高速永磁同步電機(jī)流固耦合仿真與性能分析

丁樹業(yè)，申淑鋒，楊智，陳少先，戴瑤

(1.南京師范大學(xué) 南瑞電氣與自動(dòng)化學(xué)院，南京 210023；2.中國(guó)船舶重工集團(tuán)公司第七〇四研究所，上海 200031)

0 引 言

高速永磁同步電機(jī)(high speed permanent magnet synchronous motor, HSPMSM)，因其具有效率高、功率密度大，以及可直接與高速負(fù)載相連接等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛的應(yīng)用于船舶驅(qū)動(dòng)、風(fēng)力發(fā)電、礦用電機(jī)等場(chǎng)所[1-4]。與普通電機(jī)相比，相同功率的HSPMSM的損耗密度更大，且因其具有結(jié)構(gòu)緊湊和散熱面積小等特點(diǎn)，電機(jī)在運(yùn)行中易面臨溫升過高的難題。作為艦船電推進(jìn)系統(tǒng)，考慮到過高的溫升將造成永磁體不可逆退磁[5-6]，對(duì)船體安全運(yùn)行造成嚴(yán)重威脅，因此對(duì)HSPMSM進(jìn)行溫度場(chǎng)研究以及冷卻系統(tǒng)優(yōu)化具有一定的研究?jī)r(jià)值和實(shí)際意義。

由于計(jì)算機(jī)性能的提高以及數(shù)值計(jì)算方法的發(fā)展，國(guó)內(nèi)外學(xué)者多采用數(shù)值模擬方法對(duì)HSPMSM溫度場(chǎng)與流體場(chǎng)進(jìn)行研究。董寶田等學(xué)者提出了一種磁熱液耦合迭代的多物理場(chǎng)方法，對(duì)一臺(tái)30 kW的高速永磁電機(jī)進(jìn)行仿真計(jì)算和實(shí)驗(yàn)，驗(yàn)證了該方法的準(zhǔn)確性[7]。朱高嘉等學(xué)者以一臺(tái)1.65 MW永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)為例，提出轉(zhuǎn)子幅板支架作為離心式風(fēng)扇的設(shè)計(jì)思路，并通過數(shù)值計(jì)算證實(shí)其可行性[8]。韓力等學(xué)者采用計(jì)算流體力學(xué)的方法對(duì)10 MW空冷高速感應(yīng)電機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)與溫度場(chǎng)進(jìn)行研究，通過在定子鐵心背部增加擋風(fēng)板等結(jié)構(gòu)，改善電機(jī)內(nèi)冷卻空氣流通路徑及分布特性[9-10]。范興綱等人以一臺(tái)1.6 MW永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)為例，提出了一種具有徑向孔的新型通風(fēng)設(shè)計(jì)方法，并通過建立3D流固耦合模型驗(yàn)證其有效性[11]。孫明燦等學(xué)者對(duì)于一臺(tái)7 kW，4 000 r/min非晶合金軸向磁通永磁電機(jī)的渦流損耗進(jìn)行計(jì)算，并對(duì)比在定子連接板上安設(shè)水道和電機(jī)端部安設(shè)水套兩種冷卻方案對(duì)溫升分布規(guī)律的影響，通過對(duì)樣機(jī)溫升試驗(yàn)的結(jié)果與仿真實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證了有限體積法求解電機(jī)溫度場(chǎng)的準(zhǔn)確性[12-13]。文獻(xiàn)[14]以20 kW車用永磁同步電機(jī)為例，通過流固耦合計(jì)算，對(duì)比不同水道結(jié)構(gòu)及水道入口流速下電機(jī)溫升分布規(guī)律，確定最優(yōu)水冷方案。文獻(xiàn)[15]為探討風(fēng)速和散熱面積對(duì)電機(jī)溫升的影響，以一臺(tái)100 kW混合勵(lì)磁發(fā)電機(jī)為例進(jìn)行研究，考慮到電機(jī)結(jié)構(gòu)對(duì)稱性，建立了1/10求解區(qū)域進(jìn)行分析計(jì)算，得到電機(jī)風(fēng)速和散熱面積與電機(jī)溫升的倍比關(guān)系。以上大部分的研究者都是以高速電機(jī)整體模型的一部分作為建模對(duì)象，當(dāng)電機(jī)采用非全域建模時(shí)，需要結(jié)合電機(jī)結(jié)構(gòu)進(jìn)行簡(jiǎn)化，而全域建模能夠克服簡(jiǎn)化過程對(duì)計(jì)算結(jié)果帶來(lái)的誤差，提升計(jì)算結(jié)果的精確度。

