大功率盤式交流永磁同步電機(jī)溫度場(chǎng)流場(chǎng)耦合分析*

陳起旭， 周 陽(yáng)， 楊來順， 王云洪， 曹秉剛

(1. 西安交通大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，陜西 西安 710049； 2. 青島海西電機(jī)有限公司,山東 青島 266000)

大功率盤式交流永磁同步電機(jī)溫度場(chǎng)流場(chǎng)耦合分析*

陳起旭1， 周 陽(yáng)1， 楊來順2， 王云洪2， 曹秉剛1

(1. 西安交通大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，陜西 西安 710049； 2. 青島海西電機(jī)有限公司,山東 青島 266000)

根據(jù)510 kW盤式電機(jī)的電磁設(shè)計(jì)參數(shù)及熱物性參數(shù)建立了三維溫度場(chǎng)流場(chǎng)流固耦合模型，分析了額定工況下電機(jī)發(fā)熱部件的溫度分布，接著對(duì)樣機(jī)進(jìn)行了溫升試驗(yàn)。針對(duì)溫升試驗(yàn)電機(jī)溫度偏高進(jìn)行了改進(jìn)性研究探索，從主動(dòng)降低損耗和被動(dòng)降低損耗兩方面，研究了影響盤式電機(jī)溫升的因素。主動(dòng)降耗方面，建立了等效的二維直線電機(jī)模型，從鐵耗理論模型和電磁仿真模型角度分析了不同牌號(hào)硅鋼片在空載和負(fù)載工況下，鐵耗瞬態(tài)變化趨勢(shì)。對(duì)于供電頻率較高的電機(jī)，尤其在弱磁區(qū)，鐵耗往往成為影響電機(jī)溫升的主要因素，對(duì)于卷繞定子鐵心，建議采用沿著卷繞方向易于磁化、高磁感應(yīng)強(qiáng)度、低損耗的晶體取向超薄硅鋼片來降低高頻鐵耗。被動(dòng)降耗方面，基于建立的三維耦合模型，分析了水道不同入口流速對(duì)電機(jī)定、轉(zhuǎn)子最高溫度影響、額定負(fù)載和過載工況下的定子繞組最高溫度隨入口冷卻液流速變化趨勢(shì)，最后將端蓋端面水道流體單獨(dú)建模，通過以上溫升影響因素的分析，為之后盤式電機(jī)熱管理的改進(jìn)設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)。

大功率盤式交流永磁同步電機(jī);溫度場(chǎng);流場(chǎng);耦合

0 引 言

盤式交流永磁同步電機(jī)(以下簡(jiǎn)稱盤式電機(jī))是一種采用軸向磁通勵(lì)磁,通過盤形定、轉(zhuǎn)子的相對(duì)運(yùn)動(dòng)，在轉(zhuǎn)子軸上產(chǎn)生電磁轉(zhuǎn)矩的特種電機(jī)。由于盤式交流永磁同步電機(jī)集成了盤式電機(jī)的軸向尺寸短、功率和扭矩密度高、轉(zhuǎn)動(dòng)慣量小的優(yōu)勢(shì)和永磁電機(jī)的結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，無勵(lì)磁損耗、效率高的優(yōu)點(diǎn)[1-2]，但也由此帶來了電機(jī)熱負(fù)荷高，給電機(jī)的熱管理帶來了極大挑戰(zhàn)。盤式電機(jī)被逐漸應(yīng)用到航空航天、石油鉆探、數(shù)控機(jī)床、工業(yè)機(jī)器人、電動(dòng)汽車等領(lǐng)域。

近年來，國(guó)內(nèi)外專家學(xué)者對(duì)于多種類型盤式電機(jī)溫升熱管理方面做了大量的研究。

文獻(xiàn)[3-4]主要從二維熱阻網(wǎng)格模型角度進(jìn)行了研究。其中文獻(xiàn)[3]針對(duì)軸向磁通盤式電機(jī)，推導(dǎo)經(jīng)驗(yàn)公式，建立了2D熱網(wǎng)路模型和利用有限體積法建立了3D熱模型，對(duì)比兩者的穩(wěn)態(tài)溫度，并使用微分方程推導(dǎo)了電機(jī)部件的瞬態(tài)溫度趨勢(shì)，并制造了樣機(jī)。文獻(xiàn)[4]針對(duì)一臺(tái)5 kW軸向磁通永磁發(fā)電機(jī)，提出一種累積參數(shù)熱模型，將電磁和熱設(shè)計(jì)耦合迭代計(jì)算可以穩(wěn)態(tài)求解電機(jī)不同部件的溫度，并進(jìn)行了溫升試驗(yàn)，對(duì)比驗(yàn)證了定義的熱阻網(wǎng)絡(luò)模型可以準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)節(jié)點(diǎn)溫度。

