導(dǎo)熱灌封膠在電機(jī)上的應(yīng)用

王有川，趙安然，李強(qiáng)軍，吳江權(quán)，馮江華

（中車株洲電力機(jī)車研究所有限公司，湖南 株洲 412001）

0 引言

隨著驅(qū)動(dòng)電機(jī)向著輕型化、小型化、高功率密度方向發(fā)展以及運(yùn)行環(huán)境越來越惡劣，對(duì)電機(jī)提出了更高的散熱和防護(hù)要求，驅(qū)動(dòng)電機(jī)的溫升成為電機(jī)能否長(zhǎng)時(shí)間負(fù)載運(yùn)行的關(guān)鍵影響因素[1]。電機(jī)溫升的升高使得電機(jī)的運(yùn)行溫度越來越高，如果產(chǎn)生的熱量無法及時(shí)向外傳遞，將加速電機(jī)中絕緣材料的老化，對(duì)電機(jī)的耐久性和可靠性造成較大的影響。因此，電機(jī)的輕型化、小型化和高功率密度的發(fā)展程度受制于電機(jī)定子的溫升[1-3]。

工程上傳導(dǎo)、對(duì)流和輻射換熱3種基本熱量傳遞方式共同存在，相互作用，在不同的部位和傳熱環(huán)節(jié)中起主導(dǎo)作用的傳熱方式不同[4]。定子繞組因銅耗產(chǎn)生的熱量主要是通過繞組以熱傳遞或熱對(duì)流的方式將熱量由槽絕緣和繞組表面?zhèn)鹘o定子鐵心和空氣[5]，絕緣材料和空氣的熱阻比硅鋼片要大得多，所以提高絕緣材料的導(dǎo)熱性和減少定子槽內(nèi)氣隙可提高定子絕緣系統(tǒng)的導(dǎo)熱性，從而降低絕緣系統(tǒng)的熱阻，提高電機(jī)的散熱速率。目前常采用定子整體浸漆來消除定子槽和繞組端部的氣隙，提高絕緣系統(tǒng)的整體性，進(jìn)而提高定子的電氣性能和導(dǎo)熱性。但是浸漬漆本身的導(dǎo)熱性較差，而采用真空壓力浸漆（VPI）只是提高絕緣系統(tǒng)的整體性。采用高導(dǎo)熱膠對(duì)電機(jī)定子進(jìn)行整體灌封，既可消除定子槽中的氣隙，又能提高絕緣系統(tǒng)本身的導(dǎo)熱性，同時(shí)能實(shí)現(xiàn)對(duì)線圈端部的防護(hù)，避免絕緣材料的直接暴露，降低電機(jī)外部環(huán)境因素如潮氣、粉塵、鹽霧等對(duì)電機(jī)絕緣材料的影響，對(duì)延長(zhǎng)電機(jī)使用壽命、提高電機(jī)的安全性和穩(wěn)定性具有十分重要的意義。

本文結(jié)合仿真計(jì)算分析與實(shí)際驗(yàn)證，研究采用導(dǎo)熱灌封膠對(duì)電機(jī)進(jìn)行整體灌封后的電機(jī)溫升以及灌封膠固化后的耐沖擊、振動(dòng)性能，探索導(dǎo)熱灌封膠在驅(qū)動(dòng)電機(jī)上的應(yīng)用。

1 電機(jī)整體灌封

1.1 灌封膠的選擇

隨著定子絕緣系統(tǒng)綜合導(dǎo)熱系數(shù)的提高，定子繞組的溫升逐漸下降，但趨勢(shì)會(huì)逐漸變緩，而且綜合導(dǎo)熱系數(shù)的提高，會(huì)增加材料和工藝成本，所以在實(shí)際應(yīng)用中，應(yīng)從材料成本、工藝性和溫升降低效果上考慮，選擇綜合導(dǎo)熱系數(shù)合適的絕緣系統(tǒng)[6]。

