武永和， 李祥成， 秦轉(zhuǎn)麗, 楊 成

(1.中車永濟(jì)電機(jī)有限公司，陜西 西安 710016；2.西安中車電氣研究院，陜西 西安 710016)

0 引 言

永磁同步電機(jī)因功率因數(shù)高、效率高、起動(dòng)轉(zhuǎn)矩大、體積小、質(zhì)量輕、全封閉、噪聲小等優(yōu)點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于機(jī)車牽引，但電機(jī)散熱量也較大[1-2]。電機(jī)合理的散熱結(jié)構(gòu)能有效將電機(jī)各部件溫升控制在安全的工作范圍內(nèi)。風(fēng)冷、液冷和蒸發(fā)冷卻散熱系統(tǒng)是三種常用的電機(jī)散熱系統(tǒng)[3]。為提高散熱效果，電機(jī)風(fēng)冷散熱系統(tǒng)的外風(fēng)路需要在電機(jī)機(jī)座和端蓋上加裝散熱筋。要研究外風(fēng)路的散熱性能，就要綜合考慮散熱筋的高度、散熱筋的寬度和散熱筋的間距對(duì)電機(jī)散熱的影響。正交設(shè)計(jì)試驗(yàn)法以極差分析模型為基礎(chǔ)，是研究多因素、多水平的一種優(yōu)化設(shè)計(jì)試驗(yàn)方案[4]，在電機(jī)設(shè)計(jì)和優(yōu)化方面已有廣泛應(yīng)用[5-10]。為提高試驗(yàn)效率并考慮各因素對(duì)試驗(yàn)?zāi)繕?biāo)的綜合影響，本文結(jié)合正交設(shè)計(jì)試驗(yàn)法和數(shù)值模擬分析機(jī)座的散熱筋參數(shù)對(duì)電機(jī)散熱性能的影響，旨在得到最佳散熱組合。

1 數(shù)值計(jì)算模型

1.1 物理模型

本文所涉及的永磁同步牽引電機(jī)外風(fēng)路采用自然散熱，具體結(jié)構(gòu)如圖1所示。該樣機(jī)的基本參數(shù)如表1所示。

圖1 永磁同步牽引電機(jī)結(jié)構(gòu)圖

表1 電機(jī)基本參數(shù)

樣機(jī)機(jī)座鑄造的散熱筋高度H為30 mm，寬度W為6 mm，間距S為20 mm，機(jī)座散熱筋局部結(jié)構(gòu)如圖2所示。

圖2 機(jī)座散熱筋局部結(jié)構(gòu)圖

1.2 數(shù)學(xué)模型

假設(shè)電機(jī)處于穩(wěn)定運(yùn)行狀態(tài)，近似認(rèn)為電機(jī)內(nèi)空氣物性隨其溫度線性變化，忽略電機(jī)內(nèi)其他材料的導(dǎo)熱系數(shù)隨溫度的變化；假設(shè)電機(jī)的損耗在同一部件上均勻分布，則計(jì)算域的連續(xù)性方程為

div(ρU)=0

(1)

式中:ρ為空氣密度；U為空氣的速度。

動(dòng)量方程、能量方程可寫成如下通用形式[11]：

div(ρVφ)=div(Γgradφ)+S

(2)

1.3 邊界條件

為提高計(jì)算效率，同時(shí)滿足工程實(shí)際需要，將定子繞組、絕緣等復(fù)雜結(jié)構(gòu)等效為一個(gè)均勻的發(fā)熱體[12-13]。經(jīng)計(jì)算，額定工況下永磁同步牽引電機(jī)的損耗如表2所示。

表2 電機(jī)各部件損耗 kW

兩側(cè)軸承冷卻風(fēng)扇的進(jìn)、出口邊界條件均為壓力邊界條件。

旋轉(zhuǎn)流體域和靜止流體域交界面采用interior邊界[11]。

流體和固體交界面速度采用無滑移固壁邊界條件，即uair=uwall。

流固界面和固固界面熱邊界采用耦合邊界條件[14]。

機(jī)座和端蓋向周圍空間自然散熱，表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)按下式計(jì)算[15]：

(3)

式中：α為表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)；ωi為吹拂機(jī)座內(nèi)壁的風(fēng)速；θ為機(jī)座壁外表面的溫度。

2 正交設(shè)計(jì)試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)指標(biāo)和因素

