一種軸向風冷結構對高速永磁電機轉子溫升的抑制研究*

王 晗, 佟文明

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

0 引 言

高速永磁同步電機(HSPMSM)具有結構簡單、功率密度高、體積小等優點，且可以直接與高速負載相連，省去中間傳動裝置，提高了系統的傳動效率。因此，HSPMSM在高速機床、飛輪儲能系統、天然氣輸送以及航空航天等領域具有廣泛的應用[1-3]。

高速電機的工作頻率比傳統電機工作頻率高很多。得益于電力電子技術和控制系統的不斷發展，交流電機越來越廣泛地采用變頻器驅動。但變頻器供電時定子繞組電流含有大量的時間諧波，使得HSPMSM的轉子渦流損耗大大增加。由于轉子部位散熱困難，轉子部位的渦流損耗會使永磁體溫升較高而存在不可逆失磁的風險[4]，因此提高電機的冷卻能力來抑制HSPMSM永磁體的溫升十分必要。

對于電機冷卻系統，國內外學者已做了大量研究。文獻[5]以一臺額定功率 20 kW的車用永磁同步電機為例，從流速、壓差、溫升等多方面對比了螺旋型、軸向Z字型、徑向Z字型三種冷卻水道的優劣。文獻[6]提出一種丁胞水冷結構的散熱方案，并對多種水冷方案在相同的條件下進行流體場比較分析，得出了丁胞結構流道可提高水道壁面換熱系數、具有更好的冷卻性能的結論。文獻[7]提出了一種用于集中繞組永磁同步電機的新型水冷拓撲結構。該冷卻結構采用多個水冷盤徑向插入到定子鐵心內，冷卻結構與定子部位熱源更密切接觸，可更有效地帶走電機中的熱量。計算和試驗結果表明，采用該冷卻技術可使繞組溫度降低20 ℃以上。上述文獻對定子側的水冷結構做出改進，提高了定子側的冷卻效率，但對電機轉子側的溫升影響較小。

文獻[8]針對一臺200 kW船用HSPMSM，在確定了定子側水冷結構的最優水速前提下，通過對比雙端通風與軸向通風結構下電機的流體場與溫度場仿真結果，證實軸向通風結構能夠有效降低電機轉子部位溫升，提高了電機冷卻性能。文獻[9]介紹了一種HSPMSM的混合通風系統。該電機定子側采用螺旋水冷結構，并在電機內開出徑向與軸向通風口，由于混合通風的冷卻作用，永磁體中出現的最高溫升顯著降低了26.5 K。文獻[10]在電機轉子一端安裝軸流式風扇，并在定轉子鐵心部位開一定數量的通風孔來形成內外雙循環風冷結構。通過優化通風孔的數量與位置，電機轉子部位的溫最多可降低13.5 K。

本文以一臺15 kW表貼式HSPMSM為例，在其水冷結構不變的前提下，設計了一種全封閉軸向通風冷卻結構。該結構不需在電機機殼表面開進風口與出風口，省去了冷卻風的冷凝裝置與除塵裝置，又保證了電機的全封閉結構。由于通風道緊貼水套表面，流過水套表面的風可受到一定程度的冷卻，更有效利用了電機的水冷結構。由于該結構不需要在電機的定轉子上開通風道，電機的電磁性能不會受到任何影響。該結構可對大功率高速永磁電機的冷卻系統設計提供一定的參考。

1 流固耦合模型的確定及求解條件

1.1 數學模型

1.1.1 傳熱模型

由傳熱學基本原理可知，在笛卡兒坐標系下，HSPMSM內的三維穩態含熱源、各向異性介質導熱控制方程為[11]

(1)

式中：λx、λy和λz分別為x、y、z方向上的傳熱系數;T為固體部位所待求溫度;q為求解域內的熱源密度;α為對流換熱系數;Tf為附近流體的溫度;S1為絕熱面、S2為散熱面。

1.1.2 流體運動控制方程

高速電機內的流體遵循質量守恒定律、動量守恒定律和能量守恒定律，與之對應的控制方程分別為連續性方程、動量守恒方程及能量守恒方程[12-13]。

若空氣流速小于聲速，可認為是不可壓縮理想氣體，此時質量守恒方程為

(2)

式中：ρ為流體密度；u、v、w分別為x、y、z方向上對應的速度分量。

動量守恒方程為

(3)

(4)

(5)

式中：ρ為流體密度；μ為動力黏度；p為流體的壓力。

能量守恒方程為

(6)

式中：cp為流體的比熱容；T為溫度；λl為流體的導熱系數。

1.2 物理模型

本文所研究的電機為一臺15 kW、30 000 r/min，4極18槽的HSPMSM，其定子鐵心材料為非晶合金(2605SA1)，永磁體為燒結釹鐵硼(N38UH)，護套為鈦合金(TC4)原樣機機殼采用螺旋水冷結構，現設計一種風冷結構應用于該電機來降低其轉子溫升。原樣機的主要參數如表1所示。

