宋守許 　胡孟成　杜毅　左昊　章帆

摘 要： 針對混合定子鐵心再制造電機(jī)的溫度場計算問題，依據(jù)熱傳導(dǎo)及有限元理論方法，采用等效熱網(wǎng)路法和有限元仿真法計算了再制造電機(jī)的三維溫度場。分析了混合定子鐵心磁密軸向分布情況，提出一種混合定子鐵心鐵耗的精確計算方法，計算得到混合定子不同材料段鐵耗;建立了混合定子鐵心再制造電機(jī)熱網(wǎng)絡(luò)模型，利用等效熱網(wǎng)絡(luò)法計算得到節(jié)點(diǎn)溫度;計算了混合定子鐵心軸向生熱率，利用定子鐵心按損耗分布加載的精確溫度場仿真方法對再制造電機(jī)和原電機(jī)的溫度場分布進(jìn)行研究，得到了再制造電機(jī)的溫度分布規(guī)律，并分析了原因。制造了混合定子鐵心再制造電機(jī)樣機(jī)并進(jìn)行了溫升實(shí)驗(yàn)，驗(yàn)證了計算結(jié)果的正確性。

關(guān)鍵詞：混合定子鐵心;再制造電機(jī);等效熱網(wǎng)絡(luò)法;有限元法;磁密分布;溫度場

DOI：10.15938/j.emc.2020.06.005

中圖分類號：TM 351文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A 文章編號：1007-449X（2020）06-0033-10

Temperature field investigation of remanufacturing motor with mixed stator core

SONG Shou-xu， HU Meng-cheng， DU Yi， ZUO Hao， ZHANG Fan

（1.Green Design and Manufacturing of Mechanical Industry Key Laboratory，Hefei 230009，China;

2.School of Mechanical Engineering，Hefei University of Technology，Hefei 230009，China）

Abstract：For the calculation of the temperature field of remanufactured motors with mixed stator cores， based on thermal conduction and finite element theory， the three-dimensional temperature field of the remanufactured motor was calculated using the equivalent thermal network method and the finite element simulation method. The axial distribution of magnetic density of the mixed stator core was analyzed， an accurate calculation method of iron loss of the mixed stator core was proposed， and the iron loss of different material sections of the mixed stator was calculated. The thermal network model of remanufacturing motor with mixed stator core was established， and the node temperature was calculated by equivalent thermal network method. The axial heat generation rate of the mixed stator core was calculated， and the temperature field distribution of the remanufactured motor and the original motor was studied by using the accurate temperature field simulation method of stator core loading according to loss distribution. A prototype of a hybrid stator core was fabricated， and a prototype motor was manufactured and a temperature rise experiment was conducted to verify the correctness of the calculation result.

Keywords：mixed stator core; remanufacturing motor; equivalent thermal network method; the finite element method; magnetic density distribution; temperature field

0 引 言

隨著我國新能源汽車產(chǎn)業(yè)的迅速發(fā)展，永磁同步電機(jī)的報廢淘汰量迅速增加。永磁電機(jī)比異步電機(jī)價值高，對其進(jìn)行再制造具有重要意義。電機(jī)再制造是通過將電機(jī)重新設(shè)計、更換零部件等方法，再制造成高效率電機(jī)或者適用于特定工況和負(fù)載的系統(tǒng)節(jié)能電機(jī)[1]。

史國銀等[2]對電機(jī)再制造的必要性進(jìn)行了敘述，總結(jié)了國內(nèi)電機(jī)再制造的基本流程;施小豹等[3]分析了中小型異步電機(jī)的再制造技術(shù)特點(diǎn)，探討了中小型電機(jī)的零部件壽命檢測方法及現(xiàn)代繞組制造技術(shù)、表面工程技術(shù)、現(xiàn)代絕緣技術(shù)在電機(jī)再制造中的運(yùn)用;劉憬奇等[4]對Y系列大功率交流異步電機(jī)進(jìn)行高效再制造，將電機(jī)定子改為新設(shè)計高效定子鐵心，再制造電機(jī)節(jié)能效果顯著。Ronggang Ni[5]、張炳義等[6]分別對感應(yīng)電機(jī)、大型異同步電動機(jī)的轉(zhuǎn)子進(jìn)行改造，再制造成永磁電機(jī)，使得電機(jī)效率顯著提升?？梢?，目前電機(jī)再制造的研究對象主要是異步電機(jī)，對永磁同步電機(jī)再制造及其性能提升方法的研究較少。

