張鳳閣 杜光輝 王天煜 王鳳翔 Wenping CAO

（1. 沈陽(yáng)工業(yè)大學(xué)電氣工程學(xué)院 沈陽(yáng) 110870 2. 沈陽(yáng)工程學(xué)院機(jī)械工程學(xué)院 沈陽(yáng) 110136 3. School of Electronics,Electrical Engineering and Computer Science Queen’s University Belfast Belfast UK BT9 5AH）

1 引言

高速電機(jī)以其效率高、體積小、功率密度大且可與工作機(jī)或負(fù)載直接相連，省去了傳統(tǒng)的機(jī)械變速裝置等優(yōu)點(diǎn)，廣泛應(yīng)用在儲(chǔ)能飛輪、真空泵、高速磨床和壓縮機(jī)等各工業(yè)領(lǐng)域[1-3]；軍工上作為飛機(jī)、艦載供電設(shè)備，特別是航空母艦的能源系統(tǒng)可以有效減小艦體本身重量，增加載彈量和機(jī)動(dòng)性。由于在軍事及重大工業(yè)領(lǐng)域的廣泛需求，高速電機(jī)成為國(guó)內(nèi)外學(xué)者競(jìng)相研究及關(guān)注的對(duì)象[4,5]國(guó)外對(duì)高速電機(jī)的研究較早，功率范圍由幾千瓦到幾十兆瓦，而我國(guó)對(duì)高速電機(jī)的研究大都停留在幾十千瓦以下的小功率階段，大功率高速電機(jī)的研究還屬于起步階段。高速電機(jī)高速旋轉(zhuǎn)時(shí)會(huì)在定轉(zhuǎn)子中存在大量的時(shí)間諧波和空間諧波，而高速永磁電機(jī)的供電頻率約為普通電機(jī)的十多陪，因此基波和諧波的頻率都會(huì)特別高，會(huì)在定子鐵心、繞組和轉(zhuǎn)子中存在大量的高頻鐵耗、高頻銅耗和渦流損耗[6-7]，同時(shí)轉(zhuǎn)子高速旋轉(zhuǎn)時(shí)與空氣摩擦，造成的風(fēng)摩耗約為普通電機(jī)的幾十倍[8]，而高速電機(jī)的體積遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于同等功率的普通電機(jī)。同時(shí)高速電機(jī)旋轉(zhuǎn)時(shí)，永磁體不能承受巨大的離心力，必須在永磁體外嵌套高強(qiáng)度的合金鋼或碳纖維材料[9]，合金鋼保護(hù)措施會(huì)在保護(hù)套中產(chǎn)生很大的渦流損耗，碳纖維保護(hù)套的傳熱特性又極差，轉(zhuǎn)子損耗雖然數(shù)值不大，但是由于轉(zhuǎn)子體積小、散熱條件差，容易造成轉(zhuǎn)子局部高溫[10-13]，而且可能造成永磁體不可逆失磁。特別是對(duì)于兆瓦級(jí)的大功率高速永磁電機(jī)，其體積很小，但損耗卻高達(dá)數(shù)十萬(wàn)瓦，如何設(shè)計(jì)良好的冷卻系統(tǒng)，保證電機(jī)在一個(gè)較低的溫升下運(yùn)行，成為高速電機(jī)向更大功率發(fā)展的制約因素。

本文針對(duì)一臺(tái)1.12MW，18 000r/min的高速永磁電機(jī)，設(shè)計(jì)了混合通風(fēng)螺旋水道、軸向通風(fēng)螺旋水道以及軸向通風(fēng)直槽水道三種不同的風(fēng)冷與水冷結(jié)合的冷卻方案，并利用流固耦合法進(jìn)行了溫度場(chǎng)的比較與分析，最后加工了一臺(tái)樣機(jī)，進(jìn)行了溫升實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果相吻合，為兆瓦級(jí)高速永磁電機(jī)的發(fā)展提供了參考依據(jù)。

2 1.12MW高速永磁電機(jī)結(jié)構(gòu)

1.12MW，18 000r/min的高速永磁電機(jī)整體結(jié)構(gòu)如圖1所示，設(shè)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表1。電機(jī)選用4極轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)，采用轉(zhuǎn)子鐵心與轉(zhuǎn)軸一體結(jié)構(gòu)，轉(zhuǎn)子鐵心采用高強(qiáng)度導(dǎo)磁的碳素鋼材料，永磁體采用NdFeB材料，永磁體外捆扎碳纖維保護(hù)套，定子采用 27槽矩形槽結(jié)構(gòu)，定子鐵心采用低損耗系數(shù)的硅鋼片材料，繞組采用扁銅線雙層短距繞組，在定子槽靠近氣隙側(cè)預(yù)留一定高度的通風(fēng)道，以便更好地給轉(zhuǎn)子散熱。

