海上油田水下增壓泵電機(jī)冷卻系統(tǒng)分析

中圖分類(lèi)號(hào)：TE952 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A doi：10.3969/j.issn.1001-3482.2025.04.010

Analysis of Cooling System for Subsea Booster Pump Motor in Offshore Oilfield

AN Weizheng'，WANG Yi² ，MA Qiang1，ZHANG Rende2，DUAN Qingfeng'， DENG Zhuoyuan2，PENGHuafu2，DUQifei2 （1.CNOOCResearch InstituteCo.，Ltd.，BeijingOo28，China;2.CoegeofSafetyandOcean Engineering，Cina University of Petroleum（Beijing），Beijing 102249，China）

Abstract： The subsea booster pump is the core component of the subsea booster system， which is widely used in deep-sea oil and gas exploitation，especially in scenarios such as enhanced oil recovery，long distance oil and gas transportation，and deepwater operations in old oilfields. Due to the large water depth， low wellhead fluid pressure，and long return distance，subsea booster pumps are critical to deepwater oil and gas development.The drive motor usually adopts a highly integrated permanent magnet motor. However，due to the narrow internal space of the motor and the difficultyin heat dissipation，the temperature can easily and rapidly rise，which affects the performance and life of the motor.Therefore， motor cooling becomes a critical issue in the design of subsea booster pumps.In this paper，the composition of the motor cooling system of the underwater booster pump was analyzed，and the coling was conducted by means of spacer circulation and external seawater heat exchange.The heat flux coupling of the internal and external cooling pipes of the motor was simulated by numerical methods，and the heating power of the main components of the motor was analyzed.The effects of diferent cooling schemes were evaluated.The results show that the optimized cooling system can effectively reduce the temperature rise of the motor and ensure its stable operation in the deep-sea environment.This study provides a theoretical basis for the design of the motor cooling system of the undersea booster pump and important technical support for the localization of the undersea booster system and the development of deepwater oil and gas in China.

Key words： offshore oilfield; underwater booster pump; cooling pipe; spacer

在全球油氣能源發(fā)展熱點(diǎn)逐漸向深水挺進(jìn)的背景下，具有克服長(zhǎng)距離輸油管線和舉升帶來(lái)的壓力損失、以及降低水下井口背壓而提高原油產(chǎn)量等優(yōu)點(diǎn)的水下增壓技術(shù)被廣泛應(yīng)用。水下增壓技術(shù)的核心是水下增壓泵設(shè)備，水下增壓泵的功率隨應(yīng)用水深增加而不斷提升。驅(qū)動(dòng)水下增壓泵的電機(jī)所產(chǎn)生的熱量大幅增加，需要通過(guò)隔離液冷卻使其溫度保持在合理范圍內(nèi)。

對(duì)于冷卻散熱分析，根據(jù)熱源與溫度場(chǎng)之間的耦合模擬方式不同，可分為單向耦合模擬和雙向耦合模擬兩類(lèi)。單向耦合模擬是指流體對(duì)固體的熱影響遠(yuǎn)大于固體對(duì)流體的熱影響，固體的溫度變化對(duì)流體的熱狀態(tài)影響可以忽略，從而通過(guò)將固體熱損耗以定值形式施加到溫度邊界條件中[1-9]；而雙向耦合模擬可以綜合考慮流體和固體在熱交換過(guò)程中相互影響，但計(jì)算方法復(fù)雜，對(duì)計(jì)算資源和算法要求高。

劉暢、李昂等[I0-II]基于有限元軟件，通過(guò)雙向耦合計(jì)算了電磁損耗與溫度場(chǎng)之間的相互影響。劉美揚(yáng)[12指出，與溫度對(duì)鐵耗的影響相比，磁場(chǎng)本身的特性對(duì)鐵耗的影響更加顯著。Shin等[13]建議在計(jì)算過(guò)程中必須綜合考慮諧波磁場(chǎng)和旋轉(zhuǎn)磁化等因素，這樣才能得到更加準(zhǔn)確的鐵耗結(jié)果。Stig等[14]、MartinLeahy等[15]對(duì)換熱管道的長(zhǎng)度、間距、并列數(shù)量及其與海底的高度等參數(shù)進(jìn)行了全面的模擬分析，為海底冷卻管路設(shè)計(jì)提供了理論基礎(chǔ)，但其研究中忽略了海水流動(dòng)對(duì)換熱性能的影響。張瀟瀟等[16]通過(guò)建立螺旋換熱管道仿真模型，分析了螺旋直徑和管道間隔對(duì)換熱性能的影響。禹建勇等[17]通過(guò)有限元開(kāi)展了不同管道尺寸散熱效果的優(yōu)化設(shè)計(jì)。Gao等[18-19]通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究了散熱管道螺旋角度變化對(duì)散熱效果的影響。