將淘汰的永磁電機(jī)經(jīng)過拆卸、清洗、修復(fù)和更換零部件等方式再制造成混合定子鐵心再制造電機(jī)，經(jīng)過研究，再制造電機(jī)鐵耗大幅降低，效率提升，且再制造電機(jī)的成本僅約為新品的50%，節(jié)能60%，節(jié)材70%，對環(huán)境的不良影響顯著降低[7]。溫升是影響電機(jī)運(yùn)行性能的一個關(guān)鍵因素，電機(jī)溫度過高容易引起電機(jī)故障，影響其使用壽命。張琪[8]、NANHI Rostami等[9]針對永磁電機(jī)溫度場的計算分別提出協(xié)同仿真計算理論和累積參數(shù)熱模型，有效解決電機(jī)溫升不易計算的難題;孫明燦等[10]對非晶合金永磁電機(jī)在高頻工作條件下進(jìn)行了溫升分析，提出并分析了幾種電機(jī)冷卻方案;上官璇峰、韓雪巖等[11-12]運(yùn)用分別計算了永磁感應(yīng)電機(jī)和車用永磁電機(jī)的溫升分布狀態(tài)，并分析了影響溫升的因素。綜上可知，傳統(tǒng)硅鋼電機(jī)和新型非晶電機(jī)都有溫度場方面的研究，但由非晶合金和硅鋼材料混合組成的電機(jī)溫度場方面的研究還比較缺乏。

溫度場研究常用的方法通常為熱網(wǎng)絡(luò)計算和有限元法，該方法的精確性與定轉(zhuǎn)子鐵耗密切相關(guān)。目前國內(nèi)外關(guān)于定轉(zhuǎn)子鐵耗的計算方法主要是Bertotti提出的三項(xiàng)式模型[13]，J.D.Laver在此基礎(chǔ)上進(jìn)行了改進(jìn)，提出了渦流和磁滯損耗的修正方法[14];也有大量文獻(xiàn)使用該計算模型進(jìn)行計算，結(jié)果能夠準(zhǔn)確反映電機(jī)實(shí)際損耗[15-16]。由文獻(xiàn)可知，目前的鐵耗計算方式，很少有關(guān)于鐵心是由兩種及以上的材料形成時鐵耗計算的研究。

以一臺全封閉自然冷卻混合定子鐵心再制造永磁電機(jī)為對象，分析其混合定子鐵心的軸向磁密分布，計算定子鐵心鐵耗，對再制造電機(jī)溫度分布進(jìn)行研究和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，對永磁電機(jī)再制造具有指導(dǎo)意義。

1 電機(jī)模型及參數(shù)

以某型號車用8極48槽永磁同步電機(jī)為研究對象對其進(jìn)行再制造，電機(jī)的基本參數(shù)如表1所示，再制造方式是將舊電機(jī)進(jìn)行合理拆卸，經(jīng)過清洗、檢測、修復(fù)等流程對可再制造使用的機(jī)殼、端蓋、轉(zhuǎn)子等繼續(xù)留用，更換定子鐵心和軸承等零部件，其中更換的定子鐵心是經(jīng)過高壓浸膠、切割成型等工藝流程制作成的非晶合金定子疊片與原電機(jī)硅鋼片軸向間隔混合疊壓而成。經(jīng)過前期研究，發(fā)現(xiàn)非晶合金比例與電機(jī)效率密切相關(guān)，非晶合金占比從0～50%時，電機(jī)效率的提升率不斷增大，在非晶合金比例高于50%后，提升率趨于穩(wěn)定，從再制造成本考慮，非晶合金的比例為50%比較合適;且混合層數(shù)對電機(jī)性能影響較小，考慮到材料加工及成本問題，選取3層更為合適。此時再制造電機(jī)鐵耗只有原電機(jī)的48%，轉(zhuǎn)矩收縮0.46%，電機(jī)效率比原電機(jī)提升0.72%?；旌隙ㄗ予F心結(jié)構(gòu)如圖1所示。

