邱洪波，杜海明，段 強，申 克，馮建勤

(1.鄭州輕工業(yè)學院，鄭州 450002;2.中國化學工程第十一建設有限公司，開封 475000)

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喂線機用節(jié)能永磁電動機溫度特性研究

邱洪波1，杜海明1，段 強1，申 克2，馮建勤1

(1.鄭州輕工業(yè)學院，鄭州 450002;2.中國化學工程第十一建設有限公司，開封 475000)

針對鋼鐵冶煉過程中喂線機用節(jié)能永磁電機受高溫環(huán)境因素影響出現的失磁故障，采用電磁溫度耦合雙收斂迭代計算方法對13.5 kW，8極短距永磁同步電機的電磁場及溫度場進行了研究。首先建立了該電機全域二維瞬態(tài)電磁場數學模型，給出了電磁溫度耦合雙收斂迭代計算方法，在此基礎上對電機的電磁場計算結果和溫度場計算結果進行了分析，確定了永磁電機氣隙磁密及永磁體工作點的變化規(guī)律；同時進一步分析了環(huán)境溫度對電機內溫度分布的影響，給出了電機內溫度隨環(huán)境溫度的非線性變化規(guī)律，揭示了電機內溫度隨環(huán)境溫度改變的非線變化機理；然后結合電動機溫度特性影響關鍵因素的分析，對比研究了不同環(huán)境溫度下電機內溫度分布的變化特點，給出了高溫環(huán)境下機殼材料、散熱面積、表面風速等影響因素對喂線機用永磁節(jié)能電動機溫度分布的影響，對防止高溫環(huán)境下永磁伺服電機永磁體高溫失磁具有重要意義。

喂線機；永磁電機；電磁場；溫度場

0 引 言

在鋼鐵冶煉過程中，需要向鋼液中加入各種添加劑(如脫氧劑、脫硫劑、變質劑、合金等)，然而由于鋼水粘度大，鋼包深度大且鋼液表面有浮渣等原因，使得將這些添加劑均勻的熔于鋼液中一直是個難題。喂線技術的出現，使得這一難題迎刃而解[1]。喂線技術作為一種爐外精煉技術，是通過喂線機向鋼液或鐵液中喂入包裹了各種添加劑的包芯線，達到對鋼液或鐵液進行既定處理的目的[2-5]。隨著喂線工藝理論的成熟、自動化程度的提高，在很大的程度上不但節(jié)約了勞動力，杜絕了各種添加劑的無端浪費，而且提高了產品的質量和性能[6]?，F今，喂線技術在國內外的煉鋼廠和鑄造廠已經得到了廣泛的應用。

喂線機，作為向鋼液或鐵液中喂入包芯線的核心設備，其性能的穩(wěn)定與可靠，是鋼液或鐵液能否按照既定要求進行處理的關鍵。煉鋼廠的環(huán)境溫度普遍比較高，鋼液的出爐溫度基本在1 500 ℃到1 700 ℃左右，而喂線機放置的位置就在待處理鋼包的正上方，其周圍環(huán)境溫度基本在50 ℃以上。鋼液的重量和處理次數，要求喂線機長期處于這樣的高溫環(huán)境中作業(yè)，對喂線機的核心控制部件電動機的穩(wěn)定性與可靠性，提出了一定的要求。

調速永磁電機以其良好的調速性能、高效、高功率因數等優(yōu)點，在鋼鐵冶煉工業(yè)中得到了認可，在節(jié)電節(jié)能方面取得了非常好的效果，電機的節(jié)能改造已經在深化推進過程中。但是在永磁電機節(jié)能改造過程中，由于永磁體自身的材料特點，永磁體在高溫環(huán)境下將會發(fā)生失磁現象，制約著設備的正常運轉，同時較高的工作溫度環(huán)境制約著電機的散熱效果，使得永磁電機在鋼鐵冶煉工業(yè)應用中易于出現失磁故障。