黏度、耐熱性和熱導(dǎo)率是選擇導(dǎo)熱膠最重要的指標(biāo)。膠體因黏度太高而不易流動(dòng)，混入的空氣不易溢出，會(huì)導(dǎo)致定子槽內(nèi)填充不充分，而黏度太低又會(huì)使填料沉降。耐熱性和導(dǎo)熱性越高越好，但是越高意味著填料含量越高，又會(huì)使黏度升高，所以綜合考慮，選擇的導(dǎo)熱膠性能如表1所示。黏度較低可填滿繞組與鐵心之間的縫隙，而又不至于發(fā)生填料沉降；較長(zhǎng)的凝膠時(shí)間可保證充分的操作時(shí)間和滲透時(shí)間；高熱導(dǎo)率和玻璃化轉(zhuǎn)變溫度可保證較高的導(dǎo)熱性和耐熱性。

1.2 灌封膠的老化壽命

熱重點(diǎn)斜法的原理是基于電氣絕緣熱壽命試驗(yàn)理論——lgτ=a+b/T，將恒溫老化和熱失重相結(jié)合，快速得出熱壽命方程。

表1 灌封膠的性能Tab.1 Performance of potting adhesive

從熱重曲線上選取失重5%～50%的10個(gè)溫度值，按經(jīng)驗(yàn)公式（1）計(jì)算表觀熱解活化能Ep。

式（1）中：E0為常數(shù)，J/mol；C0為系數(shù)；E0、C0按照J(rèn)B/T 1544—2015中規(guī)定的試驗(yàn)條件取值；R為氣體常數(shù)，8.314 J/(K·mol)；tn對(duì)應(yīng)于每一個(gè)ΔW/Wa的溫度值，℃；ΔW/Wa為失重百分?jǐn)?shù)；ΔW為試樣在tn下的失重質(zhì)量，mg；Wa為試樣總失重質(zhì)量，mg。

由計(jì)算出的Ep按式（2）可以計(jì)算熱壽命曲線斜率b。

表2 灌封膠熱失重?cái)?shù)據(jù)計(jì)算分析結(jié)果Tab.2 The calculation and analysis results of thermal weight loss data of potting adhesive

按標(biāo)準(zhǔn)制作老化試驗(yàn)樣條，在250℃下進(jìn)行單點(diǎn)熱老化。選擇拉伸強(qiáng)度和彎曲強(qiáng)度作為判定標(biāo)準(zhǔn)，將性能衰減50%作為老化終點(diǎn)，灌封膠的老化數(shù)據(jù)如表3所示。

表3 灌封膠老化數(shù)據(jù)Tab.3 The ageing data of potting adhesive

由熱失重試驗(yàn)數(shù)據(jù)得到阿倫尼烏斯方程（回歸線方程）的b值，然后代入單點(diǎn)老化試驗(yàn)測(cè)得的拉伸強(qiáng)度（250 ℃，433 h）、彎曲強(qiáng)度（250 ℃，505 h），即可得到基于拉伸強(qiáng)度的熱壽命方程為lgτ=-8.305+5 724.124/T和基于彎曲強(qiáng)度的熱壽命方程為lgτ=-8.238+5 724.124/T。作出熱壽命圖如圖1所示，在回歸線上求出20 000 h時(shí)拉伸強(qiáng)度和彎曲強(qiáng)度分別對(duì)應(yīng)的溫度為181℃和183℃，即為灌封膠基于拉伸強(qiáng)度和彎曲強(qiáng)度的耐溫指數(shù)。

圖1 基于拉伸強(qiáng)度和彎曲強(qiáng)度的熱壽命圖Fig.1 Thermal life based on tensile strength and bending strength