非晶合金鐵心材料牌號為Metglas2605SA1，硅鋼牌號為B35AV1900。使用MATS-2010S和MATS-2010M軟磁磁性測量裝置對非晶合金和硅鋼材料磁性能進(jìn)行測試，圖2為非晶合金和硅鋼的B-H曲線圖，對比兩者磁化曲線可知，硅鋼的飽和磁密約為1.80T，非晶合金的飽和磁密約為1.44T，在相同磁場強(qiáng)度條件下，非晶合金對應(yīng)的磁通密度要低于硅鋼。

2 等效熱網(wǎng)絡(luò)法計算再制造電機(jī)溫升

2.1 等效熱網(wǎng)絡(luò)模型的建立

電機(jī)建立穩(wěn)態(tài)熱網(wǎng)絡(luò)模型的過程中，需要對電機(jī)模型進(jìn)行合理的假設(shè)以簡化分析：

1）再制造電機(jī)溫度場周向?qū)ΨQ，且電機(jī)在圓周方向的散熱條件相同;

2）忽略電機(jī)的輻射傳熱過程，即電機(jī)中的熱量最終通過機(jī)殼強(qiáng)迫對流換熱和定轉(zhuǎn)子、繞組端部自然對流換熱散出;

3）忽略槽部繞組的趨膚效應(yīng);

4）電機(jī)中的機(jī)械損耗主要分布在軸承上，計算電機(jī)溫度場時不考慮機(jī)械損耗。

基于以上假設(shè)，對樣機(jī)軸向分布機(jī)械劃分，在各區(qū)域中心位置設(shè)立節(jié)點(diǎn)，在混合定子鐵心再制造電機(jī)的軸向截面建立熱網(wǎng)絡(luò)模型，考慮到再制造電機(jī)的結(jié)構(gòu)因素，決定沿軸向?qū)⒍ㄞD(zhuǎn)子劃分為三部分，分別在兩塊硅鋼定子鐵心和非晶合金定子鐵心中心對電機(jī)中各部分設(shè)立節(jié)點(diǎn)，再制造電機(jī)溫度節(jié)點(diǎn)位置如圖3所示，圖4為相應(yīng)的電機(jī)熱網(wǎng)絡(luò)模型。

圖4中，A、B、C是電機(jī)外部空氣的溫度邊界節(jié)點(diǎn)，1、2是電機(jī)內(nèi)部空氣溫度邊界節(jié)點(diǎn)，是溫度場計算的邊界條件;3～5對應(yīng)的是電機(jī)機(jī)殼溫度節(jié)點(diǎn)，6～8對應(yīng)的是定子軛部溫度節(jié)點(diǎn)，9～13是電機(jī)繞組溫度節(jié)點(diǎn)，14～16對應(yīng)的是定子齒部溫度節(jié)點(diǎn)，17～19對應(yīng)的是轉(zhuǎn)子溫度節(jié)點(diǎn)，20～24對應(yīng)轉(zhuǎn)軸溫度節(jié)點(diǎn)。

2.2 熱源分析

電機(jī)溫升計算中，電機(jī)損耗與電機(jī)溫度場的求解密切相關(guān)，永磁同步電機(jī)的損耗主要包括定、轉(zhuǎn)子鐵耗、繞組銅耗，其中繞組銅耗可以根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行計算，但是定子鐵心是由兩種材料組成，無法直接利用傳統(tǒng)公式進(jìn)行計算，因此需要重新研究混合定子鐵心鐵耗的計算方式。

在正弦交變磁場的作用下，鐵心損耗由磁滯損耗，渦流損耗和異常損耗組成。單位質(zhì)量鐵耗的計算公式為

P=Ph+Pe+Pa=khfB2+kef2B2+kaf1.5B1.5。（1）

式中：f為交變電流頻率;Ph、Pe、Pa分別為磁滯損耗、渦流損耗和異常損耗;Kh、Ke、Ka分別為磁滯損耗、渦流損耗和異常損耗系數(shù);Bm為磁通密度幅值。ke=π2γd2/6ρ，Kh、Ka是對定子鐵心樣品在不同頻率下進(jìn)行測試得到損耗曲線，對曲線進(jìn)行擬合得到損耗系數(shù);γ為電導(dǎo)率。

