張宏杰， 花為， 于雯斐， 楊柳， 孔慶奕， 張前

(1.東南大學(xué) 電氣工程學(xué)院，江蘇 南京 210018； 2.河北金士頓科技有限責(zé)任公司，河北 辛集 052360；3.河北交通職業(yè)技術(shù)學(xué)院，河北 石家莊 050035；4.清華大學(xué) 車輛與運(yùn)載學(xué)院，北京 100084)

0 引 言

近年來，隨著綠色能源技術(shù)的快速發(fā)展，氫燃料電池汽車受到國家重視，發(fā)布了一系列政策推動(dòng)氫燃料電池汽車產(chǎn)業(yè)的持續(xù)健康發(fā)展[1]。氫燃料電池?zé)o油離心空壓機(jī)采用超高速永磁電機(jī)作為動(dòng)力，驅(qū)動(dòng)葉輪旋轉(zhuǎn)做功，為氫燃料電池輸送特定壓力流量的潔凈空氣[2]。與傳統(tǒng)電機(jī)相比，氫燃料電池車用超高速永磁電機(jī)具有以下特點(diǎn)：轉(zhuǎn)速高、電流基波頻率高、電機(jī)功率密度高、體積小。因此，傳統(tǒng)電機(jī)設(shè)計(jì)方法難以直接應(yīng)用于超高速永磁電機(jī)，在電磁設(shè)計(jì)、轉(zhuǎn)子強(qiáng)度與臨界轉(zhuǎn)速分析、電機(jī)損耗和發(fā)熱、溫升計(jì)算與冷卻系統(tǒng)設(shè)計(jì)及控制策略等方面面臨新的瓶頸與挑戰(zhàn)。本文以一款額定功率為22 kW、額定轉(zhuǎn)速為95 000 r/min的空壓機(jī)用超高速永磁電機(jī)為例，對(duì)電機(jī)的電磁設(shè)計(jì)、定子鐵心材料的選擇、轉(zhuǎn)子強(qiáng)度和轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)分析及熱管理分析等電機(jī)設(shè)計(jì)中所涉及到的關(guān)鍵問題進(jìn)行分析研究，并根據(jù)電機(jī)參數(shù)制作樣機(jī)，試驗(yàn)測試樣機(jī)性能滿足氫燃料電池空壓機(jī)用永磁電機(jī)需求。

1 超高速永磁電機(jī)電磁設(shè)計(jì)

1.1 超高速永磁電機(jī)技術(shù)指標(biāo)要求

以一臺(tái)氫燃料電池車用超高速永磁電機(jī)系統(tǒng)(額定轉(zhuǎn)速為95 000 r/min、額定功率為22 kW，采用空氣動(dòng)壓箔片軸承和寬禁帶器件驅(qū)動(dòng)器)為例，如圖1所示，圍繞其電磁設(shè)計(jì)、轉(zhuǎn)子強(qiáng)度分析、溫升與冷卻、控制算法等方面展開理論研究與仿真分析，并制造全尺寸樣機(jī)與搭建測試平臺(tái)進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證。

圖1 氫燃料電池?zé)o油離心空壓機(jī)

待設(shè)計(jì)的22 kW超高速永磁電動(dòng)機(jī)輸入技術(shù)指標(biāo)如表1所示。

表1 22 kW永磁同步電動(dòng)機(jī)技術(shù)指標(biāo)

1.2 電機(jī)電磁設(shè)計(jì)

由于超高速永磁電機(jī)高頻和高轉(zhuǎn)速的工作特點(diǎn)，在電機(jī)設(shè)計(jì)過程中，要從電機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)和轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)兩方面入手進(jìn)行設(shè)計(jì)，具體流程如圖2所示。

圖2 超高速永磁電機(jī)設(shè)計(jì)流程

按照上述電機(jī)設(shè)計(jì)指標(biāo)及設(shè)計(jì)流程可以計(jì)算22 kW永磁電機(jī)參數(shù)，如表2所示。通過有限元仿真軟件可以得到電機(jī)的空載電動(dòng)勢和額定負(fù)載工況下的電機(jī)磁密云圖，如圖3和圖4所示。