對(duì)于采用液體冷卻方式的電機(jī)冷卻系統(tǒng)，其通常由電機(jī)內(nèi)部換熱的冷卻液體流動(dòng)和外部與其他介質(zhì)換熱的冷卻管路液體流動(dòng)組成的循環(huán)冷卻系統(tǒng)?，F(xiàn)有關(guān)于電機(jī)冷卻系統(tǒng)設(shè)計(jì)中，通常將兩者分別進(jìn)行模擬分析。本文綜合考慮電機(jī)與外部冷卻管道的相互影響，基于熱流耦合數(shù)值模擬建立水下增壓泵電機(jī)冷卻系統(tǒng)分析方法，并開(kāi)展案例分析研究

1系統(tǒng)組成及熱源分析

1.1冷卻系統(tǒng)組成

水下增壓泵主要由電機(jī)及冷卻管路、泵體和撬裝模塊組成，如圖1所示。電機(jī)主軸和泵主軸通過(guò)柔性聯(lián)軸器連接，由電機(jī)主軸帶動(dòng)泵主軸旋轉(zhuǎn)實(shí)現(xiàn)油氣介質(zhì)的增壓需求。在水下增壓泵常用的永磁電機(jī)中，為保持永磁體的磁性從而確保電機(jī)的額定功率輸出，必須對(duì)永磁體進(jìn)行有效的冷卻。否則永磁體溫度升高、磁性能下降將致使電機(jī)效率降低和溫度升高的惡性循環(huán)。為解決永磁電機(jī)內(nèi)部冷卻和潤(rùn)滑的問(wèn)題，電機(jī)內(nèi)部填充隔離液。隔離液在電機(jī)內(nèi)部和冷卻管路之間循環(huán)流動(dòng)，通過(guò)隔離液在電機(jī)內(nèi)部和熱源的熱交換以及在流過(guò)外部冷卻管路與海水的熱交換，實(shí)現(xiàn)對(duì)電機(jī)的冷卻。同時(shí)，隔離液還起到阻隔生產(chǎn)油氣介質(zhì)進(jìn)入電機(jī)以及潤(rùn)滑旋轉(zhuǎn)部件的作用[20]。

1.2 熱源分析

對(duì)于水下電機(jī)而言，內(nèi)部由鐵芯和繞組線圈組成。繞組有電阻，通電會(huì)產(chǎn)生銅損，其損耗大小與電阻和電流的平方成正比；鐵心有磁滯渦流效應(yīng)，在交變磁場(chǎng)中也會(huì)產(chǎn)生鐵損，其損耗大小與材料、電流、頻率等有關(guān)；電機(jī)內(nèi)部軸及軸承等旋轉(zhuǎn)部件的摩擦?xí)a(chǎn)生機(jī)械損耗。銅損、鐵損和機(jī)械損耗都會(huì)以發(fā)熱的形式表現(xiàn)出來(lái)，從而影響電機(jī)的效率[21-23]。

定子繞組的銅損由式（1）給出：

P_Cu=kI_N²R×10^-3

式中： P_Gu 為定子繞組的銅損， W;k 為電機(jī)相數(shù)； I_N 為 電機(jī)電流， A;R 為繞組在 75^°C 時(shí)電阻， Ω 0

定子基本鐵損耗由式（2）給出：

P_Fe=K_dP_km_Fe

式中： P_Fe 為定子鐵心的基本鐵損耗， W;K_d 為經(jīng)驗(yàn)系數(shù)，是把可計(jì)算和其他無(wú)法計(jì)算的損耗都考慮在內(nèi)的經(jīng)驗(yàn)系數(shù)； P_k 為定子鐵心的基本鐵損系數(shù)； m_Fe 為定子鐵心質(zhì)量， kg 。

隔離液受到轉(zhuǎn)子高速旋轉(zhuǎn)的影響，會(huì)產(chǎn)生攪拌生熱，其生熱功率為：

P_oil=Mπn/30

式中： P_oil 為攪拌產(chǎn)生的熱功率， W;M 為攪油黏滯力矩， N?m;n 為轉(zhuǎn)速， r/min 。

假設(shè)攪拌油產(chǎn)生的熱量均勻分布在電機(jī)內(nèi)的隔離液中。為了描述電機(jī)各部件單位時(shí)間單位體積內(nèi)熱負(fù)荷大小，引入生熱率J的概念：