文獻(xiàn)[5-7]主要從電機(jī)的空、負(fù)載工況角度分析。其中文獻(xiàn)[5]針對(duì)2臺(tái)10 kW有槽的軸向磁通盤式電機(jī)，定子繞組分別采用整數(shù)槽集中繞組(20極60槽)和分?jǐn)?shù)槽集中繞組(20極24槽)兩種形式，采用有限元和試驗(yàn)的方法，從空載損耗、負(fù)載損耗和附加損耗等方面進(jìn)行了對(duì)比研究。文獻(xiàn)[6]針對(duì)一臺(tái)電動(dòng)汽車用的直驅(qū)輪緣軸向磁通永磁電機(jī)，采用多級(jí)結(jié)構(gòu)和定子水冷無鐵心設(shè)計(jì)，允許長(zhǎng)期100%過載運(yùn)行，并制造了樣機(jī)。分析了在額定負(fù)載和1倍過載狀態(tài)，繞組銅耗及繞組溫度隨入口溫度變化，接著分析了額定負(fù)載和不同過載工況下，冷卻水溫升水流量變化趨勢(shì)。文獻(xiàn)[7]提出了一種新型的雙轉(zhuǎn)子、單定子軸向磁通電機(jī)，采用無定子軛部、分塊電樞拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，具有高的填充系數(shù)、短的端部繞組，可以增加電機(jī)的轉(zhuǎn)矩密度和效率，適合高性能應(yīng)用；分塊電樞采用粉末鐵心材料、轉(zhuǎn)子磁鋼采用分塊、環(huán)氧樹脂涂層設(shè)計(jì)，可以有效降低鐵耗和渦流損耗，效率達(dá)到95%；分析了鐵心磁滯損耗隨磁密和轉(zhuǎn)速變化趨勢(shì)、磁鋼渦流損耗隨分塊數(shù)變化趨勢(shì)，以及空載和負(fù)載兩種工況下，定子鐵心和外殼渦流損耗隨轉(zhuǎn)速變化趨勢(shì)。

文獻(xiàn)[8-10]主要從轉(zhuǎn)子渦流損耗角度分析。其中文獻(xiàn)[8]針對(duì)工業(yè)應(yīng)用，提出一種低成本、儲(chǔ)能的雙定子、單轉(zhuǎn)子方案，定子鐵心采用開口槽，繞組采用集中式繞組設(shè)計(jì)，并分析了磁鋼未分塊和進(jìn)行徑向和切向分塊，渦流損耗對(duì)比。這種定子開口槽設(shè)計(jì)，優(yōu)點(diǎn)雖可以進(jìn)行大批量機(jī)器繞線，但不足之處是帶來較大的齒槽轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)。文獻(xiàn)[9]針對(duì)轉(zhuǎn)子類型分別為表貼式和內(nèi)置式的軸向磁通永磁同步電機(jī)，提出了一種計(jì)算渦流損耗的半解析方法，分析了不同極槽配合分?jǐn)?shù)槽繞組的磁動(dòng)勢(shì)諧波對(duì)轉(zhuǎn)子渦流損耗的影響。文獻(xiàn)[10]研究了一臺(tái)30 kW、16 000 r/min的雙定子、單轉(zhuǎn)子的軸向磁通永磁同步電機(jī)，在轉(zhuǎn)子部分安裝了飛輪，重點(diǎn)考慮了高速下的轉(zhuǎn)子損耗和摩擦損耗，同時(shí)描述了高速下測(cè)試設(shè)備的搭建，以及電機(jī)部件溫度隨時(shí)間變化計(jì)算和測(cè)試結(jié)果對(duì)比。