表2 22 kW超高速同步電動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)參數(shù)

圖3 電機(jī)空載電動(dòng)勢

圖4 額定負(fù)載下電機(jī)磁通密度分布

2 超高速永磁電機(jī)定子鐵心材料

定子損耗包括定子鐵心損耗和繞組銅耗，可表示如下：

P=PCu+PFe。

(1)

超高速轉(zhuǎn)速電機(jī)工作頻率在1 000 Hz以上(設(shè)計(jì)的電機(jī)頻率高達(dá)1 583 Hz)，高頻電流會(huì)在繞組銅線中產(chǎn)生集膚效應(yīng)和鄰近效應(yīng)，引起較高的交流銅耗[3]。因此，為減小繞組銅耗PCu，繞組采用多股細(xì)銅線并繞方式以降低繞組的渦流損耗。

定子鐵耗PFe按照經(jīng)典Bertotti損耗分離法[4-6]可以細(xì)分為磁滯損耗Ph、渦流損耗Pe和異常損耗Pf3部分，即

PFe=Pe+Ph+Pf=

(2)

式中：ke、kh和kf分別表示渦流損耗系數(shù)、磁滯損耗系數(shù)和異常損耗系數(shù)；α和β分別表示經(jīng)驗(yàn)值。

超高速永磁電機(jī)轉(zhuǎn)速高、工作頻率范圍廣，需要對(duì)無取向硅鋼片不同工況下的比損耗數(shù)值進(jìn)行測量，得到真實(shí)的電工鋼片數(shù)據(jù)。取用0.1 mm厚度的電工鋼片進(jìn)行不同工況下的損耗特性測量，測量結(jié)果如圖5所示。

圖5 0.1 mm厚度無取向硅鋼片不同工況下比損耗

隨著電機(jī)轉(zhuǎn)速升高，工作頻率增大，鐵心的渦流損耗和磁滯損耗也相應(yīng)的增加，會(huì)導(dǎo)致鐵心鐵耗增加，電機(jī)效率降低[7]。

為了減小高頻給鐵心鐵耗帶來的影響，可通過減小硅鋼片厚度降低渦流損耗，亦可采用增加硅鋼片硅含量的辦法提高導(dǎo)磁性能以降低磁滯損耗[8-9]。選取厚度為0.1 mm的超薄高導(dǎo)磁硅鋼片，并與國內(nèi)普通0.2 mm的硅鋼片帶材進(jìn)行損耗對(duì)比分析，結(jié)果如圖6所示。兩種硅鋼片的磁化性能對(duì)比如表3所示。

圖6 兩種硅鋼片材料損耗對(duì)比曲線(f=1 500 Hz)

表3 兩種硅鋼片磁性能對(duì)比(f=1 600 Hz)

由圖6和表3結(jié)果可以看出，選取0.1 mm超薄高導(dǎo)磁性能硅鋼片能夠達(dá)到降低損耗、提高電機(jī)效率的目的。

3 轉(zhuǎn)子強(qiáng)度及轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)分析

車用氫燃料電池空壓機(jī)要求壓比大和電機(jī)重量輕，根據(jù)電機(jī)原理可以通過提高轉(zhuǎn)速滿足上述要求。22 kW電機(jī)轉(zhuǎn)速高達(dá)95 000 r/min，在如此高轉(zhuǎn)速下如何保證轉(zhuǎn)子的穩(wěn)定運(yùn)行成為超高速永磁電機(jī)設(shè)計(jì)的關(guān)鍵問題。下面從轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)和轉(zhuǎn)子強(qiáng)度兩方面入手對(duì)22 kW超高速永磁電機(jī)進(jìn)行轉(zhuǎn)子設(shè)計(jì)分析。

