李會蘭，周立安，晏才松，豐 帆

（中車株洲電機(jī)有限公司，湖南 株洲412001）

繞組溫度過高，絕緣的使用壽命會變短，甚至可能導(dǎo)致絕緣失效。對于永磁電機(jī)，永磁體溫度過高還會發(fā)生不可逆退磁。因而永磁電機(jī)的溫升計算和方案優(yōu)化尤為重要。常見的電機(jī)溫升計算方法有簡化公式法，等效熱路法和數(shù)值方法[1]。隨著計算機(jī)技術(shù)的發(fā)展，越來越多的研究者傾向于利用數(shù)值方法了解電機(jī)內(nèi)詳細(xì)的溫度分布，為冷卻結(jié)構(gòu)的可行性和優(yōu)化提供依據(jù)[2-3]。

文章以一款機(jī)車用大功率永磁直驅(qū)電機(jī)為研究對象，基于計算流體動力學(xué)原理，對電機(jī)額定工況下電機(jī)溫度場進(jìn)行仿真分析，分析溫度分布特點和關(guān)鍵部件溫升，并根據(jù)仿真結(jié)果提出優(yōu)化方案，為后續(xù)電機(jī)溫升優(yōu)化提供參考。

1 電機(jī)冷卻結(jié)構(gòu)介紹

為了保證永磁體工作環(huán)境的清潔，永磁電機(jī)基本采用全封閉結(jié)構(gòu)。文章研究的永磁直驅(qū)電機(jī)工作在低速大轉(zhuǎn)矩區(qū)間，定子繞組電流大、銅耗較大，定轉(zhuǎn)子鐵耗和永磁體渦流損耗相對較少。如何在全封閉結(jié)構(gòu)下實現(xiàn)繞組的良好散熱是電機(jī)選擇冷卻方式的關(guān)鍵因素。

全封閉冷卻系統(tǒng)可以分為自通風(fēng)、強(qiáng)迫通風(fēng)以及機(jī)座水冷結(jié)構(gòu)。自通風(fēng)結(jié)構(gòu)采用與電機(jī)同軸的風(fēng)扇，低轉(zhuǎn)速時風(fēng)量小，冷卻效果差，因此永磁直驅(qū)電機(jī)常常采用強(qiáng)迫通風(fēng)結(jié)構(gòu)和機(jī)座水冷結(jié)構(gòu)?？諝饫鋮s效果相對較差，因此強(qiáng)迫通風(fēng)結(jié)構(gòu)一般用于功率密度較低，發(fā)熱因素較低的電機(jī)。文章研究的永磁直驅(qū)電機(jī)功率密度較高，安裝空間比較有限，如果采用強(qiáng)迫通風(fēng)方式，一般采用軸向通風(fēng)結(jié)構(gòu)，在鐵芯處布置通風(fēng)孔；冷卻風(fēng)沿軸向吸熱升溫，散熱能力變差，出風(fēng)端部件溫度高，電機(jī)軸向溫差大，出風(fēng)端處的軸承溫度通常較高；此外，機(jī)車運行環(huán)境較差，冷卻風(fēng)雖然經(jīng)過過濾，但是仍然可能夾帶一些金屬粉末，在磁場作用下，粉末附著在軸向風(fēng)道中，使得電機(jī)冷卻效果下降，甚至可能堵塞風(fēng)道。和強(qiáng)迫通風(fēng)結(jié)構(gòu)相比，水的比熱容約為空氣的4.2 倍，冷卻能力更好且更穩(wěn)定，電機(jī)結(jié)構(gòu)更加緊湊，因此文章研究的直驅(qū)電機(jī)采用全封閉機(jī)座水冷結(jié)構(gòu)。本文研究的電機(jī)參數(shù)見表1。

表1 電機(jī)參數(shù)

永磁電機(jī)采用全封閉結(jié)構(gòu)，軸承和轉(zhuǎn)子位于電機(jī)內(nèi)部，散熱相對困難。針對這一問題，文章研究的電機(jī)采用空心軸結(jié)構(gòu)，減小轉(zhuǎn)子向轉(zhuǎn)軸傳熱的導(dǎo)熱熱阻，在轉(zhuǎn)軸和端蓋處布置通風(fēng)孔，增大端蓋和轉(zhuǎn)軸的散熱面積，強(qiáng)化與電機(jī)外部空氣的換熱；通過在端蓋與轉(zhuǎn)子壓圈間布置隔板，實現(xiàn)了永磁體工作環(huán)境的全封閉，電機(jī)初步方案結(jié)構(gòu)示意圖見圖1。