近年來，國內外專家學者對于永磁電機故障進行了大量的研究工作，并且在電機失磁故障診斷方面提出了不同的方法與解決方案。沈陽工業(yè)大學唐任遠院士在永磁電機高溫失磁及電機熱穩(wěn)定性方面進行了深入研究，圍繞永磁電機出現的高溫失磁現象，對永磁材料性能狀況、熱穩(wěn)定性的快速無損檢測等關鍵技術問題進行了闡述，取得了一些具有工程實用價值的研究成果[7-8]；河海大學馬宏忠教授建立了永磁電機失磁故障數學模型，研究了不同失磁形式下電機電磁場變化特點，并給出了診斷依據[9-10]；此外，在電機溫度場方面，哈爾濱理工大學戈寶軍教授進行了大量的研究工作，采用流固耦合等溫度場分析方法，對氦冷驅動電機轉子端部溫度場、軸向通風雙饋異步發(fā)電機溫度場、變頻電機溫度場進行了計算，得到了一些重要的結論[11-13]；V Hatziathanassiou等人結合有限元分析理論，給出了二維溫度場熱部件耦合電-熱分析方法[14]；D A Staton等人在對電機內流體流動參數對熱傳遞影響分析的基礎上，給出了電機內散熱系數的求解公式[15]。

綜上所述，國內外專家學者均采用了不同方法對電機溫度場進行了研究，也得出了一些有益的結論，但是對于電機應用環(huán)境特殊的領域(例如高熱環(huán)境下)，永磁電機溫度場的分析非常少見。本文以一臺13.5 kW,8極分數槽永磁電動機為例，采用有限元計算方法對電機的電磁場和溫度場進行了計算分析，定量的給出了電機各部分損耗及永磁體溫度的變化情況；給出了高溫環(huán)境下機殼材料、散熱面積、表面風速等影響因素對喂線機用永磁節(jié)能電動機溫度分布的影響，為防止鋼鐵冶煉工業(yè)中永磁節(jié)能電機失磁預防提供了相應的理論依據。

1 喂線機用永磁同步電動機電磁場的分析與計算

1.1 永磁同步電動機電磁場全域模型的建立

以鋼鐵冶煉喂線機系統(tǒng)的核心動力元件永磁同步電動機為主要研究對象，其工作環(huán)境與安放位置如圖1所示。由于電機工作在鋼包正上方，所處的環(huán)境基本在50℃以上，因此在電機節(jié)能改造過程中，要考慮到環(huán)境溫度對電機的影響，若設計不當則直接威脅設備的正常運行甚至造成安全事故。本文研究的節(jié)能永磁電機基本參數如表1所示。

圖1 喂線機工作環(huán)境

表1 節(jié)能永磁伺服同步電機參數

根據節(jié)能永磁電機的實際結構，建立了電機二維電磁場分析模型，如圖2所示。為了簡化電機電

圖2 喂線機用節(jié)能永磁電動機

磁場計算過程，本文參照樣機模型作出以下假設[16]：

1)忽略永磁電機的端部漏磁，在二維電磁場有限元分析計算時，僅考慮向量磁位的z軸分量；

2)近似認為電機各部分材料為各向同性；

3)忽略溫度變化對電機材料電導率、磁導率的影響。

在上述模型建立與假設條件下，根據永磁電機電磁場相應理論，通過永磁電機相對應的邊界條件，得到該電機的邊值方程[17-18]：

(1)

式中:Ω為電機電磁場求解區(qū)域；Jz為電機內材料傳導電流密度；μ為電機內材料相應的磁導率；σ為電機內材料相應的電導率；S1為永磁電機定子外邊界與轉軸內邊界；Az為電機電磁場向量磁位的z軸分量；S2為電機轉子永磁體外邊界；Js為電機轉子永磁體等效電流密度；t為時間。

1.2 電磁-溫度收斂迭代計算

喂線機的驅動電機，由于其長時間工作在鋼包正上方，電機的工作環(huán)境溫度通常在50 ℃以上，因此在電機節(jié)能改造過程中，對電機的耐溫要求較高，尤其是采用永磁電機時，過高的環(huán)境溫度，可以降低永磁體的勵磁性能，若電機設計不當，極易造成永磁體失磁，影響設備的正常運行，進一步造成巨大的經濟損失。因此對于鋼鐵冶煉喂線機用節(jié)能永磁伺服電機運行的可靠性及溫度場的分析具有一定的意義。

由于電機內永磁材料勵磁特性隨電機工作溫度變化非常明顯，而且電機定子繞組在高溫環(huán)境下也會有明顯的增加。為了使得電機設計過程中，對電機電磁特性及溫度分布有一定的準確評估，本論文采用了一種電磁溫度耦合雙收斂迭代計算方法。

