丁樹業(yè)　朱敏　江欣

摘 要：永磁同步電機通常采用變頻驅(qū)動方式，使得電機磁場內(nèi)諧波含量增多，損耗趨于增大并導(dǎo)致發(fā)熱與形變加重。為研究其變頻驅(qū)動下溫升分布特性及溫度應(yīng)力的作用，以一臺50 kW永磁同步電機為對象，建立了包含復(fù)雜散熱結(jié)構(gòu)的三維全域溫度場及溫度應(yīng)力共同求解模型，采用有限元法對其進行耦合計算與研究，著重分析了穩(wěn)態(tài)運行時電機主要部位的溫升與形變分布情況。通過搭建實驗平臺，將實測溫升與計算結(jié)果相對比，驗證了溫度場計算方法及結(jié)果的準(zhǔn)確性，并確保溫度應(yīng)力場載荷加載正確。結(jié)果表明：永磁同步電機的最高溫升出現(xiàn)在轉(zhuǎn)子鐵心處；電機各部位形變大小不僅受溫升作用，還受自身結(jié)構(gòu)以及施加約束等因素影響。該研究為電機設(shè)計及性能優(yōu)化、故障預(yù)測提供一定參考。

關(guān)鍵詞：永磁同步電機；溫度場；溫度應(yīng)力；有限元法；變頻驅(qū)動

中圖分類號：TM 341

文獻標(biāo)志碼：A

文章編號：1007-449X（2018）01-0053-08

0 引 言

永磁同步電機通過永磁體代替電勵磁，不但有效地提高了效率，而且簡化電機結(jié)構(gòu)，使運行更為可靠，因而廣泛地應(yīng)用于生產(chǎn)及生活中[1]。實際運行時，永磁同步電機通常采用變頻驅(qū)動方式，電機磁場內(nèi)諧波含量增多，使損耗增大并導(dǎo)致溫升進一步提高?？紤]到過高的溫升可能導(dǎo)致永磁體發(fā)生不可逆退磁，并使電機一些部位因溫度應(yīng)力而產(chǎn)生較大的形變，從而影響電機的穩(wěn)定運行及使用壽命，因此對永磁同步電機溫度場與溫度應(yīng)力進行研究分析具有一定理論意義和實際價值。

目前，國內(nèi)外學(xué)者已對電機溫度場及溫度應(yīng)力進行了多方面研究。通過采用有限體積元法、有限元法對電機二維[2]與三維溫度場[3]及相關(guān)敏感性因素對溫度場的影響進行了計算分析；通過流熱耦合計算與分析來研究電機內(nèi)部件的溫升及其分布[4-6]；同時，借助有限元法對電機轉(zhuǎn)子的溫度應(yīng)力場進行研究，通過計算應(yīng)力值對可能發(fā)生故障的部位進行預(yù)判[7-8]。綜上所述，已有文獻的研究集中在大型電機局部溫度場方面，求解模型多以一個齒或槽為主，而中小型電機三維全域溫度場的研究較少，特別是包含復(fù)雜散熱結(jié)構(gòu)的模型，而直接耦合溫度應(yīng)力的完整性分析更鮮有報道。

本文以一臺50 kW雙軸伸永磁同步電機為研究對象。通過有限元法對其變頻驅(qū)動下額定運行時的穩(wěn)態(tài)溫度場及溫度應(yīng)力進行耦合數(shù)值計算。同時，采用同一求解模型與網(wǎng)格剖分單元，以提高耦合計算精度?；谏鲜龇椒?，本文著重分析了電機主要部位的溫升分布特性，以及溫度應(yīng)力作用下相應(yīng)部位的形變情況。通過搭建溫升實驗測試平臺，將采集數(shù)據(jù)與仿真結(jié)果相對比，驗證了溫度場計算方法及結(jié)果的準(zhǔn)確性，并確保溫度應(yīng)力場載荷加載正確。

1 電機結(jié)構(gòu)及基本參數(shù)