圖5和圖6分別是混合定子鐵心再制造電機(jī)0和2 ms時電機(jī)磁密云圖，可以看出，隨著轉(zhuǎn)子位置的不斷變化，再制造電機(jī)定子鐵心中非晶材料段對應(yīng)的磁密均低于硅鋼材料段，對于普通永磁同步電機(jī)，由于電機(jī)結(jié)構(gòu)的對稱性，定子鐵心的磁通密度在軸向長度上不會出現(xiàn)大的變化，而混合定子鐵心再制造電機(jī)，其定子鐵心是由硅鋼材料和非晶合金材料混合疊壓而成，兩種材料的性能方面的差異會影響磁場分布。圖7為利用ANSYS模擬混合定子鐵心對磁路的影響的磁密矢量走向圖，在交界面的位置磁力線向兩側(cè)發(fā)生了軸向偏移，徑向方向則沒有明顯的變化。

原電機(jī)與再制造電機(jī)磁密軸向分布示意圖如圖8所示，原電機(jī)的磁密幅值沿軸向處于合理的波動范圍內(nèi)，沒有明顯的變化;而再制造電機(jī)則變化明顯，再制造電機(jī)混合定子鐵心的硅鋼段磁密從端部開始首先保持不變隨后緩慢增加，而非晶合金鐵心段磁密先緩慢增加然后保持不變，最后再緩慢減小，并且硅鋼部分的磁密明顯大于非晶合金部分的磁密。

再制造電機(jī)磁密沿軸向變化，傳統(tǒng)電機(jī)鐵耗的計算方式明顯不適用再制造電機(jī)，需要考慮電機(jī)軸向磁密變化對損耗計算的影響。首先根據(jù)式（1）計算定子徑向表面的損耗系數(shù)，定子軛部和齒部的損耗計算方法稍有不同，計算軛中的損耗系數(shù)時，B選用軛中的最大磁密值，計算齒中的鐵耗時B采用齒磁路長度上的磁密平均值。對于定子軛部，軸向軛部磁密最大值點(diǎn)曲線如圖9所示，可以看出沿軸向軛部磁密呈現(xiàn)一定的變化規(guī)律，將軛部磁密最大值曲線擬合為分段函數(shù)，由于電機(jī)結(jié)構(gòu)的對稱性，只需擬合出定子端部到中心處的曲線：

式中：l為定子軸向長度，以定子中心為l=0位置，其中0～26.25 mm為非晶合金定子段，26.25～525 mm為硅鋼定子段。

將分段函數(shù)帶入式（1）可以得出定子軛部的損耗系數(shù)，然后利用損耗系數(shù)進(jìn)行積分計算定子軛部損耗：

式中：PFej為定子軛部損耗;kj為定子鐵心軛部損耗修正系數(shù);kh1、ke1、ka1分別為非晶合金鐵心的磁滯損耗、渦流損耗和異常損耗系數(shù);kh2、ke2、ka2分別為硅鋼鐵心的磁滯損耗、渦流損耗和異常損耗系數(shù);Sj為鐵心端面軛部表面積;ρ1、ρ2分別為非晶合金和硅鋼材料的密度;Bj1、Bj2、Bj3、Bj4分別為定子軛部軸向長度分別為0～5、5～26.25、26.25～40、40～52.5 mm段的最大磁密。

對于定子齒部，軸向齒部徑向截面平均磁密曲線見圖10，齒部平均磁密的變化趨勢與軛部稍有不同，定子硅鋼段齒部平均磁密未出現(xiàn)大的變動，處于合理的波動范圍，非晶定子段齒部平均磁密則呈現(xiàn)出與軛部相似的變化趨勢，擬合出定子齒部平均磁密的分段函數(shù)：

將齒部平均磁密帶入式（1）得到定子齒部的損耗系數(shù)，然后可以計算得到定子齒部的鐵耗：

式中：PFei為定子鐵心齒部損耗;ki為定子鐵心齒部損耗修正系數(shù);Si為鐵心端面齒部表面積;Bi1、Bi2、Bi3分別為定子齒部軸向長度分別為0～5 mm、5～26.25 mm、26.25～52.5 mm段的平均磁密。

