朱高嘉, 朱英浩, 佟文明, 韓雪巖, 朱建國(guó)

(1. 國(guó)家稀土永磁電機(jī)工程技術(shù)研究中心， 沈陽(yáng)工業(yè)大學(xué) ，遼寧 沈陽(yáng) 110870；2. 悉尼科技大學(xué)工程與信息技術(shù)學(xué)院， 悉尼 新南威爾士 2007)

基于流固耦合的高速永磁電機(jī)冷卻結(jié)構(gòu)分析與改進(jìn)

朱高嘉1, 朱英浩1, 佟文明1, 韓雪巖1, 朱建國(guó)2

(1. 國(guó)家稀土永磁電機(jī)工程技術(shù)研究中心， 沈陽(yáng)工業(yè)大學(xué) ，遼寧 沈陽(yáng) 110870；2. 悉尼科技大學(xué)工程與信息技術(shù)學(xué)院， 悉尼 新南威爾士 2007)

為研究高速永磁電機(jī)的溫度分布狀態(tài)和冷卻系統(tǒng)效率，以一臺(tái)全封閉式15kW、30000r/min高速非晶合金永磁電機(jī)為例，分析電機(jī)內(nèi)冷卻介質(zhì)的流動(dòng)狀態(tài)和電機(jī)溫升分布，并通過(guò)對(duì)比一臺(tái)結(jié)構(gòu)相似的10kW、2250r/min樣機(jī)的溫升計(jì)算結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果，驗(yàn)證算法的準(zhǔn)確性和可靠性。針對(duì)全封閉式永磁牽引電機(jī)轉(zhuǎn)子發(fā)熱嚴(yán)重的特點(diǎn)，建立了一套由轉(zhuǎn)子徑向風(fēng)孔隔板作為風(fēng)扇驅(qū)動(dòng)、自循環(huán)軸向-徑向混合通風(fēng)冷卻系統(tǒng)，通過(guò)流固耦合仿真驗(yàn)證了冷卻系統(tǒng)的高效性和可靠性。計(jì)算結(jié)果表明，通過(guò)應(yīng)用該冷卻系統(tǒng)可以有效地降低轉(zhuǎn)子位置的溫升，對(duì)全封閉式高速永磁電機(jī)冷卻結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)具有一定的參考意義。

高速永磁電機(jī)；全封閉結(jié)構(gòu)；通風(fēng)冷卻；流體場(chǎng); 溫度場(chǎng)

1 引言

高速永磁電機(jī)由于其高效率、高功率密度、可與負(fù)載或原動(dòng)機(jī)直接相連的特點(diǎn)[1,2]，在航空航天、高速機(jī)床、高速壓縮機(jī)等領(lǐng)域得到了廣泛和密切的關(guān)注[3]。永磁電機(jī)具有效率和功率因數(shù)高、調(diào)速范圍大[4]的優(yōu)點(diǎn)，在高速電機(jī)研究領(lǐng)域具有廣闊的應(yīng)用前景。由于高速永磁電機(jī)損耗密度大、工作頻率高，電機(jī)內(nèi)部發(fā)熱嚴(yán)重。為了保證電機(jī)運(yùn)行可靠性及其輸出轉(zhuǎn)矩能力，對(duì)轉(zhuǎn)子、永磁體的有效冷卻是電機(jī)安全穩(wěn)定運(yùn)行的關(guān)鍵。

為了實(shí)現(xiàn)電機(jī)冷卻系統(tǒng)的合理設(shè)計(jì)，電機(jī)溫度場(chǎng)精確計(jì)算技術(shù)是設(shè)計(jì)工作中的重要工具。電機(jī)的溫升計(jì)算問(wèn)題，發(fā)展于熱路法[5]、經(jīng)過(guò)集總參數(shù)熱網(wǎng)絡(luò)法[6]達(dá)到了場(chǎng)計(jì)算技術(shù)[7,8]的計(jì)算水平。近年來(lái)，隨著計(jì)算技術(shù)的不斷進(jìn)步和計(jì)算機(jī)性能的逐步提高，應(yīng)用基于計(jì)算流體力學(xué)(Computational Fluid Dynamics, CFD)的方法處理電機(jī)內(nèi)的流固耦合[9,10](Fluid Structure Interaction, FSI)問(wèn)題，已經(jīng)在電機(jī)的發(fā)熱與散熱分析中得到了較為廣泛的關(guān)注，許多專家在計(jì)算技術(shù)上進(jìn)行了研究[11,12]并且通過(guò)應(yīng)用得到了諸多有價(jià)值的規(guī)律[13,14]。流固耦合方法將電機(jī)內(nèi)散熱面對(duì)流傳熱能力的分析歸納到流體場(chǎng)的計(jì)算中，可以較為方便地得到較精確的溫度場(chǎng)分布。對(duì)于冷卻結(jié)構(gòu)復(fù)雜、冷卻介質(zhì)溫度變化大的問(wèn)題，其計(jì)算結(jié)果更加精確可靠。

