非晶合金鐵心疊片導(dǎo)熱系數(shù)測(cè)試與電機(jī)熱分析

佟文明 孫靜陽(yáng) 程雪斌 王世偉 趙 剛

(1.沈陽(yáng)工業(yè)大學(xué)國(guó)家稀土永磁電機(jī)工程技術(shù)研究中心 沈陽(yáng) 110870 2.國(guó)網(wǎng)內(nèi)蒙古東部電力有限公司 呼和浩特 010020)

非晶合金鐵心疊片導(dǎo)熱系數(shù)測(cè)試與電機(jī)熱分析

佟文明1孫靜陽(yáng)1程雪斌1王世偉1趙 剛2

(1.沈陽(yáng)工業(yè)大學(xué)國(guó)家稀土永磁電機(jī)工程技術(shù)研究中心 沈陽(yáng) 110870 2.國(guó)網(wǎng)內(nèi)蒙古東部電力有限公司 呼和浩特 010020)

為了研究定子鐵心采用非晶合金材料對(duì)永磁電機(jī)溫度分布的影響，首先基于無(wú)限大平板層法對(duì)兩種疊壓系數(shù)非晶合金鐵心試樣軸向疊片的導(dǎo)熱系數(shù)進(jìn)行測(cè)試；然后利用電磁場(chǎng)軟件對(duì)兩臺(tái)定子鐵心分別采用非晶合金材料和硅鋼片材料、其余結(jié)構(gòu)尺寸完全相同的1.6 kW永磁同步電機(jī)的損耗進(jìn)行計(jì)算，在此基礎(chǔ)上對(duì)兩臺(tái)電機(jī)的三維溫度場(chǎng)進(jìn)行仿真分析，并對(duì)比分析了硅鋼片電機(jī)和非晶合金電機(jī)的溫度分布規(guī)律；最后對(duì)這兩臺(tái)電機(jī)進(jìn)行了溫升試驗(yàn)，并將試驗(yàn)數(shù)據(jù)與計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證了分析、計(jì)算的有效性。

非晶合金鐵心 疊壓系數(shù) 導(dǎo)熱系數(shù) 無(wú)限大平板層法 溫度場(chǎng)

0 引言

非晶合金作為一種新型雙綠色軟磁功能材料，具有極低的損耗，將其應(yīng)用于電機(jī)定子鐵心來(lái)替代常規(guī)硅鋼片材料，能夠顯著降低電機(jī)鐵耗，尤其是對(duì)于鐵耗占據(jù)主要部分的高速高頻電機(jī)[1]。但是由于高速高頻非晶合金永磁電機(jī)功率密度高，散熱面積相對(duì)較小，對(duì)于常規(guī)內(nèi)轉(zhuǎn)子，電機(jī)轉(zhuǎn)子處于電機(jī)內(nèi)部，易造成轉(zhuǎn)子溫度過(guò)高，嚴(yán)重時(shí)會(huì)對(duì)永磁體造成不可逆退磁，影響電機(jī)運(yùn)行的可靠性[2-4]。非晶合金永磁電機(jī)溫度分布一方面受各部位損耗熱源和散熱條件的影響，另一方面與電機(jī)內(nèi)材料的導(dǎo)熱能力有較大關(guān)系。由于非晶合金帶材薄、制成鐵心后疊壓系數(shù)相對(duì)較低，因此，測(cè)試非晶合金疊片鐵心軸向?qū)嵯禂?shù)以及研究非晶合金電機(jī)的溫度分布規(guī)律具有重要意義。