文獻(xiàn)[11-13]主要從建立鐵耗數(shù)學(xué)分析模型角度分析。其中文獻(xiàn)[11]針對(duì)軟鐵磁材料和粉末鐵氧體材料構(gòu)成的鐵心，提出一種動(dòng)態(tài)鐵耗模型，用于計(jì)算二維和三維瞬態(tài)鐵耗有限元分析，并與試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了對(duì)比。文獻(xiàn)[12] 提出了一種使用T-Ω方法,通過在疊片域引入一個(gè)額外的場(chǎng)分量，作為考慮硅鋼片疊壓效應(yīng)計(jì)算瞬態(tài)鐵心損耗，將鐵耗效應(yīng)引起的輸入功率增加值和鐵耗模型計(jì)算的鐵耗值對(duì)比，通過功率平衡測(cè)試來驗(yàn)證其合理性。文獻(xiàn)[13]進(jìn)行了正弦波供電條件下硅鋼片損耗的試驗(yàn)研究，基于Bertotti鐵耗分立計(jì)算公式，對(duì)多種頻率下的損耗數(shù)據(jù)，進(jìn)行回歸分析，求得鐵耗系數(shù)，得到了預(yù)測(cè)損耗的方法。

上述文獻(xiàn)對(duì)盤式電機(jī)的熱管理進(jìn)行了大量富有成效的研究，研究成果為進(jìn)一步控制盤式電機(jī)的溫升提供了理論和試驗(yàn)基礎(chǔ)。但是針對(duì)雙定子、單轉(zhuǎn)子的盤式電機(jī)研究對(duì)象，尤其對(duì)于應(yīng)用到石油鉆井平臺(tái)領(lǐng)域的大功率、高扭矩、高防護(hù)等級(jí)以及高過載能力的盤式電機(jī)探索，目前國(guó)內(nèi)外還是空白。

基于以上分析，本文首先根據(jù)電機(jī)的電磁設(shè)計(jì)參數(shù)及熱物性參數(shù)建立了三維的溫度場(chǎng)流場(chǎng)流固耦合模型，分析了額定工況下盤式電機(jī)發(fā)熱部件的溫度分布，接著對(duì)樣機(jī)進(jìn)行了空載溫升試驗(yàn)，最后從主動(dòng)降低損耗和被動(dòng)降低損耗兩方面，研究了影響盤式電機(jī)溫升的因素。主動(dòng)降耗方面，建立等效的二維直線電機(jī)模型，從鐵耗理論模型和仿真模型角度分析了不同牌號(hào)硅鋼片的空載和負(fù)載鐵耗瞬態(tài)變化趨勢(shì)；被動(dòng)降耗方面，基于建立的三維流固耦合模型，分析了水道冷卻液不同入口流速對(duì)電機(jī)定轉(zhuǎn)子最高溫度影響、額定負(fù)載和過載工況下的定子繞組最高溫度隨入口冷卻液流速變化趨勢(shì)。通過以上溫升影響因素的分析，為之后盤式電機(jī)熱管理的改進(jìn)設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)。

1 盤式電機(jī)結(jié)構(gòu)與主要參數(shù)

1. 1 盤式電機(jī)結(jié)構(gòu)

圖1 盤式電機(jī)數(shù)字樣機(jī)

本文研究對(duì)象是一臺(tái)應(yīng)用在石油鉆井平臺(tái)領(lǐng)域的盤式電機(jī)，防護(hù)等級(jí)IP55，如圖1所示。該盤式電機(jī)主要由齒輪箱組件、定子組件、轉(zhuǎn)子組件、機(jī)座與出線盒組件及盤式剎車組件等組成，其中電機(jī)部分采用的是雙定子、單轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)方案，優(yōu)點(diǎn)是既可以平衡軸向氣隙偏心產(chǎn)生的單邊磁拉力，又便于在端蓋端面設(shè)計(jì)冷卻水路。本文設(shè)計(jì)的盤式電機(jī)，在端蓋端面設(shè)計(jì)有雙螺旋水路，便于在端蓋的外圓周面上布置進(jìn)出水口，增大水域與端蓋的散熱接觸面積，帶走電機(jī)產(chǎn)生的熱量，同時(shí)兼顧進(jìn)出水口較小的壓力損失。冷卻液介質(zhì)采用水和乙二醇各占50%質(zhì)量配比混合而成。

