摘 要：

氦氣風(fēng)機(jī)驅(qū)動電機(jī)是高溫氣冷堆一回路唯一能動設(shè)備，其安全性直接影響到高溫氣冷堆的安全穩(wěn)定運(yùn)行。針對高溫高壓環(huán)境及氦氣傳熱工質(zhì)對驅(qū)動電機(jī)風(fēng)路結(jié)構(gòu)設(shè)計及相關(guān)參數(shù)影響引發(fā)的新問題，通過建立雙側(cè)轉(zhuǎn)子鐵心三維風(fēng)路結(jié)構(gòu)流固耦合傳熱模型，計算分析了高溫高壓環(huán)境下傳熱工質(zhì)氦氣在轉(zhuǎn)子徑向風(fēng)溝內(nèi)的流動特性，研究了轉(zhuǎn)子分別在動態(tài)和靜態(tài)情況下，通風(fēng)結(jié)構(gòu)內(nèi)流體流動規(guī)律及轉(zhuǎn)子鐵心和導(dǎo)條的溫升變化規(guī)律。同時，對不同種類傳熱工質(zhì)的對應(yīng)規(guī)律進(jìn)行了對比研究，搭建了模擬實(shí)驗(yàn)測試裝置，實(shí)測數(shù)據(jù)與數(shù)值計算結(jié)果吻合較好，驗(yàn)證了計算分析結(jié)果的合理性和正確性，為氦氣風(fēng)機(jī)驅(qū)動電機(jī)轉(zhuǎn)子風(fēng)路結(jié)構(gòu)優(yōu)化、冷卻性能的有效提升提供一定的理論參考。

關(guān)鍵詞：高溫氣冷堆；氦氣風(fēng)機(jī)驅(qū)動電機(jī)；通風(fēng)結(jié)構(gòu)；傳熱特性；流固耦合

DOI：10.15938/j.emc.2024.03.010

中圖分類號：TM355

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號：1007-449X（2024）03-0096-14

收稿日期： 2022-12-30

基金項(xiàng)目：國家自然科學(xué)基金（51777048）

作者簡介：陶大軍（1982—），男，博士，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)樾滦吞胤N電機(jī)理論、設(shè)計與分析；

孟卓然（1990—），男，碩士研究生，研究方向?yàn)樘胤N電機(jī)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)物理數(shù)值分析；

徐金燕（1997—），女，碩士研究生，研究方向?yàn)樘胤N電機(jī)綜合物理數(shù)值分析；

戈寶軍（1960—），男，博士，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)榇箅姍C(jī)基礎(chǔ)理論與應(yīng)用技術(shù)。

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(jīng)濟(jì)性好和用途廣泛等優(yōu)點(diǎn)［1-4］。高溫氣冷堆一回路采用氦氣作為熱循環(huán)介質(zhì)，氦氣風(fēng)機(jī)驅(qū)動電機(jī)是一回路中唯一能動裝備，是驅(qū)動一回路氦氣循環(huán)運(yùn)轉(zhuǎn)的關(guān)鍵裝備［5］。

氦氣風(fēng)機(jī)驅(qū)動電機(jī)運(yùn)行環(huán)境惡劣，其內(nèi)部充滿氦氣，壓力在0.4～7 MPa之間變化，電機(jī)處于60 ℃氦氣環(huán)境中。高壓氦氣作為電機(jī)冷卻介質(zhì)，其流動和傳熱特性與電機(jī)風(fēng)路結(jié)構(gòu)設(shè)計密切相關(guān)，其合理性直接關(guān)系到氣冷堆的安全穩(wěn)定運(yùn)行。