目前求解電機(jī)溫度分布常用的方法有等效熱網(wǎng)絡(luò)法、有限元法、有限體積法等。文獻(xiàn)[5]通過(guò)引入氣隙等效導(dǎo)熱系數(shù)，建立了籠型感應(yīng)電動(dòng)機(jī)定、轉(zhuǎn)子全域溫度場(chǎng)二維有限元計(jì)算模型，計(jì)算了定、轉(zhuǎn)子的穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)以及氣隙溫降，并通過(guò)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了計(jì)算的準(zhǔn)確性。文獻(xiàn)[6]利用FLUENT軟件對(duì)包括定子繞組端部及鐵心在內(nèi)的通風(fēng)系統(tǒng)三維流體場(chǎng)進(jìn)行了計(jì)算，并著重分析了端部繞組、壓圈周圍及徑向通風(fēng)溝內(nèi)流體流動(dòng)特點(diǎn)。文獻(xiàn)[7]分別建立了微型電動(dòng)車用感應(yīng)電機(jī)熱網(wǎng)絡(luò)方程和溫度場(chǎng)有限元模型，計(jì)算了電機(jī)額定狀態(tài)下整體溫升分布，并與實(shí)測(cè)值進(jìn)行了對(duì)比。文獻(xiàn)[8]應(yīng)用有限體積法對(duì)電機(jī)外部散熱翅風(fēng)溝、內(nèi)部氣隙及端腔內(nèi)的流體流動(dòng)及傳熱特性進(jìn)行了分析，并通過(guò)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證了計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。文獻(xiàn)[9]對(duì)用于電機(jī)內(nèi)熱計(jì)算的集總參數(shù)熱網(wǎng)絡(luò)法、有限元法、計(jì)算流體力學(xué)法進(jìn)行了詳細(xì)對(duì)比分析，并指出了每種方法的優(yōu)缺點(diǎn)。在電機(jī)熱分析的計(jì)算方法和規(guī)律性研究方面，相關(guān)學(xué)者已有大量的成果可供借鑒，但針對(duì)相同結(jié)構(gòu)尺寸的硅鋼片電機(jī)和非晶合金電機(jī)溫度特性對(duì)比分析的相關(guān)文獻(xiàn)還較少。同時(shí)，目前針對(duì)不同疊壓系數(shù)下，浸漆、固化后的非晶合金鐵心疊片方向?qū)嵯禂?shù)的實(shí)驗(yàn)測(cè)試數(shù)據(jù)還很少見(jiàn)，缺乏實(shí)用化的導(dǎo)熱系數(shù)值。

本文首先基于無(wú)限大平板層法對(duì)幾組非晶合金鐵心試樣軸向疊片的導(dǎo)熱系數(shù)進(jìn)行測(cè)試，得到了兩種疊壓系數(shù)非晶合金鐵心疊片方向的導(dǎo)熱系數(shù)；然后利用電磁場(chǎng)軟件對(duì)兩臺(tái)結(jié)構(gòu)尺寸完全相同，僅定子鐵心材料不同(分別采用非晶合金材料和硅鋼片材料)的1.6 kW永磁電機(jī)的鐵心損耗以及永磁體渦流損耗進(jìn)行計(jì)算，結(jié)合測(cè)試的鐵心軸向?qū)嵯禂?shù)對(duì)非晶合金永磁電機(jī)的溫度場(chǎng)進(jìn)行仿真分析，并對(duì)比分析硅鋼片電機(jī)和非晶合金電機(jī)的溫度分布規(guī)律；最后對(duì)這兩臺(tái)電機(jī)進(jìn)行溫升試驗(yàn)，并將試驗(yàn)數(shù)據(jù)與計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證了溫度場(chǎng)計(jì)算的正確性。

1 非晶合金鐵心軸向疊片導(dǎo)熱系數(shù)測(cè)試

電機(jī)鐵心的導(dǎo)熱系數(shù)是各向異性的。對(duì)于徑向磁通電機(jī)，通常認(rèn)為在徑向方向和圓周方向上電機(jī)鐵心的導(dǎo)熱系數(shù)是相同的，等同于材料本身的導(dǎo)熱系數(shù)。但在軸向疊片方向上鐵心的導(dǎo)熱系數(shù)卻遠(yuǎn)小于這一數(shù)值。對(duì)于常規(guī)硅鋼片鐵心，在工程上已經(jīng)有比較成熟的導(dǎo)熱數(shù)據(jù)。由于非晶合金鐵心是由片厚僅有0.025 mm的非晶合金帶材疊壓加工而成，其加工工藝、表面處理情況、疊壓系數(shù)等與硅鋼片鐵心有所不同，因此需要通過(guò)實(shí)驗(yàn)方法測(cè)試鐵心疊片方向的導(dǎo)熱系數(shù)。根據(jù)測(cè)試時(shí)溫度是否隨時(shí)間變化，導(dǎo)熱系數(shù)測(cè)試方法可分為穩(wěn)態(tài)法和非穩(wěn)態(tài)法[10]。本文采用無(wú)限大平板層法(屬穩(wěn)態(tài)法)測(cè)試非晶合金鐵心軸向疊片的導(dǎo)熱系數(shù)。