表1 15 kW電機的主要參數

為提高剖分質量，對電機的模型進行了合理的簡化，因為轉軸和端蓋幾乎不產生損耗，只作為導熱媒介，所以轉軸和端蓋部分的圓倒角可簡化成直角，原樣機的結構示意圖如圖1所示。

圖1 原樣機結構示意圖

為抑制HSPMSM較高的轉子溫升，設計了一種軸向風冷結構，其主要由風扇、風罩、扇腔、擋板以及風道組成。整體結構示意圖如圖2所示。

圖2 帶有風冷結構的電機示意圖

圖3 路徑一空氣流動示意圖

若采用該風冷結構，冷卻風由風扇吹出，可以先流向與扇腔相連的擋板，當其碰撞擋板時，由于風道與扇腔相連，冷卻風會被扇腔和風罩等結構引入設在機殼表面的4條風道內，并由風道流入電機的前端腔，之后穿過氣隙和槽口空氣進入電機的后端腔，最后通過后端蓋所開的通風孔回到風扇部位。本文稱該流動路徑為路徑一，其示意圖如圖3所示，為更清楚地展示冷卻風的流動，圖中未畫出擋板結構；若將冷卻風扇反向安裝可完成路徑一的逆循環，本文稱為路徑二，冷卻風的流動示意圖如圖4所示。

圖4 路徑二空氣流動示意圖

為保證冷卻風可循環流動，需在電機的后端蓋部位開軸向通風孔，本文選擇在后端蓋處開三個扇環形通風孔，扇環的外徑為130 mm，內徑為70 mm，三個通風孔總面積為5 222 mm2，其結構如圖5所示。

圖5 后端蓋所開軸向通風孔

本文的冷卻循環動力裝置為4寸軸流式風扇，其具體參數如表2所示。

表2 軸流式風扇結構參數

1.3 基本假設與邊界條件

由于高速電機內流體運動復雜，求解時需要對所計算模型做出一些基本假設并給出邊界條件。所做基本假設如下：

(1) 高速電機內流體的流速較高，雷諾數大于2 300，故選擇用標準k-ε湍流方程對求解域內的流體運動求解；

(2) 忽略流體浮力和重力的影響；

(3) 電機定子端部導線采用等長的直線段等效處理；

(4) 電機內空氣最高流速小于聲速，故認為其是不可壓縮理想氣體。

考慮到電機求解域模型的結構特點和通風冷卻系統中流體流動的特性，給定如下邊界條件：

(1) 流體入口為速度入口；

(2) 流體出口設為一個大氣壓的壓力出口；

(3) 流體通道的所有外表面為無滑移邊界；

(4) 將電機旋轉部位與流體的交界面設置轉速與粗糙度；

(5) 環境溫度設為300 K(26.85 ℃)。

2 損耗的計算與熱源的添加

高速永磁電機的損耗主要包括定子鐵心損耗、繞組銅耗、轉子渦流損耗以及機械損耗。轉子渦流損耗主要為護套渦流損耗和永磁體渦流損耗，機械損耗主要為空氣摩擦損耗和軸承摩擦損耗。

定子鐵心損耗和轉子渦流損耗基于二維時步有限元法計算得出，由于定子齒部和定子軛部生熱率相差較大，因此定子齒部和定子軛部的損耗需分別計算。銅耗通過測量電機熱態相電阻和負載電流計算得到?？諝饽Σ翐p耗通過在流體場中將電機旋轉部位與流體的交界面設置轉速與粗糙度來考慮。軸承摩擦損耗可由式(7)計算得到[14]：

Pbearing=TfrictionΩ

(7)

式中：Tfriction為總的摩擦轉矩;Ω為轉子角速度。

總的摩擦轉矩可由黏性摩擦轉矩T1和負載摩擦轉矩T2組成：

Tfriction=T1+T2

(8)

黏性摩擦轉矩和負載摩擦轉矩表達式如下:

(9)

式中：f0為軸承和潤滑類型的指數;v為工作黏度;n為軸承轉速;dM為軸承內外徑的平均值;f1為負載因子，對于帶機殼的徑向軸承;f1的范圍是0.000 2(輕系列)～0.000 4(重系列)[15];Fmean為軸承上的平均負載。

