周追財,孫曉東,2*,薛正旺,楊澤斌,韓守義

(1.江蘇大學(xué) 汽車與交通工程學(xué)院,鎮(zhèn)江 212013) (2.江蘇大學(xué) 汽車工程研究院,鎮(zhèn)江 212013) (3.江蘇大學(xué) 電氣信息與工程學(xué)院,鎮(zhèn)江 212013)

隨著能源危機(jī)、環(huán)境污染等問題的日益加劇,具有高效率、低污染等突出優(yōu)點(diǎn)的混合動力汽車正加快其發(fā)展步伐[1-3]．作為混合動力汽車關(guān)鍵部件之一的發(fā)電機(jī)要求能高效、穩(wěn)定地工作.不同于傳統(tǒng)的汽車將啟動機(jī)和發(fā)電機(jī)分開,皮帶驅(qū)動式起動/發(fā)電一體機(jī)將啟動機(jī)和發(fā)電機(jī)集于一身,取代原發(fā)電機(jī),從而簡化發(fā)動機(jī)設(shè)計,并減少車重[4-6]．目前皮帶驅(qū)動起動/發(fā)電機(jī)多為混合勵磁爪極電機(jī)、感應(yīng)電機(jī)和永磁電機(jī)．然而對于混合勵磁爪極電機(jī),在低速時獲得高轉(zhuǎn)矩較難且轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)復(fù)雜,不利于高速運(yùn)行;對于感應(yīng)電機(jī),其調(diào)速性能較差,不易進(jìn)行精準(zhǔn)控制,且對電機(jī)的控制系統(tǒng)要求較高[7];對于永磁電機(jī),由于存在永磁材料,所以在高溫和高磁場環(huán)境下的穩(wěn)定性難以保證[4,6,8,9]．開關(guān)磁阻電機(jī)以其結(jié)構(gòu)簡單牢固、成本低和可靠性高等優(yōu)點(diǎn),適用于高速運(yùn)行和惡劣環(huán)境,快速成為研究熱點(diǎn)[8]，因此文中選取開關(guān)磁阻電機(jī)為研究對象．

皮帶驅(qū)動式起動/發(fā)電機(jī)的運(yùn)行工況復(fù)雜,尤其在起動發(fā)動機(jī)時,要求以峰值功率在0.4 s內(nèi)將發(fā)動機(jī)拖動到怠速狀態(tài)[4],從而導(dǎo)致電機(jī)內(nèi)部的溫度上升,如果溫度過高,不僅影響電磁參數(shù)性能,而且會破壞繞組絕緣層的,進(jìn)而影響電機(jī)安全可靠的工作[10]．因此,常規(guī)的電磁參數(shù)的設(shè)計不能滿足性能要求,對電機(jī)的溫度場分布研究也將成為必不可少的環(huán)節(jié)．目前溫度場的研究方法主要有等效熱路圖法、等效熱網(wǎng)絡(luò)法和有限元法[11]．有限元法是現(xiàn)今應(yīng)用最廣泛的溫度場計算方法,可以詳細(xì)地計算出各點(diǎn)溫度值,而且計算精度高[12]．但通過有限元法對皮帶驅(qū)動式開關(guān)磁阻起動/發(fā)電機(jī)進(jìn)行溫度場分布的研究還鮮有報告,因此文中采用ANSYS Workbench有限元軟件對建立的三維樣機(jī)模型進(jìn)行溫度場分析．

1 皮帶驅(qū)動式SRS/G的溫度場分析

1.1 電機(jī)參數(shù)

文中以一臺1.8 kW的開關(guān)磁阻起動/發(fā)電機(jī)為研究對象,其三維結(jié)構(gòu)如圖1,定子由定子軛和定子齒組成,有8個寬齒和8個窄齒沿定子軛內(nèi)圓交替分布形成定子,8個寬齒上均集中纏繞線圈,8個窄齒上則不纏繞線圈,只提供磁路的回路．相鄰寬齒上繞組極性相反,相對寬齒上繞組極性相同,形成NSNSNSNS交替分布型極性,相對寬齒上的繞組反向并聯(lián)成一相．另外,轉(zhuǎn)子由轉(zhuǎn)子鐵心塊和轉(zhuǎn)子鋁套組成,10個轉(zhuǎn)子塊嵌入轉(zhuǎn)子鋁套中,在磁路上相互隔離．轉(zhuǎn)子塊兩端加端環(huán),防止轉(zhuǎn)子塊軸向竄動．所使用的疊片材料是DW310-35,電機(jī)采自然風(fēng)冷方式,具體參數(shù)見表1．