1.3 灌封工藝

電機(jī)定子整體灌封過程如圖2所示。灌封工裝分上模和下模，上、下模之間通過拉桿拉緊，如圖3(a)所示。模具安裝完畢后，采用真空灌膠設(shè)備將混合并脫泡的雙組份混合膠液注入模具中。灌封完畢后放置于烘箱內(nèi)進(jìn)行烘焙固化，固化脫模后的定子如圖3(b)所示，整個(gè)定子繞組被導(dǎo)熱膠完全密封。

圖2 電機(jī)定子整體灌封流程圖Fig.2 The flow chart of potting for motor stator

圖3 灌封前（帶工裝）與灌封后的定子Fig.3 The motor stator before(with tooling)and after potting

2 電機(jī)溫升的仿真分析

2.1 絕緣系統(tǒng)的等效與簡(jiǎn)化

電機(jī)絕緣系統(tǒng)涉及多種材料且各種材料厚度很薄，若按照實(shí)際搭建模型，一方面會(huì)增加求解模型的復(fù)雜程度，另一方面受網(wǎng)格劃分限制會(huì)導(dǎo)致模型無法成功劃分和計(jì)算。因此在求解電機(jī)溫度場(chǎng)模型時(shí)，需要對(duì)絕緣系統(tǒng)進(jìn)行等效和簡(jiǎn)化，等效方法具體如下[6]：

（1）根據(jù)線圈結(jié)構(gòu)得到導(dǎo)體（除絕緣層）等效面積，雙層繞組時(shí)，上、下層導(dǎo)體面積相等。

（2）槽形面積（不含槽楔）與導(dǎo)體等效面積之差為絕緣等效面積，結(jié)合槽形外圍周長(zhǎng)計(jì)算絕緣的初始等效厚度。

（3）由初始導(dǎo)體等效面積、絕緣等效面積和絕緣厚度，結(jié)合繞組形式與槽形調(diào)整導(dǎo)體尺寸和絕緣厚度分布，確保導(dǎo)體及絕緣等效面積與實(shí)際面積的相對(duì)誤差不大于0.2%。

2.2 電機(jī)溫升仿真模型的建立

基于Ansys workbench軟件平臺(tái)，采用三維CFD仿真技術(shù)分別對(duì)正常浸漆和整體灌封兩種結(jié)構(gòu)的電機(jī)溫升進(jìn)行仿真分析，電機(jī)溫度場(chǎng)的計(jì)算基于以下假設(shè)條件：

（1）模型中涉及到材料與冷卻介質(zhì)的各項(xiàng)物性參數(shù)不隨溫度變化，冷卻介質(zhì)為不可壓縮的理想流體。

（2）各個(gè)接觸部件緊密接觸，忽略其間的接觸熱阻。

（3）求解穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)、各部位的損耗時(shí)，熱流密度按常數(shù)設(shè)置，且認(rèn)為各部位熱流密度平均分布。

（4）繞組端部按直線棒處理。

由于電機(jī)的周向結(jié)構(gòu)對(duì)稱，建立1/8模型，如圖4所示。對(duì)于整體灌封后的結(jié)構(gòu)，整個(gè)端部伸出的空間和絕緣材料改為灌封膠即可。

圖4 溫升仿真1/8模型Fig.4 The 1/8 model for temperature rise simulation

2.3 電機(jī)溫升仿真分析結(jié)果

在電機(jī)計(jì)算工況（1 257 r/min，22 kW）下，通冷卻水，流量為15 L/min，進(jìn)水口水溫為20℃，分別對(duì)浸漬絕緣漆電機(jī)和整體灌封電機(jī)持續(xù)運(yùn)行至溫升穩(wěn)定。仿真分析電機(jī)定、轉(zhuǎn)子部分溫升，結(jié)果如圖5～6所示。

圖5 VPI浸漆電機(jī)定、轉(zhuǎn)子部分溫度分布云圖Fig.5 The part temperature distribution cloud of motor stator and rotor by VPI

圖6 整體灌封電機(jī)定、轉(zhuǎn)子部分溫度分布云圖Fig.6 The part temperature distribution cloud of motor stator and rotor by integral potting