本文以一臺50 kW、表貼式永磁同步電機為研究對象：電機為雙軸伸轉(zhuǎn)軸結(jié)構(gòu)；定子斜槽并斜一個定子齒距；轉(zhuǎn)子與轉(zhuǎn)軸間的鐵輻不僅在結(jié)構(gòu)上起到支撐作用，同時還兼顧起到動平衡及自勵性風(fēng)扇作用；電機冷卻方式為外部強迫通風(fēng)，通過背包風(fēng)機將冷卻氣體通入風(fēng)罩內(nèi)進而流經(jīng)散熱翅進行冷卻。電機結(jié)構(gòu)如圖1所示，基本參數(shù)見表1。

同時，考慮到齒部溫升明顯高于軛部，選取定子鐵心最高溫升所在齒作進一步分析。圖6為定子齒頂、齒中及齒根沿軸向的溫升變化曲線，以齒部近風(fēng)端為起始至遠風(fēng)端終止。可以看出，3個位置沿軸向的溫升分布趨勢趨于一致。受通風(fēng)位置決定及接線盒風(fēng)阻作用影響，定子齒部溫升呈先升高后降低趨勢，最高溫升在軸向長度200 mm附近，且遠風(fēng)端溫升明顯高于近風(fēng)端處。

圖7為繞組溫升分布，其最高溫升為71.71 K，出現(xiàn)在遠風(fēng)端繞組鼻端處，并且溫升沿軸向呈兩端高中間低趨勢。這是由于繞組中部靠近定子鐵心，而端部置于電機端腔中，鐵心的導(dǎo)熱能力遠高于端腔內(nèi)空氣，因而形成這一分布特性。

為進一步分析，選取溫升最高的繞組，對其直線段下層側(cè)及同一槽內(nèi)上層繞組沿軸向的溫升變化進行研究，以直線段近風(fēng)端處起始至遠風(fēng)端終止；同時選取所有繞組軸向中間處截面，對其周向的溫升變化進行分析，以頂部為起始點順時針方向旋轉(zhuǎn)。兩者分別如圖8及圖9所示，由分析可知：

1）同一槽內(nèi)上下層繞組沿軸向的溫升變化趨于一致，呈先降低后升高趨勢，并且遠風(fēng)端處溫升高于近風(fēng)端處；同時，下層繞組由于靠近鐵心，易于熱傳導(dǎo)，因而其溫升始終低于上層繞組。

2）繞組周向的溫升變化趨勢呈左右對稱；頂部繞組由于受接線盒的風(fēng)阻作用，散熱能力較差，溫升最高；與之相對應(yīng)，周向弧度為π的底部繞組由于機殼底部空氣流通順暢，散熱能力強，因而溫升最低；同時，由頂部到周向0.5π溫升呈下降趨勢，受機座及拉筋的風(fēng)阻影響，溫升轉(zhuǎn)而升高，當(dāng)?shù)街芟?.75π時溫升又開始下降直至最低。

3.3 轉(zhuǎn)子部分溫度場分析

圖10為轉(zhuǎn)子部分溫升分布，由圖可知，除鐵輻兩端邊緣受自身起到的自勵性風(fēng)扇作用和擾動電機內(nèi)空氣由于散熱能力增強使溫升較低外，轉(zhuǎn)子部分溫升普遍偏高；并且各部分溫升值相差不大，特別是徑向方向幾乎沒有溫升梯度變化。轉(zhuǎn)子部分溫升分布呈中間高兩端低趨勢，最高溫升出現(xiàn)在轉(zhuǎn)子鐵心軸向中部偏遠風(fēng)端處，為95.69 K；同時，永磁體最高溫升為95.63 K，與轉(zhuǎn)子鐵心最高溫升相差無幾，兩者溫升分布趨于相同。