3.1 轉(zhuǎn)子強(qiáng)度

超高速永磁電機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)，轉(zhuǎn)子會(huì)產(chǎn)生巨大離心力，造成轉(zhuǎn)子拉應(yīng)力急劇增大。為保證電機(jī)正常工作，需要在轉(zhuǎn)子表面裝配護(hù)套產(chǎn)生適當(dāng)壓應(yīng)力以補(bǔ)償永磁體表面的拉應(yīng)力，使其在允許范圍之內(nèi)[10-11]，以免永磁體失效。因而需要通過轉(zhuǎn)子強(qiáng)度分析，檢驗(yàn)轉(zhuǎn)子在靜態(tài)和動(dòng)態(tài)時(shí)的應(yīng)力大小能否在護(hù)套和永磁體的安全范圍內(nèi)，從而保證電機(jī)安全運(yùn)行。

超高速永磁電機(jī)轉(zhuǎn)子強(qiáng)度分析模型如圖7所示，其中圓柱型Sm2Co17永磁體和GH4169金屬護(hù)套的材料參數(shù)如表4所示。對(duì)于永磁體這種脆性材料，失效現(xiàn)象通常是突然斷裂，宜采用最大拉應(yīng)力理論，即第一強(qiáng)度理論，進(jìn)行強(qiáng)度校核；對(duì)于金屬護(hù)套這種塑性材料，失效現(xiàn)象往往是塑性變形，宜采用畸變能密度理論，即采用第四強(qiáng)度理論，進(jìn)行強(qiáng)度校核。影響永磁體與護(hù)套過盈配合量的因素主要有：永磁體與護(hù)套間的接觸壓力、旋轉(zhuǎn)速度產(chǎn)生的離心力、溫升產(chǎn)生的熱膨脹及熱應(yīng)力等[12-13]。在校核轉(zhuǎn)子強(qiáng)度時(shí)，設(shè)定轉(zhuǎn)子工作溫度為160 ℃，工作轉(zhuǎn)速為95 000 r/min，轉(zhuǎn)子材料特性見表4，護(hù)套與永磁體的過盈量分別為0.08 mm和0.1 mm。

圖7 轉(zhuǎn)子軸系強(qiáng)度校核模型

表4 轉(zhuǎn)子材料特性

護(hù)套和永磁體應(yīng)力仿真分析云圖如圖8所示。

圖8 應(yīng)力分布云圖

兩組不同工況條件下，過盈配合的轉(zhuǎn)子各部件應(yīng)力最大值變化情況如表5所示。

表5 不同過盈量下計(jì)算結(jié)果

由計(jì)算可知，在兩種工況條件下，護(hù)套與永磁體均未松脫。故超高速永磁電機(jī)轉(zhuǎn)子設(shè)定護(hù)套與永磁體的過盈量為0.08～0.1 mm。

此外，超高速永磁電機(jī)工作在高頻高轉(zhuǎn)速下，散熱量大，可以通過采取增大氣隙方式進(jìn)行冷卻。減少護(hù)套厚度可以有效增大氣隙，但隨之帶來轉(zhuǎn)子應(yīng)力變化，因此，必須對(duì)護(hù)套厚度進(jìn)行轉(zhuǎn)子強(qiáng)度計(jì)算保證轉(zhuǎn)子應(yīng)力要求。高溫護(hù)套外徑變化時(shí)，轉(zhuǎn)子應(yīng)力隨高溫護(hù)套外徑變化情況計(jì)算結(jié)果如表6所示。

表6 護(hù)套外徑對(duì)應(yīng)力影響

3.2 轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)分析

轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)主要研究的是轉(zhuǎn)子的振動(dòng)。在轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)過程中，由于轉(zhuǎn)子質(zhì)量中心和軸線中心無法保證一致，并且隨著轉(zhuǎn)速升高，偏心進(jìn)一步加劇，導(dǎo)致振幅進(jìn)一步增大。當(dāng)電機(jī)轉(zhuǎn)速與轉(zhuǎn)子特征頻率一致時(shí)，轉(zhuǎn)子振幅最大，嚴(yán)重時(shí)將導(dǎo)致轉(zhuǎn)子劇烈彎曲甚至造成轉(zhuǎn)子破壞，該轉(zhuǎn)速稱為臨界轉(zhuǎn)速[14]。