在該方法中，首先假定電機的初始工作溫度，電機各部分材料屬性將按照該初始溫度進行設定；然后對電機電磁場進行有限元計算，求出該電機的基本性能及各部分損耗；在損耗計算的基礎上，對電機溫度場進行進一步計算，若所求出的電機溫度與初始工作溫度相一致，則證明假設合理準確；若不一致則按照計算結果進一步對電機的工作溫度進行迭代收斂計算。

按照上述所提出的方法，針對于該電機自身特點，選擇永磁體溫度和電機定子繞組溫度為關鍵考核點，以這兩處溫度為雙收斂目標進行迭代，通過確定收斂因子ε，完成電機的電磁與溫度的耦合計算，計算流程如圖3所示。

圖3 電磁-溫度耦合雙收斂迭代計算流程圖

圖3中，

(2)

(3)

1.3 喂線機用節(jié)能永磁電機電磁場計算結果分析

1.3.1 喂線機用節(jié)能永磁電機磁場的分布

基于電磁場時步有限元計算方法，對喂線機用節(jié)能電機進行了研究，得出了電機額定負載運行時(13.5 kW，2 000 r/min)以及電機半載運行時(6.75 kW，2 000 r/min)磁場及氣隙磁密的波形，如圖4所示。

(a) 磁密分布圖

(b) 氣隙磁密

從圖4中磁密分布對比圖以看出，相對于電機半載運行時，電機滿載運行時的磁密最大值相對較大，磁密分布最大值的變化可以通過氣隙磁密的變化進行進一步的詳細說明，受電機電樞反應影響，交軸磁場將會使得電機氣隙磁密的波形發(fā)生改變，使得一個磁極下的磁場一半增磁，另一半去磁；定子電流越大，對氣隙磁密的影響就越為嚴重，所以滿載運行時，增磁部分的磁密增加相對于半載運行時明顯。由于氣隙磁密的改變，將會使得磁密的分布發(fā)生變化，電機滿載運行時，磁密分布最大值相對較大。

1.3.2 永磁體工作點的分析

永磁電機永磁體工作點的改變直接反映了永磁體勵磁性能的變化，本文在氣隙磁密分析的基礎上，對永磁體工作點進行了分析。由于永磁體工作點是永磁電機設計環(huán)節(jié)的一個重要參數，而且受電機工作溫度影響極為明顯，因此采用電磁溫度耦合雙收斂迭代計算方法對永磁體工作點的改變進行分析具有重要的意義，可以相對準確判斷永磁體工作點的大小。

在本文中通過提取永磁電機氣隙磁密直軸分量來確定永磁體工作點，表2給出了喂線機用節(jié)能永磁電動機滿載運行和半載運行時永磁體氣隙磁密直軸分量的大小。

表2 滿載運行和半載運行時氣隙磁密直軸分量的大小

從表2中可以看出，在永磁體同一工作溫度下電機滿載運行時，氣隙磁密的直軸分量明顯降低，相對于電機半載運行時，氣隙磁密直軸分量降低了4%左右。若考慮到永磁體受溫度的影響，該變化將會更為明顯。

1.3.3 電機內損耗分布計算

電機內各部分損耗的計算是電機電磁場分析的一個重要環(huán)節(jié)，損耗的計算不僅是本文電機溫度場分析的前提工作，同時也是喂線機用節(jié)能永磁電動機電磁溫度耦合雙收斂迭代計算方法的重要步驟。

(1) 銅耗

通常情況下，繞組中通以直流或交流時，其電阻式不同的，一個是直流繞組，一個稱之為交流繞組。在本文銅耗計算過程中，由于繞組采用多根細導線并繞，有效降低了集膚效應增加的附加電阻，因此本文采用不同溫度下直流電阻對電機銅耗進行簡化計算。不同溫度下電樞繞組的直流電阻表達式[19]：

(4)

式中：α為導體電阻的溫度系數；t15等于15 ℃；ρ15為銅在溫度15 ℃時的電阻率大小。

(2) 鐵耗

基于喂線機用節(jié)能永磁電動機二維瞬態(tài)電磁場的計算，將渦流損耗分成常規(guī)渦流損耗和附加渦流損耗，那么硅鋼片的鐵心損耗[20]:

(5)