本文以一臺(tái)空冷、水冷結(jié)合冷卻的200 kW現(xiàn)代艦船高速永磁同步電機(jī)為例，結(jié)合電機(jī)實(shí)際結(jié)構(gòu)搭建三維整機(jī)求解域模型。在流體動(dòng)力學(xué)及流固耦合傳熱理論基礎(chǔ)上，給定基本假設(shè)與邊界條件，采用有限體積法進(jìn)行求解，首先分析螺旋型水道入口水速對(duì)電機(jī)溫升的影響，揭示出最優(yōu)水速方案下電機(jī)流體流動(dòng)特性與各部件溫升分布規(guī)律。在此基礎(chǔ)上，提出一種軸向通風(fēng)方案，在入口風(fēng)量不變的前提下，強(qiáng)迫空氣通過氣隙進(jìn)行軸向通風(fēng)，對(duì)比優(yōu)化前后電機(jī)內(nèi)流體場(chǎng)與溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果，證實(shí)該結(jié)構(gòu)能夠改善電機(jī)的冷卻性能，本研究為HSPMSM在冷卻系統(tǒng)設(shè)計(jì)方面提供一定的借鑒意義。

1 求解模型確立

1.1 電機(jī)基本參數(shù)

研究對(duì)象為一臺(tái)200 kW船用高速永磁同步電機(jī)，其基本參數(shù)見表1。

表1 200 kW高速永磁同步電機(jī)基本參數(shù)

圖1為樣機(jī)實(shí)物圖，根據(jù)電機(jī)參數(shù)與冷卻結(jié)構(gòu)建立的電機(jī)三維全域物理模型如圖2所示。由圖可知該電機(jī)采用空、水冷結(jié)合冷卻，機(jī)殼設(shè)置兩組通風(fēng)入口，冷卻空氣自入風(fēng)口流入，大部分聚集于電機(jī)兩側(cè)端腔，帶走端腔內(nèi)熱量再?gòu)膶?duì)應(yīng)出風(fēng)口流出。由于定轉(zhuǎn)子之間氣隙狹窄，只有少部分空氣流入氣隙，沿軸向進(jìn)行冷卻。鐵心段內(nèi)熱量沿徑向傳導(dǎo)至機(jī)殼，被嵌設(shè)在機(jī)殼內(nèi)的螺旋型冷卻水道吸收。

圖1 樣機(jī)實(shí)物Fig.1 Motor prototype

圖2 電機(jī)物理模型Fig.2 Physical model

1.2 數(shù)學(xué)模型

對(duì)電機(jī)額定運(yùn)行狀態(tài)下的溫度場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算，該電機(jī)定子鐵心由DW250-35硅鋼片疊制而成，護(hù)套采用碳纖維材料，二者導(dǎo)熱系數(shù)設(shè)定時(shí)需考慮介質(zhì)的各向異性。由于電機(jī)冷卻系統(tǒng)采用空冷、水冷結(jié)合冷卻，因此熱量傳遞主要以熱傳導(dǎo)和熱對(duì)流形式發(fā)生，不考慮輻射換熱的傳遞方式。基于如上前提，電機(jī)內(nèi)部三維導(dǎo)熱控制方程在笛卡爾坐標(biāo)系中可以表示[16-17]為：

(1)