本文以一臺(tái)全封閉式15kW機(jī)殼水冷高速非晶合金永磁電機(jī)為例，應(yīng)用基于流固耦合的計(jì)算技術(shù)分析電機(jī)內(nèi)流體的流動(dòng)和電機(jī)溫升分布。通過(guò)對(duì)比一臺(tái)結(jié)構(gòu)相似的10kW樣機(jī)耦合計(jì)算結(jié)果和溫升實(shí)驗(yàn)結(jié)果，驗(yàn)證計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性和計(jì)算方法的可靠性。針對(duì)電機(jī)轉(zhuǎn)子、永磁體中央位置發(fā)熱嚴(yán)重的特點(diǎn)，建立了一套轉(zhuǎn)子徑向通風(fēng)孔內(nèi)隔板作為離心風(fēng)扇驅(qū)動(dòng)、自循環(huán)軸向-徑向混合通風(fēng)冷卻系統(tǒng)。通過(guò)應(yīng)用三維流固耦合仿真，驗(yàn)證了將文中設(shè)計(jì)的冷卻系統(tǒng)應(yīng)用于15kW高速非晶合金永磁電機(jī)的可行性。

2 電機(jī)結(jié)構(gòu)及參數(shù)

15kW、30000r/min高速非晶合金永磁電機(jī)基本結(jié)構(gòu)如圖1所示。電機(jī)采用4極18槽結(jié)構(gòu)，內(nèi)置式永磁體呈“—”型排列。電機(jī)定子鐵心采用安泰科技股份有限公司生產(chǎn)的1k101非晶合金材料疊壓而成，通過(guò)線切割工藝開設(shè)18個(gè)梨形槽。電機(jī)機(jī)殼外側(cè)開設(shè)螺旋形水道，通入冷卻水實(shí)現(xiàn)散熱。電機(jī)基本參數(shù)及冷卻結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

圖1 15kW水冷永磁同步電機(jī)基本結(jié)構(gòu)Fig.1 Basic structure of 15kW water-cooled PMSM

參數(shù)數(shù)值參數(shù)數(shù)值額定功率/kW15定子鐵心外徑/mm130額定轉(zhuǎn)速/(r/min)30000轉(zhuǎn)子鐵心外徑/mm67.4極對(duì)數(shù)2氣隙長(zhǎng)度/mm1.3定子槽數(shù)18鐵心長(zhǎng)度/mm110絕緣等級(jí)F永磁體寬度/mm15.5永磁體牌號(hào)N40UH磁化方向長(zhǎng)度/mm4非晶材料牌號(hào)1k101水道寬、高/mm20/7.5

3 數(shù)學(xué)模型與基本假設(shè)

3.1 數(shù)學(xué)模型

根據(jù)傳熱學(xué)的基本理論，在笛卡爾坐標(biāo)系下，三維穩(wěn)態(tài)熱傳導(dǎo)控制方程可表示為[15]：

(1)

式中，T為待解溫度變量(K)；λx、λy、λz分別為x、y、z方向的導(dǎo)熱系數(shù)(W/(m·K))；q為熱源密度(W/m3)；s1、s2分別為絕熱邊界、對(duì)流散熱邊界；n為邊界法向方向；α為散熱面對(duì)流傳熱系數(shù)(W/(m2·K))；Ta為冷卻介質(zhì)溫度(K)。

電機(jī)內(nèi)流體的流動(dòng)應(yīng)當(dāng)同時(shí)滿足質(zhì)量守恒定律、動(dòng)量守恒定律和能量守恒定律。對(duì)于穩(wěn)態(tài)、不可壓、粘性流體，其控制方程可表示為[16]：

(2)