式中：Kh，Kc和Kε分別為磁滯損耗系數、傳統(tǒng)渦流損耗系數和附加渦流損耗系數;Bm為磁密幅值。這些系數可以根據損耗曲線計算得出。

(3)渦流損耗

在喂線機用節(jié)能永磁電動機中，轉子部分為了固定表面貼磁的永磁體，在永磁體外圓放置了不銹鋼制成的護套，然而在電機整個運行過程中，受氣隙內諧波磁動勢影響，將會在電機轉子表面的永磁體和護套內產生渦流損耗，根據文獻[21] 轉子總渦流損耗在一個周期Te內的計算方法如下：

(6)

式中:Pe為表面貼磁永磁伺服電機轉子渦流損耗；Δe為永磁伺服電機轉子單元面積；Je為永磁伺服電機轉子單元電密；σr為永磁伺服電機轉子材料電導率；lt為永磁伺服電機轉子軸向有效長度。

雖然該部分損耗相對于其他損耗數值相對較小，但是由于受轉子部分散熱條件的限制，轉子部分的損耗也極易造成轉子溫度的升高。

2 喂線機用節(jié)能永磁電動機溫度場分析

對于永磁電機，溫度場的分析是非常重要的，一方面可以確定定子繞組工作時的溫度，進一步合理設計電機的冷卻系統(tǒng)，另一方面可以有效計算轉子永磁體的溫度，對防止永磁體高溫失磁具有重要意義。在本文中，由于喂線機用節(jié)能永磁電動機工作在高溫環(huán)境下，對于永磁體的工作溫度計算尤為重要，不僅可以在電機設計過程中，防止永磁體的熱退磁，而且可以計算出高溫環(huán)境對永磁體及電機性能的影響。

2.1 二維溫度場模型的建立

對電機進行熱分析時，為了簡化計算，作如下假設[22]：

1)材料的導熱系數和對流系數不隨溫度的變化而變化；

2)沿電機軸向的導熱系數為零；

3)忽略熱輻射對熱量的交換；

4)電機所處的環(huán)境溫度不變；

5)傳熱過程開始時電機的整體溫度等于環(huán)境溫度。

在以上假設條件下，電機溫度場可以通過二維場來求解。在笛卡爾坐標系下二維穩(wěn)態(tài)溫度場求解的熱平衡微分方程為[23]：

(7)

式中：kx,ky分別表示材料在x方向和y方向的導熱系數；T為溫度；q為熱源的密度。

在求解溫度場時為了使每個節(jié)點具有唯一解，根據電機溫度場計算理論，確定如下定解條件：

(8)

式中：k沿邊界線法向方向的導熱系數；Γ表示邊界線；Tf表示電機所處環(huán)境的空氣溫度；α表示傳熱系數或散熱系數。

2.2導熱系數的確定

在計算電機全域的二維溫度場時，氣隙內空氣導熱系數受轉子旋轉影響，增加了求解電機溫度場的難度。本文中，為了簡化計算，在保證定轉子之間傳遞的熱量不變條件下，將旋轉流動的空氣導熱能力等效為靜止空氣的有效導熱系數，該等效導熱系數的計算[24-25]：

(9)

2.3 溫度場計算結果分析

在上述假設條件及基本理論的基礎上，本文對節(jié)能永磁伺服電動機的溫度場進行了計算，圖5分別給出電動機環(huán)境溫度分別為25 ℃和55 ℃時，電機內的溫度分布。

從圖5中可以看出喂線機用節(jié)能永磁電動機在環(huán)境溫度25 ℃額定負載運行時，永磁體及繞組溫度一般不會超過110 ℃，但是隨著工作環(huán)境溫度的升高，永磁體及繞組溫度均會明顯提升，以喂線機用電動機環(huán)境溫度55 ℃為例，環(huán)境溫度的升高使得永磁體電機永磁體和定子繞組溫度最高溫度上升到了142.2 ℃，使得定子繞組絕緣等級提高了，而且很大程度限制了永磁電機的過載能力，在過載運行時，極易危害永磁電機的安全運行。

(a)環(huán)境溫度25℃(b)環(huán)境溫度55℃

圖5 不同環(huán)境溫度下永磁電機內溫度分布

由于永磁體是永磁電機中受溫度影響最為嚴重的部分，因此在永磁電機溫度場計算分析過程中，應該對永磁體的溫度分布進行研究。表3中給出了永磁電機環(huán)境溫度不同時，永磁的最高溫度和平均溫度對比。

