基于流固耦合的高速永磁電機冷卻結(jié)構(gòu)分析與改進

朱高嘉, 朱英浩, 佟文明, 韓雪巖, 朱建國

(1. 國家稀土永磁電機工程技術(shù)研究中心， 沈陽工業(yè)大學 ，遼寧 沈陽 110870；2. 悉尼科技大學工程與信息技術(shù)學院， 悉尼 新南威爾士 2007)

基于流固耦合的高速永磁電機冷卻結(jié)構(gòu)分析與改進

朱高嘉1, 朱英浩1, 佟文明1, 韓雪巖1, 朱建國2

(1. 國家稀土永磁電機工程技術(shù)研究中心， 沈陽工業(yè)大學 ，遼寧 沈陽 110870；2. 悉尼科技大學工程與信息技術(shù)學院， 悉尼 新南威爾士 2007)

為研究高速永磁電機的溫度分布狀態(tài)和冷卻系統(tǒng)效率，以一臺全封閉式15kW、30000r/min高速非晶合金永磁電機為例，分析電機內(nèi)冷卻介質(zhì)的流動狀態(tài)和電機溫升分布，并通過對比一臺結(jié)構(gòu)相似的10kW、2250r/min樣機的溫升計算結(jié)果和實驗結(jié)果，驗證算法的準確性和可靠性。針對全封閉式永磁牽引電機轉(zhuǎn)子發(fā)熱嚴重的特點，建立了一套由轉(zhuǎn)子徑向風孔隔板作為風扇驅(qū)動、自循環(huán)軸向-徑向混合通風冷卻系統(tǒng)，通過流固耦合仿真驗證了冷卻系統(tǒng)的高效性和可靠性。計算結(jié)果表明，通過應(yīng)用該冷卻系統(tǒng)可以有效地降低轉(zhuǎn)子位置的溫升，對全封閉式高速永磁電機冷卻結(jié)構(gòu)設(shè)計具有一定的參考意義。

高速永磁電機；全封閉結(jié)構(gòu)；通風冷卻；流體場; 溫度場

1 引言

高速永磁電機由于其高效率、高功率密度、可與負載或原動機直接相連的特點[1,2]，在航空航天、高速機床、高速壓縮機等領(lǐng)域得到了廣泛和密切的關(guān)注[3]。永磁電機具有效率和功率因數(shù)高、調(diào)速范圍大[4]的優(yōu)點，在高速電機研究領(lǐng)域具有廣闊的應(yīng)用前景。由于高速永磁電機損耗密度大、工作頻率高，電機內(nèi)部發(fā)熱嚴重。為了保證電機運行可靠性及其輸出轉(zhuǎn)矩能力，對轉(zhuǎn)子、永磁體的有效冷卻是電機安全穩(wěn)定運行的關(guān)鍵。

為了實現(xiàn)電機冷卻系統(tǒng)的合理設(shè)計，電機溫度場精確計算技術(shù)是設(shè)計工作中的重要工具。電機的溫升計算問題，發(fā)展于熱路法[5]、經(jīng)過集總參數(shù)熱網(wǎng)絡(luò)法[6]達到了場計算技術(shù)[7,8]的計算水平。近年來，隨著計算技術(shù)的不斷進步和計算機性能的逐步提高，應(yīng)用基于計算流體力學(Computational Fluid Dynamics, CFD)的方法處理電機內(nèi)的流固耦合[9,10](Fluid Structure Interaction, FSI)問題，已經(jīng)在電機的發(fā)熱與散熱分析中得到了較為廣泛的關(guān)注，許多專家在計算技術(shù)上進行了研究[11,12]并且通過應(yīng)用得到了諸多有價值的規(guī)律[13,14]。流固耦合方法將電機內(nèi)散熱面對流傳熱能力的分析歸納到流體場的計算中，可以較為方便地得到較精確的溫度場分布。對于冷卻結(jié)構(gòu)復(fù)雜、冷卻介質(zhì)溫度變化大的問題，其計算結(jié)果更加精確可靠。