表2為利用公式計算混合定子鐵心鐵耗的結(jié)果，可以看出，非晶合金定子鐵心的鐵耗相比與硅鋼定子鐵心大幅降低，大約僅為硅鋼部分鐵耗的13%;將計算值與仿真值進(jìn)行對比，發(fā)現(xiàn)兩者誤差約為4.9%，證明了提出的鐵耗計算方法的準(zhǔn)確性。

2.3 熱阻的計算

電機(jī)定轉(zhuǎn)子鐵心、機(jī)殼和繞組等沿軸向的熱量傳遞符合熱傳導(dǎo)定律，混合定子鐵心由非晶合金和硅鋼混合而成，由熱傳導(dǎo)公式可推出混合定子鐵心軸向熱阻計算公式為

式中：δ1、δ2分別為1/2非晶合金定子段與硅鋼定子段的長度;λ1、λ2分別為非晶合金和硅鋼的導(dǎo)熱系數(shù);A1、A2分別為非晶合金定子和硅鋼定子軸向的表面積。

定子鐵心沿徑向的熱量傳遞符合熱傳導(dǎo)中的圓筒壁穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱過程，定子鐵心徑向傳導(dǎo)熱阻計算公式[17]為

式中：R1、R2分別為非晶合金定子和硅鋼定子徑向熱阻;l為物體的長度;r1、r2分別為定子鐵心的內(nèi)、外半徑。

電機(jī)中的熱量通過機(jī)殼強(qiáng)迫對流換熱和定轉(zhuǎn)子、繞組端部自然對流換熱散出，對流散熱熱阻計算公式[17]為

式中：αn為表面散熱系數(shù);Sn為流體與固體接觸面積。

2.4 熱平衡方程及其求解

根據(jù)以上分析，通過電機(jī)內(nèi)部各個節(jié)點(diǎn)的熱傳遞關(guān)系，可以得到節(jié)點(diǎn)的熱平衡方程，將其聯(lián)立可得到熱平衡方程組，其矩陣形式為

式中：G為17階熱導(dǎo)矩陣;T為節(jié)點(diǎn)溫度矩陣;W為損耗矩陣。

求解過程中，根據(jù)車用永磁同步電機(jī)的工作條件，設(shè)定電機(jī)外部空氣溫度為298.15 K，電機(jī)端部空氣溫度為303.15 K，求解時可利用電機(jī)溫度場的對稱性減小工作量。等效熱網(wǎng)絡(luò)法求得混合定子鐵心再制造電機(jī)的節(jié)點(diǎn)溫度如表3所示。

3 基于有限元的電機(jī)三維溫度場分析

3.1 電機(jī)溫度場求解域模型

如圖11所示，對研究對象建立包括機(jī)殼、混合定子鐵心、轉(zhuǎn)子、永磁體、軸、繞組和氣隙的物理模型作為電機(jī)有限元仿真的求解域模型。

在計算溫度場中，根據(jù)傳熱學(xué)基本理論，在直角坐標(biāo)系下電機(jī)溫度場求解需要滿足的初始條件和邊界條件如下[18]：

式中：λx、λy、λz為介質(zhì)在x、y、z的導(dǎo)熱系數(shù);T為求解域的溫度;qv為熱流密度;ρ為物體密度;c為物體質(zhì)量熱容;τ為時間項(xiàng);h為S2表面的換熱系數(shù)。

3.2 永磁體渦流損耗的計算

永磁體渦流損耗相對較小，一般情況下電機(jī)溫度場分析忽略了渦流損耗的影響，前面的熱網(wǎng)絡(luò)法中為了簡化運(yùn)算亦忽略了渦流損耗;但是在有限元計算中為了使計算結(jié)果更加精確將渦流損耗的影響考慮在內(nèi)。根據(jù)經(jīng)典的計算方法對電機(jī)渦流損耗進(jìn)行計算，體積為V的永磁體渦流損耗[19]按下式計算：