1.1 導(dǎo)熱系數(shù)測(cè)試原理

無(wú)限大平板層法是基于傅里葉一維穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱定律進(jìn)行樣品導(dǎo)熱系數(shù)測(cè)試的方法。將被測(cè)樣品制成圓盤形或長(zhǎng)方形平板，并將其放置在熱板和冷板之間，以實(shí)現(xiàn)在被測(cè)樣品的上、下表面建立起溫差。當(dāng)垂直通過(guò)試驗(yàn)樣品的熱流量達(dá)到穩(wěn)定時(shí)，通過(guò)式(1)可計(jì)算得到樣品在垂直方向上的導(dǎo)熱系數(shù)。平板法適用于各種絕緣材料、鐵心疊片等導(dǎo)熱系數(shù)較小情況下的導(dǎo)熱系數(shù)測(cè)試，其測(cè)試原理圖如圖1所示。

(1)

式中，λ為樣品導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·℃)；q為通過(guò)樣品的熱流量，W；δ為樣品厚度，m；A為樣品的橫截面積，m2；T1、T2分別為樣品上、下表面平均溫度，℃。

圖1 無(wú)限大平板層法示意圖Fig.1 Schematic diagram of infinite plate method

1.2 實(shí)驗(yàn)裝置

根據(jù)測(cè)試原理，設(shè)計(jì)了導(dǎo)熱系數(shù)測(cè)試方案，如圖2所示。實(shí)驗(yàn)裝置由加熱裝置、待測(cè)試樣、冷卻裝置、測(cè)溫裝置、隔熱裝置等組成，按照該圖搭建試驗(yàn)裝備，得到導(dǎo)熱系數(shù)測(cè)試實(shí)物圖如圖3所示。由于式(1)成立的條件是假定傳熱處于軸向一維穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱狀態(tài)，側(cè)面沒(méi)有熱損失，因此，為了減小側(cè)面熱損耗導(dǎo)致的測(cè)試誤差，測(cè)試過(guò)程中在鐵心樣品側(cè)面及加熱板都用硅酸鋁纖維作為隔熱材料緊密包裹。為了減小接觸熱阻造成的測(cè)試誤差，將試樣上、下表面做平滑處理，并均勻涂抹了導(dǎo)熱脂，同時(shí)，在加熱板正上方放置重物以施加適當(dāng)壓力，從而使加熱板、待測(cè)試樣、散熱板之間緊密接觸。

圖2 導(dǎo)熱系數(shù)測(cè)試方案Fig.2 Schematic diagram of thermal conductivity test

圖3 導(dǎo)熱系數(shù)測(cè)試實(shí)驗(yàn)裝置Fig.3 Experimental facility of thermal conductivity test

為了保證樣品與熱板和冷板可靠接觸，將測(cè)溫元件放置在試樣上、下表面邊緣的側(cè)面位置，用其測(cè)得的溫度代替試樣上、下表面的溫度。實(shí)驗(yàn)中被測(cè)樣品是由非晶合金材料疊壓而成的圓盤形鐵心，樣品厚度對(duì)測(cè)試結(jié)果有較大影響。樣品太薄易造成熱短路，而太厚則會(huì)增加側(cè)面熱損失和實(shí)驗(yàn)時(shí)間，同時(shí)考慮到實(shí)際非晶合金帶材的寬度和鐵心加工工藝，所選樣品外徑為165 mm，厚度兩種規(guī)格，分別為15 mm和25 mm，疊壓系數(shù)分別為0.84和0.88，對(duì)非晶合金鐵心樣品進(jìn)行測(cè)試，鐵心樣品如圖4所示。

圖4 非晶合金鐵心樣品Fig.4 Amorphous alloy laminated core samples

1.3 測(cè)試結(jié)果與誤差分析

在導(dǎo)熱系數(shù)測(cè)試時(shí)，首先在上部熱板中通入50 W左右的電功率對(duì)熱板進(jìn)行均勻加熱，當(dāng)熱板溫度上升約10 K時(shí)，在下部冷板中通入冷卻水進(jìn)行冷卻，然后每隔15 min記錄一次樣品上、下表面各測(cè)溫點(diǎn)的溫度和功率計(jì)測(cè)試的電壓、電流和功率值。當(dāng)達(dá)到穩(wěn)定時(shí)(半小時(shí)內(nèi)各測(cè)溫點(diǎn)溫度變化不超過(guò)1 K)，可計(jì)算得到非晶合金鐵心樣品疊片方向的導(dǎo)熱系數(shù)為