本文以一臺全封閉式15kW機殼水冷高速非晶合金永磁電機為例，應(yīng)用基于流固耦合的計算技術(shù)分析電機內(nèi)流體的流動和電機溫升分布。通過對比一臺結(jié)構(gòu)相似的10kW樣機耦合計算結(jié)果和溫升實驗結(jié)果，驗證計算結(jié)果的準確性和計算方法的可靠性。針對電機轉(zhuǎn)子、永磁體中央位置發(fā)熱嚴重的特點，建立了一套轉(zhuǎn)子徑向通風孔內(nèi)隔板作為離心風扇驅(qū)動、自循環(huán)軸向-徑向混合通風冷卻系統(tǒng)。通過應(yīng)用三維流固耦合仿真，驗證了將文中設(shè)計的冷卻系統(tǒng)應(yīng)用于15kW高速非晶合金永磁電機的可行性。

2 電機結(jié)構(gòu)及參數(shù)

15kW、30000r/min高速非晶合金永磁電機基本結(jié)構(gòu)如圖1所示。電機采用4極18槽結(jié)構(gòu)，內(nèi)置式永磁體呈“—”型排列。電機定子鐵心采用安泰科技股份有限公司生產(chǎn)的1k101非晶合金材料疊壓而成，通過線切割工藝開設(shè)18個梨形槽。電機機殼外側(cè)開設(shè)螺旋形水道，通入冷卻水實現(xiàn)散熱。電機基本參數(shù)及冷卻結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

圖1 15kW水冷永磁同步電機基本結(jié)構(gòu)Fig.1 Basic structure of 15kW water-cooled PMSM

參數(shù)數(shù)值參數(shù)數(shù)值額定功率/kW15定子鐵心外徑/mm130額定轉(zhuǎn)速/(r/min)30000轉(zhuǎn)子鐵心外徑/mm67.4極對數(shù)2氣隙長度/mm1.3定子槽數(shù)18鐵心長度/mm110絕緣等級F永磁體寬度/mm15.5永磁體牌號N40UH磁化方向長度/mm4非晶材料牌號1k101水道寬、高/mm20/7.5

3 數(shù)學模型與基本假設(shè)

3.1 數(shù)學模型

根據(jù)傳熱學的基本理論，在笛卡爾坐標系下，三維穩(wěn)態(tài)熱傳導控制方程可表示為[15]：

(1)

式中，T為待解溫度變量(K)；λx、λy、λz分別為x、y、z方向的導熱系數(shù)(W/(m·K))；q為熱源密度(W/m3)；s1、s2分別為絕熱邊界、對流散熱邊界；n為邊界法向方向；α為散熱面對流傳熱系數(shù)(W/(m2·K))；Ta為冷卻介質(zhì)溫度(K)。

電機內(nèi)流體的流動應(yīng)當同時滿足質(zhì)量守恒定律、動量守恒定律和能量守恒定律。對于穩(wěn)態(tài)、不可壓、粘性流體，其控制方程可表示為[16]：

(2)

式中，ρ為流體密度(kg/m3)；Λ為可選變量，在連續(xù)性方程中為常數(shù)1，在動量方程中為各方向速度分量ux、uy、uz，在能量方程中為單位質(zhì)量內(nèi)能e，在湍流方程中分別為湍流動能κ和湍流耗散率ε；u為流體的速度矢量(m/s)；Γ為擴散系數(shù)；SΛ為源項參量。

3.2 計算時的基本假設(shè)

為了簡便計算，在計算時做出如下假設(shè)[17-20]：①認為定子槽內(nèi)繞組的發(fā)熱情況相同，忽略趨膚效應(yīng)和鄰近效應(yīng)；②將槽內(nèi)導體等效成均勻的銅條，并將槽內(nèi)所有絕緣和空氣等效成一個絕緣實體；③計算時考慮定子和機殼間裝配間隙對傳熱的影響；④繞組端部伸出部分用等長的直導體、絕緣等效；⑤電機內(nèi)冷卻氣體馬赫數(shù)較低，認為流體不可壓。計算時考慮轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)對轉(zhuǎn)子端面散熱、氣隙部分傳熱的影響，在氣隙和轉(zhuǎn)子鐵心的交界面、轉(zhuǎn)子鐵心端面和腔內(nèi)空氣交界面給定額定轉(zhuǎn)速30000r/min。流固耦合計算中考慮空氣摩擦損耗的作用[8]。

4 15kW水冷永磁同步電機流固耦合計算

4.1 計算模型和熱計算參數(shù)