本文所研究的電機在30 000 r/min額定負載時電機各部位的損耗值與生熱率大小如表3所示。

表3 電機各部位損耗與生熱率

3 流體場與溫度場的仿真分析

3.1 最優水速的確定

基于上述的前處理工作，需要確定冷卻水的流速。電機的溫升會隨著水流速的增高而呈現下降趨勢，但當水速達到一定時，冷卻水會達到熱飽和狀態[16]，電機的溫升趨于穩定狀態。而此時繼續提高冷卻水流速，對電機的溫升降低效果并不明顯，反而增加水泵的輸入功率，造成能量損失。表4給出了繞組溫升與永磁體溫升隨入水口水流速的變化。

表4 電機溫升隨水速變化表

從表中計算結果可知，當冷卻水流速達到1.2 m/s時，電機繞組和永磁體的溫升趨于穩定狀態。因此，確定最優水速為1.2 m/s，此時，繞組與永磁體溫升以及進出口水壓值如圖6～圖8所示。

圖6 永磁體溫升分布圖

圖7 繞組溫升分布圖

圖8 進出水口壓力分布圖

3.2 風向對轉子溫升的影響

在文章的1.2節中，提到了兩種冷卻風的循環路徑，為比較風路一與風路二的冷卻效果，對其分別進行了仿真計算與分析。本文所設計風冷結構在水套表面有四條風道，將每條風道的截面積定為400 mm2，給定與風扇接觸的空氣3 000 r/min轉速，從而模擬冷卻風按風路一與風路二的方向流動情況。當冷卻風按路徑一方向流動時，電機風道內的風速與永磁體溫升計算結果如圖9和圖10所示。

圖9 風道內風速流線圖

圖10 永磁體溫升分布圖

當冷卻風按路徑一方向流動時，風道內最高風速為0.57 m/s，風道內平均風速經計算為0.38 m/s，永磁體最高溫升比原樣機下降了17.4 K，約占11.6%。

當冷卻風按路徑二方向流動時，電機風道內的風速與永磁體溫升計算結果如圖11和圖12所示。

圖11 風道內風速流線圖

圖12 永磁體溫升分布圖

當冷卻風按路徑二方向流動時，風道內最高風速為0.19 m/s，風道內平均風速經計算為0.077 m/s，永磁體最高溫升比原樣機下降了4.4 K?？梢姰斃鋮s風按路徑一方向流動時，其冷卻效果要遠好于冷卻路徑二，冷卻風的流動方向應選擇路徑一。

3.3 風道截面積對冷卻性能的影響

相比于將冷卻風道開在電機的定轉子之上，將冷卻風道設在電機的外部既不會影響電機的電磁性能，也不會限制風道的截面積。但風道截面積決定了風路的風阻大小，由于冷卻風扇的轉速一定，不同截面積的風道會影響冷卻風的風速與風量，進而影響該風冷結構的冷卻性能。基于上述分析，計算了不同風道截面積時，風道內風速、風道內總風量以及轉子溫升的變化，變化規律如圖13～圖15所示。

圖13 風道內風速隨風道截面積的變化

圖14 風道內風量隨風道截面積的變化

圖15 永磁體最高溫升隨風道截面積的變化

圖13～圖15中數據顯示，隨著風道截面積變大，通過風道的風量逐漸變大，風速逐漸降低，而轉子永磁體的最高溫升隨著風道截面積先降低后升高，這是因為風量與風速對冷卻效果均有影響。

當流體通過管道時，所產生的壓力降可表示為[17]

(10)

為了計算方便，將式(10)寫成：

(11)

而流阻通常被寫成:

(12)

綜合比較，當每個風道截面積為300 mm2時，冷卻效果最好，永磁體溫升為131.4 K，圖16～圖18給出了此時風道內空氣速度流線圖、氣隙空氣速度流線圖以及永磁體溫升圖。圖17可看出氣隙內空氣存在軸向的流動，只不過由于高速電機轉速較高，軸向的速度分量要遠小于周向分量。

圖16 風道內空氣速度流線圖

圖17 氣隙內空氣速度流線圖

圖18 永磁體溫升計算結果

4 結 語

本文以一臺15 kW、30 000 r/min的高速永磁電機為例，在其水冷結構不變的前提下，設計了一種全封閉軸向通風冷卻結構，并對其進行了流體場與溫度場的仿真分析。結果表明定子側水冷結構進水口的最優水速應為1.2 m/s；在此基礎上所設計的通風冷卻結構按路徑一循環帶來的冷卻效果要遠好于路徑二；水套外側的風道截面積大小對冷卻效果有較大影響，經仿真計算結合理論分析，確定了外風道截面積約為300 mm2時，電機轉子可具有最低的溫升131.4 K，比原樣機降低了18.1 K，約占12.1%。本文所設環境溫度為300 K(26.85 ℃)，最終永磁體溫度可達158.25 ℃，而所選樣機的永磁體可允許最大溫度為180 ℃，永磁體溫度在允許范圍內，并有一定的余量。本文所得結論對抑制大功率高速永磁電機的轉子溫升可以提供一定參考。