式中：Peav為永磁體渦流損耗;J為永磁體渦流密度;J*為渦流密度的共軛;σ為永磁體的電導(dǎo)率。

3.3 混合定子鐵心生熱率的計算

目前國內(nèi)外常用的熱源加載方式為對定轉(zhuǎn)子施加平均熱源，該方法認(rèn)為整個定轉(zhuǎn)子各處損耗密度一致。但是本文研究的再制造電機(jī)，其混合定子鐵心的磁密沿軸向變化，從而定子軸向損耗也會不同，如果施加平均熱源則與實(shí)際情況區(qū)別較大，造成結(jié)果不準(zhǔn)確。本文計算得到沿軸向變化的定子生熱率施加到模型中，對混合定子鐵心采用按軸向損耗分布加載的仿真方法。由混合定子鐵心的損耗計算結(jié)果可知，其生熱率也需要以分段函數(shù)的形式體現(xiàn)，混合定子鐵心生熱率函數(shù)可通過式（12）表示：

式中：qFej、qFei分布為定子鐵心軛部和齒部的生熱率;VFej、VFei為定子鐵心軛部和齒部的體積。

3.4 溫度場計算結(jié)果

根據(jù)上文給出的模型計算原電機(jī)和再制造電機(jī)額定運(yùn)行狀態(tài)下的溫度場分布情況，表3列出了電機(jī)各部分的平均溫度值。由于電機(jī)結(jié)構(gòu)的對稱性電機(jī)整體溫度場沿軸向中心對稱分布，再制造電機(jī)和原電機(jī)的溫度變化規(guī)律基本一致，電機(jī)溫度最高點(diǎn)均出現(xiàn)在永磁體中間區(qū)域;原電機(jī)的最高溫度為348.65 K，而混合定子鐵心再制造電機(jī)的最高溫度為343.15 K，原電機(jī)的最高溫度要比混合定子再制造電機(jī)高5 K左右，并且混合定子鐵心再制造電機(jī)中各部分的平均溫度相比于原電機(jī)均有不同幅度的降低。再制造電機(jī)溫度降低的原因在于混合定子鐵心中有50%的非晶合金材料，由于非晶合金的低鐵損特性，所以再制造電機(jī)的鐵耗較原電機(jī)降低了50%左右。電機(jī)運(yùn)行過程中，鐵耗大部分都會轉(zhuǎn)換為熱量導(dǎo)致電機(jī)發(fā)熱，所以再制造電機(jī)的鐵耗大幅降低使得其平均溫度比原電機(jī)降低。

圖12和圖13分別為再制造電機(jī)與原電機(jī)的定子鐵心和永磁體的溫度分布情況。由圖12可以看出，兩個電機(jī)定子鐵心溫度的變化趨勢一致，徑向方向由內(nèi)到外溫度逐漸降低，軸向方向先增大后減小，在中間區(qū)域出現(xiàn)溫度最高點(diǎn);電機(jī)定子端部與電機(jī)內(nèi)部空氣直接接觸，轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)帶動空氣流動帶走了定子的一部分熱量，故定子端部溫度較中間區(qū)域低。在混合定子鐵心再制造電機(jī)中定子最高溫度為340.55 K，而原電機(jī)則達(dá)到了347.67 K，因?yàn)樵僦圃祀姍C(jī)使用了帶有非晶合金材料的混合定子鐵心，鐵耗僅為原電機(jī)的50%，所以定子平均溫度降低了6.2 K左右。永磁體溫度場分布呈現(xiàn)與定子同樣的規(guī)律，由于該電機(jī)是內(nèi)置式永磁電機(jī)導(dǎo)致永磁體散熱困難，所以盡管永磁體的渦流損耗不高但是永磁體的溫度卻很高;在混合定子再制造電機(jī)中，永磁體的平均溫度較原電機(jī)降低了3.8 K，有助于保持永磁體的磁性能。

