高速永磁同步電機冷卻系統優化分析

2020-05-25 01:06:04王明盛

微特電機 2020年5期

陳杰，王明盛

(1.蕪湖職業技術學院機械工程系，蕪湖 241006；2.安徽鴻創新能源動力有限公司，滁州 239000)

0 引言

近年來，高速永磁同步電機發展迅速，因其具有體積小、功率密度高、效率高等特點[1]，在航空航天、高速機床、新能源汽車等高速電力傳動系統中得到廣泛應用。隨著永磁同步電機效率和功率密度的增大，電機溫度升高所帶來的問題越發凸顯，電機繞組的絕緣性能和電機使用壽命均會隨著溫度的升高而下降。而且，電機定轉子運行溫度過高還會導致永磁體退磁，嚴重影響電機的正常運行。因此，研究分析電機冷卻系統對其散熱的影響，設計冷卻效果更優的冷卻方案，將電機溫升控制在永磁體能承受的溫度之下顯得尤為重要[2-5]。

本文針對一款65 kW，12 000 r/min高速永磁同步電機水冷系統進行分析。通過建立電機本體溫度場有限元分析模型，結合流體動力學(以下簡稱CFD)理論，對電機水冷結構的導熱熱阻進行分析，并提出在電機定子與水套之間填充導熱硅脂以減小接觸熱阻的優化冷卻方案，對電機的設計與生產有較大的指導意義。

1 CFD溫度場分析原理

計算流體力學滿足三個基本守恒方程，任何流體的流動都不可避免地發生傳質與產熱的過程，這三大方程分別為質量守恒方程、動量守恒方程與能量守恒方程[6]。

當電機運行溫度與環境溫度存在差異時，就會產生熱量的傳遞。通常熱傳遞的方式有三種，即熱對流、熱傳導和熱輻射[7]。本文所分析的電機為強制液冷冷卻方式，因為電機外殼本身的溫度不高，熱輻射所帶走的熱量非常有限，所以可以忽略不計。那么熱仿真的過程就可以簡化為只考慮熱傳導與熱對流。

由于各項異性介質在不同方向上的導熱系數存在差異，本文研究的高速永磁同步電機在穩態溫度場計算中，所采用的求解模型的三維穩態熱傳導微分方程的表達式如下：

(1)

定值邊界條件：

式中：λx，λy，λz為電機內各介質在各方向的導熱系數；qv為體積熱源密度；S1,S2為物體邊界；τ為時間項；tf為流體溫度；n為邊界上的法向矢量；h為物體壁面與流體間的表面對流換熱系數。

2 電機模型、參數及導熱系數

本文的高速永磁同步電機基本參數如表1所示，三維數模如圖1所示。

表1 電機基本參數

圖1 電機三維數模

2.1 空氣隙等效導熱系數計算

由于在定子與轉子間存在氣隙，氣隙的間隙尺寸一般在1mm以下，當電機轉子在運轉時，熱的傳遞方式存在熱傳導和熱對流兩種。但是對流的現象較難模擬，因此只考慮熱傳導。熱傳導系數采用等效的導熱系數，即實際熱對流與熱傳導傳遞的熱量和單獨采用等效導熱系數所傳遞的熱量相等。等效導熱系數的計算如下[8-9]。

(2)

式中：λ為等效空氣隙導熱系數；β為粗糙度系數，一般取1.15～1.25；δ為氣隙的厚度；Rro為轉子外圓半徑；Re為雷諾數；λk為空氣的導熱系數。

雷諾數Re計算公式：

(3)

式中：ω為轉子外圓的線速度；v為空氣的運動黏度，v=2.21×10-5m2/s。

2.2 硅鋼片軸向導熱系數計算

在徑向方向上由于硅鋼片是完整的整體，因此導熱系數可以認為是硅鋼本身的導熱系數。但是在軸向方向上由于鐵心是由上百片硅鋼片相互疊加而成的，同時在硅鋼片之間存在氣隙和其他保護材料，因此軸向的導熱系數相較于徑向導熱系數要小得多，假設軸向方向各處的導熱系數相同。

軸向導熱系數采用以下公式計算：

(4)