3.4 實驗測試及數(shù)據(jù)對比分析

為驗證溫度場研究方法的正確性及計算的準(zhǔn)確性，通過搭建實驗測試平臺進行數(shù)據(jù)采集并與計算結(jié)果對比分析，實驗測試平臺如圖11所示。

本文采用在定子繞組及其槽內(nèi)埋設(shè)PT100溫度傳感器的方法測量永磁同步電機額定運行時典型位置的穩(wěn)態(tài)溫升。溫度傳感器周向及軸向的埋設(shè)位置如圖12及圖13圓點處所示，對所在槽進行數(shù)字編號，軸向位置用字母表示。如編號為“1-B”的溫度傳感器表示在1號槽內(nèi)軸向位置在B處，以此類推。

表4給出了經(jīng)有限元法計算的溫升結(jié)果與實驗測量溫升數(shù)據(jù)，通過對比分析可知，兩者數(shù)值基本吻合，最大誤差為5.57%，滿足工程實際需求，進而驗證了計算方法與結(jié)果的正確性。

4 溫度應(yīng)力數(shù)值計算及分析

電機由于受變溫作用影響產(chǎn)生溫度應(yīng)力，進而發(fā)生形變[14]。本文重點分析電機各部位形變情況，溫度應(yīng)力場以溫度場熱源為載荷，采用同一物理模型及剖分單元進行直接耦合計算，以提高求解精度。

5 結(jié) 論

本文通過采用有限元法，對一臺50 kW雙軸伸永磁同步電機變頻驅(qū)動時的三維全域溫度場與溫度應(yīng)力進行了直接耦合計算與分析，得到電機主要部位的溫升分布特性及形變分布情況。其中，通過搭建溫升實驗測試平臺驗證了溫度場數(shù)值計算方法及結(jié)果的準(zhǔn)確性，并確保溫度應(yīng)力場載荷加載正確。研究結(jié)果表明：

1）變頻驅(qū)動時電機最高溫升出現(xiàn)在轉(zhuǎn)子鐵心處，為95.69 K；轉(zhuǎn)子部分各結(jié)構(gòu)部件溫升值相近，并且明顯高于定子部分；電機機殼、轉(zhuǎn)子鐵心及永磁體最高溫升均出現(xiàn)在軸向中部偏遠風(fēng)位置；定子鐵心及繞組的最高溫升則出現(xiàn)在軸向遠風(fēng)端處。

2）接線盒結(jié)構(gòu)和所在位置對電機的散熱性能存在一定影響，由于其結(jié)構(gòu)對機殼表面冷卻氣體具有風(fēng)阻作用，降低了相應(yīng)部位的散熱能力，進而影響溫升及應(yīng)力形變的分布情況。

3）電機各部位形變大小不僅受溫升作用，還受自身結(jié)構(gòu)形狀以及施加約束等因素影響。

4）電機內(nèi)最大應(yīng)力形變出現(xiàn)在繞組處，為0.436 mm；定轉(zhuǎn)子鐵心、繞組及永磁體的軸向遠風(fēng)端頂部為各自最大形變所在位置，這是由于此處較高的溫升以及與相接觸端腔空氣較大溫差導(dǎo)致的。

參 考 文 獻：

[1] 湯蘊璆， 羅應(yīng)力， 梁艷萍. 電機學(xué)[M].北京：機械工業(yè)出版社， 2008： 305-308.

[2] 李偉力， 李守法， 謝穎， 等. 感應(yīng)電動機定轉(zhuǎn)子全域溫度場數(shù)值計算及相關(guān)因素敏感性分析[J].中國電機工程學(xué)報， 2004， 27（24）： 85.

LI Weili， LI Shoufa， XIE Ying， et al. Statorrotor coupled thermal field numerical calculation of induction motors and correlated factors sensitivity analysis[J]. Proceedings of the CSEE， 2004， 27（24）： 85.

[3] 胡田， 唐任遠， 李巖， 等. 永磁風(fēng)力發(fā)電機三維溫度場計算及分析[J]. 電工技術(shù)學(xué)報， 2013， 28（3）：122.