式中：J為生熱率， W/m³ P₀ 為電機(jī)各部件的損耗功 率， W;V 為電機(jī)各部件的體積， m³

2 系統(tǒng)分析

2.1 冷卻系統(tǒng)

水下增壓泵冷卻系統(tǒng)的主要是利用流經(jīng)電機(jī)外部冷卻管道的隔離液與外部海水進(jìn)行熱量交換，將電機(jī)運(yùn)行過(guò)程中所產(chǎn)生的熱量快速帶走，避免因電機(jī)溫升過(guò)高而對(duì)電機(jī)內(nèi)部各元件的工作性能造成影響。在冷卻系統(tǒng)分析過(guò)程中，應(yīng)遵循的原則。

1）電機(jī)冷卻系統(tǒng)在單位時(shí)間內(nèi)的散熱量應(yīng)不小于電機(jī)在單位時(shí)間內(nèi)產(chǎn)生的熱量。

2）要有合適的隔離液流量，即應(yīng)保證隔離液流量滿足散熱最低要求。

3）冷卻管路布置應(yīng)均衡，即應(yīng)考慮電機(jī)內(nèi)部的溫度分布避免局部過(guò)熱

4）冷卻管路設(shè)計(jì)應(yīng)考慮加工成本和工藝性，即應(yīng)該兼顧溫升控制效果和加工成本。

當(dāng)電機(jī)內(nèi)部各部件之間存在溫差時(shí)，就會(huì)存在熱量傳遞的過(guò)程，熱量自發(fā)地由高溫部分傳遞至低溫部分，或由高溫物體傳遞至低溫物體。根據(jù)熱量傳遞方式的不同，主要分為熱傳導(dǎo)和對(duì)流換熱。

熱傳導(dǎo)一般發(fā)生在相對(duì)靜止且相互之間溫度不同的物體內(nèi)部或物體之間，在微觀層面上看是分子、原子和自由電子等粒子的熱運(yùn)動(dòng)而產(chǎn)生的熱量傳遞。熱傳導(dǎo)過(guò)程中，熱量從物體高溫部分傳向低溫部分，或者從高溫物體傳向相接觸的低溫物體。根據(jù)傅里葉定律，當(dāng)物體溫度發(fā)生變化時(shí)，熱流密度可用式（5）表示：

式中： q 為熱流密度， W/m²;? 為單位時(shí)間內(nèi)通過(guò)某一給定面積的熱量， WsA 為導(dǎo)熱面積， m²;λ 為物體的熱導(dǎo)率系數(shù)， W/（m?K） T為溫度沿轉(zhuǎn)速方向的變化率， K/m 。

對(duì)流換熱是運(yùn)動(dòng)的流體與它所流經(jīng)的固體表面之間的換熱過(guò)程。根據(jù)流動(dòng)產(chǎn)生原因的不同，可以分為自然對(duì)流換熱和強(qiáng)迫對(duì)流換熱。其中，自然對(duì)流換熱為流體無(wú)外力作用時(shí)的對(duì)流換熱；強(qiáng)迫對(duì)流換熱為流體在外力的作用下而流動(dòng)時(shí)的對(duì)流換熱；同等條件下，強(qiáng)迫對(duì)流換熱優(yōu)于自然對(duì)流換熱。對(duì)流換熱常采用牛頓冷卻公式計(jì)算。

?=hAΔT

式中：h為對(duì)流傳熱系數(shù)， W/（m²?K）?A 為固體與流體接觸面積， m²;ΔT 為流體與固體接觸面間平均溫差，K。

綜上所述，在開(kāi)展水下電機(jī)冷卻系統(tǒng)分析時(shí)，應(yīng)首先考慮電機(jī)內(nèi)部各部件的損耗發(fā)熱量，并計(jì)算出隔離液經(jīng)過(guò)電機(jī)內(nèi)部前后的溫度差，隨后計(jì)算電機(jī)冷卻管道的排布和組合方式能否滿足電機(jī)冷卻的要求。

2.2 電機(jī)仿真建模

為降低仿真難度且獲得較為準(zhǔn)確的仿真結(jié)果，在建模時(shí)對(duì)電機(jī)內(nèi)部和外部管道模型進(jìn)行適當(dāng)?shù)暮?jiǎn)化與等效。