1. 2 盤式電機(jī)主要參數(shù)

盤式電機(jī)主要電磁設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示。電機(jī)可以實(shí)現(xiàn)0.5倍過載，轉(zhuǎn)速可弱磁擴(kuò)速到2 000 r/min，熱物性參數(shù)主要由導(dǎo)熱系數(shù)λ(單位：W/m·K)、比熱容C(單位：J/kg·K)和密度ρ(單位：kg/m3)組成，如表2所示。

表1 盤式電機(jī)主要電磁設(shè)計(jì)參數(shù)

表2 盤式電機(jī)各部件材料的熱物性參數(shù)

注： 表2中各項(xiàng)異性材料的導(dǎo)熱系數(shù)表達(dá)格式為(x,y,z)

2 盤式電機(jī)溫度場(chǎng)流場(chǎng)耦合分析

2. 1 盤式電機(jī)溫度場(chǎng)流場(chǎng)耦合模型的建立

本文建立的盤式電機(jī)溫度場(chǎng)流場(chǎng)流固耦合求解域模型，考慮了電機(jī)實(shí)體域、空氣和冷卻液流體域，其中電機(jī)實(shí)體域由轉(zhuǎn)子實(shí)體域、定子實(shí)體域和端蓋及軸承實(shí)體域組成，如圖2所示。

圖2 盤式電機(jī)求解域

電機(jī)求解域有限元模型的建模，直接在GAMBIT前處理網(wǎng)格剖分軟件中完成，如圖3所示。這樣處理有利于直接從溫度場(chǎng)和流場(chǎng)的角度就考慮網(wǎng)格的合理規(guī)劃和控制，其中定子鐵心端面網(wǎng)格與端蓋端面網(wǎng)格采用接觸面耦合方式傳遞載荷，轉(zhuǎn)子磁鋼和轉(zhuǎn)子鐵心采用生熱率等效方式簡(jiǎn)化模型，實(shí)現(xiàn)與定子部分網(wǎng)格共節(jié)點(diǎn)，考慮了氣隙空氣層、轉(zhuǎn)子內(nèi)外圓周空氣層的旋轉(zhuǎn)效應(yīng)。該有限元模型全部使用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，相對(duì)四面體網(wǎng)格，可顯著降低有限元計(jì)算規(guī)模，改善網(wǎng)格質(zhì)量，提高計(jì)算結(jié)果的精度和求解速度。

圖3 盤式電機(jī)求解域有限元模型

2. 2 盤式電機(jī)損耗計(jì)算

電機(jī)的生熱主要是各種損耗產(chǎn)生的熱量，包括定子鐵耗、轉(zhuǎn)子鐵耗、繞組銅耗、機(jī)械摩擦損耗、風(fēng)摩損耗及附加損耗等。

(1) 基本鐵耗主要由主磁場(chǎng)在鐵心內(nèi)發(fā)生變化而產(chǎn)生，包括磁滯損耗和渦流損耗。計(jì)算時(shí)，統(tǒng)一按硅鋼片的基本鐵耗來考慮[14]。經(jīng)典鐵耗的計(jì)算分為齒部鐵耗Phei和軛部鐵耗Phej，一般表達(dá)式為

(1)

(2)

式中：p10/50——當(dāng)B=1 T、f=50 Hz時(shí)，硅鋼片單位重量?jī)?nèi)的損耗；

Bi、Bj——齒部磁路長(zhǎng)度上磁通密度的平均值、軛部磁路長(zhǎng)度最大磁通密度值；

f——電源頻率；

phei、phej——齒部、軛部損耗系數(shù);

ka——經(jīng)驗(yàn)系數(shù);

Gi、Gj——齒部、軛部重量;

pFei、pFej——齒部、軛部鐵耗。

盤式電機(jī)采用16極、18槽的多極少槽方案，由于極數(shù)較多，額定轉(zhuǎn)速1 600 r/min，使得電機(jī)的供電頻率較高(f=np/60=213.33 Hz)，由式(1)、式(2)可知，隨著頻率的提高，鐵心損耗迅速增加，尤其在弱磁擴(kuò)速區(qū)，鐵心損耗往往大于銅耗。