式中，ρ為流體密度(kg/m3)；Λ為可選變量，在連續(xù)性方程中為常數(shù)1，在動(dòng)量方程中為各方向速度分量ux、uy、uz，在能量方程中為單位質(zhì)量?jī)?nèi)能e，在湍流方程中分別為湍流動(dòng)能κ和湍流耗散率ε；u為流體的速度矢量(m/s)；Γ為擴(kuò)散系數(shù)；SΛ為源項(xiàng)參量。

3.2 計(jì)算時(shí)的基本假設(shè)

為了簡(jiǎn)便計(jì)算，在計(jì)算時(shí)做出如下假設(shè)[17-20]：①認(rèn)為定子槽內(nèi)繞組的發(fā)熱情況相同，忽略趨膚效應(yīng)和鄰近效應(yīng)；②將槽內(nèi)導(dǎo)體等效成均勻的銅條，并將槽內(nèi)所有絕緣和空氣等效成一個(gè)絕緣實(shí)體；③計(jì)算時(shí)考慮定子和機(jī)殼間裝配間隙對(duì)傳熱的影響；④繞組端部伸出部分用等長(zhǎng)的直導(dǎo)體、絕緣等效；⑤電機(jī)內(nèi)冷卻氣體馬赫數(shù)較低，認(rèn)為流體不可壓。計(jì)算時(shí)考慮轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)對(duì)轉(zhuǎn)子端面散熱、氣隙部分傳熱的影響，在氣隙和轉(zhuǎn)子鐵心的交界面、轉(zhuǎn)子鐵心端面和腔內(nèi)空氣交界面給定額定轉(zhuǎn)速30000r/min。流固耦合計(jì)算中考慮空氣摩擦損耗的作用[8]。

4 15kW水冷永磁同步電機(jī)流固耦合計(jì)算

4.1 計(jì)算模型和熱計(jì)算參數(shù)

為縮減計(jì)算規(guī)模和計(jì)算時(shí)間，考慮到電機(jī)的對(duì)稱性，選取1/4模型作為求解域，如圖2所示。由于冷卻水入口為速度入口，為了保證水槽冷卻區(qū)域內(nèi)流動(dòng)狀態(tài)接近實(shí)際，適當(dāng)延長(zhǎng)了入口、出口，以保證進(jìn)入水道前湍流能充分發(fā)展。計(jì)算域中，由于模型對(duì)稱性，固體部分?jǐn)嗝嬖O(shè)置為絕熱邊界；由于在計(jì)算中考慮旋轉(zhuǎn)的作用，氣體部分?jǐn)嗝嬖O(shè)置為周期性邊界。計(jì)算時(shí)給定冷卻水量17.78L/min(冷卻水道內(nèi)平均水速1.975m/s)。

計(jì)算時(shí)考慮變頻器諧波對(duì)電機(jī)損耗的影響，通過(guò)有限元仿真得到額定工況下電機(jī)損耗分布，如表2所示。由于電機(jī)工作頻率、轉(zhuǎn)速較高，電機(jī)中鐵耗、附加耗和機(jī)械損耗較大。在表2中，軸承摩擦損耗Pbr根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式[21]得到：

Pbr=0.7725×10-3GrDshnr

(3)

式中，Gr為轉(zhuǎn)子的總重量(kg)；Dsh為電機(jī)軸徑(m)；nr為電機(jī)轉(zhuǎn)速(r/min)。

圖2 電機(jī)流固耦合求解域Fig.2 Solution domain of motor

位置損耗/W生熱率/×106(W/m3)繞組183.11.834定子鐵心312.70.443轉(zhuǎn)子鐵心98.110.442永磁體63.251.159軸承94.024.196

4.2 流體場(chǎng)與溫度場(chǎng)分析

為了分析電動(dòng)車用永磁牽引電機(jī)的溫度分布狀態(tài)，應(yīng)用基于計(jì)算流體力學(xué)(CFD)的流固耦合(FSI)計(jì)算技術(shù)分析電機(jī)冷卻介質(zhì)的流動(dòng)及電機(jī)溫度分布狀態(tài)。由于電機(jī)采用PWM波供電且工作頻率較高，在運(yùn)行過(guò)程中轉(zhuǎn)子內(nèi)存在大量的空間諧波和時(shí)間諧波，轉(zhuǎn)子、永磁體發(fā)熱嚴(yán)重。由于轉(zhuǎn)子端面和電機(jī)腔內(nèi)冷卻空氣接觸，并且由于旋轉(zhuǎn)的作用其散熱能力較強(qiáng)，電機(jī)最高溫升出現(xiàn)在永磁體中央位置，最高溫升101.2K，永磁體溫升分布如圖3所示。由于電機(jī)采用機(jī)殼水冷的冷卻結(jié)構(gòu)，繞組溫升相對(duì)較低。電機(jī)繞組最高溫升76.7K，位置出現(xiàn)在下層繞組的端部，如圖4所示。