式中：λx、λy、λz分別為不同材料沿x、y、z軸方向的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；T為待求溫度，K；qv為電機(jī)內(nèi)的總熱源值，W/m3；S1為絕熱面；S2為散熱面；α為表面散熱系數(shù)，W/(m2·K)；Tf為電機(jī)的環(huán)境溫度，K。

電機(jī)內(nèi)冷卻介質(zhì)的流動(dòng)會(huì)受到質(zhì)量、動(dòng)量及能量守恒定律的約束。當(dāng)電機(jī)內(nèi)部流體為不可壓縮，并且處于穩(wěn)定流動(dòng)時(shí)，相應(yīng)流體通用的控制方程式[18]為

div(ρuφ)=div(Γgradφ)+S。

(2)

式中：φ為通用變量；ρ為流體密度，kg/m3；Γ為廣義擴(kuò)散系數(shù)；S為源項(xiàng)。

1.3 基本假設(shè)

為合理簡(jiǎn)化流固耦合的計(jì)算過程，對(duì)求解模型作如下基本假設(shè)[16-18]：

1)電機(jī)內(nèi)冷卻介質(zhì)馬赫數(shù)較小，將流體視為不可壓縮流體；

2)鑒于電機(jī)內(nèi)流體雷諾數(shù)較大，故采用湍流模型對(duì)流體場(chǎng)進(jìn)行求解；

3)不計(jì)浮力及重力對(duì)電機(jī)內(nèi)流體的影響；

4)忽略鐵心疊片之間的接觸熱阻，認(rèn)為電機(jī)各部分絕緣良好。

1.4 邊界條件

根據(jù)電機(jī)額定狀態(tài)下的穩(wěn)定運(yùn)行性能，結(jié)合其冷卻結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，給定邊界條件如下：

1)風(fēng)路入口采用速度入口邊界條件，兩入風(fēng)口流速均設(shè)置為3 m/s；冷卻空氣出口定義標(biāo)準(zhǔn)壓力出口，環(huán)境溫度設(shè)置300 K。

2)螺旋形水道定義為速度入口，水道出口與冷卻空氣出口邊界條件保持一致。

3)根據(jù)電機(jī)額定運(yùn)行時(shí)的工況，轉(zhuǎn)子外壁面設(shè)為旋轉(zhuǎn)壁面，轉(zhuǎn)速給定20 000 r/min。

1.5 熱生成率確定

基于有限元法對(duì)電機(jī)電磁損耗進(jìn)行仿真，依據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算機(jī)械損耗從而確定求解模型主要部件的損耗數(shù)值。在熱仿真分析中，損耗通過單位體積的熱生成率進(jìn)行施加[19-22]，電機(jī)內(nèi)所有產(chǎn)熱部件的熱生成率詳情如表2所示。

表2 電機(jī)內(nèi)損耗分布與熱生成率

2 數(shù)值求解計(jì)算

2.1 水冷方案確定

基于上述基本假設(shè)與邊界條件，圖3展示出不同入口水速方案下永磁體和定子鐵心的最高溫升。當(dāng)入口水速小于0.4 m/s時(shí)，永磁體與定子鐵心溫升隨水速提高，呈現(xiàn)下降趨勢(shì)；當(dāng)水速超0.4 m/s之后，永磁體與定子鐵心兩者溫升趨于穩(wěn)定狀態(tài)，水速?gòu)?.4 m/s升至1 m/s過程中，二者溫升變化幅度均不超過1 K。因此，選定最優(yōu)水速為0.4 m/s，該方案下的永磁體與定子鐵心溫升相較于水速為0時(shí)的純空冷方案分別降低了21.14 K和29.12 K，占各自純空冷方案下溫升的比例分別為14.06%和37.67%，由此可以看出水速提升對(duì)定子鐵心溫升影響較大，而永磁體受水冷的影響有限。

