張鳳閣 杜光輝 王天煜 王鳳翔 Wenping CAO

（1. 沈陽工業(yè)大學(xué)電氣工程學(xué)院 沈陽 110870 2. 沈陽工程學(xué)院機械工程學(xué)院 沈陽 110136 3. School of Electronics,Electrical Engineering and Computer Science Queen’s University Belfast Belfast UK BT9 5AH）

1 引言

高速電機以其效率高、體積小、功率密度大且可與工作機或負載直接相連，省去了傳統(tǒng)的機械變速裝置等優(yōu)點，廣泛應(yīng)用在儲能飛輪、真空泵、高速磨床和壓縮機等各工業(yè)領(lǐng)域[1-3]；軍工上作為飛機、艦載供電設(shè)備，特別是航空母艦的能源系統(tǒng)可以有效減小艦體本身重量，增加載彈量和機動性。由于在軍事及重大工業(yè)領(lǐng)域的廣泛需求，高速電機成為國內(nèi)外學(xué)者競相研究及關(guān)注的對象[4,5]國外對高速電機的研究較早，功率范圍由幾千瓦到幾十兆瓦，而我國對高速電機的研究大都停留在幾十千瓦以下的小功率階段，大功率高速電機的研究還屬于起步階段。高速電機高速旋轉(zhuǎn)時會在定轉(zhuǎn)子中存在大量的時間諧波和空間諧波，而高速永磁電機的供電頻率約為普通電機的十多陪，因此基波和諧波的頻率都會特別高，會在定子鐵心、繞組和轉(zhuǎn)子中存在大量的高頻鐵耗、高頻銅耗和渦流損耗[6-7]，同時轉(zhuǎn)子高速旋轉(zhuǎn)時與空氣摩擦，造成的風(fēng)摩耗約為普通電機的幾十倍[8]，而高速電機的體積遠遠小于同等功率的普通電機。同時高速電機旋轉(zhuǎn)時，永磁體不能承受巨大的離心力，必須在永磁體外嵌套高強度的合金鋼或碳纖維材料[9]，合金鋼保護措施會在保護套中產(chǎn)生很大的渦流損耗，碳纖維保護套的傳熱特性又極差，轉(zhuǎn)子損耗雖然數(shù)值不大，但是由于轉(zhuǎn)子體積小、散熱條件差，容易造成轉(zhuǎn)子局部高溫[10-13]，而且可能造成永磁體不可逆失磁。特別是對于兆瓦級的大功率高速永磁電機，其體積很小，但損耗卻高達數(shù)十萬瓦，如何設(shè)計良好的冷卻系統(tǒng)，保證電機在一個較低的溫升下運行，成為高速電機向更大功率發(fā)展的制約因素。

本文針對一臺1.12MW，18 000r/min的高速永磁電機，設(shè)計了混合通風(fēng)螺旋水道、軸向通風(fēng)螺旋水道以及軸向通風(fēng)直槽水道三種不同的風(fēng)冷與水冷結(jié)合的冷卻方案，并利用流固耦合法進行了溫度場的比較與分析，最后加工了一臺樣機，進行了溫升實驗，實驗結(jié)果與計算結(jié)果相吻合，為兆瓦級高速永磁電機的發(fā)展提供了參考依據(jù)。

2 1.12MW高速永磁電機結(jié)構(gòu)

1.12MW，18 000r/min的高速永磁電機整體結(jié)構(gòu)如圖1所示，設(shè)計參數(shù)見表1。電機選用4極轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)，采用轉(zhuǎn)子鐵心與轉(zhuǎn)軸一體結(jié)構(gòu)，轉(zhuǎn)子鐵心采用高強度導(dǎo)磁的碳素鋼材料，永磁體采用NdFeB材料，永磁體外捆扎碳纖維保護套，定子采用 27槽矩形槽結(jié)構(gòu)，定子鐵心采用低損耗系數(shù)的硅鋼片材料，繞組采用扁銅線雙層短距繞組，在定子槽靠近氣隙側(cè)預(yù)留一定高度的通風(fēng)道，以便更好地給轉(zhuǎn)子散熱。