圖1 1.12MW高速永磁電機(jī)整體結(jié)構(gòu)圖Fig.1 The integral model of 1.12MW high-speed permanent magnet machine

表1 1.12MW高速永磁電機(jī)基本參數(shù)Tab.1 Parameters of 1.12MW high-speed permanent magnet machine

3 1.12MW高速永磁電機(jī)冷卻結(jié)構(gòu)

3.1 通風(fēng)結(jié)構(gòu)

轉(zhuǎn)子中包含大量的渦流損耗和風(fēng)摩耗，而碳纖維保護(hù)套的導(dǎo)熱特性很差，必須對(duì)轉(zhuǎn)子采取散熱措施。本文對(duì)1.12MW高速永磁電機(jī)主要采取兩種通風(fēng)方式：軸向通風(fēng)和混合通風(fēng)，兩種通風(fēng)方式的截面結(jié)構(gòu)如圖2所示，兩種通風(fēng)道三維結(jié)構(gòu)如圖3所示。軸向通風(fēng)為冷風(fēng)，從設(shè)置在電機(jī)機(jī)殼一側(cè)的進(jìn)風(fēng)口流入，經(jīng)過(guò)繞組一側(cè)的端部，流經(jīng)定子槽內(nèi)預(yù)留的內(nèi)風(fēng)道和氣隙，帶走轉(zhuǎn)子熱量，流經(jīng)繞組另一側(cè)的端部，從設(shè)置在機(jī)殼另一側(cè)的出風(fēng)口流出，如圖2a所示。混合通風(fēng)把定子分為兩段，定子中間開(kāi)設(shè)徑向風(fēng)道，冷風(fēng)從定子中間的徑向風(fēng)道流入，流經(jīng)定子槽內(nèi)開(kāi)設(shè)的軸向風(fēng)道，分為兩路，分別吸收轉(zhuǎn)子熱量，流經(jīng)繞組端部，從機(jī)殼兩側(cè)的出風(fēng)口流出，如圖2b所示。

圖2 通風(fēng)系統(tǒng)截面結(jié)構(gòu)Fig.2 Sectional structures of the ventilation system

圖3 通風(fēng)道三維模型Fig.3 The 3D model of ventilation ducts

3.2 水冷結(jié)構(gòu)

高速電機(jī)的頻率高，致使定子中的高頻鐵耗和高頻銅耗急劇增加，本文采用在定子機(jī)殼內(nèi)開(kāi)設(shè)冷卻水道的方式，冷卻水道分為兩種：螺旋水道和直槽水道，如圖4所示。螺旋水道從電機(jī)一側(cè)進(jìn)水，另一側(cè)出水，容易造成定子兩端溫度差，但沿途水道阻力較小。直槽水道的出水口靠近進(jìn)水口，不易造成兩端的溫度差，但沿途水道阻力較大。

圖4 水冷系統(tǒng)三維模型Fig.4 The 3D model of water water-cooling system

3.3 冷卻方案

基于以上通風(fēng)結(jié)構(gòu)和水冷結(jié)構(gòu)，本文設(shè)計(jì)了三種冷卻方案，見(jiàn)表2，方案1采用混合通風(fēng)螺旋水路結(jié)構(gòu)，方案2采用軸向通風(fēng)螺旋水路結(jié)構(gòu)，方案3采用軸向通風(fēng)直槽水路結(jié)構(gòu)。方案1和方案2采用相同的水路結(jié)構(gòu)不同的風(fēng)路結(jié)構(gòu)，可以分析不同的通風(fēng)系統(tǒng)對(duì)電機(jī)溫度分布的影響。方案2和方案3采用相同的風(fēng)路結(jié)構(gòu)不同的水路結(jié)構(gòu)，可以分析不同的水冷結(jié)構(gòu)對(duì)電機(jī)溫度分布的影響。三種方案的通風(fēng)介質(zhì)均為常溫空氣，水冷介質(zhì)為常溫水。