圖3 無(wú)內(nèi)風(fēng)路流固耦合計(jì)算得到的電機(jī)永磁體溫升分布Fig.3 Temperature rise distribution of PMs without inner ventilation system

圖4 無(wú)內(nèi)風(fēng)路流固耦合計(jì)算得到的電機(jī)繞組溫升分布Fig.4 Temperature rise distribution of windings without inner ventilation system

在安裝區(qū)域狹小、周圍空氣溫度較高的較為惡劣的工作環(huán)境下，穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)高達(dá)101.2K的永磁體溫升在較高的溫度環(huán)境下制約電機(jī)電磁性能，且可能致使永磁體發(fā)生不可逆退磁，無(wú)法保證電機(jī)長(zhǎng)期運(yùn)行時(shí)的安全性和可靠性。

5 軸向-徑向混合通風(fēng)冷卻結(jié)構(gòu)

5.1 冷卻結(jié)構(gòu)

為了降低電機(jī)尤其是轉(zhuǎn)子位置的溫升，保證電機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩能力并提高電機(jī)的運(yùn)行可靠性，本文建立一套由安裝于轉(zhuǎn)子徑向風(fēng)孔、隨轉(zhuǎn)子同步旋轉(zhuǎn)的隔板作為離心風(fēng)扇驅(qū)動(dòng)的軸向-徑向混合通風(fēng)冷卻系統(tǒng)。冷卻風(fēng)路如圖5所示。冷卻風(fēng)由安裝于轉(zhuǎn)子徑向風(fēng)孔內(nèi)的隔板作為離心式風(fēng)扇驅(qū)動(dòng)，流經(jīng)轉(zhuǎn)子徑向通風(fēng)孔-定子徑向通風(fēng)孔-定子軸向通風(fēng)孔-轉(zhuǎn)子軸向通風(fēng)孔，回到隔板位置形成冷卻風(fēng)循環(huán)。由于電機(jī)采用機(jī)殼水冷的方式冷卻，由4.2節(jié)的計(jì)算結(jié)果可知，靠近機(jī)殼的電機(jī)定子鐵心位置溫升較低；轉(zhuǎn)子鐵心內(nèi)部位置溫升較高。冷卻風(fēng)由溫升較高的轉(zhuǎn)子位置吸收熱量，由溫升較低的定子、機(jī)殼、端蓋位置散出熱量，幫助均衡電機(jī)內(nèi)部的溫升。

圖5 混合通風(fēng)冷卻風(fēng)路Fig.5 Mixed-ventilation cooling structure

5.2 基于混合通風(fēng)結(jié)構(gòu)的流場(chǎng)、溫度場(chǎng)分析

流固耦合求解域模型如圖6所示。在1/4模型內(nèi)開設(shè)定子軸向通風(fēng)孔3個(gè)(全域12個(gè))；轉(zhuǎn)子減重孔用作軸向通風(fēng)孔，在計(jì)算模型內(nèi)共1個(gè)(全域4個(gè))。在計(jì)算模型中轉(zhuǎn)子軸向通風(fēng)孔被沿中心面切斷，實(shí)際模型中由于中心面作為對(duì)稱面不存在粘性力，斷面在計(jì)算中設(shè)置為無(wú)摩擦面。耦合計(jì)算時(shí)計(jì)及空氣摩擦損耗對(duì)電機(jī)發(fā)熱、散熱的影響。

圖6 混合通風(fēng)冷卻電機(jī)求解域模型Fig.6 Solution domain of mixed-ventilated motor

流固耦合仿真的結(jié)果如圖7所示。電機(jī)最高溫升81.3K，位置出現(xiàn)在分段永磁體內(nèi)部中央位置，如圖8所示。由于隔板攪動(dòng)的作用，冷卻風(fēng)除了沿徑向的流動(dòng)外，存在較大的周向速度分量。雖然冷卻風(fēng)溫度較高，但仍具備一定的散熱能力，故而分段永磁體內(nèi)側(cè)端面的溫升低于永磁體內(nèi)部。

圖7 有內(nèi)風(fēng)路流固耦合計(jì)算得到的電機(jī)溫升分布Fig.7 Temperature rise distribution of motor with inner ventilation system