圖1 1.12MW高速永磁電機整體結(jié)構(gòu)圖Fig.1 The integral model of 1.12MW high-speed permanent magnet machine

表1 1.12MW高速永磁電機基本參數(shù)Tab.1 Parameters of 1.12MW high-speed permanent magnet machine

3 1.12MW高速永磁電機冷卻結(jié)構(gòu)

3.1 通風(fēng)結(jié)構(gòu)

轉(zhuǎn)子中包含大量的渦流損耗和風(fēng)摩耗，而碳纖維保護套的導(dǎo)熱特性很差，必須對轉(zhuǎn)子采取散熱措施。本文對1.12MW高速永磁電機主要采取兩種通風(fēng)方式：軸向通風(fēng)和混合通風(fēng)，兩種通風(fēng)方式的截面結(jié)構(gòu)如圖2所示，兩種通風(fēng)道三維結(jié)構(gòu)如圖3所示。軸向通風(fēng)為冷風(fēng)，從設(shè)置在電機機殼一側(cè)的進風(fēng)口流入，經(jīng)過繞組一側(cè)的端部，流經(jīng)定子槽內(nèi)預(yù)留的內(nèi)風(fēng)道和氣隙，帶走轉(zhuǎn)子熱量，流經(jīng)繞組另一側(cè)的端部，從設(shè)置在機殼另一側(cè)的出風(fēng)口流出，如圖2a所示。混合通風(fēng)把定子分為兩段，定子中間開設(shè)徑向風(fēng)道，冷風(fēng)從定子中間的徑向風(fēng)道流入，流經(jīng)定子槽內(nèi)開設(shè)的軸向風(fēng)道，分為兩路，分別吸收轉(zhuǎn)子熱量，流經(jīng)繞組端部，從機殼兩側(cè)的出風(fēng)口流出，如圖2b所示。

圖2 通風(fēng)系統(tǒng)截面結(jié)構(gòu)Fig.2 Sectional structures of the ventilation system

圖3 通風(fēng)道三維模型Fig.3 The 3D model of ventilation ducts

3.2 水冷結(jié)構(gòu)

高速電機的頻率高，致使定子中的高頻鐵耗和高頻銅耗急劇增加，本文采用在定子機殼內(nèi)開設(shè)冷卻水道的方式，冷卻水道分為兩種：螺旋水道和直槽水道，如圖4所示。螺旋水道從電機一側(cè)進水，另一側(cè)出水，容易造成定子兩端溫度差，但沿途水道阻力較小。直槽水道的出水口靠近進水口，不易造成兩端的溫度差，但沿途水道阻力較大。

圖4 水冷系統(tǒng)三維模型Fig.4 The 3D model of water water-cooling system

3.3 冷卻方案

基于以上通風(fēng)結(jié)構(gòu)和水冷結(jié)構(gòu)，本文設(shè)計了三種冷卻方案，見表2，方案1采用混合通風(fēng)螺旋水路結(jié)構(gòu)，方案2采用軸向通風(fēng)螺旋水路結(jié)構(gòu)，方案3采用軸向通風(fēng)直槽水路結(jié)構(gòu)。方案1和方案2采用相同的水路結(jié)構(gòu)不同的風(fēng)路結(jié)構(gòu)，可以分析不同的通風(fēng)系統(tǒng)對電機溫度分布的影響。方案2和方案3采用相同的風(fēng)路結(jié)構(gòu)不同的水路結(jié)構(gòu)，可以分析不同的水冷結(jié)構(gòu)對電機溫度分布的影響。三種方案的通風(fēng)介質(zhì)均為常溫空氣，水冷介質(zhì)為常溫水。

表2 三種冷卻方案Tab.2 Three kinds of cooling schemes

4 三維溫度場傳熱模型

4.1 求解域模型

對于方案 1，由于混合通風(fēng)系統(tǒng)軸向?qū)ΨQ，因此取電機周向一個齒槽寬、軸向半個軸長為求解模型，對于方案2和方案3，取電機周向一個齒槽寬、軸向全軸長為求解模型，三種冷卻結(jié)構(gòu)的求解域模型如圖5所示。對于通風(fēng)系統(tǒng)采用流固耦合求解模型，對于水路結(jié)構(gòu)這種非對稱結(jié)構(gòu)，難以采用流固耦合法對電機進行溫度計算，并且進水口和出水口的水溫相差很小，可以采用平均散熱系數(shù)的方法進行求解。