(2)

式中，P為加熱功率，W；T1、T2、T3、T4分別為樣品側(cè)面上、下測(cè)溫點(diǎn)溫度(上、下各兩個(gè)測(cè)點(diǎn))，℃。

將測(cè)得的T1、T2、T3、T4、P分別代入式(2)計(jì)算得到的導(dǎo)熱系數(shù)見(jiàn)表1。從表1可以看出，非晶合金鐵心疊片的導(dǎo)熱系數(shù)隨疊壓系數(shù)增大而增大；當(dāng)疊壓系數(shù)為0.88時(shí)，鐵心的軸向?qū)嵯禂?shù)約為0.93 W/(m·℃)；當(dāng)疊壓系數(shù)為0.84時(shí)，鐵心的軸向?qū)嵯禂?shù)約為0.86 W/(m·℃)。

表1 導(dǎo)熱系數(shù)測(cè)試實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)Tab.1 Experimental data of thermal conductivity test

2 溫度場(chǎng)求解域模型的建立

2.1 數(shù)學(xué)模型

由傳熱學(xué)原理可知，在笛卡爾坐標(biāo)系下，三維穩(wěn)態(tài)含熱源、各向異性介質(zhì)的導(dǎo)熱控制方程為[11，12]

(3)

式中，λx、λy、λz分別為x、y、z方向的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·℃)；qv為熱源密度，W/m3；α為對(duì)流散熱系數(shù)，W/(m2·℃)；Tf為流體溫度，℃。

2.2 物理模型

1.6 kW表貼式永磁電機(jī)采用機(jī)殼自然冷卻，其基本參數(shù)見(jiàn)表2。為節(jié)約計(jì)算時(shí)間，根據(jù)對(duì)稱性，取電機(jī)圓周1/8區(qū)域?yàn)檠芯繉?duì)象，根據(jù)電機(jī)基本參數(shù)建立求解域物理模型如圖5所示，其求解域剖分示意圖如圖6所示。

表2 1.6 kW表貼式永磁電機(jī)基本參數(shù)Tab.2 Parameters of a 1.6 kW surface-mounted permanent magnet motor

圖5 求解域物理模型Fig.5 Physical model of solution region

圖6 求解域剖分圖Fig.6 Finite element of solution region

3 損耗計(jì)算

損耗作為電機(jī)內(nèi)發(fā)熱熱源，對(duì)其進(jìn)行準(zhǔn)確計(jì)算是電機(jī)溫度場(chǎng)準(zhǔn)確計(jì)算的基礎(chǔ)。非晶合金永磁電機(jī)的損耗主要包括鐵耗、定子繞組銅耗、機(jī)械損耗、雜散損耗和由于變頻器供電電流時(shí)間諧波引起的諧波損耗等。

3.1 鐵耗計(jì)算

根據(jù)鐵心損耗分離理論[13]，任意磁通密度波形所引起的鐵心損耗包括磁滯損耗、渦流損耗和異常損耗。

(4)

式中，Ph、Pc、Pe、PFe分別為磁滯損耗、渦流損耗、異常損耗和總鐵心損耗；f為頻率；B為磁通密度幅值；kh、kc、ke分別為相應(yīng)的損耗系數(shù)，通過(guò)對(duì)環(huán)形非晶合金定子鐵心樣品進(jìn)行測(cè)試得到不同頻率下的鐵心損耗曲線，對(duì)損耗曲線進(jìn)行擬合得到各損耗系數(shù)[14]。

本文中的1.6 kW非晶合金電機(jī)的定子鐵心材料采用非晶合金2605SA1，轉(zhuǎn)子鐵心采用35W270硅鋼片；相同結(jié)構(gòu)尺寸的硅鋼片電機(jī)定、轉(zhuǎn)子鐵心均采用35W270硅鋼片。鐵心損耗采用二維電磁場(chǎng)仿真計(jì)算，鐵心和永磁體損耗采用文獻(xiàn)[14，15]中的計(jì)算方法。