從圖5可以看到，VPI浸漆電機(jī)的最高溫度出現(xiàn)在繞組區(qū)域，且繞組端部溫度比直線段溫度高，但二者的溫差不大，不利于繞組端部散熱，這是因?yàn)槔@組端部散熱的途徑之一是通過銅導(dǎo)體將熱量傳給直線段繞組，二者溫差越大越有利于端部散熱。此外，單個(gè)線圈繞組端部?jī)?nèi)層導(dǎo)體溫度比外層絕緣溫度要高，且溫差較大，說明絕緣層的傳熱較差。繞組的直線段靠近鐵心側(cè)溫度較轉(zhuǎn)子側(cè)略低，說明層間絕緣對(duì)繞組的散熱有一定的阻礙作用。

從圖6可以看到，整體灌封后電機(jī)的最高溫度也出現(xiàn)在繞組區(qū)域，但是與圖5相比有很大區(qū)別。首先，繞組直線段的溫度明顯降低，并且靠近鐵心一側(cè)的繞組比靠近轉(zhuǎn)子一側(cè)的繞組溫度低，而與繞組接觸的鐵心內(nèi)壁溫度卻升高，且比VPI浸漆定子鐵心還高，說明繞組與鐵心間的縫隙被導(dǎo)熱膠填滿后減小了直線段與定子鐵心之間的熱阻，使靠近繞組的鐵心壁溫度升高。與浸漆定子相比，灌封后定子繞組直線段與繞組端部的溫差變大，有利于繞組端部向繞組直線段傳熱，從而降低繞組端部溫度。此外，繞組端部被導(dǎo)熱膠包覆后，端部熱量得到有效分散，溫度分布與圖5相比更加均一化，不存在熱量集中區(qū)，同時(shí)導(dǎo)體與絕緣層之間的溫差也變小，說明雖然端部灌封后使散熱層變厚，不利于散熱，但是灌封后繞組端部熱量能夠分布均勻和快速傳遞。

根據(jù)仿真結(jié)果，VPI浸漆電機(jī)繞組最高溫度為71.3℃，溫升為51.3℃，而整體灌封后繞組最高溫度為59.5℃，溫升為39.5℃。根據(jù)仿真結(jié)果，在計(jì)算工況下，電機(jī)整體灌封后最高溫升比VPI浸漆電機(jī)低了11.8℃，溫升降低較明顯。

3 灌封后電機(jī)性能試驗(yàn)

3.1 電機(jī)溫升試驗(yàn)

對(duì)電機(jī)的運(yùn)行工況進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證，試驗(yàn)結(jié)果如表4所示。試驗(yàn)工況：電壓為134 V，電流為95.5 A，功率為22 kW，轉(zhuǎn)速為1 257 r/min；冷卻條件：①水冷，冷卻水流量為15 L/min；②自然對(duì)流冷卻，不通冷卻水。從表4可以看出，對(duì)于采用水冷方式，VPI浸漆電機(jī)的試驗(yàn)溫升比仿真溫升高5℃，整體灌封電機(jī)的試驗(yàn)溫升比仿真溫升高6.3℃。兩種結(jié)構(gòu)的試驗(yàn)溫升和仿真溫升的差值基本都存在5～6℃的偏差，說明仿真結(jié)果還存在一定的誤差，但是該誤差對(duì)VPI浸漆電機(jī)和灌封電機(jī)仿真溫升的差值影響不大，從表4的實(shí)際結(jié)果中也得到了驗(yàn)證。仿真分析整體灌封電機(jī)的溫升比VPI浸漆電機(jī)降低了11.8℃，實(shí)際試驗(yàn)溫升降低了10.5℃，相差不大。對(duì)于自然對(duì)流條件下的試驗(yàn)溫升，灌封電機(jī)與VPI浸漆電機(jī)的繞組端部溫升降低了13℃，根據(jù)熱態(tài)電阻計(jì)算出來的溫升降低了18℃。所以根據(jù)仿真結(jié)果和實(shí)際試驗(yàn)結(jié)果可知，采用高導(dǎo)熱膠對(duì)電機(jī)進(jìn)行整體灌封，可有效降低電機(jī)熱阻，從而降低電機(jī)溫升。對(duì)于文中該款電機(jī)，整體灌封后可使溫升降低10～18℃，降低幅度較大，具有一定的應(yīng)用價(jià)值。