對(duì)于轉(zhuǎn)子本身而言，振動(dòng)主要包括扭轉(zhuǎn)振動(dòng)、軸向振動(dòng)和彎曲振動(dòng)3種類型，其中彎曲振動(dòng)引起的轉(zhuǎn)子振動(dòng)破壞力最大?？諌簷C(jī)采用空氣軸承，具有低阻尼特性。設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)子為剛性轉(zhuǎn)子，臨界轉(zhuǎn)速應(yīng)低于一階彎曲振動(dòng)nl1，且保證有一定裕度，即n<0.7nl1[15]。

經(jīng)過有限元計(jì)算，轉(zhuǎn)子臨界轉(zhuǎn)速計(jì)算的結(jié)果如表7所示，轉(zhuǎn)子坎貝爾圖如圖9所示。轉(zhuǎn)子前三階彎曲振型如圖10所示，三階彎曲振型為一階彎曲模態(tài)，對(duì)應(yīng)于臨界轉(zhuǎn)速。由計(jì)算結(jié)果可知，22 kW空壓機(jī)設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速是95 000 r/min，遠(yuǎn)低于一階彎曲轉(zhuǎn)速190 896 r/min，且滿足n<0.7nl1的要求，滿足設(shè)計(jì)需求。

表7 臨界轉(zhuǎn)速計(jì)算結(jié)果

圖9 轉(zhuǎn)子坎貝爾圖

圖10 轉(zhuǎn)子彎曲振型

此外，按照經(jīng)驗(yàn)確定轉(zhuǎn)子動(dòng)平衡精確度為G1平衡等級(jí)，參照中華人民共和國國家標(biāo)準(zhǔn)GB-T 9239.1-2006，對(duì)于相同型式的轉(zhuǎn)子,通常許用剩余不平衡度eper與轉(zhuǎn)子的工作轉(zhuǎn)速n成反比。對(duì)轉(zhuǎn)子永磁體和兩端葉輪在95 000 r/min(1 583 Hz)計(jì)算得到不平衡量精確度為G1平衡等級(jí)，即

eperΩ=C。

(3)

式中：eper為許用剩余不平衡度；Ω為轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)速；C為常數(shù)。轉(zhuǎn)子重量為1.54 kg，計(jì)算得到不平衡量為0.155 gmm，平均分配到兩端葉輪處分析轉(zhuǎn)子的響應(yīng)情況，兩端葉輪與永磁體中心處共3點(diǎn)的位移變化計(jì)算結(jié)果BODE圖，如圖11～圖13所示。

圖11 左側(cè)葉輪處位移

圖12 永磁體中心處位移

圖13 右側(cè)葉輪處位移

4 電機(jī)熱管理分析

超高速永磁電機(jī)功率密度大、轉(zhuǎn)速高且電機(jī)內(nèi)部散熱環(huán)境惡劣，易導(dǎo)致轉(zhuǎn)子溫度過大引起永磁體不可逆退磁，因此，準(zhǔn)確的溫升計(jì)算是保證電機(jī)穩(wěn)定運(yùn)行的重要條件之一。

4.1 磁熱雙向耦合溫升計(jì)算方法

傳統(tǒng)的電機(jī)溫升計(jì)算方法通常將仿真計(jì)算中的材料屬性定義為固定值，忽略溫度對(duì)材料屬性的影響，該計(jì)算方法易產(chǎn)生較大誤差，使仿真結(jié)果和試驗(yàn)數(shù)值偏差較大。采取磁熱雙向耦合計(jì)算方法，將電機(jī)材料的屬性定義為隨溫度變化量，將溫度場仿真計(jì)算中的材料屬性變化量實(shí)時(shí)提供給電磁計(jì)算中，保證更為準(zhǔn)確的電機(jī)損耗數(shù)值，進(jìn)而保證溫升計(jì)算的準(zhǔn)確性，反復(fù)迭代至溫度場收斂，得到較為準(zhǔn)確的電機(jī)溫升計(jì)算數(shù)值。