圖1 16/10分塊轉(zhuǎn)子開關(guān)磁阻起動/發(fā)電機(jī)三維結(jié)構(gòu)Fig.1 Three-dimensional structure of the 16/10 SRS/G with segmental rotors表1 SRS/G的具體參數(shù)Table 1 Specification of the SRS/G

參數(shù)數(shù)值參數(shù)數(shù)值 輸出功率/W1 800定子極弧長/(°)21.375/10.69 電壓/V60轉(zhuǎn)子塊極弧長/(°)28.08 疊長/mm80氣隙長/mm0.25 定子外徑/mm128定子極數(shù)/個16 轉(zhuǎn)子外徑/mm82轉(zhuǎn)子塊極數(shù)/個10

1.2 熱源分布

電機(jī)內(nèi)部生熱主要由功率損耗造成，文中主要考慮繞組銅損和定轉(zhuǎn)子的鐵損,而不計及軸承摩擦等帶來的機(jī)械損耗，因此將銅損和鐵損作為電機(jī)生熱的主要熱源[12]．

1.2.1 鐵損和銅損

銅損主要由流過繞組的電流引起的,可以通過路的計算方法得到,公式如下:

Pcu=mI2R

(1)

式中：m為相數(shù),I為相電流的有效值,R為相電阻．

通過電磁場有限元軟件ANSOFT自帶的計算鐵損工具,計算得到在峰值功率、額定功率和最高轉(zhuǎn)速3種工況下的鐵損分布圖,如圖2．圖中可以看出,隨著時間的增加,鐵損逐漸增加,最后趨于穩(wěn)定，文中取鐵損穩(wěn)定分布后的平均值作為該種工況下的鐵損．

圖2 不同工況下鐵損分布圖Fig.2 Iron losses in different working conditions

表2給出了在不同工況下銅損和鐵損的具體數(shù)據(jù)值．其中,相電阻為0.03 Ω,峰值功率下的相電流的有效值為120 A,額定功率下相電流的有效值為26 A,最高轉(zhuǎn)速下相電流的有效值為22 A．

表2 不同工況下銅損與鐵損Table 2 Copper and iron losses in different working conditions

1.2.2 內(nèi)部生熱率的計算

在獲得銅損和鐵損后,將其轉(zhuǎn)化為內(nèi)部生熱率,公式如下[13]:

(2)

式中：Q為內(nèi)部生熱率,Pe為銅損或鐵損,V為電機(jī)不同部件的體積．

對于定子鐵心和轉(zhuǎn)子鐵心塊,V就是實際的體積,但對于結(jié)構(gòu)復(fù)雜的繞組,體積V可以通過如下公式近似求解:

(3)

式中：VCu為繞組銅的體積,d為導(dǎo)線的線徑,la為定子疊長,bps2為定子寬齒的齒身寬度,N是繞組匝數(shù),s是定子槽數(shù)．

表3給出了定轉(zhuǎn)子鐵心及繞組的內(nèi)部生熱率的具體數(shù)值．

表3 定轉(zhuǎn)子鐵心及繞組的內(nèi)部生熱率Table 3 Heat generation rates in stator/rotor cores and winding

1.2.3 導(dǎo)熱系數(shù)

由于電機(jī)繞組的結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜,為了簡化計算,對定子槽內(nèi)繞組做如下假設(shè):

(1) 忽略繞組的集膚效應(yīng);

(2) 認(rèn)為電機(jī)浸漬漆良好,完全填充;

(3) 銅線的絕緣漆分布均勻．

根據(jù)以上假設(shè),將槽內(nèi)全部銅線(不包括絕緣漆)看做一個整銅塊,而槽內(nèi)所有絕緣材料包括銅線絕緣漆、侵漬漆、槽絕緣和槽內(nèi)空氣等效為另一個導(dǎo)熱體．繞組的等效模型如圖3,整銅塊位于槽中間,所有絕緣材料分布在銅塊四周．

圖3 等效繞組模型Fig.3 Equivalent winding model

而槽內(nèi)絕緣材料的等效導(dǎo)熱系數(shù)為[14]:

(4)