圖3 不同水速下的溫升Fig.3 Temperature rise at different water velocity

2.2 流體場(chǎng)分析

根據(jù)2.1節(jié)內(nèi)容確定的最優(yōu)水速方案，在數(shù)值求求解過程中將水道入口速度設(shè)為0.4 m/s，進(jìn)而對(duì)電機(jī)進(jìn)行流溫耦合數(shù)值計(jì)算。圖4為電機(jī)內(nèi)冷卻空氣跡線，電機(jī)內(nèi)部冷卻空氣分布呈現(xiàn)對(duì)稱性，氣隙內(nèi)空氣受到轉(zhuǎn)子帶動(dòng)作用流速較高，由于氣隙內(nèi)冷卻空氣對(duì)向流動(dòng)，軸向中心位置風(fēng)量幾乎為0。兩側(cè)端部風(fēng)路寬闊，冷卻氣體流量大但是流速較低，左端平均速度為1.71 m/s，右端平均速度為1.54 m/s。

圖4 冷卻空氣跡線Fig.4 Cooling air trace map

圖5給出流體域軸向截面速度分布情況，由圖可知兩側(cè)端腔內(nèi)流體速度很低，與跡線分布一致。由于轉(zhuǎn)子外表面設(shè)置為高速旋轉(zhuǎn)的運(yùn)動(dòng)邊界，貼近轉(zhuǎn)子側(cè)的氣隙區(qū)域會(huì)出現(xiàn)負(fù)壓，當(dāng)空氣在剛進(jìn)入氣隙時(shí)受風(fēng)路擠壓作用，流速會(huì)突然增加，因此最高流速為102.92 m/s，出現(xiàn)在氣隙兩端貼近轉(zhuǎn)子側(cè)區(qū)域，氣隙內(nèi)平均流速為61.49 m/s。

圖5 流體場(chǎng)軸向速度分布Fig.5 Axial velocity distribution of fluid field

機(jī)殼外側(cè)水道流體場(chǎng)計(jì)算結(jié)果如圖6和圖7所示，冷卻水在水道壁面的約束下，呈螺旋流動(dòng)狀態(tài)。由圖6可知，冷卻水在流通過程中受到液體流動(dòng)的趨膚效應(yīng)影響，最高流速達(dá)到2.26 m/s，為入口水速的5.65倍。圖7為水道內(nèi)部壓強(qiáng)分布圖，水道內(nèi)流體壓強(qiáng)最大值出現(xiàn)在入水口過渡區(qū)，最大壓強(qiáng)為41 614 Pa。壓強(qiáng)最低值出現(xiàn)在水道出口段，由于水道邊界為速度入口與壓力出口，液體在迅速流動(dòng)的過程中，會(huì)有靜壓為負(fù)的情況出現(xiàn)，水道進(jìn)出口壓差為41 730 Pa。

圖6 水道速度分布Fig.6 Streamlines in water channel

圖7 水道壓強(qiáng)分布Fig.7 Pressure distribution in water channel

2.3 流體場(chǎng)分析

電機(jī)在運(yùn)行過程中各部件產(chǎn)生的損耗將通過與冷卻介質(zhì)進(jìn)行熱量交換的方式進(jìn)行散熱[23]。通過仿真軟件進(jìn)行計(jì)算，電機(jī)在額定工況下的溫升詳情如圖8～圖11所示。結(jié)合圖8與圖11可知，由于受到水冷和風(fēng)冷綜合冷卻的影響，定子鐵心溫升在軸向上分布不對(duì)稱。冷卻液沿螺旋型水道流動(dòng)過程中，吸收機(jī)殼熱量，水溫逐步升高，而定子軛部靠近機(jī)殼，受水冷影響較為明顯，在靠近水道入口側(cè)溫升較低。由于作為熱源的繞組纏在定子齒上，使得齒部散熱困難，且電機(jī)內(nèi)的熱量沿著徑向傳遞，轉(zhuǎn)子部分產(chǎn)生的熱量通過氣隙向機(jī)殼進(jìn)行傳遞，因此鐵心內(nèi)側(cè)溫升較高，最高溫升為43.79 K，出現(xiàn)在定子鐵心內(nèi)側(cè)的軸向中心位置。根據(jù)流體場(chǎng)計(jì)算結(jié)果可知?dú)庀秲?nèi)空間狹窄，風(fēng)量遠(yuǎn)小于兩側(cè)端腔，鐵心段內(nèi)繞組被絕緣包裹，端部繞組能與冷卻氣體進(jìn)行充分換熱，因此圖9中的定子繞組最低溫升出現(xiàn)在靠近入風(fēng)口側(cè)的端部位置，最高溫升為32.05 K，出現(xiàn)在上層繞組的軸向中心位置。為降低電機(jī)渦流損耗，護(hù)套采用碳纖維材料，但其導(dǎo)熱性能較差，為永磁體散熱帶來(lái)較大困難，根據(jù)圖10可知永磁體上溫升最高值為130.57 K，出現(xiàn)在軸向中心處。