表4 電機(jī)溫升試驗(yàn)結(jié)果Tab.4 The test result of motor temperature rise

3.2 振動(dòng)沖擊試驗(yàn)

為驗(yàn)證灌封定子的耐振動(dòng)沖擊性能，將整體灌封后的定子按GB/T 61373—1999中第3類要求進(jìn)行長(zhǎng)壽命振動(dòng)試驗(yàn)及沖擊試驗(yàn)，試驗(yàn)條件如下：

長(zhǎng)壽命振動(dòng)試驗(yàn)：垂向（±X）：加速度譜密度（ASD）量級(jí)為124.9（m/s2）2/Hz，方根均值（r.m.s.值）（10～500Hz）為144 m/s2，時(shí)間為5h；橫向（±Y）：ASD量級(jí)為 100.2（m/s2）2/Hz，r.m.s.值（10～500Hz）為 129 m/s2、時(shí)間為 5 h；縱向（±Z）：ASD 量級(jí)為 25.02（m/s2）2/Hz，r.m.s.值（10～500 Hz）為 64.3 m/s2，時(shí)間為5 h。

沖擊試驗(yàn)：100 g的加速度，單次持續(xù)時(shí)間為6 s，每個(gè)方向各進(jìn)行3次。

圖7是振動(dòng)沖擊試驗(yàn)后的定子。從外觀上看，定子無斷裂、無明顯變形、無零部件脫落，灌封膠也無開裂、脫落，通過振動(dòng)沖擊試驗(yàn)。

圖7 振動(dòng)沖擊試驗(yàn)后的定子Fig.7 The motor stator after vibration and shock testing

3.3 灌封后定子性能檢測(cè)

為了明確整體灌封后對(duì)定子性能有無影響，需對(duì)灌封后的定子進(jìn)行相關(guān)檢測(cè)。表5是灌封后定子性能的檢測(cè)條件和結(jié)果。從表5可以看出，灌封后定子的性能符合電機(jī)設(shè)計(jì)要求，耐壓、電阻和浸水試驗(yàn)都合格，說明整體灌封后對(duì)定子的性能無影響，滿足電機(jī)的設(shè)計(jì)要求。

表5 整體灌封后定子性能的檢測(cè)結(jié)果Tab.5 The test results of motor stator by integral potting

4 結(jié)論

通過對(duì)某款驅(qū)動(dòng)電機(jī)定子整體灌封后的溫升、振動(dòng)沖擊、耐壓和絕緣電阻等性能的檢測(cè)，探索了整體灌封工藝在電機(jī)上的應(yīng)用。對(duì)灌封后的電機(jī)仿真分析表明，導(dǎo)熱膠減小了直線段與定子鐵心之間的熱阻，使繞組直線段的溫度明顯降低，加大了定子繞組直線段與端部繞組的溫差，進(jìn)而強(qiáng)化了繞組端部向直線段的傳熱。在繞組端部，導(dǎo)熱膠可有效分散熱量，使端部溫度分布更加均勻，防止局部過熱。最終電機(jī)整體灌封后的實(shí)際溫升降低了10～18℃，對(duì)改善電機(jī)溫升有較為明顯的作用，同時(shí)，灌封后的定子可通過嚴(yán)格的振動(dòng)沖擊試驗(yàn)，滿足嚴(yán)酷的運(yùn)行環(huán)境，振動(dòng)沖擊后的定子也滿足耐壓和絕緣電阻要求，符合電機(jī)設(shè)計(jì)要求。