3.2 定子繞組銅耗計(jì)算

繞組的銅耗密度表達(dá)式為

qCu=ρ0[1+β(TCu-T0)]J2

(5)

式中，qCu為繞組銅耗密度；ρ0為溫度在T0時(shí)銅的電阻率；TCu為繞組溫度；J為電流密度；β為溫度系數(shù)。

非晶合金材料的磁化性能和損耗性能受工藝影響較大，對(duì)于本文所研究的非晶合金電機(jī)，定子鐵心在經(jīng)過(guò)疊片、退火、浸漆、固化、線切割等工序后磁化性能和損耗性能相對(duì)于非晶帶材均發(fā)生很大變化。通過(guò)在兩臺(tái)電機(jī)槽口埋設(shè)的單匝測(cè)試線圈，測(cè)試得到兩臺(tái)電機(jī)測(cè)試線圈內(nèi)產(chǎn)生的感應(yīng)電動(dòng)勢(shì)幾乎一致，如圖7所示?？烧J(rèn)為兩臺(tái)電機(jī)的氣隙磁通密度相差無(wú)幾，則電機(jī)在滿載時(shí)的額定電流大小基本相同，因而，在計(jì)算兩臺(tái)電機(jī)溫度場(chǎng)分布時(shí)，銅耗取相同值。

圖7 兩臺(tái)電機(jī)測(cè)試線圈感應(yīng)電動(dòng)勢(shì)測(cè)試值Fig.7 Test results of induced electromotive force in the test coils of the two motors

3.3 永磁體渦流損耗計(jì)算

對(duì)于永磁體渦流損耗，采用三維有限元計(jì)算軟件進(jìn)行計(jì)算，渦流損耗與電流密度的關(guān)系為[16，17]

(6)

式中，PPM為永磁體渦流損耗；Jν為第ν次諧波產(chǎn)生的渦流幅值；σ為永磁體電導(dǎo)率；V為永磁體體積。

在進(jìn)行永磁體渦流損耗三維電磁場(chǎng)仿真時(shí)，電機(jī)繞組中通入額定狀況下PWM供電非正弦三相電流，此時(shí)計(jì)算結(jié)果包括電流時(shí)間諧波、磁導(dǎo)諧波、繞組空間分布產(chǎn)生的磁動(dòng)勢(shì)諧波引起的永磁體渦流損耗。由于本文所研究的兩臺(tái)電機(jī)定子鐵心磁化性能相當(dāng)，因此，兩臺(tái)電機(jī)的空載感應(yīng)電動(dòng)勢(shì)、阻抗特性也基本一致，可以假定兩臺(tái)電機(jī)的定子電流的諧波成分相同，則永磁體渦流損耗也為相同值。實(shí)際上，由于非晶合金鐵心的磁性能與加工制作工藝水平有很大關(guān)系，因而，不同的鐵心制造工藝水平、工藝流程、鐵心結(jié)構(gòu)，其磁性能與硅鋼片電機(jī)的差異有所不同，由此可能導(dǎo)致即使相同的結(jié)構(gòu)尺寸和控制方法，非晶合金電機(jī)因?yàn)橛来糯沛?、電感參?shù)差異引起電流波形出現(xiàn)較大差異，進(jìn)而造成永磁體渦流損耗出現(xiàn)差異。

對(duì)兩臺(tái)電機(jī)的定子鐵心損耗進(jìn)行有限元分析，計(jì)算得到的定子鐵心損耗密度如圖8所示。對(duì)圖8進(jìn)行處理后可知，非晶合金電機(jī)定子鐵心損耗是硅鋼片電機(jī)定子鐵心損耗的32.36%，由此可見(jiàn)，采用相同結(jié)構(gòu)參數(shù)的非晶合金電機(jī)鐵心損耗明顯低于硅鋼片電機(jī)。圖9為永磁體電流密度分布。從圖中可以看出永磁體渦流損耗密度在永磁體上層、邊緣部分較大，下層則較小。在進(jìn)行熱源加載時(shí)，為了計(jì)算方便，取平均損耗密度均勻施加在各發(fā)熱體中，電機(jī)各發(fā)熱部位的生熱率見(jiàn)表3。非晶合金電機(jī)和硅鋼片電機(jī)各部分損耗分布如圖10所示。