4.2 電機(jī)內(nèi)部損耗分析

電機(jī)在高速運(yùn)行時(shí)，會(huì)在電機(jī)內(nèi)部不同部分產(chǎn)生損耗P，進(jìn)而產(chǎn)生發(fā)熱，造成電機(jī)溫升，即

P=PFe+PCu+Pm+PJ+Pa。

(4)

其中：PFe表示定子鐵心損耗；PCu表示繞組銅耗；Pm表示永磁體和合金護(hù)套的渦流損耗；PJ表示電機(jī)的機(jī)械損耗，具體又可分為風(fēng)磨損耗和軸承損耗；Pa表示電機(jī)的雜散損耗。同時(shí)，在損耗計(jì)算時(shí)也要考慮到控制器對(duì)損耗的影響，控制器通過逆變器將直流電逆變成交流電，給電機(jī)引入大量諧波，造成電機(jī)各項(xiàng)損耗的上升。

4.3 磁熱耦合仿真計(jì)算結(jié)果

考慮到超高速永磁電機(jī)散熱仿真分析的復(fù)雜性，在保證仿真計(jì)算結(jié)果的精確度基礎(chǔ)上，做如下基本假設(shè)：

1)不考慮各個(gè)零部件熱輻射的影響；

2)僅計(jì)算電機(jī)額定工況的穩(wěn)態(tài)散熱情況。

超高速永磁電機(jī)定子采用水冷，轉(zhuǎn)子與定子內(nèi)徑風(fēng)冷。假設(shè)空氣與轉(zhuǎn)子接觸處為絕熱壁面，選取超高速永磁電機(jī)外殼與環(huán)境的對(duì)流換熱系數(shù)為22 W/m2K。冷卻邊界條件如表8所示。

表8 電機(jī)邊界條件

電機(jī)中心截面溫度分布如圖14所示，反應(yīng)各個(gè)部位的溫度分布情況，溫度梯度表明，繞組端部熱量主要沿?zé)嶙栎^小的軸向傳導(dǎo)至定子鐵心，然后沿徑向方向傳導(dǎo)經(jīng)冷卻水帶走。

圖14 中心縱截面溫度分布圖

定子溫度分布如圖15所示，受到冷卻水進(jìn)出口位置的影響，隨著冷卻水溫度的升高導(dǎo)致?lián)Q熱能力逐漸下降，因此，位于出口側(cè)位置的定子繞組溫度較進(jìn)口側(cè)溫度高；同時(shí)受電機(jī)殼出線口布置影響，水道不能延至整個(gè)圓周布置，出現(xiàn)周向截面位置溫度分布差異，最高溫度值為161.7 ℃。

圖15 定子溫度分布圖

圖16為水路溫度分布圖，溫度最高位置在水路內(nèi)側(cè)直接與定子接觸位置且靠近冷卻水出口側(cè)，可達(dá)81.46 ℃；進(jìn)出口所在兩側(cè)水路由于沒有直接和定子接觸，溫度較低；水路進(jìn)出口平均溫升6.4 ℃。

圖16 定子殼體和水路溫度分布圖

圖17為氣路溫度分布圖，受定子鐵心和繞組高溫的影響，氣路表面同樣呈現(xiàn)有高溫區(qū)域，最高溫度為161.8 ℃，氣路進(jìn)出口平均溫升33.4 ℃。

圖17 氣路溫度分布圖

5 試驗(yàn)測試

超高速永磁電機(jī)與壓氣機(jī)負(fù)載整體集成后進(jìn)行試驗(yàn)測試，設(shè)計(jì)的氫燃料電池?zé)o油離心空壓機(jī)照片以及所搭建的試驗(yàn)平臺(tái)分別如圖18和圖19所示。

圖18 22 kW氫燃料電池?zé)o油離心空壓機(jī)

圖19 試驗(yàn)臺(tái)照片

首先，針對(duì)電機(jī)固有模態(tài)展開試驗(yàn)分析，如圖20所示，在測試中研究了各部件的固有頻率，其中定子固有頻3 000 Hz，定子殼體組件固有頻率約7 000 Hz，均避開了工作頻率。測試波形如圖21～圖22所示。

