任海兵

(揚州中遠海運重工有限公司，江蘇 揚州 225211)

0 引 言

隨著船舶行業(yè)的不斷發(fā)展，船舶電力系統(tǒng)的功率和規(guī)模得到不斷提升。船用發(fā)電機作為船舶電力系統(tǒng)的核心，需保證其安全、高效地運行，從而為船舶航行、船用設備工作和船員生活提供安全保障[1-3]。船用發(fā)電機的工作環(huán)境通常比較惡劣，對于永磁同步發(fā)電機而言，高溫環(huán)境可能會導致其永磁體不可逆熱退磁;同時，永磁體多采用稀土材料制作，用其制造大型發(fā)電機的成本較高，且勵磁磁場不能調(diào)節(jié)。在此情況下，磁場可調(diào)、功率因數(shù)大的電勵磁同步發(fā)電機在船上得到廣泛使用[4-7]。

為保證船舶供電的穩(wěn)定性，船用電勵磁同步發(fā)電機采用“滿負荷連續(xù)工作”的工作制。長時間連續(xù)工作會導致發(fā)電機的溫度較高，進而影響勵磁系統(tǒng)控制的精確性和可靠性。因此，對同步無刷發(fā)電機的電磁損耗和溫度場進行計算，對于保證其正常運行而言具有重要意義[8-10]。

為保證大功率船用發(fā)電機安全工作，國內(nèi)外學者對船用發(fā)電機和其他領域的大功率發(fā)電機的電磁場和溫度場分布情況進行了大量研究。例如：李海奇[11]建立了樣機的電磁場數(shù)值計算模型，分析了定子槽參數(shù)變化對發(fā)電機電磁損耗的影響；寧銀行等[12]采用三段式氣隙長度對轉子進行了優(yōu)化，采用短距、分布電樞繞組和定子斜槽優(yōu)化氣隙磁密，抑制電壓諧波；WANG等[13]提出的BEESG由具有2個不同極數(shù)的2組繞組的常規(guī)定子和具有強大功率的混合轉子組成，轉子的極數(shù)與定子繞組的極數(shù)不同；胡萌[14]從高功率密度的永磁電機溫度場的角度出發(fā)，借助分析軟件對一系列連續(xù)定額工作制的高功率密度永磁電機的流-熱耦合場進行計算，得到了電機各部分的溫度分布；李進才[15]以上海發(fā)電機廠的1 200 MW級發(fā)電機為研究對象，根據(jù)電磁學和傳熱學理論，采用電磁場有限元分析軟件Ansoft與集成仿真平臺Workbench協(xié)同分析的方法對其電磁場和溫度場進行了研究;李偉力等[16]對高功率密度、高壓永磁同步電機整體的溫度場進行了研究；范佳[17]基于雙饋風力發(fā)電機的基本理論,對其水路系統(tǒng)和風路結構進行了設計，滿足發(fā)電機的散熱要求。由這些研究可知，分析發(fā)電機的氣隙磁密，減少發(fā)電機的電磁損耗，采用合適的散熱方案，對于保障船用電勵磁發(fā)電機安全穩(wěn)定工作而言是一個重要課題。

本文以某船用電勵磁同步發(fā)電機為研究對象，對其進行電磁場和溫度場耦合分析。首先，通過建立二維有限元模型對一定負載下的穩(wěn)態(tài)電磁場進行分析，選擇合適的定子槽數(shù)；其次，通過電磁場仿真得到發(fā)電機的電磁損耗，進一步分析發(fā)電機的溫升和溫度分布情況；最后，針對電磁損耗部位設計合適的散熱方案，并仿真分析其散熱效果，為船用電勵磁同步發(fā)電機設計提供參考。