本文選取定子繞組最大溫度作為衡量機(jī)座散熱能力的試驗(yàn)指標(biāo)。散熱筋的高度、寬度、間距為本文的研究變量，即確定正交表為3因素。

2.2 正交表和水平選擇

各因素水平數(shù)的確定應(yīng)滿足實(shí)際情況和正交試驗(yàn)的原則，標(biāo)準(zhǔn)表的水平數(shù)均相等且只能取素?cái)?shù)或素?cái)?shù)冪[6]，本文選取3水平，各因素水平表如表3所示。

表3 各因素水平表

本文試驗(yàn)研究為3 因素3水平，進(jìn)行全面組合方案需進(jìn)行27次試驗(yàn)，若采用正交表L9(34)進(jìn)行試驗(yàn)，只需做9次。正交設(shè)計(jì)試驗(yàn)方案見表4。

表4 正交設(shè)計(jì)試驗(yàn)方案

2.3 結(jié)果分析

根據(jù)正交設(shè)計(jì)試驗(yàn)方案，采用ANSYS Fluent軟件對(duì)電機(jī)流場(chǎng)、溫度場(chǎng)進(jìn)行耦合計(jì)算，得到的仿真計(jì)算結(jié)果如表5所示。A代表散熱筋高度，B代表散熱筋寬度，C代表散熱筋間距。

2.3.1 直觀分析

根據(jù)正交設(shè)計(jì)試驗(yàn)方案和仿真計(jì)算結(jié)果可以直觀看出，所有試驗(yàn)中，試驗(yàn)8的定子繞組最大溫度的值最小，說明該方案下電機(jī)的散熱能力最好，所以最佳的水平組合為A3B2C1。

表5 正交設(shè)計(jì)試驗(yàn)方案和仿真計(jì)算結(jié)果

2.3.2 極差分析

根據(jù)計(jì)算結(jié)果，對(duì)試驗(yàn)指標(biāo)進(jìn)行極差分析，結(jié)果如表6所示。從表6可以看出，3個(gè)因素中，散熱筋寬度的極差最小，對(duì)定子繞組最高溫度影響最小，散熱筋高度的極差最大，對(duì)定子繞組最高溫度影響最明顯。根據(jù)極差R值的大小，影響定子繞組最高溫度的各因素主次順序依次為散熱筋高度、散熱筋間距、散熱筋寬度。

表6 定子繞組最高溫度極差分析

圖3 各因素水平對(duì)指標(biāo)的影響分布圖

各因素水平對(duì)指標(biāo)的影響如圖3所示。從圖3中可以看出，定子繞組最大溫度隨著散熱筋高度的增加而降低，這是因?yàn)樯峤罡叨仍黾雍髾C(jī)座表面有效散熱面積增加，電機(jī)散熱能力提高；定子繞組最大溫度隨著散熱筋寬度的增加先升高后基本保持水平，說明散熱筋寬度的逐步增加并不能有效提高電機(jī)的散熱能力；定子繞組最大溫度隨著散熱筋間距增加而升高，這是因?yàn)樯峤铋g距增大，機(jī)座表面有效散熱面積減小，電機(jī)散熱能力降低。通過各因素水平對(duì)指標(biāo)的影響分布圖可以確定最佳的組合為A3B1C1。

綜上所述，散熱筋的高度取30 mm，散熱筋的間距取20 mm，考慮到材料成本和電機(jī)減重要求，取散熱筋的寬度為4 mm。所以最佳的水平組合為A3B1C1。

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

分別采用電阻法和預(yù)埋溫度傳感器的方法對(duì)樣機(jī)額定狀態(tài)下穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)的定子繞組平均溫升和定子鐵心溫度進(jìn)行測(cè)量，測(cè)試方法和過程均參照相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)[16]。圖4為定子鐵心周向埋置溫度傳感器的位置，溫度傳感器的軸向位置在定子鐵心正中心。

圖4 定子鐵心測(cè)溫點(diǎn)周向埋置位置

樣機(jī)溫升試驗(yàn)系統(tǒng)如圖5所示。試驗(yàn)的相關(guān)參數(shù)如表7所示。試驗(yàn)過程中樣機(jī)保持在額定工況下運(yùn)行，溫升持續(xù)時(shí)間為420 min。

圖5 電機(jī)溫升試驗(yàn)系統(tǒng)

表7 試驗(yàn)相關(guān)參數(shù)

定子繞組平均溫升和定子鐵心測(cè)溫點(diǎn)溫度的數(shù)值計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如表8所示，對(duì)比結(jié)果表明，仿真的最大相對(duì)誤差小于8%，滿足工程要求，驗(yàn)證了本文數(shù)值計(jì)算方法的可靠性。