圖1 電機(jī)初步方案結(jié)構(gòu)示意圖

2 計算域介紹

電機(jī)結(jié)構(gòu)不具有對稱性和周期性，因此建立電機(jī)的整機(jī)模型，包括定子繞組、定轉(zhuǎn)子鐵芯、永磁體、端蓋和轉(zhuǎn)軸等。端蓋和轉(zhuǎn)軸壁面的對流換熱系數(shù)難以給定，因此電機(jī)的外流場也作為計算域的一部分。外流場的選取應(yīng)足夠大，文章取車輪直徑為外流場的高度，兩車輪間的距離為外流場的長度，2倍的車輪直徑為外流場的寬度。電機(jī)位于外流場的中心，電機(jī)軸向方向與計算域長度方向一致。外流場寬度方向的兩個側(cè)面分別為壓力入口和壓力出口，其他側(cè)面為恒溫壁面，壁面溫度與環(huán)境溫度相同，設(shè)為40℃。計算域模型見圖2。

圖2 計算域模型

3 求解條件

采用商用CFD 軟件Fluent 對電機(jī)整機(jī)三維溫度場仿真計算。在多重參考坐標(biāo)系下，建立流動與傳熱穩(wěn)態(tài)控制方程，包括質(zhì)量守恒方程、動量守恒方程和能量守恒方程。機(jī)殼內(nèi)的水處于湍流狀態(tài)，控制方程還有湍流模型，文章選擇標(biāo)準(zhǔn)k-ε 湍流模型。

電機(jī)穩(wěn)態(tài)溫度場求解還需給定以下邊界：

（1）進(jìn)水口設(shè)為速度入口邊界，水流量為100L/min，進(jìn)口水溫為40℃；出水口為壓力出口邊界，壓力大小為表壓0Pa。

（2）給定固體部件和空氣的熱物性參數(shù)，包括密度，定壓比熱，熱導(dǎo)率，流體還需要給出動力粘度。

（3）損耗按照體平均的方法加載在發(fā)熱部件上。電機(jī)損耗值見表2。

表2 電機(jī)損耗（kW）

4 計算結(jié)果分析

4.1 初步方案溫升計算結(jié)果分析

表3 給出了仿真計算的關(guān)鍵部件溫升。繞組平均溫升為142K，最高溫升為175K，電機(jī)采用200 級絕緣，繞組溫升低于允許的溫升限值。永磁體的最高溫升為148K，最高溫度為188℃，小于釤鈷永磁體允許的最高溫度。固定端和浮動端軸承最高溫升為46K，小于客戶要求的55K。綜合關(guān)鍵部件溫升仿真結(jié)果，部件溫升符合設(shè)計要求。

表3 關(guān)鍵部件溫升

圖3 和圖4 分別給出了電機(jī)整機(jī)和軸向截面溫度分布云圖。繞組直段的熱量通過定子鐵芯傳給機(jī)殼，散熱較好，繞組端部的熱量主要沿軸向傳導(dǎo)至繞組直段，再由機(jī)殼內(nèi)的水帶走，傳熱路徑較長，散熱相對較差。因而呈現(xiàn)繞組直段溫度較低，繞組端部溫度較高，靠近機(jī)殼的下層繞組溫度較低的分布特點。與定子部件相比，轉(zhuǎn)子部件損耗較小，但轉(zhuǎn)子部件位于電機(jī)內(nèi)部，轉(zhuǎn)子的熱量一部分通過氣隙傳給定子鐵芯，再由機(jī)殼內(nèi)的水帶走，一部分傳給轉(zhuǎn)子壓圈，與繞組端部附近的空氣換熱，其余熱量傳導(dǎo)給轉(zhuǎn)軸，再由外界空氣帶走，轉(zhuǎn)子散熱環(huán)境較差。轉(zhuǎn)子溫度在150～188℃范圍內(nèi)，軸向溫度分布呈現(xiàn)中間高兩端低的特點。

圖3 電機(jī)整機(jī)溫度分布云圖

圖4 電機(jī)整機(jī)軸向溫度分布云圖

根據(jù)仿真結(jié)果可知，電機(jī)初步方案的軸承溫升安全余量較小。綜合電機(jī)溫度分布特點和傳熱路徑，提出兩種優(yōu)化方案：方案A：繞組端部灌封，減小繞組向機(jī)殼傳遞熱量的熱阻，降低繞組端部溫度，減少繞組向軸承傳遞的熱量。方案B：端蓋布置水路，強(qiáng)化軸承散熱。

4.2 繞組端部灌封對電機(jī)溫升影響分析

文章研究的電機(jī)未灌封時，繞組端部向機(jī)殼傳遞熱量的主要熱阻有繞組表面對流傳熱熱阻和空氣的導(dǎo)熱熱阻。由導(dǎo)熱熱阻定義可知，可以通過增大材料的熱導(dǎo)率減小導(dǎo)熱熱阻。灌封膠熱導(dǎo)率是空氣的幾十倍。繞組端部灌封后，繞組端部與機(jī)殼間的導(dǎo)熱熱阻減小，但同時增大了繞組表面對流傳熱熱阻。繞組端部灌封后是否可以降低繞組溫度，進(jìn)而減少傳遞給軸承的熱量，取決于灌封后導(dǎo)熱熱阻的減小程度和繞組表面對流傳熱熱阻增大程度的相對大小[4]。部分電機(jī)通過端部繞組灌封降低了繞組溫升[5-6]。