目前，國內(nèi)外對氦氣及驅(qū)動電機(jī)冷卻結(jié)構(gòu)開展了較為系統(tǒng)的研究，并取得了較為豐富研究成果。文獻(xiàn)［6］將主氦風(fēng)機(jī)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(jìn)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(qiáng)的影響。文獻(xiàn)［7］詳細(xì)分析了改變?nèi)ü苤Ч苄螤顚χЧ艹隹诤椭鞴艿莱隹诹魉儆绊?，并通過研究改變分流比參數(shù)，對并聯(lián)管內(nèi)流體分布進(jìn)行分析。文獻(xiàn)［8］提出一種響應(yīng)面法的研究方法，基于這種方法研究了三通管內(nèi)部高壓與管內(nèi)脹形高度和最小壁厚的關(guān)系，得出了設(shè)計三通管的最優(yōu)方案。文獻(xiàn)［9］對管內(nèi)流體進(jìn)行了高壓實(shí)驗(yàn)，實(shí)現(xiàn)了對三通管結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計。文獻(xiàn)［10］對換熱器中氦氣與液態(tài)鉛鉍合金進(jìn)行模擬分析，對比研究了兩者的流動特性和傳熱特性。文獻(xiàn)［11］研究了不同結(jié)構(gòu)換熱管中氦氣及其他氣體換熱能力。文獻(xiàn)［12］研究了在390 ℃的高溫下，氦氣在波節(jié)管中流動傳熱特性的模擬，計算了管內(nèi)氦氣傳熱及流動情況。文獻(xiàn)［13］研究了氦-氖混合氣體在蒸汽發(fā)生器中流動穩(wěn)定性以及傳熱特性。文獻(xiàn)［14］研究分析了氦氣在通入水平微通道時，各因素對管道內(nèi)壁換熱系數(shù)變化的影響。文獻(xiàn)［15］對以氦氣作為冷卻劑的低溫螺紋管內(nèi)流體場和溫度場進(jìn)行了模擬分析。文獻(xiàn)［16］研究了高溫氣冷堆中氦氣流量衰變對氣缸內(nèi)壁傳熱特性的影響。文獻(xiàn)［17］提出采用填充與抽離方式重新設(shè)計核反應(yīng)堆中氦氣冷卻回路。文獻(xiàn)［18-20］運(yùn)用有限體積法對電機(jī)內(nèi)部溫度場及流體場進(jìn)行了計算分析。文獻(xiàn)［21-23］利用有限公式法計算了電機(jī)溫度分布，并進(jìn)行了驗(yàn)證分析。文獻(xiàn)［24］改良了熱網(wǎng)格，在考慮接觸潛水電機(jī)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(xiàn)有文獻(xiàn)關(guān)于氦氣相關(guān)的研究，以及關(guān)于電機(jī)傳熱特性的研究［25-26］，主要圍繞常規(guī)狀態(tài)，針對高溫氣冷堆運(yùn)行需求環(huán)境引起的新問題及工況要求，還有待進(jìn)一步深入研究探索。

為此，本文以某示范運(yùn)行工程樣機(jī)為研究對象，基于實(shí)際示范工程樣機(jī)驅(qū)動電機(jī)初步設(shè)計尺寸數(shù)據(jù)，建立驅(qū)動電機(jī)局部轉(zhuǎn)子徑向通風(fēng)結(jié)構(gòu)，應(yīng)用有限元法計算分析高溫高壓氦氣工質(zhì)在轉(zhuǎn)子通風(fēng)結(jié)構(gòu)內(nèi)流體場分布特點(diǎn)，實(shí)現(xiàn)對多種運(yùn)動狀態(tài)下的流體流動特性進(jìn)行對比研究，并通過與實(shí)驗(yàn)?zāi)M平臺測試結(jié)果對比，驗(yàn)證計算模型及分析計算結(jié)果的準(zhǔn)確性和合理性。

1 冷卻結(jié)構(gòu)內(nèi)流體流動特性研究

1.1 物理模型建立

為提升氦氣風(fēng)機(jī)驅(qū)動電機(jī)整體冷卻效果，電機(jī)轉(zhuǎn)子采用軸徑向混合通風(fēng)結(jié)構(gòu)，如圖1所示。圖1為本文研究的氦氣驅(qū)動電機(jī)結(jié)構(gòu)示意圖。