為縮減計算規(guī)模和計算時間，考慮到電機的對稱性，選取1/4模型作為求解域，如圖2所示。由于冷卻水入口為速度入口，為了保證水槽冷卻區(qū)域內(nèi)流動狀態(tài)接近實際，適當延長了入口、出口，以保證進入水道前湍流能充分發(fā)展。計算域中，由于模型對稱性，固體部分斷面設(shè)置為絕熱邊界；由于在計算中考慮旋轉(zhuǎn)的作用，氣體部分斷面設(shè)置為周期性邊界。計算時給定冷卻水量17.78L/min(冷卻水道內(nèi)平均水速1.975m/s)。

計算時考慮變頻器諧波對電機損耗的影響，通過有限元仿真得到額定工況下電機損耗分布，如表2所示。由于電機工作頻率、轉(zhuǎn)速較高，電機中鐵耗、附加耗和機械損耗較大。在表2中，軸承摩擦損耗Pbr根據(jù)經(jīng)驗公式[21]得到：

Pbr=0.7725×10-3GrDshnr

(3)

式中，Gr為轉(zhuǎn)子的總重量(kg)；Dsh為電機軸徑(m)；nr為電機轉(zhuǎn)速(r/min)。

圖2 電機流固耦合求解域Fig.2 Solution domain of motor

位置損耗/W生熱率/×106(W/m3)繞組183.11.834定子鐵心312.70.443轉(zhuǎn)子鐵心98.110.442永磁體63.251.159軸承94.024.196

4.2 流體場與溫度場分析

為了分析電動車用永磁牽引電機的溫度分布狀態(tài)，應(yīng)用基于計算流體力學(CFD)的流固耦合(FSI)計算技術(shù)分析電機冷卻介質(zhì)的流動及電機溫度分布狀態(tài)。由于電機采用PWM波供電且工作頻率較高，在運行過程中轉(zhuǎn)子內(nèi)存在大量的空間諧波和時間諧波，轉(zhuǎn)子、永磁體發(fā)熱嚴重。由于轉(zhuǎn)子端面和電機腔內(nèi)冷卻空氣接觸，并且由于旋轉(zhuǎn)的作用其散熱能力較強，電機最高溫升出現(xiàn)在永磁體中央位置，最高溫升101.2K，永磁體溫升分布如圖3所示。由于電機采用機殼水冷的冷卻結(jié)構(gòu)，繞組溫升相對較低。電機繞組最高溫升76.7K，位置出現(xiàn)在下層繞組的端部，如圖4所示。

圖3 無內(nèi)風路流固耦合計算得到的電機永磁體溫升分布Fig.3 Temperature rise distribution of PMs without inner ventilation system

圖4 無內(nèi)風路流固耦合計算得到的電機繞組溫升分布Fig.4 Temperature rise distribution of windings without inner ventilation system

在安裝區(qū)域狹小、周圍空氣溫度較高的較為惡劣的工作環(huán)境下，穩(wěn)定運行時高達101.2K的永磁體溫升在較高的溫度環(huán)境下制約電機電磁性能，且可能致使永磁體發(fā)生不可逆退磁，無法保證電機長期運行時的安全性和可靠性。

5 軸向-徑向混合通風冷卻結(jié)構(gòu)

5.1 冷卻結(jié)構(gòu)

為了降低電機尤其是轉(zhuǎn)子位置的溫升，保證電機輸出轉(zhuǎn)矩能力并提高電機的運行可靠性，本文建立一套由安裝于轉(zhuǎn)子徑向風孔、隨轉(zhuǎn)子同步旋轉(zhuǎn)的隔板作為離心風扇驅(qū)動的軸向-徑向混合通風冷卻系統(tǒng)。冷卻風路如圖5所示。冷卻風由安裝于轉(zhuǎn)子徑向風孔內(nèi)的隔板作為離心式風扇驅(qū)動，流經(jīng)轉(zhuǎn)子徑向通風孔-定子徑向通風孔-定子軸向通風孔-轉(zhuǎn)子軸向通風孔，回到隔板位置形成冷卻風循環(huán)。由于電機采用機殼水冷的方式冷卻，由4.2節(jié)的計算結(jié)果可知，靠近機殼的電機定子鐵心位置溫升較低；轉(zhuǎn)子鐵心內(nèi)部位置溫升較高。冷卻風由溫升較高的轉(zhuǎn)子位置吸收熱量，由溫升較低的定子、機殼、端蓋位置散出熱量，幫助均衡電機內(nèi)部的溫升。