圖8 定子鐵心損耗密度分布Fig.8 Losses density distribution of stator core

圖9 永磁體電流密度分布Fig.9 Current density distribution of permanet magnet

圖10 求解域損耗分布 Fig.10 Losses distribution of the solution region

電機(jī)部件硅鋼片電機(jī)非晶合金電機(jī)損耗/W生熱率/(106W/m3)損耗/W生熱率/(106W/m3)定子鐵心53.40.19917.280.064繞組76.080.97476.080.974永磁體24.380.67424.380.674軸承9.680.1859.680.185

4 溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果

將前文損耗計(jì)算結(jié)果作為熱源均勻施加到各發(fā)熱體中，計(jì)算得到兩臺(tái)電機(jī)的溫度分布情況。圖11為求解域整體的溫度分布，表4列出了電機(jī)各部位的溫升值，基準(zhǔn)溫度300 K。

圖11 求解域溫度分布Fig.11 Temperature distribution of solution region

電機(jī)部件硅鋼片電機(jī)非晶合金電機(jī)最高溫升/K平均溫升/K最高溫升/K平均溫升/K定子鐵心77.0473.9274.6669.92繞組83.9382.3281.0879.18永磁體87.2486.3184.3483.40轉(zhuǎn)子鐵心81.2979.1578.2776.10軸承67.5864.4264.2261.06

從圖11、表4可以看出：

1)對(duì)于兩臺(tái)自然冷卻永磁同步電機(jī)，由于電機(jī)結(jié)構(gòu)和冷卻條件的對(duì)稱性，其整體溫度基本沿軸向中心對(duì)稱分布，兩臺(tái)電機(jī)的最高溫升均位于永磁體中間區(qū)域。同時(shí)由于端部繞組伸出鐵心置于端腔空氣中，而端腔空氣流動(dòng)性很差，端部繞組散熱困難，槽內(nèi)繞組產(chǎn)生的熱量更容易通過(guò)定子鐵心傳導(dǎo)到機(jī)殼表面后散到空氣中，導(dǎo)致定子端部繞組溫升高于槽內(nèi)繞組溫升。

2)與硅鋼片電機(jī)相比，由于非晶合金材料應(yīng)用于定子鐵心替代了硅鋼片材料，定子鐵耗顯著降低，導(dǎo)致非晶合金電機(jī)各部件溫升降低，其中定子鐵心平均溫升降低了4 K，繞組平均溫升降低了3.14 K，永磁體平均溫升降低了2.91 K。

為了詳細(xì)了解電機(jī)各部件的溫度分布規(guī)律，圖12、圖13分別給出了硅鋼片永磁電機(jī)與非晶合金永磁電機(jī)的定子鐵心、永磁體的溫度分布。從圖13中可以看出，永磁體的最熱點(diǎn)位于永磁體中部，軸向上兩者溫度分布趨勢(shì)基本一致，轉(zhuǎn)子中間區(qū)域溫升高于兩端溫升，這是由于轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)時(shí)，轉(zhuǎn)子兩端與端腔空氣直接接觸，通過(guò)對(duì)流換熱帶走了轉(zhuǎn)子一部分熱量。

圖13 永磁體溫度分布Fig.13 Temperature distribution of permanent magnet

5 溫升試驗(yàn)及數(shù)據(jù)對(duì)比

為了驗(yàn)證數(shù)值計(jì)算的準(zhǔn)確性，分別對(duì)1.6 kW硅鋼片電機(jī)和非晶合金電機(jī)在額定狀態(tài)下進(jìn)行了穩(wěn)態(tài)溫升試驗(yàn)，硅鋼片電機(jī)和非晶合金電機(jī)樣機(jī)如圖14a所示，電機(jī)的繞組端部埋置熱敏電阻用于測(cè)試?yán)@組端部溫升。電機(jī)的溫升試驗(yàn)平臺(tái)如圖14b所示。表5分別給出了硅鋼片電機(jī)、非晶合金電機(jī)試驗(yàn)值與計(jì)算值的對(duì)比結(jié)果。由表5可知，繞組、定子鐵心、端蓋溫升的試驗(yàn)值與計(jì)算值基本吻合，硅鋼片電機(jī)誤差分別為0.08%、2.18%、4.45%；非晶合金電機(jī)誤差分別為1.54%、4.39%、7.17%，滿足工程實(shí)際要求，試驗(yàn)結(jié)果證明了計(jì)算的準(zhǔn)確性。