高溫氣冷堆運(yùn)行過程中，氦氣作為傳熱媒質(zhì)在風(fēng)機(jī)的推動下，在反應(yīng)堆一回路中形成循環(huán)，實(shí)現(xiàn)堆內(nèi)熱量與二次回路熱量交換。驅(qū)動電機(jī)運(yùn)行時，氦氣從轉(zhuǎn)子一側(cè)通風(fēng)口進(jìn)入，一部分從轉(zhuǎn)子鐵心徑向風(fēng)路中流出，一部分從轉(zhuǎn)子另一側(cè)通風(fēng)口流出，如圖2所示。

為方便研究轉(zhuǎn)子徑向風(fēng)路結(jié)構(gòu)對冷卻介質(zhì)流動狀態(tài)影響，對其中一段局部轉(zhuǎn)子通風(fēng)結(jié)構(gòu)擬化為三通管結(jié)構(gòu)，如圖3所示。不考慮電機(jī)實(shí)際徑向風(fēng)路特殊結(jié)構(gòu)對流體流動特性影響的前提下對軸向風(fēng)路與徑向風(fēng)路交匯處流體流動特性的研究轉(zhuǎn)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(yàn)證仿真數(shù)據(jù)準(zhǔn)確性，圖3中仿真模型尺寸與實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ统叽绫３忠恢拢唧w尺寸如圖中標(biāo)注。

由于氦氣風(fēng)機(jī)驅(qū)動電機(jī)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)復(fù)雜，在不影響研究流動介質(zhì)特性準(zhǔn)確性的前提下，作如下假設(shè)：

1）由于轉(zhuǎn)子內(nèi)流體馬赫數(shù)非常小，且聲速要遠(yuǎn)高于流速，所以轉(zhuǎn)子內(nèi)流體處理為不可壓縮流體；

2）在分析轉(zhuǎn)子內(nèi)部流體形態(tài)時，浮力和重力影響忽略不計；

3）由于局部模型設(shè)定在電機(jī)運(yùn)行達(dá)到穩(wěn)定情況下，故流體流動狀態(tài)屬于定常流動，對于這類模型時間項(xiàng)忽略不計；

4）忽略氣隙流動與轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)對支管出口流體流動特性的影響。

1.3 部分網(wǎng)格及無關(guān)性驗(yàn)證

對三通型管采用O型網(wǎng)格劃分，單元尺寸設(shè)置為0.01 mm，邊界層層數(shù)設(shè)置為15，剖分網(wǎng)格為多區(qū)域、六面體網(wǎng)格。剖分后網(wǎng)格正交質(zhì)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(wǎng)格標(biāo)準(zhǔn)，如圖4所示。

為減少網(wǎng)格劃分帶來的誤差影響，對不同密度的網(wǎng)格進(jìn)行了無關(guān)性驗(yàn)證，最后綜合計算精度及計算時間選用符合要求的100萬網(wǎng)格數(shù)網(wǎng)格，如表2所示。

1.4 徑向風(fēng)路內(nèi)流體分布規(guī)律研究

為了研究轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)對流分分布規(guī)律的影響，把考慮模型周向旋轉(zhuǎn)的狀態(tài)定義為動態(tài)，旋轉(zhuǎn)速度為4 009 r/min，把模型靜止不旋轉(zhuǎn)狀態(tài)定義為靜態(tài)。定義支管內(nèi)靠近主管入風(fēng)口側(cè)為背風(fēng)側(cè)、靠近主管出風(fēng)口側(cè)為迎風(fēng)側(cè)，如圖5所示。

對三通管進(jìn)行有限元仿真，在相同環(huán)境條件下，為了實(shí)驗(yàn)流速一致，入口流速設(shè)置為17 m/s。圖6為模型靜態(tài)和動態(tài)的2種狀態(tài)下，同一冷卻介質(zhì)在支管中心截面（X=0）的流速矢量圖。對比圖6中動態(tài)與靜態(tài)流速分布圖可以看出，無論模型是靜態(tài)還是動態(tài)，支管內(nèi)部均形成了逆時針旋轉(zhuǎn)渦流，迎風(fēng)側(cè)出現(xiàn)波伏主流。

