高俊， 韓雪巖， 王勇， 王世偉， 李宏浩

(沈陽工業(yè)大學(xué) 國家稀土永磁電機工程技術(shù)研究中心，遼寧 沈陽 110870)

0 引 言

低速大轉(zhuǎn)矩永磁直驅(qū)系統(tǒng)在工業(yè)領(lǐng)域前景廣闊[1]，傳統(tǒng)的感應(yīng)電機為組合齒輪減速機的形式，傳動效率低、維護不便，不符合國家環(huán)保、節(jié)能要求[2-4]。永磁電機在全負載區(qū)間都具有高效率、高功率的特點，在低速傳動系統(tǒng)中得到廣泛的關(guān)注[5]。由于低速大轉(zhuǎn)矩電機單機容量大，發(fā)熱問題是限制其發(fā)展的主要因素之一，電機溫度過高將影響繞組壽命甚至燒毀，直接影響電機的安全運行。因此，對電機冷卻問題進行研究至關(guān)重要。

目前，國內(nèi)外學(xué)者已對永磁電機冷卻問題進行大量研究。針對全封閉電機轉(zhuǎn)子發(fā)熱嚴重的問題，可通過以轉(zhuǎn)子徑向風(fēng)孔隔板作為冷卻風(fēng)扇的方式來改善轉(zhuǎn)子的冷卻條件[6]。文獻[7]通過在轉(zhuǎn)子設(shè)置通風(fēng)孔等風(fēng)壓元件的方式來改善轉(zhuǎn)子的冷卻條件，降低轉(zhuǎn)子溫升。文獻[8-10]通過在電機機殼上設(shè)置水道的方式來改善電機的冷卻，并通過對水道結(jié)構(gòu)形式的改變、尺寸的優(yōu)化來進一步改善電機的冷卻條件，縮小電機的體積。文獻[11-13]通過在轉(zhuǎn)子上設(shè)置散熱筋的方式來改善電機的冷卻條件，并總結(jié)了不同散熱筋尺寸、形狀變化對轉(zhuǎn)子散熱效果的影響。顯然，改善電機冷卻條件的方法多種多樣，應(yīng)根據(jù)不同應(yīng)用場合選擇合適的冷卻系統(tǒng)。

本文根據(jù)低速大轉(zhuǎn)矩永磁電機的通風(fēng)結(jié)構(gòu)特點，建立自循環(huán)強迫通風(fēng)計算模型，并基于流-固耦合分析方法，對一臺630 kW、37.5 r/min低速大轉(zhuǎn)矩永磁同步電機進行仿真計算。對冷卻系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)尺寸進行優(yōu)化設(shè)計，并對機殼與風(fēng)罩之間的距離進行分析，保證冷卻系統(tǒng)氣體均勻分布，為低速大轉(zhuǎn)矩永磁電機的研究積累設(shè)計經(jīng)驗。

1 電機結(jié)構(gòu)及參數(shù)

電機的基本參數(shù)如表1所示。電機平面結(jié)構(gòu)、三維結(jié)構(gòu)如圖1所示。由圖1可知，電機采用自循環(huán)強迫風(fēng)冷結(jié)構(gòu)，其冷卻氣體流通路徑為：1)冷卻氣體由電機上方的兩個風(fēng)扇主出風(fēng)口進入機殼風(fēng)罩；2)從風(fēng)罩上多個均布的電機入風(fēng)口進入電機內(nèi)部繞組一側(cè)；3)流經(jīng)定、轉(zhuǎn)子后，從電機出風(fēng)口流入風(fēng)罩；4)由冷卻器進風(fēng)口進入冷卻器對氣體進行冷卻。

表1 電機基本參數(shù)

圖1 電機風(fēng)路結(jié)構(gòu)圖

2 數(shù)學(xué)模型

據(jù)傳熱學(xué)的基本理論，在笛卡爾坐標系下，三維穩(wěn)態(tài)傳導(dǎo)控制方程[14]為：

(1)

式中：λx、λy、λz為3個方向(x、y、z)的導(dǎo)熱系數(shù)；qs為電機熱源密度；α為電機各散熱面的對流散熱系數(shù)；T0為冷卻介質(zhì)溫度。

流體在電機內(nèi)部流動時，需同時滿足流體質(zhì)量守恒方程、流體動量守恒方程和流體湍流方程[15]：

1)質(zhì)量守恒方程為

(2)

2)動量守恒方程為：

(3)

(4)

(5)

3)湍流方程為：

Gk-ρε；

(6)

(7)

(8)

3 電機流固耦合計算

3.1 導(dǎo)熱系數(shù)確定

電機中絕緣導(dǎo)熱能力的不同對電機繞組散熱影響很大。本文所研究的高壓電機的絕緣主要包括云母層(或其它絕緣材料)和空氣層(間隙)兩部分，在繞組外纏繞有云母層，云母層外是空氣層，為了簡化計算，將這兩層絕緣等效為一層絕緣，等效模型如圖2所示。