圖14 樣機(jī)溫升試驗(yàn)Fig.14 Temperature rise test

部件計(jì)算值/K試驗(yàn)值/K誤差(%)硅鋼片電機(jī)繞組83.9385.431.76定子鐵心77.0480.304.06端蓋60.5863.404.45非晶合金電機(jī)繞組81.0883.102.43定子鐵心74.6677.623.81端蓋64.8969.907.17

6 結(jié)論

本文首先基于無(wú)限大平板層法對(duì)幾組非晶合金鐵心試樣進(jìn)行了測(cè)試，然后應(yīng)用有限體積法對(duì)比分析了1.6 kW硅鋼片電機(jī)和非晶合金電機(jī)的溫度分布規(guī)律，得到如下結(jié)論：

1)基于無(wú)限大平板層法測(cè)試得到非晶合金鐵心在疊壓系數(shù)為0.84時(shí)，軸向疊片導(dǎo)熱系數(shù)約為0.86 W/(m·℃)；當(dāng)疊壓系數(shù)為0.88時(shí)，軸向疊片導(dǎo)熱系數(shù)約為0.93 W/(m·℃)。

2)當(dāng)永磁同步電機(jī)的定子鐵心采用非晶合金材料替代硅鋼片后，由于其定子鐵心損耗的顯著降低，即使軸向?qū)嵯禂?shù)相對(duì)較小，通常情況下非晶合金電機(jī)的各部位平均溫升和局部最高溫升均明顯降低。需要注意的是，由于非晶電機(jī)與硅鋼電機(jī)參數(shù)存在差異(主要受非晶合金鐵心加工工藝影響)，因而，在相同出力下二者的供電電流大小和波形存在差異，導(dǎo)致永磁體渦流損耗和永磁體溫升存在差別。由于通常情況加工后的非晶合金鐵心磁化性能變差，電感小，電感濾波能力變差導(dǎo)致電流諧波大；加之非晶合金飽和磁通密度低，對(duì)于中低頻應(yīng)用場(chǎng)合電機(jī)體積需要加大，因而非晶合金電機(jī)的永磁體渦流損耗可能有所增大，需根據(jù)實(shí)測(cè)電流波形進(jìn)行損耗與熱分析。

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(編輯 于玲玲)

Thermal Conductivity Measurement of Amorphous Alloy Laminated Core and Thermal Analysis of Amorphous Alloy Motor

TongWenming1SunJingyang1ChengXuebin1WangShiwei1ZhaoGang2

(1.National Engineering Research Center for Rare Earth Permanent Magnet Machines Shenyang University of Technology Shenyang 110870 China 2.State Grid East Inner Mongolia Electric Power Company Limited Hohhot 010020 China)

In order to study the influence of amorphous alloy stator core on the temperature distribution of permanent magnet motor，an experiment for measuring the thermal conductivity of stacked amorphous alloy iron core in axial direction was conducted based on infinite plate method，and two groups of amorphous alloy samples with different stacking factors were measured.Then the losses of two 1.6 kW permanent magnet motors with the same dimensions but different stator core materials were calculated by electromagnetic field software.One of the stator cores is made of amorphous alloy，and the other is made of conventional silicon steel.Based on the losses results，the 3D temperature field was calculated，and the temperature distributions of amorphous alloy motor and silicon steel motor were compared.Finally，the temperature rise test of the two motors was conducted，and the test data were compared with the calculated results，which validated the effectiveness of the analysis and calculation.

Amorphous alloy stator core，stacking factor，thermal conductivity，infinite plate method，temperature field

國(guó)家自然科學(xué)基金(51307111，51677122)、國(guó)家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃(2016YFB0300503)和遼寧省教育廳科學(xué)研究(LGD20160006)資助項(xiàng)目。

2016-08-30 改稿日期2017-01-16

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.L70768

TM301.4

佟文明 男，1984年生，博士，副教授，碩士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)樘胤N電機(jī)及其控制與電機(jī)多物理場(chǎng)仿真分析。

E-mail：twm822@126.com(通信作者)

孫靜陽(yáng) 女，1991年生，碩士研究生，研究方向?yàn)橛来烹姍C(jī)多物理場(chǎng)仿真。

E-mail：397489682@qq.com