(2) 繞組銅耗[14]主要指繞組里的電氣損耗，由式(3)可得

(3)

式中：Ix——繞組x中的電流；Rx——換算到基準(zhǔn)工作溫度的繞組x電阻；

m——相數(shù)；

I——相電流；

R——相電阻。

(3) 機(jī)械損耗及其他附加損耗。機(jī)械損耗包含軸承摩擦損耗Pf和轉(zhuǎn)子風(fēng)摩損耗Pv。這兩項(xiàng)損耗在大多數(shù)情況下均難以準(zhǔn)確計(jì)算，一般取輸入或輸出功率的一定百分?jǐn)?shù)表示，這里取輸出功率的0.5%均勻加在定、轉(zhuǎn)子鐵心上，可以按經(jīng)驗(yàn)公式(4)、式(5)估算[14]。對(duì)于雜散損耗參考鑄鋁轉(zhuǎn)子異步電機(jī)，一般按輸出功率1%～3%來計(jì)算。

(4)

式中：F——滾動(dòng)軸承載荷；d——軸承內(nèi)滾珠或滾柱直徑；v——滾珠或滾柱線速度。

(5)

式中:Pv——風(fēng)摩損耗;Kv——系數(shù)，通常取0.175～0.185；v——轉(zhuǎn)子圓周速度;Q0——總風(fēng)量。

綜上所述，盤式電機(jī)的體熱源載荷以生熱率的方式加載。

2. 3 盤式電機(jī)邊界設(shè)置與求解

在流固耦合模擬計(jì)算過程中，可認(rèn)為水道中流動(dòng)的水為不可壓縮的湍流流動(dòng)。計(jì)算過程中需要求解能量守恒方程、質(zhì)量守恒方程、動(dòng)量守恒方程和湍流方程。

電機(jī)求解域的外邊界設(shè)置為絕熱面，冷卻液入口流速velocity_inlet=5 m/s，出口設(shè)置為自由速度出口outflow，通過設(shè)置前述的損耗部件的生熱率，以及求解域部件的熱物性參數(shù)，在FLUENT中進(jìn)行額定工況下的穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)求解，得到了電機(jī)溫度分布、定轉(zhuǎn)子的溫度分布，如圖4所示。

圖4 電機(jī)零部件溫度及y=0剖面溫度分布圖(℃)

從圖4可以看出，定子繞組和定子鐵心區(qū)域溫度較高，溫度范圍112～133 ℃，轉(zhuǎn)子鐵心和磁鋼溫度范圍97～112 ℃，最高溫度發(fā)生在定子繞組內(nèi)圈，達(dá)到133 ℃。因定子繞組采用H絕緣等級(jí)設(shè)計(jì)，轉(zhuǎn)子磁鋼采用燒結(jié)釹鐵硼N38EH，最高工作溫度200 ℃，在額定工況下，磁鋼不會(huì)發(fā)生退磁，定子繞組絕緣不會(huì)發(fā)生破壞，溫升可控。

3 盤式電機(jī)溫升試驗(yàn)

根據(jù)盤式電機(jī)的電磁、溫升與結(jié)構(gòu)方案，制造了物理樣機(jī)，水壓試驗(yàn)及負(fù)載溫升試驗(yàn)如圖5所示。溫升試驗(yàn)，定子繞組最高溫度達(dá)到了146 ℃，比仿真的定子繞組溫度偏高，分析原因是由于定子鐵心和端蓋裝配過程中，貼合面沒有貼緊，導(dǎo)致存在空氣層，影響了水冷的散熱效果，同時(shí)沒有考慮定子繞組的高頻銅耗和估算的永磁體的高頻渦流損耗，所以導(dǎo)致誤差稍大。

圖5 盤式電機(jī)試驗(yàn)

4 盤式電機(jī)溫升影響因素分析

電機(jī)的溫升主要由損耗產(chǎn)生的熱量造成，降低溫升主要是降低損耗，分為主動(dòng)降耗和被動(dòng)降耗兩方面，可以從結(jié)構(gòu)、材料、工況等方面進(jìn)行考慮。