4.2 基本假設(shè)與邊界條件

電機內(nèi)流體流動和傳熱是非常復(fù)雜的，根據(jù)其結(jié)構(gòu)、流體流動和傳熱的特點，給出了合理的基本假設(shè)與邊界條件：

（1）假設(shè)槽內(nèi)所有絕緣同槽絕緣，全部銅線等效為一個銅棒導(dǎo)熱體，并認為端部繞組是直的。

（2）忽略冷卻水沿途的溫度差，認為水路各處的散熱系數(shù)和外部環(huán)境都相同，在水道處設(shè)置為對流換熱邊界條件，加載平均散熱系數(shù)。

（3）風(fēng)道流體域設(shè)置為標準的K-E湍流模型。

（4）風(fēng)道入口均給定為速度入口邊界條件，設(shè)定冷卻風(fēng)的速度和溫度。

（5）風(fēng)道出口處設(shè)置為壓力出口邊界條件，壓力設(shè)定為標準大氣壓。

（6）周向兩側(cè)所有對稱面設(shè)為旋轉(zhuǎn)周期邊界條件。

（7）風(fēng)道和轉(zhuǎn)子所有接觸面，設(shè)置為旋轉(zhuǎn)移動墻，加載旋轉(zhuǎn)速度，模擬轉(zhuǎn)子的旋轉(zhuǎn)。

（8）電機定子鐵心、繞組、護套和永磁體均為熱源，加載平均損耗密度。

（9）轉(zhuǎn)子表面風(fēng)摩耗通過流固耦合直接求取。

4.3 水路散熱系數(shù)的求取

冷卻水與機殼之間屬于強迫對流換熱作用，根據(jù)流體相似理論，水冷機殼的對流換熱系數(shù)α為

式中，Nu為努塞爾數(shù)，表現(xiàn)對流換熱能力的強弱；α為流體與機殼表面的對流換熱系數(shù)；d為當量直徑；λ為流體的導(dǎo)熱系數(shù)。

本文中流體模型為紊流，Nu可通過下式計算[14]

式中，Re為雷諾數(shù)，表征流體的流動特征；Pr為常溫下的普朗特數(shù)，反映流體動量擴散能力與熱量擴散能力的相對大??；L水路長度，wp流體在壁溫w下普朗特數(shù)。

式（2）中的相關(guān)參數(shù)可通過相似理論和水路特點求取[14]

式中，ρ為流體的密度；v流體流速；pc為恒壓比熱容；μ為流體在平均溫度下的動力粘度；A為流體流過的截面積；U為潤濕周長。

5 三維溫度場計算結(jié)果分析

基于以上分析和假設(shè)，求解出不同冷卻方案的溫度和流體分布，圖6為軸向通風(fēng)結(jié)構(gòu)和混合通風(fēng)結(jié)構(gòu)的流體流動情況，在仿真中保持三種方案的通風(fēng)量一致。從圖6可以看出，由于轉(zhuǎn)子高速旋轉(zhuǎn)，靠近轉(zhuǎn)子側(cè)的流體流速非常大，遠大于電機其他部位的流體速度，而在電機端部的空氣域里，流體流動較平穩(wěn)，通風(fēng)系統(tǒng)中流體流動情況特別復(fù)雜，因此利用流固耦合進行溫度場的準確計算非常必要。不同冷卻方案的溫度場分布如圖7所示，電機沿軸向和徑向方向的溫度分布如圖8所示，電機各部件的最高溫度見表3。

圖6 不同通風(fēng)系統(tǒng)的流體分布Fig.6 Fluid distribution in different ventilation systems

圖7 不同冷卻方案電機溫度場分布Fig.7 Temperature field distribution of machine

表3 不同冷卻方案各部件最高溫度值Tab.3 Maximum temperature of the components with different cooling structures 單位/℃