1 船用電勵磁同步發(fā)電機有限元模型的建立與分析

1.1 發(fā)電機基本參數(shù)設置

本文以某大型散貨船的2種600 kW電勵磁同步發(fā)電機為研究對象，其設計方案基本參數(shù)見表1。該船配備3套發(fā)電系統(tǒng)，采用MAN B&W 5S60ME-C8.2(Tier II)柴油發(fā)動機與發(fā)電機串聯(lián)的形式，其中發(fā)電機為無刷自勵磁三相同步發(fā)電機，單臺發(fā)電機的輸出功率約為600 kW，功率因素為0.8，電制為450 V、60 Hz。該發(fā)電系統(tǒng)布置方式見圖1。

表1 2種600 kW電勵磁同步發(fā)電機設計方案基本參數(shù)

圖1 發(fā)電系統(tǒng)布置方式

1.2 發(fā)電機定子繞線排布

定子是發(fā)電機的重要組成部分，其主要作用是產(chǎn)生旋轉磁場。定子主要由定子鐵芯、定子繞組和機座組成，其中定子繞組根據(jù)不同的定子槽數(shù)和繞線形式，在接入三相交流電之后，產(chǎn)生不同的變換旋轉磁場[18-19]。圖2為電勵磁同步發(fā)電機結構；圖3為2種方案的定子分布式繞組示意。

注：1為定子；2為定子槽與繞組；3為轉子；4為子極槽；5為氣隙；6為發(fā)電機轉軸

圖2 電勵磁同步發(fā)電機結構

a)方案1

b)方案2

2 二維電磁場的計算與分析

船舶發(fā)電機是船舶電力系統(tǒng)的核心，為船舶其他設備的工作和船員的生活提供電力保證。因此，本文所述船用電勵磁同步發(fā)電機采用滿負荷連續(xù)工作制。同時，出于保護發(fā)電機考慮，發(fā)電控制系統(tǒng)針對不同的負載控制不同發(fā)電機的工作狀態(tài)和發(fā)電量，使其在大部分時間內(nèi)都在滿負荷的70%～80%范圍內(nèi)工作[20-22]。

2.1 電磁場有限元分析假設

考慮該船用發(fā)電機具有軸向對稱性，同時忽略發(fā)電機的端部漏磁，采用二維橫截面模型(如圖2所示)對其電磁場進行仿真計算。為方便計算，提出以下假設：

1)在采用二維瞬態(tài)場分析時，忽略位移電流的影響，不計發(fā)電機外部磁場，同時矢量磁位只有z軸分量Az；

2)發(fā)電機內(nèi)部材料表現(xiàn)為各向同性；

3)發(fā)電機內(nèi)部材料的磁導率均勻；

4)電樞鐵心的磁導率無窮大，即μFe= ∞[23]。

在上述假設條件下，根據(jù)電磁場理論，采用矢量磁位z軸分量Az求解發(fā)電機的電磁場，其泊松方程為

(1)

式(1)中：Ω為求解區(qū)域;S1為一類邊界;S2為二類邊界;Az為矢量磁位軸向分量;ν為材料磁阻率，在飽和場中為變量;Jz為外加電流面密度軸向分量;Az為邊界上矢量磁位的已知值;Ht為邊界內(nèi)側磁場強度的切向分量。

圖4 由一槽和一極表示的發(fā)電機1/8周期幾何模型

2.2 不同定子槽數(shù)的仿真分析

本文采用Motor-CAD軟件對該船用發(fā)電機的二維橫截面進行仿真分析。首先，從外部導入發(fā)電機DXF(Drawing Exchange Format)幾何模型，所用模型需滿足定子齒中心和轉子極間中心線與x軸線重合。圖4為由一槽和一極表示的發(fā)電機1/8周期幾何模型。其次，對對稱模型進行擴展，并對部分材料的特性進行定義、設置電磁場邊界。最后，選擇FEA(Finite Element Analysis)電磁場計算模塊，對模型進行電磁場仿真。