圖8 定子鐵心溫升Fig.8 Temperature rise distribution of stator core

圖9 定子股線溫升Fig.9 Temperature rise distribution of stator winding

圖10 永磁體溫升Fig.10 Temperature rise distribution of permanent magnets

圖11 水道溫升Fig.11 Temperature rise distribution of water channel

3 不同通風(fēng)方案冷卻性能分析

3.1 方案概述

電機(jī)永磁體采用N38UH釹鐵硼材料，該材料極限工作溫度為180℃，通過換算可知其允許最高溫升為153.15 K，而原始空、水冷冷卻方案下永磁體最高溫升達(dá)到130.57 K，其冷卻效果仍有改進(jìn)空間。通過對(duì)永磁同步電機(jī)原始方案流體場(chǎng)進(jìn)行分析可知，兩端腔內(nèi)僅少量冷卻空氣沿氣隙流向中心位置，空氣對(duì)向流動(dòng)將造成能量損失和冷卻能力的降低，因此電機(jī)需增設(shè)水冷系統(tǒng)進(jìn)行二次冷卻。根據(jù)2.1節(jié)內(nèi)容可知，通過提升水冷系統(tǒng)入口水速對(duì)于冷卻電機(jī)轉(zhuǎn)子帶來(lái)的效果是有限的，而氣隙與轉(zhuǎn)子外表面直接接觸，通過空氣流動(dòng)帶走熱量是轉(zhuǎn)子散熱的主要方式。因此對(duì)于降低永磁體溫升應(yīng)從消除氣隙內(nèi)對(duì)向流動(dòng)，提升氣隙處散熱能力入手。

基于上述，提出一種軸向通風(fēng)結(jié)構(gòu)，在保持總風(fēng)量不變的前提下，將1號(hào)入風(fēng)口和2號(hào)出風(fēng)口進(jìn)行封堵，2號(hào)入風(fēng)口速度設(shè)置為6 m/s，迫使冷卻空氣沿狹窄氣隙流動(dòng)進(jìn)而形成軸向通風(fēng)道，提升氣隙散熱能力，從而達(dá)到降低電機(jī)溫升的目的。為單獨(dú)分析通風(fēng)結(jié)構(gòu)對(duì)電機(jī)散熱能力的提升效果，將入口水速設(shè)置為0，該邊界條件設(shè)置下的計(jì)算結(jié)果能夠更直觀反映通風(fēng)結(jié)構(gòu)對(duì)電機(jī)的冷卻效果。

3.2 不同方案仿真結(jié)果對(duì)比

保持前文基本假設(shè)以及相同求解域的前提下，對(duì)雙端入風(fēng)與軸向通風(fēng)兩種通風(fēng)結(jié)構(gòu)的電機(jī)分別進(jìn)行仿真運(yùn)算，表3給出了雙端入風(fēng)與軸向通風(fēng)方案下各部件最高溫升數(shù)據(jù)對(duì)比。由表可知該電機(jī)采用軸向通風(fēng)方式后最高溫升相較雙端入風(fēng)方案下降40.02%，各部件溫升均得到改善。