HU Tian， TANG Renyuan， LI Yan， et al. Thermal analysis and calculation of permanent magnet wind generators[J]. Transactions of China Electrotechnical Society， 2013， 28（3）： 122.

[4] 丁樹業(yè)， 孫兆瓊. 永磁風(fēng)力發(fā)電機流場與溫度場耦合分析[J]. 電工技術(shù)學(xué)報， 2012， 27（11）： 118.

DING Shuye， SUN Zhaoqiong. Investigation of fluid field and thermal field coupled for permanent magnet wind generator[J].Transactions of China Electrotechnical Society， 2012， 27（11）： 118.

[5] 溫嘉斌， 鄢鴻羽.定子通風(fēng)槽鋼對通風(fēng)溝內(nèi)流體流動形態(tài)的影響[J].電機與控制學(xué)報，2010，14（11）：58.

WEN Jiabin， YAN Hongyu. Influence of stator ventilation channel on fluid flow pattern inside ventilation duct[J]. Electric Machines and Control， 2010， 14（11）： 58.

[6] A DI GERLANDO， R PERINI.Analytical evaluation of the stator winding temperature field of watercooled induction motor for pumoing drives[C]// ICEM 2000. Espoo Finland. August 2000. Helsinki University of technology： 130-134.

[7] 王艷武， 楊立， 陳翱， 等. 異步電機轉(zhuǎn)子三維溫度場及熱應(yīng)力場研究[J]. 電機與控制學(xué)報， 2010， 14（6）：27.

WANG Yanwu， YANG Li， CHEN Ao， et al. Study on 3D thermal field and thermal stress field of the induction motor rotor[J]. Electrical Machines and Control， 2010， 14（6）：27.

[8] 張超， 徐自力， 劉石， 等. 采用熱固雙向耦合模型的轉(zhuǎn)子熱應(yīng)力計算方法研究[J]. 西安交通大學(xué)學(xué)報， 2014， 48（4）： 68.

ZHANG Chao， XU Zili， LIU Shi， et al. Steam turbine rotor thermal stress calculation with thermostructural coupled model[J]. Journal of Xian Jiaotong University， 2014， 48（4）： 68.

[9] 陶文銓. 數(shù)值傳熱學(xué)[M]. 西安： 西安交通大學(xué)出版社， 2001： 1-6.

[10] 丁樹業(yè)， 王海濤， 郭寶成，等. 50 kW永磁同步電機內(nèi)流體流動特性數(shù)值研究[J].電機與控制學(xué)報，2014，18（9）：30.

DING Shuye， WANG Haitao， GUO Baocheng， et al. Numerical investigation of fluid flow characteristics for 50kW permanent magnet synchronous motor[J]. Electric Machines and Control， 2014， 18（9）： 30.

[11] XYPTRAS J， HATZIATHANASSIOU V. Thermal analysis of an electrical machine taking into account the iron losses and the deepbar effect[J]. IEEE Transactions on Energy Conversion， 2000， 14（4）： 996 .

[12] 丁舜年. 大型電機的發(fā)熱與冷卻[M].北京：科學(xué)出版社， 1992：15-43.

[13] 丁樹業(yè)， 關(guān)天宇， 崔廣慧. 船舶驅(qū)動用異步電機三維溫度場研究[J].哈爾濱理工大學(xué)學(xué)報，2015，20（5）：1.

DING Shuye， GUAN Tianyu， CUI Guanghui. The research on 3D temperature field of asynchronous motor for ship drive[J]. Journal of Harbin University of Science and Technology， 2015， 20（5）： 1.

[14] 王潤富， 陳國榮. 溫度場和溫度應(yīng)力[M]. 北京： 科學(xué)出版社， 2005：77-83.

[15] 李維特，黃保海，畢仲波.熱應(yīng)力理論分析及應(yīng)用[M].北京：中國電力出版社，2004： 3-7.

（編輯：張 楠）