圖5 混合通風冷卻風路Fig.5 Mixed-ventilation cooling structure

5.2 基于混合通風結(jié)構(gòu)的流場、溫度場分析

流固耦合求解域模型如圖6所示。在1/4模型內(nèi)開設(shè)定子軸向通風孔3個(全域12個)；轉(zhuǎn)子減重孔用作軸向通風孔，在計算模型內(nèi)共1個(全域4個)。在計算模型中轉(zhuǎn)子軸向通風孔被沿中心面切斷，實際模型中由于中心面作為對稱面不存在粘性力，斷面在計算中設(shè)置為無摩擦面。耦合計算時計及空氣摩擦損耗對電機發(fā)熱、散熱的影響。

圖6 混合通風冷卻電機求解域模型Fig.6 Solution domain of mixed-ventilated motor

流固耦合仿真的結(jié)果如圖7所示。電機最高溫升81.3K，位置出現(xiàn)在分段永磁體內(nèi)部中央位置，如圖8所示。由于隔板攪動的作用，冷卻風除了沿徑向的流動外，存在較大的周向速度分量。雖然冷卻風溫度較高，但仍具備一定的散熱能力，故而分段永磁體內(nèi)側(cè)端面的溫升低于永磁體內(nèi)部。

圖7 有內(nèi)風路流固耦合計算得到的電機溫升分布Fig.7 Temperature rise distribution of motor with inner ventilation system

圖8 有內(nèi)風路流固耦合計算得到的永磁體溫升分布Fig.8 Temperature rise distribution of motor PMs with inner ventilation system

電機繞組最高溫升70.6K，位置仍出現(xiàn)在下層繞組的端部位置，如圖9所示。

圖9 有內(nèi)風路流固耦合計算得到的繞組溫升分布Fig.9 Temperature rise distribution of motor windings with inner ventilation system

5.3 冷卻效率分析

根據(jù)4.2節(jié)、5.2節(jié)的結(jié)果可知，通過應(yīng)用轉(zhuǎn)子徑向風孔內(nèi)隔板驅(qū)動、自循環(huán)軸向-徑向混合通風冷卻系統(tǒng)，可以有效地降低轉(zhuǎn)子位置的溫升。在冷卻風的作用下，永磁體最高溫升降低了19.9K。此外，在未安裝混合通風冷卻系統(tǒng)的情況下，永磁體內(nèi)最高、最低溫升相差17.2K，而通過內(nèi)循環(huán)冷卻風的作用，永磁體內(nèi)溫差降低到了11.0K，永磁體溫升更加均衡。對于電機繞組，通風結(jié)構(gòu)具有一定的冷卻作用，但由于冷卻風將一部分轉(zhuǎn)子熱量攜帶到定子鐵心且通風結(jié)構(gòu)增大了電機風摩耗，安裝、未安裝混合通風冷卻結(jié)構(gòu)時繞組溫升差別較小(降低約6.1K)。轉(zhuǎn)子徑向風孔內(nèi)隔板驅(qū)動、自循環(huán)軸向-徑向混合通風冷卻系統(tǒng)一定程度上均衡了電機內(nèi)定子、轉(zhuǎn)子溫升，使得電機溫升分布更加合理，提高了電機長期穩(wěn)定運行的可靠性。

6 溫升實驗及數(shù)據(jù)對比

以一臺結(jié)構(gòu)相似、冷卻方式相同的10kW，2250r/min永磁牽引電機為樣機，采用第4節(jié)的流固耦合計算方法計算電機溫升分布。通過對比電機溫升計算值和實驗結(jié)果，驗證計算方法的可靠性和準確性。圖10為電機整機溫升分布圖。由于轉(zhuǎn)子端面和電機腔內(nèi)冷卻空氣接觸，并且由于旋轉(zhuǎn)的作用其散熱能力較強，電機最高溫升出現(xiàn)在永磁體中央位置，最高溫升142.0K。永磁體溫升分布如圖11(a)所示。由于電機采用機殼水冷的冷卻結(jié)構(gòu)，繞組溫升相對較低。電機繞組最高溫升106.7K，位置出現(xiàn)在下層繞組的端部，如圖11(b)所示。

圖10 流固耦合計算得到的10kW樣機溫升分布Fig.10 Temperature rise distribution of 10kW prototype

圖11 流固耦合計算得到的10kW樣機永磁體、繞組溫升分布Fig.11 Temperature rise distribution of PMs and windings of 10kW prototype