圖20 定子固有頻率測試

圖21 定子固有頻率

圖22 定子殼體組件固有頻率

其次，對(duì)兩種類型控制器IGBT功率器件控制器和碳化硅SiC器件控制器進(jìn)行了對(duì)比分析。

采用IGBT功率器件組成的控制器驅(qū)動(dòng)電機(jī)升速，溫升為95 K。應(yīng)用改進(jìn)的碳化硅SiC寬禁帶器件組成的控制器驅(qū)動(dòng)電機(jī)升速，溫升約為75 K，開關(guān)頻率提高至100 kHz，大大降低了諧波電流含量，電機(jī)鐵耗銅耗均大幅降低，因而電機(jī)溫升降低。碳化硅SiC寬禁帶器件控制器波形如圖23所示。

圖23 控制器輸出電流波形

在超高速永磁電機(jī)各關(guān)鍵技術(shù)進(jìn)行突破的基礎(chǔ)上，進(jìn)行了氫燃料電池?zé)o油離心空壓機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)試驗(yàn)，超高速永磁電機(jī)實(shí)現(xiàn)了負(fù)載運(yùn)行，主要數(shù)據(jù)如表9所示，氫燃料電池?zé)o油離心空壓機(jī)氣動(dòng)性能如圖24所示，滿足氫燃料電池系統(tǒng)運(yùn)行要求。

表9 空壓機(jī)MAP數(shù)據(jù)

圖24 實(shí)驗(yàn)與仿真結(jié)果對(duì)比

6 結(jié) 論

針對(duì)氫燃料電池空壓機(jī)的工作需要，設(shè)計(jì)了一臺(tái)功率22 kW、轉(zhuǎn)速95 000 r/min的超高速永磁同步電機(jī)。首先，基于場路耦合的方法給出了電機(jī)的電磁方案；其次，采用有限元分析軟件對(duì)電機(jī)的若干關(guān)鍵技術(shù)進(jìn)行了研究，包括電機(jī)轉(zhuǎn)子強(qiáng)度、轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)特性、電機(jī)損耗和溫度場分布；最后，針對(duì)設(shè)計(jì)內(nèi)容試制了樣機(jī)，搭建了相關(guān)試驗(yàn)平臺(tái)，進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證，得出如下結(jié)論：

1)建立轉(zhuǎn)子強(qiáng)度分析模型，考慮到護(hù)套與轉(zhuǎn)子之間的過盈量配合和護(hù)套厚度對(duì)轉(zhuǎn)子強(qiáng)度影響，并采用有限元法進(jìn)行分析驗(yàn)證，計(jì)算對(duì)比結(jié)果表明，強(qiáng)度計(jì)算與護(hù)套厚度和過盈量配合有關(guān)。

2)針對(duì)燃料電池空壓機(jī)轉(zhuǎn)子偏心導(dǎo)致轉(zhuǎn)子振動(dòng)問題，從轉(zhuǎn)子臨界轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)子不平衡度兩方面展開研究，采用有限元建模方法進(jìn)行轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)分析，通過提高坎貝爾圖激勵(lì)直線與各階頻率曲線交點(diǎn)對(duì)應(yīng)的臨界轉(zhuǎn)速的方法來避免共振發(fā)生。

3)采取磁熱耦合迭代控制方法，將電機(jī)材料的屬性定義為隨溫度變化量，將溫度場仿真計(jì)算中的材料屬性變化量實(shí)時(shí)提供給電磁計(jì)算中，通過有限元分析軟件準(zhǔn)確計(jì)算電機(jī)損耗分布和溫度場分布。

4)搭建了高速同步電機(jī)試驗(yàn)測試平臺(tái)，針對(duì)IGBT和SiC兩種不同形式控制器進(jìn)行對(duì)比分析，結(jié)果表明：應(yīng)用改進(jìn)的碳化硅SiC寬禁帶器件，開關(guān)頻率提高至100 kHz，大大降低了諧波電流含量，進(jìn)而降低電機(jī)噪聲，且電機(jī)鐵耗銅耗均大幅降低，因而電機(jī)溫升也相應(yīng)降低。