表3 永磁體最高溫度和平均溫度對比

從表3中可以看出喂線機用節(jié)能永磁電動機在兩種工作環(huán)境下，電機內部永磁體的溫度變化，相對于環(huán)境溫度25 ℃時，永磁體在電機工作環(huán)境55 ℃時溫度提高了40 ℃左右。

2.4結果對比與實驗驗證

在上節(jié)分析中可以看出，喂線機用節(jié)能永磁電動機在環(huán)境溫度提高30 ℃時，永磁體的溫度提高了40 ℃，該變化并不是線性規(guī)律變化，因此為了計算永磁體溫度的變化，以及溫度對電機所產生的影響，采用電磁溫度耦合雙收斂迭代計算方法是非常必要的，通過反復進行迭代收斂計算，最終可以求出電機各部分損耗、電機性能以及電機溫度的相對準確結果。

通過對環(huán)境溫度為25 ℃和環(huán)境溫度為55 ℃的迭代計算結果可以看出，采用釹鐵硼材料的永磁體在兩種工作環(huán)境下，永磁體的剩磁和矯頑力均發(fā)生了明顯的變化，環(huán)境溫度為55 ℃時永磁體剩磁降低了4.7%，而矯頑力降低了2.5%。由于受永磁體勵磁性能的改變，電機的輸入電流發(fā)生了改變，電機銅耗以及轉子渦流損耗增加明顯，因此造成了電機的內部溫度與環(huán)境溫度的非線性變化規(guī)律。

由于現場試驗條件復雜，對于電機溫度場的測量較為困難，而且轉子永磁體溫度也不便于測量，因此本文在實驗室狀態(tài)下，對電機繞組溫度進行了測試，表中給出了該永磁伺服電機在不同環(huán)境溫度下，電機繞組的溫度變化情況，并且與計算結果進行了對比，驗證了計算結果的準確性。

表4 電機不同環(huán)境溫度下溫度測試結果與計算結果

通過實驗結果可以看出，無論在環(huán)境溫度是25 ℃，還是環(huán)境溫度是5 ℃，電機繞組溫度的計算結果與測試結果均不超過4%，符合工程實際要求。另外，通過不同環(huán)境溫度測試結果對比可以看出，電機繞組的溫度并不是隨著環(huán)境溫度的改變，而呈現簡單的疊加計算。由于環(huán)境溫度的改變，直接引起了電機電樞電阻等參數的變化，因此研究環(huán)境溫度對于電機溫度場的影響，有必要兼顧電機運行狀態(tài)的變化。所以，上述分析有效證明了電磁-溫度收斂迭代計算的重要性。

3 喂線機用節(jié)能永磁電動機溫度特性關鍵影響因素分析

在確定喂線機用節(jié)能永磁電動機工作在高溫環(huán)境下，電機電磁與溫度計算特點以及證明了電磁-溫度雙收斂迭代計算重要性的基礎上。基于電磁-溫度收斂迭代計算方法，本文進一步對節(jié)能永磁電機不同溫度特性關鍵因素對電機溫度分布的影響進行了分析。

3.1 機殼材料對電機溫度特性的影響研究

文中電機采用全封閉外風冷式冷卻結構，電機內部各部件產生的熱量主要有風機所產生的氣流進行對流換熱。由于機殼與換熱氣流直接接觸，那么機殼材質的屬性將直接影響電機自身的換熱效果。結合電機的實際結構，文中將樣機的鋁合金機殼，分別替換成鑄鐵、鋼等材料進行分析，確定電機機殼不同材料對電機溫度特性的影響。通過對不同機殼材料的電機進行溫度場計算得到三種機殼材質下永磁電機溫度場分布，圖6給出了環(huán)境溫度為25 ℃時不同機殼材質下電機機殼與永磁體溫度變化。

圖6 機殼材料不同時電機機殼與永磁體溫度(25 ℃下)

由圖6可知，當電機采用鋁合金材料時，電機內的永磁體溫度降低較明顯，相對于電機采用鋼材時，電機內最高溫度降低了3.2%。由于機殼材料的不同，其導熱系數也不同，對于電機內換熱的影響也不同，材料的熱導率越高，電機內永磁體溫度相對越低。