圖2 等效模型

簡化后，應(yīng)滿足從繞組傳遞到定子相同熱量的等效絕緣上的溫度差等于云母層上的溫度差和空氣層上的溫度差之和。所以，等效絕緣的導(dǎo)熱系數(shù)可計算為

(9)

式中：teq為等效絕緣雙面厚度，mm；ti為云母層(或其他絕緣層)的雙面厚度，mm；ta為空氣層的雙面厚度，mm；tq為絕緣漆的雙面厚度，mm；λeq為等效絕緣的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；λi為云母層(或其他絕緣層)的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；λa為空氣層導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；λq為絕緣漆導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)。

3.2 電機的損耗及生熱率

本文對一臺630 kW永磁電機進行分析計算，電機的損耗由電磁場仿真計算得到，并作為熱源輸入到Fluent中，損耗分析結(jié)果如表2所示。損耗分析是在電機的額定工況下進行，電機的額定頻率19 Hz，額定電流85 A，額定轉(zhuǎn)速37.5 r/min。

表2 電機各部分損耗及生熱率

3.3 有限元仿真分析

本文應(yīng)用Fluent軟件對電機進行了流體溫度場計算，得到了電機內(nèi)溫度分布規(guī)律。由于冷卻介質(zhì)從電機的左側(cè)進入，右側(cè)流出，經(jīng)冷卻器冷卻后再次循環(huán)，電機內(nèi)部溫度分布將出現(xiàn)層次變化，詳見圖3、圖4。

圖3 繞組溫度分布

圖4 永磁體溫度分布

由圖3可知，繞組的溫升從左到右逐漸遞增，最高溫升出現(xiàn)在繞組右側(cè)端部(即冷卻器進風(fēng)位置)；由圖4可知，永磁體溫升分布和定子繞組基本一致。由于定子軸向通風(fēng)道尺寸遠大于轉(zhuǎn)子氣隙及磁極間隙，所以定子的冷卻效果較好。

1)入口風(fēng)量變化對溫升的影響。

改變?nèi)肟陲L(fēng)量，觀察風(fēng)量變化對該冷卻方式的溫升的影響，如圖5所示。由圖可知，隨著入口風(fēng)量的增大，電機繞組和永磁體的最高溫升逐漸降低，同時，繞組及永磁體的溫升變化逐漸趨于平穩(wěn)。當風(fēng)量由2 m3/s逐漸增大至6 m3/s時，電機繞組的最高溫升由100.3 K下降至63.5 K，下降了約37%；永磁體的最高溫升由88.1 K下降至55.2 K，則下降55%。

圖5 入口風(fēng)量變化時溫升的變化情況

出口處冷卻氣體相比于入口處的溫度升高隨風(fēng)量變化趨勢，如圖6所示。由圖可知，隨著入口風(fēng)量的逐漸增大，出口處冷卻氣體相比于入口處的溫度升高量逐漸降低。當風(fēng)量在2～4 m3/s變化時，升高量降低了約50%；當風(fēng)量在4～6 m3/s變化時，升高量降低了約26%。

圖6 入口風(fēng)量變化時出口溫度變化情況

綜合圖5、圖6可知，冷卻流量4～6 m3/s范圍內(nèi)，此時，冷卻風(fēng)流量的增大引起的溫升降低幅度很小，而風(fēng)壓增大幅度較大。在該范圍內(nèi)通過增加冷卻風(fēng)流量來降低溫升效果不明顯，并且需要大幅度地提高風(fēng)機的功率，故可在2～4 m3/s范圍內(nèi)選擇風(fēng)機的冷卻風(fēng)量。

2)通風(fēng)孔尺寸變化對電機溫升的影響。

由于電機內(nèi)氣隙和磁極間隙影響電機的電磁性能，在電機設(shè)計完成后很難改變，可通過改變定子通風(fēng)孔的尺寸來影響電機里面的風(fēng)量分布，達到通風(fēng)系統(tǒng)性能最優(yōu)的目的。本文在保證總風(fēng)量一定的條件下，通過改變定子通風(fēng)孔的尺寸，來改變電機內(nèi)部的流量分配，最后得到最優(yōu)通風(fēng)孔尺寸。不同通風(fēng)孔尺寸下的分析結(jié)果如圖7所示。

圖7 通風(fēng)孔尺寸變化對電機溫升影響

由圖7可知，保證入口總風(fēng)量不變，通過調(diào)整定子通風(fēng)孔尺寸改變定、轉(zhuǎn)子的風(fēng)量分配。隨著定子通風(fēng)孔尺寸逐漸增大，定子風(fēng)量逐漸增大，轉(zhuǎn)子風(fēng)量逐漸減小。當通風(fēng)孔高度由1 mm增大至10 mm時，流過定子的風(fēng)量迅速增加，流過轉(zhuǎn)子的風(fēng)量快速減小；當定子通風(fēng)孔尺寸大于10 mm時，定、轉(zhuǎn)子風(fēng)量變化緩慢，并逐漸趨于穩(wěn)定。而繞組和永磁體的溫升都逐漸升高，分析其原因是盡管定子通風(fēng)孔風(fēng)量增加，但增大速率低于過流面積的增大速率，因此風(fēng)速減小。同時，轉(zhuǎn)子風(fēng)量逐漸減小，而其過流面積不變，故過流速度亦減小，整個系統(tǒng)的冷卻能力降低，故繞組和永磁體的溫升逐漸增加。