4. 1 主動(dòng)降耗

在Ansoft鐵耗計(jì)算采用經(jīng)典的Bertotti鐵耗分立計(jì)算模型[11-13]，忽略磁通密度直流分量，只考慮交變磁化的影響，輸入一組100、200、400、1 000 Hz頻率下的磁密損耗BP曲線，在正弦磁通工作頻率范圍內(nèi)，鐵心損耗Pv可由式(6)計(jì)算：

(6)

式中:Pv——鐵耗;Ph——磁滯損耗;Pc——經(jīng)典渦流損耗;Pe——附加渦流損耗;Bm——交流磁通密度分量幅值;f——頻率;Kh,α——磁滯損耗系數(shù),α一般取值2;Kc——經(jīng)典渦流損耗系數(shù);Ke——附加損耗系數(shù)。

三個(gè)鐵損系數(shù)Kh,Kc,Ke的計(jì)算通過式(7)可得

(7)

其中:K1=Khf+Kcf2;K2=Kef1.5。

經(jīng)典渦流損耗系數(shù)Kc直接通過式(8)求得

(8)

式中:σ——電導(dǎo)率;d——一片硅鋼片的厚度。

求得滿足二次型最小值的K1,K2值，如式(9)所示:

(9)

式中：Pvi,Bmi——被測(cè)鐵耗曲線的第i個(gè)點(diǎn)數(shù)據(jù)。

損耗系數(shù)Kh,Ke可由式(10)計(jì)算得到：

(10)

式中:f0——損耗曲線的測(cè)試頻率。

盤式電機(jī)定子鐵耗的計(jì)算，本文采用了與其近似等效的二維直線電機(jī)模型，如圖6所示。通過式(7)～式(10)計(jì)算得到鐵損系數(shù)Kh,Kc,Ke，代入式(6)來計(jì)算鐵耗Pv。

圖6 等效直線電機(jī)模型

對(duì)比分析了5種典型硅鋼片：日本金屬GT-100，美國(guó)M19_29G，中國(guó)寶鋼B35A230，中國(guó)武鋼50WW350與50WW470，分別在空載和負(fù)載工況、額定轉(zhuǎn)速下，定子鐵心瞬態(tài)損耗隨時(shí)間變化規(guī)律，如圖7、圖8所示。

圖7 空載工況下，瞬態(tài)鐵耗隨時(shí)間變化曲線

圖8 額定負(fù)載工況下，瞬態(tài)鐵耗隨時(shí)間變化曲線

盤式電機(jī)雖額定轉(zhuǎn)速(1 600 r/min)不高，但采用多極少槽方案(18槽、16極)，導(dǎo)致電機(jī)工作在較高頻率 (213.33 Hz)，由式(6)可以看出，頻率越高，鐵耗越大。由圖7、圖8也可以看出，隨著硅鋼片厚度的增大，單位質(zhì)量損耗增大，空載和負(fù)載工況下，鐵耗增加顯著。若不考慮成本因素，對(duì)于卷繞定子鐵心，建議采用沿著卷繞方向易于磁化、高磁感應(yīng)強(qiáng)度、低損耗的晶體取向超薄硅鋼片。

4. 2 被動(dòng)降耗

冷卻水在端蓋水道中流動(dòng)，將損耗產(chǎn)生的熱量帶走，而冷卻水沿著規(guī)定的路徑流動(dòng)必須施加以一定壓力(能量)，以克服水路中的流體阻力Pw損失[15]。

(11)

式中:rw——水的重度,rw=1 000 kgf/m3;vw——水的流速;g——重力加速度,g=9.81 m/s2;L——水道總長(zhǎng)度;dw——水道橫截面等效直徑,dw=4A/x;

A——水道橫截面面積;

x——水道橫截面周長(zhǎng);

ξw——整個(gè)水道進(jìn)出口和轉(zhuǎn)彎處的水的阻力系數(shù);

λw——水路內(nèi)的摩擦因數(shù)(也稱沿程阻力系數(shù))。

鐵損和銅損產(chǎn)生的熱量經(jīng)定子鐵心和端蓋的貼合面?zhèn)鲗?dǎo)至端蓋上，然后經(jīng)端蓋上的冷卻水帶走，帶走的熱量取決于傳導(dǎo)介質(zhì)的導(dǎo)熱系數(shù)、傳導(dǎo)方向厚度、介質(zhì)兩側(cè)的溫差及水道的對(duì)流換熱系數(shù)。