實驗時通過在繞組端部埋設(shè)熱電阻測量其溫度。電機溫升實驗平臺如圖12(a)所示。圖12(c)為無線測溫設(shè)備，帶天線的盒體為溫度信號處理、發(fā)射器，將其固定于電機轉(zhuǎn)軸。為了測量永磁體溫升，將圖12(c)中導線端頭安裝的微型測溫元件埋設(shè)于永磁體側(cè)面、轉(zhuǎn)子開設(shè)隔磁橋而產(chǎn)生的空隙中，測得溫度值由信號處理發(fā)射器發(fā)射，由圖12(b)中EPTM1000主機接收信號并顯示溫度。

圖12 10kW水冷永磁同步電機溫升試驗Fig.12 Temperature rise test of 10kW water-cooled PMSM

表3給出了10kW樣機在額定轉(zhuǎn)速運行情況下電機實驗溫升和計算溫升的對比。可以看出，電機繞組溫升計算誤差約4.22%，永磁體溫升計算誤差約5.02%，滿足工程需要，并且驗證了流固耦合算法的準確性。

表3 10kW樣機溫升實驗結(jié)果和數(shù)值計算結(jié)果對比Tab.3 Results of numerical analyses and experiment

7 結(jié)論

本文基于永磁電機三維流體場、溫度場耦合模型，分析一臺全封閉式高速非晶合金永磁電機的溫度分布狀態(tài)。針對電機轉(zhuǎn)子、永磁體中央位置發(fā)熱嚴重、在惡劣的工作環(huán)境下無法保證電機長期安全運行的問題，建立一套由轉(zhuǎn)子徑向風孔隔板作為離心風扇驅(qū)動、自循環(huán)軸向-徑向混合的通風冷卻系統(tǒng)。應(yīng)用流固耦合計算技術(shù)分析電機內(nèi)的流動以及電機溫升分布狀態(tài)。由分析結(jié)果可知，該冷卻系統(tǒng)可以有效地降低電機轉(zhuǎn)子、永磁體溫升，解決了電機永磁體溫升過高的問題，對全封閉式高速永磁電機的冷卻系統(tǒng)設(shè)計具有一定的參考意義。

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Analysisandenhancementofcoolingsystemofhigh-speedpermanentmagnetmotorbasedoncomputationalfluiddynamics

ZHU Gao-jia1, ZHU Ying-hao1, TONG Wen-ming1, HAN Xue-yan1, ZHU Jian-guo2

(1. National Engineering Research Center for Rare-earth Permanent Magnet Machines, Shenyang University of Technology, Shenyang 110870, China;2. Faculty of Engineering and Information Technology, University of Technology Sydney,Sydney NSW 2007, Australia)

In order to analyze the temperature distributions and cooling efficiency of the high-speed permanent magnet motors (HSPMM) with totally enclosed structures, thermal and fluid analysis of a totally enclosed 15kW 30000r/min PM motor utilizing an amorphous alloy (AA) core are employed. The calculations of an analogous structured 10kW, 2250r/min prototype based on the same calculation technology are carried out, and the results are validated by the temperature-rise experiments of the prototype. A self-circulated radial-axial mixed ventilation system is presented for the cooling of the seriously heated parts, and of which the cooling air is driven by the division plates working as the centrifugal fans mounted inside the rotor radial passage. The ventilation system proved to be effective and reliable by computational fluid dynamics (CFD) analyses. The cooling system presented can effectively reduce the temperature rises of the rotor units, and thus provides certain guidance for the designing and manufacturing of the HSPMM with enclosed structures.

high-speed permanent magnet motor; totally enclosed structure; forced-air cooling; fluid field; temperature field

2016-12-27

國家自然科學基金項目(51307111； 51677122)、 國家重點研發(fā)計劃項目(2016YFB0300500)、 遼寧省教育廳科學技術(shù)研究項目(L2013049)

朱高嘉(1989-)， 男， 江蘇籍， 博士研究生， 研究方向為永磁電機多物理場耦合分析；朱英浩(1929-)， 男， 浙江籍， 中國工程院院士， 教授， 博導， 研究方向為變壓器。

10.12067/ATEEE1612086

1003-3076(2017)12-0001-07

TM315