圖8 有內(nèi)風(fēng)路流固耦合計(jì)算得到的永磁體溫升分布Fig.8 Temperature rise distribution of motor PMs with inner ventilation system

電機(jī)繞組最高溫升70.6K，位置仍出現(xiàn)在下層繞組的端部位置，如圖9所示。

圖9 有內(nèi)風(fēng)路流固耦合計(jì)算得到的繞組溫升分布Fig.9 Temperature rise distribution of motor windings with inner ventilation system

5.3 冷卻效率分析

根據(jù)4.2節(jié)、5.2節(jié)的結(jié)果可知，通過(guò)應(yīng)用轉(zhuǎn)子徑向風(fēng)孔內(nèi)隔板驅(qū)動(dòng)、自循環(huán)軸向-徑向混合通風(fēng)冷卻系統(tǒng)，可以有效地降低轉(zhuǎn)子位置的溫升。在冷卻風(fēng)的作用下，永磁體最高溫升降低了19.9K。此外，在未安裝混合通風(fēng)冷卻系統(tǒng)的情況下，永磁體內(nèi)最高、最低溫升相差17.2K，而通過(guò)內(nèi)循環(huán)冷卻風(fēng)的作用，永磁體內(nèi)溫差降低到了11.0K，永磁體溫升更加均衡。對(duì)于電機(jī)繞組，通風(fēng)結(jié)構(gòu)具有一定的冷卻作用，但由于冷卻風(fēng)將一部分轉(zhuǎn)子熱量攜帶到定子鐵心且通風(fēng)結(jié)構(gòu)增大了電機(jī)風(fēng)摩耗，安裝、未安裝混合通風(fēng)冷卻結(jié)構(gòu)時(shí)繞組溫升差別較小(降低約6.1K)。轉(zhuǎn)子徑向風(fēng)孔內(nèi)隔板驅(qū)動(dòng)、自循環(huán)軸向-徑向混合通風(fēng)冷卻系統(tǒng)一定程度上均衡了電機(jī)內(nèi)定子、轉(zhuǎn)子溫升，使得電機(jī)溫升分布更加合理，提高了電機(jī)長(zhǎng)期穩(wěn)定運(yùn)行的可靠性。

6 溫升實(shí)驗(yàn)及數(shù)據(jù)對(duì)比

以一臺(tái)結(jié)構(gòu)相似、冷卻方式相同的10kW，2250r/min永磁牽引電機(jī)為樣機(jī)，采用第4節(jié)的流固耦合計(jì)算方法計(jì)算電機(jī)溫升分布。通過(guò)對(duì)比電機(jī)溫升計(jì)算值和實(shí)驗(yàn)結(jié)果，驗(yàn)證計(jì)算方法的可靠性和準(zhǔn)確性。圖10為電機(jī)整機(jī)溫升分布圖。由于轉(zhuǎn)子端面和電機(jī)腔內(nèi)冷卻空氣接觸，并且由于旋轉(zhuǎn)的作用其散熱能力較強(qiáng)，電機(jī)最高溫升出現(xiàn)在永磁體中央位置，最高溫升142.0K。永磁體溫升分布如圖11(a)所示。由于電機(jī)采用機(jī)殼水冷的冷卻結(jié)構(gòu)，繞組溫升相對(duì)較低。電機(jī)繞組最高溫升106.7K，位置出現(xiàn)在下層繞組的端部，如圖11(b)所示。

圖10 流固耦合計(jì)算得到的10kW樣機(jī)溫升分布Fig.10 Temperature rise distribution of 10kW prototype

圖11 流固耦合計(jì)算得到的10kW樣機(jī)永磁體、繞組溫升分布Fig.11 Temperature rise distribution of PMs and windings of 10kW prototype

實(shí)驗(yàn)時(shí)通過(guò)在繞組端部埋設(shè)熱電阻測(cè)量其溫度。電機(jī)溫升實(shí)驗(yàn)平臺(tái)如圖12(a)所示。圖12(c)為無(wú)線測(cè)溫設(shè)備，帶天線的盒體為溫度信號(hào)處理、發(fā)射器，將其固定于電機(jī)轉(zhuǎn)軸。為了測(cè)量永磁體溫升，將圖12(c)中導(dǎo)線端頭安裝的微型測(cè)溫元件埋設(shè)于永磁體側(cè)面、轉(zhuǎn)子開設(shè)隔磁橋而產(chǎn)生的空隙中，測(cè)得溫度值由信號(hào)處理發(fā)射器發(fā)射，由圖12(b)中EPTM1000主機(jī)接收信號(hào)并顯示溫度。