軸向位置0處表示電機軸向中間處，徑向位置的溫度分布本文取的是軸向中間處的徑向位置。從圖7、圖8和表3可以看出，三種冷卻方案的最高溫度都出現(xiàn)在轉(zhuǎn)子軸向中間處，依次向兩端降低，其中在轉(zhuǎn)子各部件中，保護套的溫度最高，是由于碳纖維保護套的傳熱特性很差，保護套和永磁體中的熱量很難傳遞給通風(fēng)系統(tǒng)。其中對于方案2和方案3的軸向通風(fēng)結(jié)構(gòu)，出口側(cè)的轉(zhuǎn)子和繞組的溫度高于進風(fēng)口側(cè)的溫度，而對于混合通風(fēng)系統(tǒng)，轉(zhuǎn)子和繞組兩端溫度軸向?qū)ΨQ。方案1采用混合通風(fēng)系統(tǒng)，轉(zhuǎn)子的溫度略低于方案2和方案3的軸向通風(fēng)系統(tǒng)，方案2和方案3轉(zhuǎn)子溫度非常接近。三種冷卻方案的定子溫度都很小，遠遠低于轉(zhuǎn)子溫度，并且很接近，說明螺旋水路和直槽水路的散熱特性較好且效果接近。

6 電機溫升實驗

本文基于軸向通風(fēng)螺旋水冷的冷卻方案（方案2）的基礎(chǔ)上，加工了一臺樣機，樣機采用無屏蔽層護套結(jié)構(gòu)，樣機的冷卻結(jié)構(gòu)如圖9所示，機殼螺旋水道如圖9a所示，軸向風(fēng)道如圖9b所示，其中通風(fēng)系統(tǒng)中冷卻介質(zhì)采用空氣冷卻，樣機溫升實驗平臺如圖 10所示，由于在溫升測量時，額定運行在18 000 r/min時油膜軸承存在少許的漏油問題，嚴重影響電機溫升測量的準確性，因此本文對負載運行在12 000 r/min時的溫度實驗值與計算值進行了比較，見表 4，從表 4可以看出，電機穩(wěn)定后通風(fēng)系統(tǒng)溫升、水冷系統(tǒng)溫升以及定子溫度的實驗結(jié)果與計算結(jié)果的誤差很小，能夠較好地吻合。

圖9 樣機冷卻結(jié)構(gòu)Fig.9 Cooling systemof prototype

圖10 溫升實驗平臺Fig.10 Temperature experimental platform

表4 負載運行12 000r/min時電機溫度實驗值與計算值Tab.4 Comparison between calculated and test results under load running 12 000r/min

7 結(jié)論

本文基于一臺1.12MW，18 000r/min的高速永磁電機，設(shè)計了三種不同的冷卻方案，并進行了溫度場的比較分析，最后利用樣機溫升實驗對計算結(jié)果進行了驗證，實驗結(jié)果與計算結(jié)果相吻合，證明了分析方法的正確性；三種冷卻方案電機穩(wěn)定后的最高溫度都出現(xiàn)在轉(zhuǎn)子軸向中間處，且轉(zhuǎn)子溫度遠遠大于定子和繞組溫度，在轉(zhuǎn)子中，碳纖維保護套的溫度是最高的，如何有效地降低轉(zhuǎn)子溫度是高速電機電磁設(shè)計和冷卻系統(tǒng)設(shè)計的研究重點；三種冷卻方案中，螺旋水路和直槽水路的散熱效果相接近，混合通風(fēng)的冷卻效果優(yōu)于軸向通風(fēng)。

[1] 王鳳翔. 高速電機的設(shè)計特點及相關(guān)技術(shù)研究[J].沈陽工業(yè)大學(xué)學(xué)報,2006,28(3): 258-263.

Wang Fengxiang. Study on design feature and related technology of high speed electrical machines[J].Journal of Shenyang University of Technology,2006,28(3): 258-263.

[2] Gerada D,Mebarki A,Brown N L,et al. High-speed electrical machines: technologies,trends,and developments[J]. IEEE Transactions on Industrial Electronics,2014,61(6): 2946-2959.

[3] Tenconi A,Vaschetto S,Vigliani A. Electrical machines for high-speed applications: design considerations and tradeoffs[J]. IEEE Transactions on Industrial Electronics,2014,61 (6): 3022-3029.