1）將電機(jī)繞組、鐵芯、轉(zhuǎn)子作為均勻恒定發(fā)熱元件，其中定子槽內(nèi)繞組銅導(dǎo)線簡(jiǎn)化為一個(gè)等效導(dǎo)體，將定子鐵芯和轉(zhuǎn)子鐵芯分別等效為一個(gè)整體。

2）電機(jī)內(nèi)部的隔離液受到轉(zhuǎn)子高速旋轉(zhuǎn)影響為均勻恒定發(fā)熱源。3）假設(shè)電機(jī)內(nèi)部各個(gè)相鄰部分為緊密接觸的耦合換熱面，接觸面平滑且忽略接觸熱阻。4） 忽略電機(jī)內(nèi)部小曲面、小倒角等幾何結(jié)構(gòu)影響。5） 假設(shè)海水初始為靜止?fàn)顟B(tài)，且溫度場(chǎng)均勻恒定，管內(nèi)隔離液和外部海水為穩(wěn)態(tài)過(guò)程。6 隔離液和外部海水為物性參數(shù)恒定的三維不可壓縮流體，且忽略輻射熱等影響。7）電機(jī)殼體及外部管道與海水的換熱形式為自然對(duì)流換熱

3 應(yīng)用分析

選取額定功率為 40kW 的某型水下增壓泵電機(jī)，冷卻設(shè)計(jì)采用浸油冷卻系統(tǒng)，隔離液從電機(jī)下端面冷卻管道入口進(jìn)入，流經(jīng)定子和轉(zhuǎn)子與其表面進(jìn)行熱交換，最終通過(guò)上端面冷卻管道出口帶走電機(jī)在運(yùn)行過(guò)程中產(chǎn)生的熱量。這一冷卻方式有效地保障了電機(jī)的散熱，防止過(guò)熱引發(fā)故障，確保電機(jī)穩(wěn)定高效運(yùn)行。電機(jī)參數(shù)為額定功率 40kW 外徑 0.3m 、高度 0.4m. 額定轉(zhuǎn)速 2800r/min 、功率因數(shù)0.8、隔離液質(zhì)量流量 0.3kg/s 。冷卻系統(tǒng)通過(guò)有效的熱交換將電機(jī)運(yùn)行中產(chǎn)生的熱量迅速帶走，保障了電機(jī)在水下環(huán)境中長(zhǎng)時(shí)間高效運(yùn)行。

3.1 內(nèi)部熱流耦合仿真

增壓泵電機(jī)簡(jiǎn)化后主要包括電機(jī)外殼、定子鐵芯、繞組線圈、電機(jī)轉(zhuǎn)軸和轉(zhuǎn)子等如圖2a所示。采用適應(yīng)性強(qiáng)的四面體網(wǎng)格對(duì)模型進(jìn)行全局網(wǎng)格劃分，在速度梯度和溫度梯度較大的區(qū)域（繞組和流場(chǎng)接觸區(qū)域）進(jìn)行了網(wǎng)格的局部細(xì)化以增加計(jì)算精度。最終通過(guò)Ansys軟件建立的電機(jī)冷卻模擬數(shù)值模型，如圖2b所示，通過(guò)網(wǎng)格無(wú)關(guān)性測(cè)試后確定最終計(jì)算模型的網(wǎng)格總數(shù)量為1207427，節(jié)點(diǎn)總數(shù)量為1 623 476。

各電機(jī)主要部件材料物理參數(shù)和生熱率參數(shù)如表1所示，不同溫度下的隔離液黏度如表2所示。電機(jī)隔離液進(jìn)口設(shè)置為壓力進(jìn)口邊界條件（壓力為300kPa ，溫度為外部海水初始溫度281.15K），出口設(shè)為質(zhì)量流出口邊界條件。通過(guò)迭代模擬，當(dāng)系統(tǒng)達(dá)到穩(wěn)態(tài)后，進(jìn)出口流量差小于 1.0×10^-6kg/s ，滿足質(zhì)量守恒；系統(tǒng)總熱不平衡量為總生熱量的 0.45% ，滿足熱平衡。各部件的熱功率和平均溫度如表3所示。

電機(jī)內(nèi)部各主要部件的溫度分布如圖3所示。從剖面溫度云圖3a中可以看出，銅繞組是主要發(fā)熱源，造成的原因： ① 繞組損耗功率最大； ② 線圈固定不動(dòng)且被導(dǎo)熱性差的絕緣層包裹，其散熱效果較差。還能看出由于繞組通過(guò)定子和殼體接觸，發(fā)生了熱傳導(dǎo)，導(dǎo)致了殼體壁面溫度較高。從繞組溫度分布圖3b可知，隔離液進(jìn)口端部分的繞組溫度最高，主要是由于隔離液尚未受到轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)的攪拌，流動(dòng)性差而影響了該區(qū)域的熱交換，該現(xiàn)象在定子溫度分布