式中：λeq為導(dǎo)線的線芯系數(shù)；Tp為槽內(nèi)導(dǎo)線的平均溫度；d為漆包線直徑；k為侵漬系數(shù)；k1為填充系數(shù)；λ為侵漬漆的導(dǎo)熱系數(shù),取0.18;λa為圓銅線絕緣漆的導(dǎo)熱系數(shù),取0.15．

表4給出了電機(jī)不同材料的導(dǎo)熱系數(shù)．

表4 電機(jī)不同部位的導(dǎo)熱系數(shù)Table 4 Thermal conductivity factor in different parts

1.2.4 電機(jī)表面對流換熱系數(shù)

對流換熱系數(shù)被定義為物體表面與周圍流體之間溫差為1℃時,單位時間和單位面積上所交換的熱量．由銅損和鐵損產(chǎn)生的熱量必須通過施加對流換熱系數(shù)而傳遞出去．為了仿真整個模型的溫度分布情況,需要在電機(jī)各表面添加對流換熱系數(shù)[15]．

獲取單片正射影像的過程中，應(yīng)該將有關(guān)影像數(shù)據(jù)信息及時傳送至相應(yīng)的程序內(nèi)，做好加密處理，并且依靠相應(yīng)系統(tǒng)完成自動化匹配處理，保證DSM形成的準(zhǔn)確性。同時，還應(yīng)做好DSM的過濾處理工作，待產(chǎn)生相應(yīng)的DEM格式以后，完成科學(xué)的影像制作處理。此外，針對影像制作的環(huán)節(jié)，運(yùn)用全數(shù)字?jǐn)z影測量工藝，將像片當(dāng)成單位，明確具體的區(qū)間，將主點(diǎn)當(dāng)成核心，重視相應(yīng)的改進(jìn)和優(yōu)化，最終獲得良好的單片正射影像。

(1) 氣隙表面對流換熱系數(shù)

氣隙處的流體運(yùn)動不僅受轉(zhuǎn)子的切向運(yùn)動的影響,而且受定子內(nèi)圓表面的阻滯作用影響．定轉(zhuǎn)子之間的氣隙對流換熱系數(shù)為：

(5)

式中：aδ1,aδ2分別為轉(zhuǎn)子外表面的對流換熱系數(shù)和定子內(nèi)圓表面的對流換熱系數(shù)；u為轉(zhuǎn)子的圓周運(yùn)動速度．

(2) 定子外表面向周圍空氣的對流換熱系數(shù)

由于所研究的電機(jī)外殼采用汽車用發(fā)電機(jī)的外殼,定子外表面處于未封閉狀態(tài),因此,定子外表面的對流換熱系數(shù)取為機(jī)殼向周圍環(huán)境散熱的對流換熱系數(shù),公式為:

(6)

式中：a為定子外表面向周圍空氣的對流換熱系數(shù)；k為氣流吹拂效率的系數(shù),取k=0.5;v為空氣吹拂外表面的速度,取自然對流風(fēng)速v=0.15 m/s,θ為周圍環(huán)境溫度．

(3) 繞組端部、定子端部及轉(zhuǎn)子端環(huán)的對流換熱系數(shù)

為了模擬整個電機(jī)的溫度分布情況,不僅需要考慮徑向表面對流換熱系數(shù),也需要施加軸向?qū)α鲹Q熱系數(shù),文中主要考慮了繞組端部、定子端部及轉(zhuǎn)子端環(huán)的對流換熱系數(shù)．由于繞組次用簡化模型,所以考慮定子端部和繞組端部的對流換熱系數(shù)相等,公式如下[15]:

(7)

式中：αc1和αE分別為繞組端部和定子端部的對流換熱系數(shù),k和v分別為氣流吹拂效率的系數(shù)和空氣吹拂外表面的速度．

轉(zhuǎn)子端環(huán)的對流換熱系數(shù)采用如下公式[15]:

(8)

式中：α2為轉(zhuǎn)子端環(huán)的對流換熱系數(shù),u2為轉(zhuǎn)子的圓周運(yùn)動速度,由于不同工況下,轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速不同,所以u2的取值也不同．