相對于電機內轉子永磁體溫度的變化，機殼材料對于電機表面最低溫度的影響相對不明顯，不同機殼材料，電機表面溫度變化范圍僅在2 ℃左右。

在對電機工作環(huán)境溫度25 ℃研究的基礎上，本文進一步對環(huán)境溫度上升至55 ℃情況下不同機殼材質電機極值溫度進行研究，表5給出了不同環(huán)境溫度下電機永磁體溫度隨機殼材料的變化情況。

表5 電機永磁體溫度隨機殼材料的變化

從表5中可以看出，當環(huán)境溫度上升了30 ℃時，電機永磁體平均溫度升高了40 ℃左右。雖然采用導熱性能良好的鋁合金材料作為機殼，永磁體最高溫度也提高了39.7 ℃，低于了三種材料的平均升高值，但是效果也不是非常明顯。由此可見，當電機工作在高溫環(huán)境下，永磁體最高溫度的變化遠遠高于環(huán)境的變化，而且采用導熱性能材料好的鋁合金材料，雖然在降低永磁體材料溫度方面有一定效果，但是效果不是很明顯。

3.2 機殼散熱面積對電機溫度特性的影響研究

在永磁伺服電機中，除了機殼材料對溫度場分布影響以外，機殼結構(包括散熱翅形式和散熱面積)也是影響電機散熱能力的關鍵因素。本文中，在電機原有機殼設計的基礎上，分別增加和縮小機殼散熱面積，對電機三種不同機殼散熱面積(0.1 m2，0.15 m2，0.44 m2)的溫度場進行了計算，圖7給出了環(huán)境溫度為25 ℃時，電機內溫度分布的變化情況。

(a)0.1m2(b)0.15m2

(b) 0.44 m2

由于散熱面積是電機散熱能力的一個重要參數，直接影響電機整體的溫度變化，隨著機殼散熱面積的增加，可在一定程度范圍內降低電機整體溫度的變化，對電機散熱產生一定的積極作用。通過圖7中電機溫度的對比可以看出，電機機殼散熱面積為0.44 m2時，電機內的最高溫度相對于電機機殼散熱面積為0.1 m2時，降低了47.6%；即使機殼散熱面積增加0.05 m2，電機轉子永磁體的溫度也降低了16.4%左右，由此可見，在降低轉子永磁體溫度方面，效果非常明顯。

在機殼散熱面積對電機溫度分布影響分析的基礎上，本文進一步分析了電機在高熱環(huán)境下，機殼散熱面積對電機溫度分布影響程度的變化。表6給出了環(huán)境溫度分別為25 ℃和55 ℃時，機殼散熱面積對電機繞組和永磁體溫度影響的變化情況。

表6 不同散熱面積下永磁體與繞組溫度變化

從表6中可以看出，無論電機工作在室溫下，還是工作在高溫環(huán)境下，隨著電機散熱面積的增加，電機轉子部分與電機定子繞組溫差逐漸減小。當電機機殼散熱面積為0.44 m2時，電機轉子部分與電機定子繞組溫差1.8 ℃左右。

此外，當環(huán)境溫度由常規(guī)室溫環(huán)境下轉換到高熱環(huán)境下時，相對應的永磁體和定子繞組溫度分別平均升高了40 ℃。而且隨著散熱面積的增加，受環(huán)境溫度影響而造成溫度增加的程度降低。

3.3 機殼表面風速對電機溫度特性的影響研究

樣機中，電機環(huán)境運行風速為7 m/s。為了進一步研究在常溫和高溫環(huán)境下，風速對電機內部溫度分布的影響，本文進一步對不同風速下，電機永磁體溫度的變化情況進行了分析，如表7所示。

表7 電機表面風速不同時永磁體最高溫度變化

從圖7中可以看出，當永磁電機處于自然冷卻狀態(tài)下時，環(huán)境溫度為25 ℃時，永磁體溫度為247 ℃，當環(huán)境溫度為55 ℃時，永磁體溫度高達296 ℃，遠遠超出了永磁體的工作溫度；相對于永磁體溫度，電機繞組的溫度更是高達291 ℃，超過了電機絕緣標準，由此證明電機在該工作狀態(tài)下，必須采用附加強制散熱措施。

另外，根據上圖中的變化規(guī)律，可以將溫度變化曲線分成兩個階段。當風速在10 m/s以內變化時，無論是室溫還是高溫環(huán)境下，電機的溫度隨風速的變化較為明顯。當風速超過10 m/s時，電機的溫度隨機殼表面風速的變化程度減弱。