混合定子鐵心再制造電機(jī)與原電機(jī)的繞組和轉(zhuǎn)子溫度沿軸向變化曲線如圖14所示，從圖中可以看出，與其他部件的變化規(guī)律不同，繞組溫度沿著軸向先降低再升高，兩個電機(jī)的繞組最高溫度均出現(xiàn)在端部;因?yàn)殡姍C(jī)端部繞組伸出定子鐵心兩端與內(nèi)部空氣直接接觸，而槽內(nèi)繞組則與定子鐵心直接接觸，由于端部繞組處于密閉空間空氣流通質(zhì)量較差，所以端部繞組通過對流換熱散發(fā)的熱量小于槽內(nèi)繞組通過熱傳導(dǎo)傳遞的熱量，導(dǎo)致繞組端部溫度高于中間部分，但是差值僅為0.9 K左右;而轉(zhuǎn)子端部通過對流作用散熱，但定轉(zhuǎn)子之間的氣隙阻礙了轉(zhuǎn)子徑向熱傳遞，故轉(zhuǎn)子中間區(qū)域溫度明顯高于兩端，且溫差值達(dá)到10K左右。

4 樣機(jī)的溫升實(shí)驗(yàn)

以某型號永磁電機(jī)為例制造了混合定子鐵心再制造電機(jī)樣機(jī)并進(jìn)行臺架實(shí)驗(yàn)，原電機(jī)溫升數(shù)據(jù)由廠家提供。圖15和圖16分別是混合定子鐵心和溫升實(shí)驗(yàn)平臺，實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)由混合定子鐵心再制造電機(jī)、電機(jī)控制器、溫度傳感器、測功機(jī)等設(shè)備組成。在電機(jī)繞組端部嵌入溫度傳感器測量繞組溫升，利用紅外溫度測溫儀測量電機(jī)機(jī)殼表面溫度。表4列出了熱網(wǎng)絡(luò)法、有限元仿真計算和實(shí)驗(yàn)測得的電機(jī)機(jī)殼與端部繞組溫度數(shù)據(jù)的對比結(jié)果。由表4可知，繞組、機(jī)殼的熱網(wǎng)絡(luò)法計算值、有限元計算值與實(shí)驗(yàn)值基本吻合，處于合理的誤差范圍內(nèi)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了熱網(wǎng)絡(luò)法和有限元仿真計算溫度的準(zhǔn)確性。

5 結(jié) 論

本文以一臺混合定子鐵心再制造電機(jī)為研究對象，分析了混合定子鐵心軸向磁密分布情況，提出一種精確計算定子損耗的方法，并分析了再制造電機(jī)的溫度場，得到以下結(jié)論：

原電機(jī)的磁密幅值沿軸向處于合理的波動范圍內(nèi)，而再制造電機(jī)則變化明顯;混合定子鐵心硅鋼段磁密先不變后慢慢增加，而非晶合金鐵心段磁密先緩慢增加然后保持不變，最后再緩慢減小，并且硅鋼部分的磁密明顯大于非晶合金部分的磁密。

額定工況下，再制造電機(jī)與原電機(jī)的溫度場分布規(guī)律基本一致，兩種電機(jī)的定、轉(zhuǎn)子和永磁體沿徑向均呈現(xiàn)出由內(nèi)到外溫度逐漸降低，軸向方向溫度先增大后減小的變化規(guī)律;但再制造電機(jī)各部分平均溫度和最高溫度相比原電機(jī)均有不同程度的降低，再制造電機(jī)的最高溫度比原電機(jī)下降了5.1 K左右。

通過對比實(shí)驗(yàn)值與計算、仿真數(shù)據(jù)，誤差處于合理范圍內(nèi)，證明了計算和仿真的正確性，為再制造電機(jī)的研究和應(yīng)用提供了參考。

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（編輯：劉素菊）

收稿日期： 2018-10-26

基金項(xiàng)目：國家自然科學(xué)基金（51575155）

作者簡介：宋守許（1964—），男，博士，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)榫G色設(shè)計與制造，再制造過程等;

胡孟成（1994—），男，碩士研究生，研究方向?yàn)榫G色設(shè)計與制造;

杜 毅（1994—），男，碩士研究生，研究方向?yàn)闄C(jī)電產(chǎn)品綠色設(shè)計與制造;

左 昊（1993—），男，碩士研究生，研究方向?yàn)樵僦圃旃こ?

章 帆（1994—），男，碩士研究生，研究方向?yàn)榫G色設(shè)計與制造。

通信作者：胡孟成