圖3c中也同樣出現(xiàn)。

通過(guò)電機(jī)內(nèi)部熱流耦合計(jì)算分析可知，該電機(jī)在額定工作條件下，電機(jī)隔離液系統(tǒng)出口溫度為290.25K ，因此，在后續(xù)外部管路分析中需要滿足隔離液經(jīng)過(guò)管路系統(tǒng)散熱后，進(jìn)入電機(jī)之前的溫度至少需要降到外部海水溫度 281.15K 。

3.2外部冷卻管路熱流耦合仿真

增壓泵電機(jī)外部管路簡(jiǎn)化后的模型如圖4所示，主要包括冷卻管道、隔離液，海水以及電機(jī)外殼等。電機(jī)外壁設(shè)置為300K溫度的恒定熱源；最內(nèi)側(cè)管道距離電機(jī)外殼距離為 50mm ；海水域表面采用無(wú)滑移邊界條件，管道內(nèi)外接觸面設(shè)置為耦合傳熱邊界條件，模型外表面則定義為絕熱邊界條件；管道隔離液入口設(shè)置為壓力入口，壓力為 300kPa ；出口設(shè)置為質(zhì)量出口，質(zhì)量流量為 0.3kg/s ;海水域人口設(shè)置為速度入口，流速為 0.0001m/s ，出口設(shè)置為壓力出口，壓力為 10MPa ；管道隔離液入口和海水初始溫度分別為290.25K和 281.15K 。

案例中水下增壓泵冷卻管道多為螺旋形管道24-25]管道模型參數(shù)如表4所示

根據(jù)表4管道模型參數(shù)，以電機(jī)外徑0.3m高度 0.4m 為基準(zhǔn)，針對(duì)不同冷卻管道圈數(shù)和層數(shù)開(kāi)展數(shù)值模擬分析，多組建模分析結(jié)果如表5所示。由表5可以看出，冷卻管路系統(tǒng)圈數(shù)越多、層數(shù)越大，其冷卻散熱效果越好。只有當(dāng)管道圈數(shù)和層數(shù)達(dá)到合適的數(shù)量，即管道總體散熱面積達(dá)到一定值時(shí)，才能滿足電機(jī)冷卻要求。

當(dāng)圈數(shù)為9.5圈和層數(shù)為3層時(shí)，冷卻管道系統(tǒng)的剖面溫度分布圖和管道內(nèi)部隔離液溫度云圖如圖5所示。由圖5可以看出，電機(jī)外部冷卻管道系統(tǒng)從進(jìn)口至出口的散熱梯度符合實(shí)際散熱狀況，出口溫度為279.5K，滿足電機(jī)的散熱要求。

4結(jié)論

1）分析了水下增壓泵電機(jī)冷卻系統(tǒng)工作原理和結(jié)構(gòu)，綜合考慮電機(jī)內(nèi)部各關(guān)鍵部件發(fā)熱功率和隔離液冷卻系統(tǒng)的循環(huán)路徑，構(gòu)建了水下增壓泵電機(jī)冷卻系統(tǒng)的模擬分析方法，并開(kāi)展了電機(jī)冷卻管路設(shè)計(jì)的案例分析。

2）通過(guò)電機(jī)內(nèi)部熱流耦合分析，可知銅繞組損耗功率最大，是電機(jī)主要發(fā)熱源，在靠近隔離液進(jìn)口處局部散熱效果較差；由于繞組通過(guò)定子和殼體接觸，導(dǎo)致了殼體壁面溫度升高，在后續(xù)外部冷卻管路的設(shè)計(jì)中應(yīng)予以考慮。

3）通過(guò)冷卻管路與海水熱流耦合分析，可知冷卻管道圈數(shù)和層數(shù)增加都可以改變管道散熱表面積從而帶來(lái)更好的降溫效果。因此需要綜合考慮成本以及體積要求，在保證溫降的條件下，選取管道圈數(shù)與層數(shù)的最佳組合。

4）通過(guò)對(duì)水下增壓泵電機(jī)冷卻系統(tǒng)的系統(tǒng)性研究和分析，創(chuàng)建了一套針對(duì)性強(qiáng)、可行性高的冷卻系統(tǒng)分析方法。

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（編輯：馬永剛）