圖5 給出繞組端部灌封示意圖。電機(jī)灌封前后的部件溫升對比見表4。根據(jù)仿真結(jié)果，采用熱導(dǎo)率為1.6W/（m.K）的灌封膠對定子端部灌封后，繞組最高溫升降低28K，繞組平均溫升降低16K，灌封可作為該電機(jī)繞組溫升優(yōu)化的措施；定子溫度降低，定轉(zhuǎn)子部件換熱溫差變大，轉(zhuǎn)子散熱條件變好，永磁體溫升降低3K；繞組溫度降低，繞組向軸承傳遞的熱量減少，軸承溫升略有降低，其中浮動端軸承溫升降低1K，固定端軸承溫升降低6K。與浮動端軸承相比，固定端軸承溫升降低較多，這是因為繞組并頭在固定端側(cè)，固定端側(cè)的繞組端部與隔板間的空氣區(qū)域較大，傳熱路徑較長，繞組向固定端軸承傳遞的熱量更少。

圖5 繞組端部灌封示意圖

表4 灌封前后溫升對比（K）

固定端軸承平均溫升 -6浮動端軸承最高溫升 -1454346374544浮動端軸承平均溫升 -1

圖6 給出了繞組端部灌封后電機(jī)軸向溫度分布云圖。繞組端部灌封后電機(jī)溫度分布特點不變，電機(jī)最高溫度仍位于繞組端部，最高溫度為187℃。

圖6 灌封后電機(jī)整機(jī)軸向溫度分布云圖

4.3 端蓋布置水路對電機(jī)溫升影響分析

電機(jī)振動可能導(dǎo)致隔板與轉(zhuǎn)子壓圈發(fā)生刮擦，因而改為在端蓋上布置隔板，同時轉(zhuǎn)軸不再布置通風(fēng)孔以保證永磁體處于全封閉環(huán)境。與初步方案相比，端蓋和轉(zhuǎn)軸與電機(jī)外部空氣換熱的面積減少，預(yù)測軸承溫升將升高。通過端蓋布置水路，強(qiáng)化軸承散熱。

表5 給出端蓋布置水路后的部件溫升變化。端蓋布置水路后，繞組溫升略有降低，約3K；隔板布置在端蓋上，轉(zhuǎn)子部件與電機(jī)外部空氣換熱的面積減少，永磁體最高溫升升高18K，永磁體最高溫度206℃，永磁體溫度的安全余量仍較大；固定端軸承最高溫升降低22K，浮動端軸承最高溫升降低13K。對比三個方案的溫升仿真結(jié)果，端蓋布置水路的方案B 作為最終方案，并進(jìn)行樣機(jī)試制和試驗。

表5 端蓋布置水路后溫升變化（K）

圖7 給出了端蓋布置水路后電機(jī)軸向截面溫度分布云圖。端蓋布置水路后，端蓋和轉(zhuǎn)軸兩端的溫度較低，在42～76℃范圍內(nèi)。電機(jī)最高溫度仍位于繞組端部，最高溫度為212℃。

圖7 端蓋布置水路后電機(jī)整機(jī)軸向溫度分布云圖

5 樣機(jī)試驗驗證

樣機(jī)進(jìn)行了額定工況的溫升試驗，電阻法測得繞組平均溫升為129K，PT100 測得繞組最高溫升為174K。文章仿真得到的繞組平均溫升為140K，最高溫升為172K，與試驗值的誤差絕對值均在10%以內(nèi)，仿真結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)一致性較好。

6 結(jié) 論

通過仿真分析某型永磁直驅(qū)電機(jī)溫度場，得到以下結(jié)論：

（1）文章研究的永磁直驅(qū)電機(jī)采用全封閉水冷結(jié)構(gòu)，繞組溫度呈現(xiàn)繞組端部溫度較高，繞組直段溫度較低，靠近機(jī)殼的下層繞組溫度較低的分布特點；轉(zhuǎn)子軸向溫度呈現(xiàn)中間高兩端低的分布特點。

（2）永磁直驅(qū)電機(jī)轉(zhuǎn)子壓圈平滑且轉(zhuǎn)速較低，對繞組端部附近空氣的擾動較小，繞組端部表面對流換熱系數(shù)較小。采用熱導(dǎo)率為1．6W/(m．K)的灌封膠灌封后，繞組最高溫升降低28K。繞組端部灌封可作為后期電機(jī)繞組溫升優(yōu)化的措施。

（3）端蓋布置水路，強(qiáng)化了軸承散熱，軸承溫升降低明顯。

（4）電機(jī)關(guān)鍵部件溫升滿足電機(jī)設(shè)計要求。仿真的繞組最高溫升為172K，繞組平均溫升為140K，與試驗值的誤差絕對值在10%以內(nèi)，在工程允許誤差范圍內(nèi)，仿真結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)一致性較好。