表3 不同方案中各部件最高溫升對(duì)比

圖12所示為兩種方案下電機(jī)內(nèi)流體跡線，圖13為兩方案中不同流域的平均流速對(duì)比。結(jié)合圖片可知，軸向通風(fēng)方案中各區(qū)域流體流速均高于雙端入風(fēng)方案，軸向通風(fēng)結(jié)構(gòu)避免了原始方案中空氣對(duì)向流動(dòng)造成氣隙軸向中心位置流量為零的情況，氣隙最高流速為146.95 m/s，為原始方案的1.51倍；左、右端部的平均速度分別提高了8.99 m/s和0.76 m/s，軸向通風(fēng)結(jié)構(gòu)有效提升了流體域整體的平均流速，改善了電機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)分布特性，從而利于電機(jī)內(nèi)熱源部件的散熱。

圖12 不同方案中冷卻空氣跡線Fig.12 Cooling air trace map

圖13 不同方案中流體流速分布Fig.13 Fluid velocity distribution

圖14為兩種方案下電機(jī)軸向截面的溫升分布，如圖14(a)所示，在雙端入風(fēng)方案中，電機(jī)溫升分布關(guān)于軸中心對(duì)稱，靠近入風(fēng)口處溫升較低；軸向上兩端氣體冷卻效果好，端部溫升低于中心位置。由圖14(b)可以看出軸向通風(fēng)方案使得電機(jī)各部件溫升均得到降低，最高溫升降低了60.28 K；軸向上，冷卻空氣在沿軸向風(fēng)路流動(dòng)過程中，將熱量一并帶走，左端靠近出風(fēng)口側(cè)溫升高于右端。圖15為兩種方案下電機(jī)軸向中心截面沿徑向溫升分布，轉(zhuǎn)子部分溫升高于定子，且軸向通風(fēng)結(jié)構(gòu)對(duì)轉(zhuǎn)子散熱性能改善顯著。

圖14 不同方案中電機(jī)軸向截面溫升分布Fig.14 Cooling air trace map

圖15 不同方案中軸向中心面的徑向溫升分布Fig.15 Radial temperature rise distribution

根據(jù)定子鐵心與永磁體所在軸向區(qū)域等設(shè)置等距采樣面，提取各采樣面的平均溫升如圖16所示。采用雙端入風(fēng)方式的電機(jī)結(jié)構(gòu)具有對(duì)稱性，因此電機(jī)內(nèi)部溫升最高位于軸向中心面上，溫升基本沿軸向?qū)ΨQ。而軸向通風(fēng)結(jié)構(gòu)迫使冷卻氣體沿氣隙軸向通風(fēng)，入風(fēng)口設(shè)在電機(jī)右端，冷卻氣體在沿風(fēng)路自右向左流通過程中與發(fā)熱部件進(jìn)行熱交換，電機(jī)溫升最高位置向左偏移20 mm，且定子鐵心和永磁體右端溫升低于左端。