式中：δFe為鐵心疊厚；λ1硅鋼片的導熱系數；δ0為絕緣介質的凈長度；λ0為絕緣介質的導熱系數；KFe為鐵心的疊片系數。

2.3 絕緣層等效導熱系數計算

繞組線圈與定子硅鋼片之間分布著一層由絕緣紙、絕緣漆和氣隙空氣等多種導熱介質組成的絕緣層，對導熱產生較大的影響，此處不考慮氣隙空氣的存在，只考慮絕緣紙和絕緣漆。

(5)

式中：δi為每個導熱體的厚度；λi為每個導熱體的導熱系數。

2.4 各部件熱物性參數

通過查表以及公式計算得到所要仿真的電機各部件的物性參數，如表2所示。

表2 電機各部件的物性參數

3 電機全域溫度場仿真及溫升實驗

電機的結構示意圖如圖2所示。電機運行過程中，發熱部件主要為定子鐵心和定子繞組，繞組嵌于定子鐵心線槽中。定子的導熱路徑主要有兩條：一條是通過空氣傳導到水套以及轉子上；另外一條則是通過與水套的直接接觸傳導到水套上，然后由冷卻液帶走。由于通過空氣傳導到水套以及轉子上的熱量很少，所以定子及繞組散熱的主要熱通路為直接傳導到水套上并利用冷卻液帶走熱量[10]。

圖2 電機示意圖

針對冷卻液帶走熱量這一熱通路進行分析，要想盡可能地降低電機的溫升，需要降低整個熱通路的熱阻，主要包括對流散熱熱阻和導熱熱阻。對流散熱熱阻在水套設計中可以仿真確定，因此本文主要針對導熱熱阻進行分析。導熱熱阻主要是定子與水套之間的接觸熱阻。兩種材料的表面不可避免地存在粗糙度，面接觸并不是理想的直接接觸，因此采用點接觸，沒有接觸的部分則由空氣填充，空氣的導熱系數很低，會造成比較大的接觸熱阻。為了避免熱阻過大，本文提出在定子與水套之間填充導熱硅脂，以減小接觸熱阻的設計方案。

3.1 仿真假設

1) 冷卻液的流速較低，因此將流體視作不可壓縮流體；

2) 銅耗均勻分布在繞組上，鐵耗均勻分布在定，轉子鐵心上，機械摩擦分布在軸承上；

3) 熱輻射所占比例較小，因此忽略熱輻射對電機溫升的影響；

4) 各材料物性參數為常數，忽略因電機溫度變化而引起的變化。

3.2 網格劃分

本文采用STAR CCM+仿真軟件進行網格劃分及計算，電機整機的網格劃分模型如圖3所示，網格數量為442萬。

圖3 電機網格劃分模型

3.3 仿真結果

本文針對兩種方案進行仿真對比。一種方案為水套與定子采用熱套的方式，中間無任何填充材料；另一種方案為水套與定子采用熱套的方式，中間填充導熱硅脂，硅脂的導熱系數為2.5 W/(m·K)。仿真工況為電機在額定轉速、額定功率下運行至溫升平衡。圖4和圖5分別為兩種方案的溫度場分布情況。從仿真結果可以看出，無任何填充材料的定子繞組溫度達到119.5 ℃，而填充導熱硅脂的定子繞組溫度為112.06 ℃，由此可見,填充導熱硅脂，溫度下降效果明顯。

圖4 無填充材料定子繞組和鐵心溫度場分布

圖5 填充導熱硅脂定子繞組和鐵心溫度場分布

圖6為兩種方案的溫升對比曲線。從圖6中可以看出，在額定工況下，兩種方案電機溫升均趨于穩定，填充導熱硅脂的溫度比不填充的溫度要低7.44℃。

圖6 對比溫升曲線

3.4 實驗測試

通過制作兩種不同方案的電機來驗證實際效果。圖7為無填充材料的電機定子，圖8為填充導熱硅脂材料的電機定子，實驗測試的恒溫水箱水溫為65 ℃。實際測得兩種方案下電機的溫升情況如表3所示。無填充材料繞組溫升54 ℃，填充導熱硅脂后繞組溫升47 ℃。可見，填充導熱硅脂的繞組溫度比無填充材料的繞組溫度低7 ℃。