表5給出了電機(jī)在不同工況下各個表面的對流換熱系數(shù)的具體數(shù)值．

表5 電機(jī)各表面對流換熱系數(shù)Table 5 Convection coefficient in different parts W/m2·℃

2 仿真結(jié)果分析

在不同工況下電機(jī)的穩(wěn)態(tài)溫度場分析結(jié)果如圖4～8．圖4和圖5分別表示在峰值功率下整個模型的溫度分布和單個定子繞組模型的溫度分布情況．

圖4 峰值功率下電機(jī)整體模型溫度分布情況Fig.4 Temperature distribution of the whole motor in peak power condition

圖5 峰值功率下繞組的溫度分布情況Fig.5 Temperature distribution of the winding in peak power condition

從圖中可以看出,在峰值功率下,最高溫度出現(xiàn)在繞組上,達(dá)到146.2 ℃，這一數(shù)值應(yīng)引起足夠重視,以致于繞組絕緣材料的等級需要提高．另外,從圖7中可以看出,單根繞組的溫度分布情況是,中間部位溫度達(dá)最高值,然后向兩端延伸下降,這主要是由于繞組絕緣層導(dǎo)熱系數(shù)低,繞組散熱差導(dǎo)致的,同時定子槽口狹窄,使得定子損耗的熱量無法及時散開．

額定功率下,電機(jī)溫度分布情況如圖6和圖7．皮帶驅(qū)動式分塊轉(zhuǎn)子SRS/G作為發(fā)電機(jī)運(yùn)行,此時由于反電勢隨著電機(jī)轉(zhuǎn)速的上升而增加致使電流下降,因此繞組銅損下降,此時從圖7可以看出,最高溫度依然出現(xiàn)在繞組上,達(dá)到66.251 ℃,因此,電機(jī)可以長時間穩(wěn)定可靠的運(yùn)行．

圖6 額定功率下電機(jī)整體模型溫度分布情況Fig.6 Temperature distribution of the whole motor in rated power condition

圖7 額定功率下繞組溫度分布情況Fig.7 Temperature distribution of the winding in rated power condition

盡管電機(jī)偶爾以最高轉(zhuǎn)速運(yùn)行,但考慮此工況下由于電機(jī)轉(zhuǎn)速的上升,鐵損上升,因此為了保證各種工況下電機(jī)都能平穩(wěn)可靠工作,文中分析了最高轉(zhuǎn)速下電機(jī)溫度場的分布情況．圖8給出了最高轉(zhuǎn)速下電機(jī)模型溫度分布圖,從圖中可以看出,由于最高轉(zhuǎn)速下鐵損高,導(dǎo)致生熱率大,另外定子繞組的生熱率也較高,兩者所產(chǎn)生的熱量疊加,不能及時散開,因此定轉(zhuǎn)子鐵心的溫度達(dá)到86.223 ℃,不過可以保證此工況下電機(jī)的安全可靠工作．

圖8 最高轉(zhuǎn)速下電機(jī)整體模型溫度分布情況Fig.8 Temperature distribution of the whole motor in maximum speed condition

3 結(jié)論

文中提出了一種混合動力車用皮帶驅(qū)動式分塊轉(zhuǎn)子開關(guān)磁阻起動/發(fā)電機(jī),為了驗證其能安全可靠的運(yùn)行,分析了電機(jī)的穩(wěn)態(tài)溫度場分布情況．首先介紹了繞組的等效導(dǎo)熱系數(shù)及電機(jī)各部件的表面對流換熱系數(shù),再利用電磁場有限元軟件ANSOFT,計算電機(jī)定轉(zhuǎn)子鐵損以及繞組銅損,然后將其轉(zhuǎn)化為生熱率加載到ANSYS Workbench 的穩(wěn)態(tài)熱分析模塊中來仿真分析此電機(jī)在峰值功率、額定功率和最高轉(zhuǎn)速等3種不同工況下的穩(wěn)態(tài)溫度分布情況，最后仿真研究結(jié)果表明:

(1) 電機(jī)在峰值功率下剛起動發(fā)動機(jī)時溫度最高,然后隨著電機(jī)轉(zhuǎn)速的上升,溫度下降到一個合理的范圍.

(2) 電機(jī)可長時間可靠安全的運(yùn)行,但仿真結(jié)論有待后續(xù)實驗驗證.

(3) 當(dāng)電機(jī)以最高轉(zhuǎn)速運(yùn)行時,電機(jī)可以安全可靠地正常工作．

文中研究對檢測電機(jī)及繞組的可靠工作起了有益作用．