(jì)算結(jié)果，如表4、表5所示。表4中，不同環(huán)境溫度下工況點(diǎn)流量在最佳效率點(diǎn)流量的60%～120%內(nèi)，電機(jī)溫度小于120 ℃，工況點(diǎn)壓力損失小于60 kPa。表5中，當(dāng)te=4 ℃時(shí)隨著海水流速的增加，工況點(diǎn)與最佳效率點(diǎn)百分比減小，電機(jī)溫度逐漸降低，工況點(diǎn)壓力損失和換熱器出入口溫差基本不變。

表4 海水靜止時(shí)不同環(huán)境溫度下冷卻計(jì)算結(jié)果

表5 環(huán)境溫度4 ℃時(shí)不同海水流速下冷卻計(jì)算結(jié)果

3 大功率潛水電機(jī)冷卻系統(tǒng)試驗(yàn)研究

3.1 室內(nèi)空載試驗(yàn)

為驗(yàn)證冷卻系統(tǒng)分析方法的合理性，搭建了580 kW潛水電機(jī)冷卻系統(tǒng)試驗(yàn)裝置，如圖15所示，包括580 kW潛水電機(jī)、壓力補(bǔ)償器、換熱器、溫度傳感器和數(shù)顯壓力表等，其中電機(jī)葉輪結(jié)構(gòu)參數(shù)為單級葉輪2且σa=1；換熱器結(jié)構(gòu)參數(shù)為3級管線串聯(lián)且As=21.7 m2；溫度傳感器用于測量機(jī)殼表面溫度和換熱器出入口溫度；數(shù)顯壓力表用于測量換熱器出入口壓力。

(a)580 kW潛水電機(jī)結(jié)構(gòu)圖及關(guān)鍵部件實(shí)物圖

(b)冷卻系統(tǒng)實(shí)物圖圖15 580 kW潛水電機(jī)冷卻系統(tǒng)試驗(yàn)裝置Fig.15 580 kW submersible motor cooling system test device

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

(a)空載特性曲線

(b)各測試點(diǎn)溫度和壓力圖16 空載試驗(yàn)數(shù)據(jù)Fig.16 No load test data

在相同試驗(yàn)條件下，采用冷卻系統(tǒng)分析方法得到冷卻系統(tǒng)計(jì)算結(jié)果，則換熱器出入口測試點(diǎn)溫度仿真值分別為20.4 ℃和20.9 ℃，工況點(diǎn)壓力損失計(jì)算值為57 kPa；同時(shí)圖17給出了空載時(shí)溫度分布，可得機(jī)殼表面測試點(diǎn)溫度仿真值為45.2 ℃；相比圖16b，試驗(yàn)值與仿真值相對誤差在5%以內(nèi)。

圖17 空載時(shí)溫度分布Fig.17 No load temperature distribution

3.2 海邊負(fù)載試驗(yàn)

為驗(yàn)證所設(shè)計(jì)的冷卻系統(tǒng)在負(fù)載下運(yùn)行的穩(wěn)定性，進(jìn)行海水試驗(yàn)，實(shí)物圖及控制界面如圖18a、圖18b所示，其中控制界面中環(huán)境溫度指代換熱器出口溫度，電機(jī)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(xiàn)[24]指出了其隨下潛深度的增加而下降較快。

(a)海水試驗(yàn)實(shí)物圖

(b)控制界面

大功率潛水電機(jī)負(fù)載為雙螺桿泵，其增壓能力在0～6.35 MPa內(nèi)。通過控制泵出口閥門來調(diào)節(jié)泵出口壓力，實(shí)現(xiàn)電機(jī)功率變化，得到試驗(yàn)數(shù)據(jù)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(yàn)值基本不變。

(c)海水試驗(yàn)數(shù)據(jù)圖18 海水試驗(yàn)實(shí)物圖及試驗(yàn)數(shù)據(jù)Fig.18 Physical diagram and test data of seawater test

不同泵出口壓力py對應(yīng)的負(fù)載功率Pf和電磁損耗Pd計(jì)算結(jié)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(jié)合圖19和式(4)可以看出，隨著泵出口壓力的增加，負(fù)載功率和電磁損耗呈指數(shù)增加。

以海水流速0.2 m/s為研究條件，采用冷卻系統(tǒng)分析方法得到冷卻系統(tǒng)計(jì)算結(jié)果，如圖20所示。圖20中，冷卻系統(tǒng)計(jì)算結(jié)果滿足最優(yōu)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?yàn)楹Ｋ囼?yàn)時(shí)海水表面流速要遠(yuǎn)大于工作條件下最大海水流速0.2 m/s。

(a)負(fù)載功率計(jì)算結(jié)果

(b)電磁損耗計(jì)算結(jié)果圖19 不同泵出口壓力對應(yīng)負(fù)載和電磁損耗計(jì)算結(jié)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(shí)冷卻計(jì)算結(jié)果Fig.20 Cooling calculation results at seawater flow rate of 0.2 m/s

4 結(jié)論

(1)考慮內(nèi)外冷卻介質(zhì)與電機(jī)間傳熱及其流動(dòng)，建立了溫度場計(jì)算模型；提出了一種冷卻系統(tǒng)分析方法，其中熱源施加方式是以定轉(zhuǎn)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(guān)系是以內(nèi)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(shí)，定子出現(xiàn)局部溫度集中，轉(zhuǎn)子溫度小于120 ℃；工況點(diǎn)與最佳效率點(diǎn)百分比隨環(huán)境溫度的升高、傳熱面積的增加、海水流速和葉輪參數(shù)比例系數(shù)的減小而逐漸增大；當(dāng)環(huán)境溫度為24 ℃時(shí)，以電機(jī)溫度和工況點(diǎn)壓力損失最小、工況點(diǎn)與最佳效率點(diǎn)百分比在100%～135%為約束條件，得到單級葉輪2及參數(shù)比例系數(shù)1且3級管線串聯(lián)為最優(yōu)的結(jié)論。

(3)在室內(nèi)空載試驗(yàn)中，鐵耗和溫度的試驗(yàn)值與仿真值間相對誤差均控制在5%以內(nèi)，證明了該分析方法合理性；通過海邊負(fù)載試驗(yàn)，說明所設(shè)計(jì)冷卻系統(tǒng)在不同負(fù)載下可穩(wěn)定運(yùn)行。