圖12 10kW水冷永磁同步電機(jī)溫升試驗(yàn)Fig.12 Temperature rise test of 10kW water-cooled PMSM

表3給出了10kW樣機(jī)在額定轉(zhuǎn)速運(yùn)行情況下電機(jī)實(shí)驗(yàn)溫升和計(jì)算溫升的對(duì)比。可以看出，電機(jī)繞組溫升計(jì)算誤差約4.22%，永磁體溫升計(jì)算誤差約5.02%，滿足工程需要，并且驗(yàn)證了流固耦合算法的準(zhǔn)確性。

表3 10kW樣機(jī)溫升實(shí)驗(yàn)結(jié)果和數(shù)值計(jì)算結(jié)果對(duì)比Tab.3 Results of numerical analyses and experiment

7 結(jié)論

本文基于永磁電機(jī)三維流體場(chǎng)、溫度場(chǎng)耦合模型，分析一臺(tái)全封閉式高速非晶合金永磁電機(jī)的溫度分布狀態(tài)。針對(duì)電機(jī)轉(zhuǎn)子、永磁體中央位置發(fā)熱嚴(yán)重、在惡劣的工作環(huán)境下無(wú)法保證電機(jī)長(zhǎng)期安全運(yùn)行的問(wèn)題，建立一套由轉(zhuǎn)子徑向風(fēng)孔隔板作為離心風(fēng)扇驅(qū)動(dòng)、自循環(huán)軸向-徑向混合的通風(fēng)冷卻系統(tǒng)。應(yīng)用流固耦合計(jì)算技術(shù)分析電機(jī)內(nèi)的流動(dòng)以及電機(jī)溫升分布狀態(tài)。由分析結(jié)果可知，該冷卻系統(tǒng)可以有效地降低電機(jī)轉(zhuǎn)子、永磁體溫升，解決了電機(jī)永磁體溫升過(guò)高的問(wèn)題，對(duì)全封閉式高速永磁電機(jī)的冷卻系統(tǒng)設(shè)計(jì)具有一定的參考意義。

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Analysisandenhancementofcoolingsystemofhigh-speedpermanentmagnetmotorbasedoncomputationalfluiddynamics

ZHU Gao-jia1, ZHU Ying-hao1, TONG Wen-ming1, HAN Xue-yan1, ZHU Jian-guo2

(1. National Engineering Research Center for Rare-earth Permanent Magnet Machines, Shenyang University of Technology, Shenyang 110870, China;2. Faculty of Engineering and Information Technology, University of Technology Sydney,Sydney NSW 2007, Australia)

In order to analyze the temperature distributions and cooling efficiency of the high-speed permanent magnet motors (HSPMM) with totally enclosed structures, thermal and fluid analysis of a totally enclosed 15kW 30000r/min PM motor utilizing an amorphous alloy (AA) core are employed. The calculations of an analogous structured 10kW, 2250r/min prototype based on the same calculation technology are carried out, and the results are validated by the temperature-rise experiments of the prototype. A self-circulated radial-axial mixed ventilation system is presented for the cooling of the seriously heated parts, and of which the cooling air is driven by the division plates working as the centrifugal fans mounted inside the rotor radial passage. The ventilation system proved to be effective and reliable by computational fluid dynamics (CFD) analyses. The cooling system presented can effectively reduce the temperature rises of the rotor units, and thus provides certain guidance for the designing and manufacturing of the HSPMM with enclosed structures.

high-speed permanent magnet motor; totally enclosed structure; forced-air cooling; fluid field; temperature field

2016-12-27

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51307111； 51677122)、 國(guó)家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃項(xiàng)目(2016YFB0300500)、 遼寧省教育廳科學(xué)技術(shù)研究項(xiàng)目(L2013049)

朱高嘉(1989-)， 男， 江蘇籍， 博士研究生， 研究方向?yàn)橛来烹姍C(jī)多物理場(chǎng)耦合分析；朱英浩(1929-)， 男， 浙江籍， 中國(guó)工程院院士， 教授， 博導(dǎo)， 研究方向?yàn)樽儔浩鳌?/p>

10.12067/ATEEE1612086

1003-3076(2017)12-0001-07

TM315