當(dāng)冷卻介質(zhì)通過主管入口進(jìn)入后，到達(dá)支管入口處分流，支管內(nèi)部渦流主要表現(xiàn)形式為縱向渦流與橫向渦流結(jié)合，而且模型處于動態(tài)時，這一現(xiàn)象表現(xiàn)更為明顯。從圖6分析可知，由于分流受到迎風(fēng)側(cè)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(zhuǎn)。當(dāng)模型處于動態(tài)時，渦流流速要大于靜態(tài)時流速，這是由于當(dāng)三通管繞Z軸旋轉(zhuǎn)時，管中的冷卻介質(zhì)受到旋轉(zhuǎn)帶來的向上的離心力影響。

圖7為模型分別處于2種狀態(tài)時支管中心截面（X=0）的壓強(qiáng)分布云圖。

分析圖7可以看出，當(dāng)冷卻介質(zhì)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(dǎo)致主管與支管出現(xiàn)壓力差，又因?yàn)闇u流具備自旋特性，能量發(fā)生損耗，使局部的壓力減少，并形成了壓力梯度，支管迎風(fēng)面與主管連接處會出現(xiàn)最大正壓梯度。對靜態(tài)與動態(tài)壓力梯度發(fā)現(xiàn)，靜態(tài)下此處最大正壓梯度要高于動態(tài)，表明此區(qū)域動態(tài)介質(zhì)流動穩(wěn)定性比靜態(tài)要差；支管背風(fēng)側(cè)與主管連接處和支管局部出現(xiàn)逆壓梯度，靜態(tài)下此處逆壓梯度高于動態(tài)，表明此區(qū)域動態(tài)時流動穩(wěn)定性高于靜態(tài)。

圖8為在相同冷卻介質(zhì)下，支管不同運(yùn)動狀態(tài)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(tài)還是靜態(tài)，在Z方向的介質(zhì)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?yōu)?，然后轉(zhuǎn)向Z方向。在支管內(nèi)，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(wěn)。

圖9給出了支管中心線上相同的冷卻介質(zhì)在2種狀態(tài)下的Y方向流速分量。

由圖9可以看出，2種狀態(tài)下Y方向流速分量的變化趨勢基本相同，但動態(tài)時流速要略高于靜態(tài)，最大相對差值為0.009 m/s。在中心線底部時，冷卻介質(zhì)從0開始加速，進(jìn)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(zhì)在Y方向流速會急速減小，通過渦流區(qū)域后上升。而后，兩種狀態(tài)下的冷卻介質(zhì)Y向流速均緩慢下降。

1.5 氦氣與空氣的流體分布規(guī)律對比研究

為了研究不同冷卻介質(zhì)對驅(qū)動電機(jī)轉(zhuǎn)子傳熱特性的影響，本文對靜態(tài)工況下轉(zhuǎn)子局部冷卻結(jié)構(gòu)三通管進(jìn)行了有限元仿真。圖10為相同條件下，冷卻介質(zhì)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(zhì)在支管內(nèi)部流線呈不均勻分布，介質(zhì)經(jīng)主管入口進(jìn)入，途經(jīng)支管分流處進(jìn)行分流，向支管迎風(fēng)側(cè)偏移，形成波伏主流。支管內(nèi)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(yōu)于空氣。

圖11給出了氦氣和空氣2種介質(zhì)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(zhì)量遠(yuǎn)大于氦氣摩爾質(zhì)量，導(dǎo)致空氣的壓力梯度要遠(yuǎn)大于氦氣壓力梯度。同時可以看出，由于支管的分流，導(dǎo)致支管內(nèi)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(fēng)側(cè)分流受到逆時針縱向渦流的影響，在主管與支管迎風(fēng)側(cè)連接處發(fā)生局部增速，形成了局部正壓梯度。在支管迎風(fēng)側(cè)區(qū)域，空氣的正壓梯度高于氦氣，其流動穩(wěn)定性要強(qiáng)于氦氣。主管與支管背風(fēng)側(cè)連接處發(fā)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(wěn)定性要優(yōu)于氦氣。