圖16 不同方案中軸向中心面的軸向溫升分布Fig.16 Axial temperature rise distribution

為更直觀研究通風(fēng)結(jié)構(gòu)對(duì)定子繞組溫升的影響，從電機(jī)靠近1號(hào)入風(fēng)口端部向右看去，電機(jī)頂部定子槽命名為1號(hào)槽，沿順時(shí)針方向依次進(jìn)行編號(hào)，取24槽內(nèi)上、下層繞組平均溫升如圖17 (a)所示，由圖可知軸向通風(fēng)方案相較于雙端入風(fēng)方案的上、下層繞組平均溫升分別降低6.58 K和3.29 K；雙端入風(fēng)方案上、下層繞組在周向上溫升波動(dòng)差值分別為4.5 K和6 K，軸向通風(fēng)方案中24槽內(nèi)上、下層繞組沿周向溫升差值分別降低至1.9 K和3.8 K，由此可見軸向通風(fēng)結(jié)構(gòu)使繞組在周向上溫升整體降低且分布更為均勻。圖17 (b)為兩種方案中定子繞組在軸向上的溫升，可以看出在雙端入風(fēng)方案中，定子繞組溫升分布關(guān)于軸中心對(duì)稱，上、下層繞組沿軸向的溫升波動(dòng)差值分別為15.9 K和14.4 K，上層繞組溫升高于下層繞組，這主要是由于電機(jī)轉(zhuǎn)子部分熱生成率高，氣隙寬度僅為3.5 mm，鐵心段內(nèi)繞組散熱能力有限，而端部繞組可以與大量冷卻空氣直接接觸，冷卻效果更優(yōu)，因此端部繞組溫升低。軸向通風(fēng)方案中，繞組在右側(cè)端部以及氣隙所在軸向段內(nèi)溫升均低于雙端入風(fēng)方案，上層繞組溫升同樣高于下層繞組。由于軸向通風(fēng)結(jié)構(gòu)會(huì)導(dǎo)致左側(cè)端部空氣溫度上升，因此在靠出風(fēng)口側(cè)繞組冷卻效果不及雙端入風(fēng)方案，但是總體而言，采用軸向通風(fēng)結(jié)構(gòu)之后，上、下層繞組軸向最高溫升相較雙端入風(fēng)結(jié)構(gòu)分別下降了11.5 K和6.6 K，上層繞組靠近氣隙，而軸向通風(fēng)結(jié)構(gòu)提高了氣隙的流動(dòng)速度和冷卻能力，因此上層繞組溫升下降幅度高于下層繞組。

圖17 定子繞組溫升分布Fig.17 Temperature rise distribution of winding

4 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證前文分析方法的準(zhǔn)確性，對(duì)200 kW高速永磁電機(jī)進(jìn)行溫升試驗(yàn)，并對(duì)試驗(yàn)工況下的電機(jī)溫升進(jìn)行數(shù)值求解。圖18所示為電機(jī)溫升試驗(yàn)平臺(tái)，該電機(jī)在17 000 r/min工況下進(jìn)行測(cè)試，實(shí)驗(yàn)中在永磁體表面放置溫度傳感器來(lái)測(cè)量溫度。環(huán)境溫度為33 ℃情況下，電機(jī)保持穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)傳感器最高溫度為104 ℃，數(shù)值仿真結(jié)果中傳感器位置處永磁體溫升為73.28 ℃，溫升誤差為3.21%，證實(shí)了用數(shù)值仿真方法模擬電機(jī)溫升的可行性，間接佐證了前文分析結(jié)果的準(zhǔn)確性。

圖18 溫升試驗(yàn)平臺(tái)Fig.18 Temperature rise test device

5 結(jié) 論

本文以一臺(tái)200 kW高速永磁同步電機(jī)為例，通過建立三維整機(jī)求解模型，基于流體動(dòng)力學(xué)及流固耦合傳熱理論，采用有限體積法對(duì)電機(jī)模型進(jìn)行數(shù)值求解運(yùn)算，得出如下結(jié)論：

1)入口水速對(duì)電機(jī)溫升的影響是非線性的，水冷系統(tǒng)可充分帶走定子部分熱量，對(duì)轉(zhuǎn)子冷卻效果有限。

2)最優(yōu)水速方案下電機(jī)兩側(cè)端腔內(nèi)渦流較多，軸向中心位置流量幾乎為0；轉(zhuǎn)子溫升高于定子，最高溫升出現(xiàn)在永磁體上。

3)在總風(fēng)量不變的前提下，采用軸向通風(fēng)結(jié)構(gòu)對(duì)電機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)分布有改善效果，氣隙最高流速提高為雙端入風(fēng)方案的1.51倍。

4)采用軸向通風(fēng)結(jié)構(gòu)令電機(jī)各部件溫升均得到下降，定子繞組在周向上的溫升分布更為均勻，上層繞組溫升下降幅度高于下層繞組。