結合喂線機用節(jié)能永磁電動機溫度特性關鍵影響因素的分析，本文進行了常規(guī)溫度與高溫環(huán)境下，電機內溫度的對比。電機工作在高熱環(huán)境下，由于電機電樞電阻、永磁體性能等參數的變化，導致了永磁電機溫度相對于規(guī)定室溫狀態(tài)下，溫度有大幅度明顯提高，而且與環(huán)境溫度的變化呈現非線性的特點。因此在設計高溫環(huán)境下運行的永磁電機，永磁體和繞組溫升相對于工作溫度的改變留有更大的裕度。

4 結 語

本文采用電磁溫度耦合雙收斂迭代計算方法，建立喂線機用節(jié)能永磁電動機在高溫環(huán)境下電機溫度場計算模型，對比分析了環(huán)境溫度對電機內溫度分布的影響，并結合電機溫度特性影響關鍵因素，確定了不同環(huán)境溫度下，電機內溫度的變化規(guī)律，得到如下結論：

(1)由于喂線機用節(jié)能永磁電動機通常工作在高溫環(huán)境下，電機內溫度及永磁體工作點均會發(fā)生較大改變，本文通過揭示電機內的溫度與環(huán)境溫度變化呈現非線性變化規(guī)律，確定了高溫運行環(huán)境下，電機電磁溫度耦合雙收斂迭代計算的必要性。

(2)電機工作在高溫環(huán)境下，由于電機電樞電阻、永磁體性能等參數的變化，導致了永磁電機溫度變化遠遠大于環(huán)境溫度的改變；因此在高溫環(huán)境下運行的永磁電機，在設計應用時，永磁體和繞組溫升相對于工作溫度的改變留有更大的裕度。

(3)結合對電機溫度特性關鍵影響因素的分析，不同的影響因素，在高溫與低溫環(huán)境，電機溫度變化幅度雖然有一定區(qū)別，但是影響不是很明顯；電機溫度影響的關鍵因素對于電機高熱環(huán)境下與常溫環(huán)境下，影響的變化規(guī)律基本一致。

(4)無論電機工作在常溫狀態(tài)下，還是高溫狀態(tài)下，電機永磁體最高溫度與機殼表面風速的變化為非線性變化規(guī)律；當風速較低時(10 m/s以內)變化時，電機內永磁體最高溫度變化較為明顯；當風速相對較高時，隨著機殼表面風速的增加永磁體溫升變化幅度降低。

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Temperature Characteristic Study of Permanent Magnet Motor in Wire Feeding Machine

QIUHong-bo1，DUHai-ming1，DUANQiang1，SHENKe2，FENGJian-qin1

(1.Zhengzhou University of Light Industry，Zhengzhou 450002，China; 2.China Eleventh Chemical Construction Company Limited，Kaifeng 475000，China)

Since the permanent magnet demagnetization fault caused by the high temperature in iron and steel smelting process, the electromagnetic field and temperature field of the 13.5 kW, 8 poles permanent magnet motor were studied by using the method of the double coupling convergent iterative of the temperature and electromagnetic fields. The 2-D transient electromagnetic field model of this permanent magnet machine was established, and the method of the double coupling convergent iterative of the electromagnetic field and temperature field was accounted. Based on above analyses, the calculation results of electromagnetic field and temperature field were obtained, and the variations of the air gap flux density and the permanent magnet operating point were analyzed. Additionally, the influence of the environment temperature on the temperature distribution in this machine was studied, and the temperature distribution nonlinear change in this machine with the environment temperature was discovered. And then combining the analysis of the temperature influence key factors, the temperature distribution of the machine operating at different environmental temperature was studied comparatively. The influence of casing material, heat dissipation area, and wind speed on the machine temperature field was analyzed, when the motor operates at high temperature environment. The conclusion may provide some reference for preventing the permanent magnet demagnetization.

wire feeding machine； permanent magnet machine； electromagnetic field； temperature field

2015-10-27

國家自然科學基金項目(51507156)；鄭州輕工業(yè)學院研究生科技創(chuàng)新基金項目(2014007)

TM351

A

1004-7018(2016)08-0007-08

邱洪波(1986-)男，博士，講師，研究方向為特種電機多物理場分析及特種電機設計。