圖12給出了冷卻介質(zhì)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(zhì)的-Z方向速度基本不變。當(dāng)冷卻介質(zhì)到達(dá)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(zhuǎn)為Z向，并在Z向逐漸增速，由于2種冷卻介質(zhì)流量源及湍流強(qiáng)度不同，所以剛進(jìn)入支管后，2種冷卻介質(zhì)流速會先交替領(lǐng)先，后趨近相等，最終流速趨近于0。

圖13為冷卻介質(zhì)為氦氣與空氣時，局部冷卻結(jié)構(gòu)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(dāng)?shù)竭_(dá)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(dāng)通過支管渦流區(qū)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(wěn)定。由于同環(huán)境下氦氣的摩爾質(zhì)量要遠(yuǎn)小于空氣的摩爾質(zhì)量，當(dāng)流量相同時，質(zhì)量與摩爾質(zhì)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(yīng)位置的空氣流速。

2 徑向風(fēng)路寬度的影響研究

2.1 徑向風(fēng)溝內(nèi)流體分布規(guī)律

為了研究轉(zhuǎn)子徑向風(fēng)路寬度對冷卻介質(zhì)流動特性影響，建立了不同支管直徑尺寸的局部冷卻結(jié)構(gòu)三通管研究模型，如圖14所示。

圖15為以空氣為冷卻介質(zhì)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(dāng)空氣進(jìn)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(fēng)側(cè)偏移，形成波伏主流，支管局部會出現(xiàn)逆時針渦流。由于結(jié)構(gòu)不同，改變了渦量源的位置及湍流強(qiáng)度，進(jìn)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(jié)構(gòu)內(nèi)，主管與支管連接處中心截面（X=0）的壓強(qiáng)分布云圖。

從圖16可以看出，當(dāng)空氣進(jìn)入主管后，在支管位置出現(xiàn)分流，由于支管的渦流損耗降低了壓力，主管與支管出現(xiàn)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(fēng)面與主管連接處正壓梯度達(dá)到最大，支管局部會出現(xiàn)渦流，支管背風(fēng)側(cè)與主管連接處出現(xiàn)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(wěn)定性隨支管直徑的增加而逐漸變?nèi)酢?/p>

2.2 介質(zhì)流動特性影響因素的研究與實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

圖17為在相同冷卻介質(zhì)情況下，改變支管直徑D尺寸，局部冷卻結(jié)構(gòu)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(nèi)的中心線上，介質(zhì)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(nèi)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(zhì)在中心線-Z方向上流速越先接近于0。在完全進(jìn)入支管后，隨著支管直徑尺寸越大，介質(zhì)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(chǎn)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(zhì)、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(nèi)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(nèi)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(zhì)在中心線上的流速越大。在完全進(jìn)入支管后，介質(zhì)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(zhì)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(zhì)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(yàn)證仿真分析規(guī)律的準(zhǔn)確性，按仿真模型實(shí)際尺寸，制作了實(shí)驗(yàn)測試三通管，搭建了實(shí)驗(yàn)測試平臺，如圖19所示。

對實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ廷襁M(jìn)行測試，測試時環(huán)境溫度為室溫26 ℃，入口風(fēng)速17 m/s，環(huán)境壓強(qiáng)為一標(biāo)準(zhǔn)大氣壓，實(shí)驗(yàn)測試結(jié)果與計算結(jié)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(shí)際值之間存在一定的誤差，可能是由于實(shí)驗(yàn)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(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)準(zhǔn)確性，實(shí)驗(yàn)過程中應(yīng)保證：

1）實(shí)驗(yàn)在無風(fēng)環(huán)境下進(jìn)行；

2）可變速鼓風(fēng)機(jī)應(yīng)密封于模型入風(fēng)口處水平吹入流體；

3）可變速鼓風(fēng)機(jī)、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(fā)生位移；

4）測速儀接觸支管出風(fēng)口端部壁面水平放置，感應(yīng)器位于支管出風(fēng)口中心位置。

3 徑向風(fēng)路相對位置的影響研究

3.1 徑向風(fēng)溝內(nèi)流體分布規(guī)律

為了研究轉(zhuǎn)子徑向風(fēng)路相對軸向風(fēng)路位置對冷卻介質(zhì)流動特性影響，構(gòu)建了軸向風(fēng)道入口至支管背風(fēng)側(cè)不同尺寸結(jié)構(gòu)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(tài)下，不同支管與入風(fēng)口距離L情況時，同一冷卻介質(zhì)在管截面（X=0）的流線如圖21所示。