表2 三種冷卻方案Tab.2 Three kinds of cooling schemes

4 三維溫度場(chǎng)傳熱模型

4.1 求解域模型

對(duì)于方案 1，由于混合通風(fēng)系統(tǒng)軸向?qū)ΨQ(chēng)，因此取電機(jī)周向一個(gè)齒槽寬、軸向半個(gè)軸長(zhǎng)為求解模型，對(duì)于方案2和方案3，取電機(jī)周向一個(gè)齒槽寬、軸向全軸長(zhǎng)為求解模型，三種冷卻結(jié)構(gòu)的求解域模型如圖5所示。對(duì)于通風(fēng)系統(tǒng)采用流固耦合求解模型，對(duì)于水路結(jié)構(gòu)這種非對(duì)稱(chēng)結(jié)構(gòu)，難以采用流固耦合法對(duì)電機(jī)進(jìn)行溫度計(jì)算，并且進(jìn)水口和出水口的水溫相差很小，可以采用平均散熱系數(shù)的方法進(jìn)行求解。

4.2 基本假設(shè)與邊界條件

電機(jī)內(nèi)流體流動(dòng)和傳熱是非常復(fù)雜的，根據(jù)其結(jié)構(gòu)、流體流動(dòng)和傳熱的特點(diǎn)，給出了合理的基本假設(shè)與邊界條件：

（1）假設(shè)槽內(nèi)所有絕緣同槽絕緣，全部銅線等效為一個(gè)銅棒導(dǎo)熱體，并認(rèn)為端部繞組是直的。

（2）忽略冷卻水沿途的溫度差，認(rèn)為水路各處的散熱系數(shù)和外部環(huán)境都相同，在水道處設(shè)置為對(duì)流換熱邊界條件，加載平均散熱系數(shù)。

（3）風(fēng)道流體域設(shè)置為標(biāo)準(zhǔn)的K-E湍流模型。

（4）風(fēng)道入口均給定為速度入口邊界條件，設(shè)定冷卻風(fēng)的速度和溫度。

（5）風(fēng)道出口處設(shè)置為壓力出口邊界條件，壓力設(shè)定為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓。

（6）周向兩側(cè)所有對(duì)稱(chēng)面設(shè)為旋轉(zhuǎn)周期邊界條件。

（7）風(fēng)道和轉(zhuǎn)子所有接觸面，設(shè)置為旋轉(zhuǎn)移動(dòng)墻，加載旋轉(zhuǎn)速度，模擬轉(zhuǎn)子的旋轉(zhuǎn)。

（8）電機(jī)定子鐵心、繞組、護(hù)套和永磁體均為熱源，加載平均損耗密度。

（9）轉(zhuǎn)子表面風(fēng)摩耗通過(guò)流固耦合直接求取。

4.3 水路散熱系數(shù)的求取

冷卻水與機(jī)殼之間屬于強(qiáng)迫對(duì)流換熱作用，根據(jù)流體相似理論，水冷機(jī)殼的對(duì)流換熱系數(shù)α為

式中，Nu為努塞爾數(shù)，表現(xiàn)對(duì)流換熱能力的強(qiáng)弱；α為流體與機(jī)殼表面的對(duì)流換熱系數(shù)；d為當(dāng)量直徑；λ為流體的導(dǎo)熱系數(shù)。

本文中流體模型為紊流，Nu可通過(guò)下式計(jì)算[14]

式中，Re為雷諾數(shù)，表征流體的流動(dòng)特征；Pr為常溫下的普朗特?cái)?shù)，反映流體動(dòng)量擴(kuò)散能力與熱量擴(kuò)散能力的相對(duì)大?。籐水路長(zhǎng)度，wp流體在壁溫w下普朗特?cái)?shù)。

式（2）中的相關(guān)參數(shù)可通過(guò)相似理論和水路特點(diǎn)求取[14]

式中，ρ為流體的密度；v流體流速；pc為恒壓比熱容；μ為流體在平均溫度下的動(dòng)力粘度；A為流體流過(guò)的截面積；U為潤(rùn)濕周長(zhǎng)。

5 三維溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果分析

基于以上分析和假設(shè)，求解出不同冷卻方案的溫度和流體分布，圖6為軸向通風(fēng)結(jié)構(gòu)和混合通風(fēng)結(jié)構(gòu)的流體流動(dòng)情況，在仿真中保持三種方案的通風(fēng)量一致。從圖6可以看出，由于轉(zhuǎn)子高速旋轉(zhuǎn)，靠近轉(zhuǎn)子側(cè)的流體流速非常大，遠(yuǎn)大于電機(jī)其他部位的流體速度，而在電機(jī)端部的空氣域里，流體流動(dòng)較平穩(wěn)，通風(fēng)系統(tǒng)中流體流動(dòng)情況特別復(fù)雜，因此利用流固耦合進(jìn)行溫度場(chǎng)的準(zhǔn)確計(jì)算非常必要。不同冷卻方案的溫度場(chǎng)分布如圖7所示，電機(jī)沿軸向和徑向方向的溫度分布如圖8所示，電機(jī)各部件的最高溫度見(jiàn)表3。