3)浸漆對電機溫升分布影響。

本文計算了浸漆和不浸漆兩種情況下的溫度分布情況，如表3所示。計算時保證入口流量相同，由仿真計算結(jié)果可知，永磁電機在強迫風(fēng)冷自循環(huán)冷卻方式下，繞組浸漆和不浸漆相比，繞組的最高溫升降低了約10%。

表3 浸漆和不浸漆兩種情況下的溫升分布

4 冷卻系統(tǒng)氣流分布均勻性分析

冷卻氣體分布的不均勻容易導(dǎo)致電機溫升分布的不均勻。現(xiàn)對冷卻氣流的分布進行仿真，確定了機座各個通風(fēng)孔的冷卻氣流流量基本可以做到均勻分布。圖8、圖9為機座表面的冷卻風(fēng)的等速線，從圖可以看出，盡管在機座表面越遠離風(fēng)機風(fēng)速越小，但機座上的通風(fēng)孔處冷卻風(fēng)基本處于相同等速線上，即冷卻氣體流量能夠大致均勻地進入機座內(nèi)部。這是由于機座和機座外的風(fēng)罩間間距足夠大的緣故。冷卻風(fēng)沿著機座表面流動時，流通面的橫截面較大，風(fēng)阻相比于電機內(nèi)各個通風(fēng)孔的風(fēng)阻要小很多，對風(fēng)路的影響較小，因此機座上各個通風(fēng)孔的冷卻風(fēng)可以基本做到均勻分布。同時，流體由于流速較高，較大的慣性也起到了一定的作用。

圖8 機座外表面冷卻氣體速度等位圖

圖9 機座內(nèi)表面冷卻氣體速度等位圖

5 實驗驗證

本文制造了兩臺相同的630 kW、37.5 r/min樣機，通過兩臺電機對拖的方式完成了溫升試驗，并對本文第3節(jié)流-固耦合計算方法進行了驗證。試驗線路如圖10所示。

圖10 電機實驗線路示意圖

試驗用一臺630 kW樣機做原動機，另一臺630 kW樣機作為負載，每臺電機各由一臺變頻器控制，同時兩臺變頻器共母線；調(diào)節(jié)原動機的變頻器，使原動機穩(wěn)定在額定轉(zhuǎn)速37.5 r/min；調(diào)節(jié)負載機變頻器，逐漸增大負載機電流，同時用功率分析儀檢測原動機電流，直至原動機電流達到額定電流85 A；穩(wěn)定至該狀態(tài)，進行溫升試驗。在電機裝配之前，在每相繞組的端部(入風(fēng)口)、繞組鐵心中部及端部(出風(fēng)口)分別預(yù)埋3個熱電偶，以監(jiān)測繞組不同位置的溫度。由于實驗條件不足，永磁體的溫升沒有直接測量，而是通過紅外測溫儀前、后端蓋上各預(yù)留的8個觀察窗間接測量。溫升試驗結(jié)果如表4所示，電機實物照片如圖11所示，電機電流波形如圖12所示。

圖11 樣機實物照片

圖12 電流波形

表4 電機溫升計算結(jié)果和實際數(shù)據(jù)對比

由表4可知，電機繞組溫升計算誤差約5%，永磁體溫升計算誤差約15%。繞組的計算溫升滿足工程要求，但永磁體溫升計算誤差較大，分析其主要原因是由于永磁體采用間接測量，紅外線測溫儀并未照射在永磁體表面，而是照射在永磁體兩側(cè)的擋板上，所以導(dǎo)致誤差較大。

6 結(jié) 論

本文以一臺630 kW、37.5 r/min低速大轉(zhuǎn)矩永磁電機為例，提出了一種自循環(huán)強迫通風(fēng)冷卻方式，并基于流-固耦合仿真分析，對電機的冷卻系統(tǒng)進行了優(yōu)化設(shè)計，并得到以下結(jié)論：

1)對于本文中的自循環(huán)強迫通風(fēng)結(jié)構(gòu)，定子通風(fēng)孔高度越小，定、轉(zhuǎn)子的冷卻效果越好。

2)對于本文中的自循環(huán)強迫通風(fēng)結(jié)構(gòu)，浸漆相比于不浸漆，電機繞組的溫升降低了約10%。

3)對于本文研究的通風(fēng)系統(tǒng)，為了保證冷卻氣體分布均勻，應(yīng)保證機殼與風(fēng)罩之間的距離足夠大，盡可能增大入口流量，因為入口流量增大時，由于慣性的加大，冷卻氣流更加容易均布。