從圖21可以看出，空氣進(jìn)入主管后，在支管入口處進(jìn)行分流，進(jìn)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(fēng)側(cè)偏移，支管局部出現(xiàn)了縱向逆時針渦流。當(dāng)支管直徑尺寸維持為某一數(shù)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(fēng)口距離L情況時，同一冷卻介質(zhì)在管截面（X=0）的壓強(qiáng)分布云圖。

分析圖22可以看出，空氣進(jìn)入主管后，在支管迎風(fēng)位置，會受到支管入口的分流。由于支管內(nèi)部流體的渦流損耗降低了壓力，導(dǎo)致主管與支管出現(xiàn)壓力差，并形成了壓力梯度，支管迎風(fēng)面與主管連接處出現(xiàn)正壓梯度，且最大壓強(qiáng)隨著支管到主管主口距離L的增加而減小；支管背風(fēng)側(cè)與主管連接處出現(xiàn)逆壓梯度。

3.2 介質(zhì)流動特性影響因素研究及實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

圖23為在相同冷卻介質(zhì)情況下，改變支管位置L，局部冷卻結(jié)構(gòu)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(fā)現(xiàn)，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(jìn)入支管入口后，位置L越大的支管，冷卻介質(zhì)流速方向轉(zhuǎn)到Z向。由于冷卻介質(zhì)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(zhì)情況下，相同入口速度時，不同支管位置L處，局部冷卻結(jié)構(gòu)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(yàn)證不同位置支管內(nèi)介質(zhì)流動特性仿真分析規(guī)律的準(zhǔn)確性，按仿真計算模型圖14所示實(shí)際結(jié)構(gòu)尺寸，制作了實(shí)驗(yàn)測試三通管，搭建了實(shí)驗(yàn)測試平臺，如圖25所示。

對實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ廷蜻M(jìn)行測試，測試時環(huán)境溫度為室溫26 ℃，入口風(fēng)速17 m/s，環(huán)境壓強(qiáng)為一標(biāo)準(zhǔn)大氣壓，實(shí)驗(yàn)測試結(jié)果與計算結(jié)果如表4所示。

由表4仿真與實(shí)驗(yàn)測試數(shù)據(jù)可以看出，支管風(fēng)路位置的不同對支管出口流速有一定影響，支管離風(fēng)道入口距離越遠(yuǎn)，支管出口介質(zhì)流速會越小。同時，從表4中看出實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與仿真結(jié)果流速變化規(guī)律基本一致，驗(yàn)證仿真計算結(jié)果的準(zhǔn)確性。

4 結(jié) 論

本文以氦氣風(fēng)機(jī)驅(qū)動電機(jī)轉(zhuǎn)子徑向通風(fēng)結(jié)構(gòu)優(yōu)化為需求，通過把轉(zhuǎn)子局部冷卻結(jié)構(gòu)比擬為三通管，對不同介質(zhì)和不同冷卻結(jié)構(gòu)下管內(nèi)冷卻介質(zhì)流動特性進(jìn)行了計算分析與實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，得到如下結(jié)論：

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

2）在相同入口流體速度和相同環(huán)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(yōu)于空氣。支管內(nèi)空氣的壓力梯度要遠(yuǎn)高于于氦氣，空氣流動穩(wěn)定性優(yōu)于氦氣。2種介質(zhì)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(zhì)，隨著支管直徑尺寸逐漸增大，管內(nèi)壓力梯度逐漸變小，管內(nèi)流體流動穩(wěn)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(zhì)，改變支管位置L，渦流流速逐漸上升，管內(nèi)壓強(qiáng)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(fēng)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）