(12)

式中:Re——雷諾數(shù);υ——水的運(yùn)動(dòng)黏度系數(shù);Pr——普朗特?cái)?shù);Nu——努謝特爾數(shù);λ——導(dǎo)熱系數(shù);α——對(duì)流換熱系數(shù)(也稱放熱系數(shù))。

(1) 改變盤式電機(jī)水道的入口流速。取水道入口流速范圍0.1～10 m/s，分析定轉(zhuǎn)子最高溫度發(fā)熱部件隨入口流速的溫度變化趨勢(shì)，如圖9所示。從0.1～2 m/s，定轉(zhuǎn)子最高溫度下降顯著，從2～10 m/s定轉(zhuǎn)子最高溫度下降趨于平緩。

圖9 電機(jī)最高溫度隨冷卻液入口流速變化曲線

(2) 盤式電機(jī)需要在不同負(fù)載工況下可靠運(yùn)行，以下分別在額定負(fù)載、0.167倍過載、0.333倍過載、0.5倍過載工況下，這里假設(shè)端蓋采用鋁合金6063材質(zhì)，定子繞組最高溫度隨入口水流速度變化曲線，如圖10所示。在0.5倍過載工況下，定子繞組溫度接近H級(jí)絕緣極限，只能短時(shí)過載。

圖10 不同負(fù)載工況，繞組最高溫度隨入口流速變化曲線

5 結(jié) 語(yǔ)

本文首先根據(jù)盤式電機(jī)的電磁設(shè)計(jì)參數(shù)及熱物性參數(shù)建立了三維溫度場(chǎng)流場(chǎng)流固耦合模型，分析了額定工況下電機(jī)發(fā)熱部件的溫度分布，接著對(duì)樣機(jī)進(jìn)行了溫升試驗(yàn)，針對(duì)溫升試驗(yàn)電機(jī)溫度偏高進(jìn)行了改進(jìn)性研究探索。

從主動(dòng)降低損耗和被動(dòng)降低損耗兩方面，研究了影響盤式電機(jī)溫升的因素。

主動(dòng)降耗方面，建立了等效的二維直線電機(jī)模型，從鐵耗理論模型和電磁仿真模型角度分析了不同牌號(hào)硅鋼片，在空載和負(fù)載工況下鐵耗瞬態(tài)變化趨勢(shì)，對(duì)于供電頻率較高的電機(jī)，尤其在弱磁區(qū)，鐵耗往往成為影響電機(jī)溫升的主要因素，對(duì)于卷繞定子鐵心，建議采用沿著卷繞方向易于磁化、高磁感應(yīng)強(qiáng)度、低損耗的晶體取向超薄硅鋼片來降低高頻鐵耗。

被動(dòng)降耗方面，基于建立的三維流固耦合模型，分析了水道不同入口流速對(duì)電機(jī)定轉(zhuǎn)子最高溫度影響、額定負(fù)載和過載工況下的定子繞組最高溫度隨入口冷卻液流速變化趨勢(shì)。

通過以上溫升影響因素的分析，為之后盤式電機(jī)熱管理的改進(jìn)設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)。

[1] AYDIN M, HUANG S, LIPO T A. Axial flux permanent magnet disc machine: a review[D]. Winsconsin Electric Machine & Power Electronics Consortium,University of Winsconsin-Madison, Madison, Winscon-sin, USA, WI53706-WI53706-1691, 2004.

[2] CHEN A Y, ROBERT N, ARNE N. Performance comparisons among radial-flux, multistage axial-flux, and three-phase transverse-flux PM machines for downhole applications[J]. IEEE Transactions on Industry Applications, 2010, 46(2): 779-789.

[3] GUILLAUME V, HUGUETTE T, GEORGES B, et al. Analytical thermal modelling of axial flux permanent magnet synchronous machines[J]. Electrical Machines (ICEM), 2012 Xxth International Conference, Marseille, France: IEEE 2-5, 2012(9): 2799-2805.

[4] NAGHI R, MOHAMMAD R F, JUHA P. Lumped-parameter thermal model for axial flux permanent magnet machines[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2013, 49(3): 1178-1184.