[4] Kolondzovski Z,Arkkio A,Larjola J,et al. Power limits of high-speed permanent-magnet electrical machines for compressor applications[J]. IEEE Transactions on Energy Conversion,2011,26(1):73-82.

[5] Aglen O,Andersson A. Thermal analysis of a high-speed generator[C] 38th IAS Annual Meeting:Crossroads To Innovation. 2003: 547-554.

[6] 孔曉光,王鳳翔,邢軍強. 高速永磁電機的損耗計算與溫度場分析[J]. 電工技術(shù)學(xué)報,2012,27(9):166-173.

Kong Xiaoguang,Wang Fengxiang,Xing Junqiang.Losses calculation and temperature field analysis of high speed permanent magnet machines[J].Transactions of china Electrotechnical Society,2012,27(9): 166-173.

[7] Dong Jianning,Huang Yunkai,Jin Long,et al.Thermal optimization of a high-speed permanent magnet motor. IEEE Transactions on Magnetics,2014,50(2): 749-752.

[8] 張鳳閣,杜光輝,王天煜,等. 兆瓦級高速永磁電機通風(fēng)系統(tǒng)設(shè)計與轉(zhuǎn)子表面風(fēng)摩耗研究[J]. 電機與控制學(xué)報,2014,18(2): 50-55.

Zhang Fengge,Du Guanghui,Wang Tianyu,et al.Ventilation system design and research on wind friction loss of rotor surface of mw high-speed permanent magnet motor[J]. Electric Machines and Control,2014,18(2): 50-55.

[9] 張鳳閣,杜光輝,王天煜,等. 高速永磁電機轉(zhuǎn)子不同保護措施的強度分析[J]. 中國電機工程學(xué)報,2013,33(S): 195-202.

Zhang Fengge,Du Guanghui,Wang Tianyu,et al.Rotor strength analysis of high-speed permanent magnet under different protection measures[J].Proceedings of the CSEE,2013,33(S): 195-202.

[10] 張曉晨,李偉力,邱洪波,等. 超高速永磁同步發(fā)電機的多復(fù)合結(jié)構(gòu)電磁場及溫度場計算[J]. 中國電機工程學(xué)報,2011,31(30): 85-92.

Zhang Xiaochen,Li Weili,Qiu Hongbo,et al.Calculation of electromagnetic field and temperature field in super high speed permanent magnet generator with composite structures[J]. Proceedings of the CSEE,2011,31(30): 85-92.

[11] 殷巧玉,李偉力,張曉晨. 高速永磁發(fā)電機冷卻流道結(jié)構(gòu)雙維度連續(xù)量子蟻群優(yōu)化的溫度場計算[J].中國電機工程學(xué)報,2011,31(36): 77-85.

Yin Qiaoyu,Li Weili,Zhang Xiaochen. Analysis on temperature fields in HSPMG with grooves two dimensional optimal designed by continuous quantum ant colony optimization[J]. Proceedings of the CSEE,2011,31(36): 77-85.

[12] 張鳳閣,杜光輝,王天煜,等. 基于多物理場的高速永磁電機轉(zhuǎn)子護套研究[J]. 電機與控制學(xué)報,2014,18(6): 15-21.

Zhang Fengge,Du Guanghui,Wang Tianyu,et al.Rotor containment sleeve study of high-speed PM machine based on multi-physics fields[J]. Electric Machines and Control,2014,18(6): 15-21.

[13] Zlatko Kolondzovski,Anouar Belahcen,Antero Arkkio. Multiphysics thermal design of a high-speed permanent-magnet machine[J]. Applied Thermal Engineering,2009,29(13): 2693-2700.

[14] 程樹康,李翠萍,柴鳳. 不同冷卻結(jié)構(gòu)的微型電動車用感應(yīng)電機三維穩(wěn)態(tài)溫度場分析[J]. 中國電機工程學(xué)報,2012,32(30): 82-90.

Cheng Shukang,Li Cuiping,Chai Feng. Analysis of the 3d steady temperature field of induction motors with different cooling structures in mini electric vehicles[J]. Proceedings of the CSEE,2012,32(30):82-90.