圖6 不同通風(fēng)系統(tǒng)的流體分布Fig.6 Fluid distribution in different ventilation systems

圖7 不同冷卻方案電機(jī)溫度場(chǎng)分布Fig.7 Temperature field distribution of machine

表3 不同冷卻方案各部件最高溫度值Tab.3 Maximum temperature of the components with different cooling structures 單位/℃

軸向位置0處表示電機(jī)軸向中間處，徑向位置的溫度分布本文取的是軸向中間處的徑向位置。從圖7、圖8和表3可以看出，三種冷卻方案的最高溫度都出現(xiàn)在轉(zhuǎn)子軸向中間處，依次向兩端降低，其中在轉(zhuǎn)子各部件中，保護(hù)套的溫度最高，是由于碳纖維保護(hù)套的傳熱特性很差，保護(hù)套和永磁體中的熱量很難傳遞給通風(fēng)系統(tǒng)。其中對(duì)于方案2和方案3的軸向通風(fēng)結(jié)構(gòu)，出口側(cè)的轉(zhuǎn)子和繞組的溫度高于進(jìn)風(fēng)口側(cè)的溫度，而對(duì)于混合通風(fēng)系統(tǒng)，轉(zhuǎn)子和繞組兩端溫度軸向?qū)ΨQ(chēng)。方案1采用混合通風(fēng)系統(tǒng)，轉(zhuǎn)子的溫度略低于方案2和方案3的軸向通風(fēng)系統(tǒng)，方案2和方案3轉(zhuǎn)子溫度非常接近。三種冷卻方案的定子溫度都很小，遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于轉(zhuǎn)子溫度，并且很接近，說(shuō)明螺旋水路和直槽水路的散熱特性較好且效果接近。

6 電機(jī)溫升實(shí)驗(yàn)

本文基于軸向通風(fēng)螺旋水冷的冷卻方案（方案2）的基礎(chǔ)上，加工了一臺(tái)樣機(jī)，樣機(jī)采用無(wú)屏蔽層護(hù)套結(jié)構(gòu)，樣機(jī)的冷卻結(jié)構(gòu)如圖9所示，機(jī)殼螺旋水道如圖9a所示，軸向風(fēng)道如圖9b所示，其中通風(fēng)系統(tǒng)中冷卻介質(zhì)采用空氣冷卻，樣機(jī)溫升實(shí)驗(yàn)平臺(tái)如圖 10所示，由于在溫升測(cè)量時(shí)，額定運(yùn)行在18 000 r/min時(shí)油膜軸承存在少許的漏油問(wèn)題，嚴(yán)重影響電機(jī)溫升測(cè)量的準(zhǔn)確性，因此本文對(duì)負(fù)載運(yùn)行在12 000 r/min時(shí)的溫度實(shí)驗(yàn)值與計(jì)算值進(jìn)行了比較，見(jiàn)表 4，從表 4可以看出，電機(jī)穩(wěn)定后通風(fēng)系統(tǒng)溫升、水冷系統(tǒng)溫升以及定子溫度的實(shí)驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果的誤差很小，能夠較好地吻合。

圖9 樣機(jī)冷卻結(jié)構(gòu)Fig.9 Cooling systemof prototype

圖10 溫升實(shí)驗(yàn)平臺(tái)Fig.10 Temperature experimental platform

表4 負(fù)載運(yùn)行12 000r/min時(shí)電機(jī)溫度實(shí)驗(yàn)值與計(jì)算值Tab.4 Comparison between calculated and test results under load running 12 000r/min

7 結(jié)論

本文基于一臺(tái)1.12MW，18 000r/min的高速永磁電機(jī)，設(shè)計(jì)了三種不同的冷卻方案，并進(jìn)行了溫度場(chǎng)的比較分析，最后利用樣機(jī)溫升實(shí)驗(yàn)對(duì)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證，實(shí)驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果相吻合，證明了分析方法的正確性；三種冷卻方案電機(jī)穩(wěn)定后的最高溫度都出現(xiàn)在轉(zhuǎn)子軸向中間處，且轉(zhuǎn)子溫度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于定子和繞組溫度，在轉(zhuǎn)子中，碳纖維保護(hù)套的溫度是最高的，如何有效地降低轉(zhuǎn)子溫度是高速電機(jī)電磁設(shè)計(jì)和冷卻系統(tǒng)設(shè)計(jì)的研究重點(diǎn)；三種冷卻方案中，螺旋水路和直槽水路的散熱效果相接近，混合通風(fēng)的冷卻效果優(yōu)于軸向通風(fēng)。

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