表8 數(shù)值計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

4 數(shù)值計(jì)算結(jié)果分析

圖6為電機(jī)軸向截面溫度分布云圖，從圖6中可以看出，定子線圈端部和定子鐵心齒部位置的溫度明顯高于其他位置，這是因?yàn)殡姍C(jī)轉(zhuǎn)速慢，電機(jī)內(nèi)部空氣流動(dòng)速度小，定子繞組端部和定子鐵心齒部槽口位置換熱慢。兩端軸承位置分別裝有冷卻風(fēng)扇，風(fēng)扇周圍的空氣域溫度低于附近的固體溫度。

圖6 電機(jī)軸向截面溫度分布云圖

圖7為電機(jī)徑向截面溫度分布云圖，從圖7中可以看出，轉(zhuǎn)子組件整體溫度低于定子組件，這是因?yàn)檗D(zhuǎn)子組件損耗小于定子組件；有散熱筋的定子鐵心位置溫度明顯低于無散熱筋的位置，這是因?yàn)樯峤钤黾恿松崦娣e，有效增強(qiáng)了散熱。

圖7 電機(jī)徑向截面溫度分布云圖

為研究定子鐵心不同位置的溫度分布，在定子鐵心四個(gè)位置分別取線l1、l2、l3、l4，取樣線在定子鐵心上的位置如圖8所示。

圖8 取樣線在定子鐵心上的位置

圖9為不同試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷膌1沿軸向的溫度分布。從圖9中可以看出，不同計(jì)算模型的l1沿軸向的溫度分布趨勢(shì)相同，均呈拋物線分布。在同一位置，試驗(yàn)8的l1沿軸向的溫度最低，試驗(yàn)3的l1沿軸向的溫度最高。所有模型的非傳動(dòng)端溫度略低于傳動(dòng)端，這是因?yàn)榉莻鲃?dòng)端側(cè)的繞組端部空間較大，轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)帶動(dòng)空氣流動(dòng)，非傳動(dòng)端側(cè)的換熱能力更好。

圖9 l1沿軸向的溫度分布

圖10為不同試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷膌2沿軸向的溫度分布，從圖10中可以看出，不同模型的l2沿軸向的溫度分布趨勢(shì)相同，均呈“幾字形”分布，沿軸向在-0.058 m和0.102 m范圍內(nèi)，溫度變化較小，這是因?yàn)槎ㄗ予F心在這個(gè)區(qū)間局部裸露在空氣中，定子鐵心表面直接與空氣進(jìn)行對(duì)流換熱，換熱量恒定。在同一位置，試驗(yàn)8的l2沿軸向的溫度最低，試驗(yàn)3的l2沿軸向的溫度最高。

圖10 l2沿軸向的溫度分布

圖11為不同試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷膌3沿軸向的溫度分布，從圖11中可以看出，不同模型的l3沿軸向的溫度分布趨勢(shì)相同，均呈“幾字形”分布，在同一位置，試驗(yàn)8的l3沿軸向的溫度最低，試驗(yàn)3的l3沿軸向的溫度最高。在-0.058 m和0.102 m位置溫度變化比較劇烈，是因?yàn)檫@兩個(gè)位置是機(jī)座和裸露空氣的交界處，定子鐵心散熱方式由導(dǎo)熱轉(zhuǎn)為對(duì)流換熱。

圖11 l3沿軸向的溫度分布

圖12為不同試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷膌4沿軸向的溫度分布，從圖12中可以看出，不同模型的l4沿軸向的溫度分布趨勢(shì)相同，均呈“幾字形”分布，在同一位置，試驗(yàn)8的l4沿軸向的溫度最低，試驗(yàn)3的l4沿軸向的溫度最高。所有模型的非傳動(dòng)端溫度略低于傳動(dòng)端。

5 結(jié) 語

本文以定子繞組最高溫度為試驗(yàn)指標(biāo)，結(jié)合正交設(shè)計(jì)試驗(yàn)法和數(shù)值模擬方法分析機(jī)座的散熱筋參數(shù)對(duì)電機(jī)散熱性能的影響進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)影響定子繞組最高溫度的各因素主次順序依次為散熱筋高度、散熱筋間距、散熱筋寬度。與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比驗(yàn)證，最大相對(duì)誤差小于8%，滿足工程要求。從計(jì)算結(jié)果可知，定子線圈端部和定子鐵心齒部位置的溫度較高，轉(zhuǎn)子組件整體溫度低于定子組件。不同計(jì)算模型的l1沿軸向的溫度均呈拋物線分布，l2～l4沿軸向的溫度均呈“幾字形”分布。