[5] GIULIO D D, GIOVANNI A R, FEDERICO C. Integral-slot versus fractional-slot concentrated-winding axial-flux permanent magnet machines: comparative design, FEA, and experimental tests[J]. IEEE Transactions on Industry Applications, 2012, 48(5): 1487-1495.

[6] FEDERICO C, FABIO M. Multistage axial-flux PM machine for wheel direct drive[J]. IEEE Transactions on Industry Applications, 1996, 32(4): 882-888.

[7] WOOLMER T J, MCCULLOCH M D. Analysis of the yokeless and segmented armature machine[J]. Electric Machines & Drives Conference, 2007, IEMDC’07, IEEE International, Antalya Turkey, 2007(5): 704-708.

[8] HANNE J, JANNE N, JUHA P, et al. Concentrated winding axial flux permanent magnet motor for industrial use[J]. XIX International Conference on Electrical Machines-ICEM 2010, 2010(9): 1-5.

[9] LI J, CHOI D W, SON D H, et al. Effects of MMF harmonics on rotor eddy-current losses for inner-rotor fractional slot axial flux permanent magnet synchronous machines[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2012, 48(2): 839-842.[10] SAHINF, TUCKEY A M, VANDENPUT A J A. Design, development and testing of a high-speed axial-flux permanent-magnet machine[C]∥ Industry Applications Conference, 2001, Thirty-Sixth IAS Annual Meeting, Chicago, IL, USA, 2001: 1640-1647.

[11] LIN D, ZHOU P, FU W N, et al. A dynamic core loss model for soft ferromagnetic and power ferrite materials in transient finite element analysis[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2004, 40(2): 1318-1321.

[12] LIN D, ZHOU P, CHEN Q M. The effects of steel lamination core losses on transient magnetic fields using T-Ω method[C]∥ IEEE Vehicle Power and Propulsion Conference (VPPC), 2008: 1-4.

[13] 崔楊,胡虔生,黃允凱.任意頻率正弦波條件下鐵磁材料損耗計(jì)算[J].微電機(jī),2007,40(8): 1-3.

[14] 陳世坤.電機(jī)設(shè)計(jì)[M].2版.北京： 機(jī)械工業(yè)出版社，2013.

[15] 丁舜年.大型電機(jī)的發(fā)熱與冷卻[M].北京： 科學(xué)出版社，1992.

Coupling Analysis of High Power Disc-Type AC Permanent Magnet Synchronous Motor on Temperature Field and Flow Field*

CHENQixu1，ZHOUYang1，YANGLaishun2，WANGYunhong2，CAOBinggang1

(1. School of Mechanical Engineering, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China; 2. Qingdao Haixi Electrical Machine Limited Corporation, Qingdao 266000, China)

According to electromagnetic parameters and thermal physical parameters of 510 kW disc-type motor, the 3D coupling model on temperature field and flow field was built. The temperature distribution of motor heating parts was analyzed under the rating condition, and then the temperature rise test of prototype was performed. For the case that the temperature of motor was high, affecting factors of temperature rise test were studied from the perspective of losses reduction actively and passively. On the respect of losses reduction actively, an equivalent two-dimension model of the flat linear motor was put forward. Changing trends of iron core loss was analyzed on the no-load and load conditions, which using different brands of silicon steel sheet based on the theoretical model of iron core loss and electromagnetic simulation model. For the higher power supply frequency of motor, especially in the region of the field weakening, iron core loss often became the main factor influencing on the temperature rise of motor. For the stator core with coiling process, the ultrathin crystal orientation silicon steel sheet that has the feature of easy magnetization, high magnetic induction intensity and low loss was advised to use in order to reduce the high frequency iron core loss. On the respect of losses reduction passively, the influence on the highest temperature of stator and rotor was analyzed for the different inlet velocity based on the 3D coupling model. The highest temperature of stator coil with inlet velocity change was analyzed under the condition of rated load and overloading. Through above analysis of influential factor on temperature, the theoretical base was provided for improving the thermal management of disc-type motor.

high power disc-type AC permanent magnet synchronous motor; temperature field; flow field; coupling

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51405374)

陳起旭(1982—)，男，博士研究生，工程師，研究方向?yàn)樘胤N電機(jī)本體設(shè)計(jì)與控制、能量管理。

TM 351

A

1673-6540(2017)04- 0020- 08

2016 -09 -20