定子開槽是造成氣隙磁導發(fā)生變化的重要原因，對2種定子槽數(shù)的發(fā)電機進行75%負載電磁場分析，得到各自負載磁力線分布見圖5，以分析定子槽數(shù)對諧波磁場的影響。

a)方案1

b)方案2

通過仿真分析可知：方案1的定子槽數(shù)為48，氣隙磁密幅值為1.842 00 T，定子齒部磁密幅值為2.826 00 T，定子齒頂磁密幅值為2.354 00 T，定子軛部磁密幅值為2.577 00 T，轉子齒部磁密幅值為1.833 00 T，轉子齒頂磁密幅值為1.646 00 T，轉子軛部磁密幅值為0.716 50 T；方案2的定子槽數(shù)為60，氣隙磁密幅值為2.324 00 T，定子齒部磁密幅值為2.823 00 T，定子齒頂磁密幅值為2.852 00 T，定子軛部磁密幅值為2.741 00 T，轉子齒部磁密幅值為1.411 00 T，轉子齒頂磁密幅值為2.724 00 T，轉子軛部磁密幅值為0.073 53 T。

進一步對發(fā)電機的徑向氣隙磁密進行諧波分解。由于定子開槽，導致發(fā)電機氣隙部分磁阻不均勻，產(chǎn)生齒諧波，進而造成電磁損耗。因此，需削弱氣隙磁場中的齒諧波，從而減少發(fā)電機能量損耗和發(fā)熱。圖6為電勵磁同步發(fā)電機徑向氣隙磁密波形，呈鋸齒狀，方案2相比方案1齒諧波減少。

a)方案1

b)方案2

3 三維電磁場-溫度場耦合分析

根據(jù)上述氣隙諧波分析，選擇齒諧波和理論電磁損耗較少的方案2進行三維電磁場-溫度場耦合分析[24-25]。首先，通過電磁場計算發(fā)電機定子和轉子的電磁損耗，作為溫度場計算的熱源；其次，建立有限元模型，對發(fā)電機散熱前后的溫度場進行計算對比，給出冷卻系統(tǒng)設計和工作方面的建議。

圖7 電勵磁同步發(fā)電機定子與轉子鐵心損耗分布

3.1 發(fā)電機電磁損耗分析

發(fā)電機鐵損是發(fā)電機的主要熱源，是發(fā)電機磁通在鐵芯內(nèi)產(chǎn)生的損耗，主要由磁滯損耗和渦流損耗組成。圖7為電勵磁同步發(fā)電機定子與轉子鐵心損耗分布，反映了發(fā)電機定子與轉子鐵芯在某一運行瞬時的總鐵損。

表2為發(fā)電機穩(wěn)定運行時各結構損耗計算結果。發(fā)電機的主要損耗是定子鐵芯內(nèi)產(chǎn)生的磁滯損耗和渦流損耗，其中磁滯損耗更多。由理論分析可知：定子因鐵損而造成的發(fā)熱量較大，是發(fā)電機散熱需重點考慮的部分；轉子雖然總體鐵損較少，但其勵磁部分鐵損較多，可能因發(fā)熱而造成勵磁失效。因此，需對船用發(fā)電機鐵損嚴重的部位進行散熱，保證發(fā)電機高效、穩(wěn)定工作。

表2 發(fā)電機穩(wěn)定運行時各結構損耗計算結果

3.2 發(fā)電機溫度場仿真和散熱方案分析

由于該船用電勵磁同步發(fā)電機與柴油發(fā)動機是串聯(lián)運行的，發(fā)電設備的工作空間溫度高、濕度大，同時發(fā)電機靠外層的定子部分發(fā)熱量較大，而中心位置(尤其是轉子勵磁部分)的結構集中，不易散熱，因此該船用發(fā)電機采用風冷與水冷相結合的散熱方案，使發(fā)電機內(nèi)部和外部同步散熱。

3.2.1 溫度場有限元分析假設

建立該船用發(fā)電機冷卻系統(tǒng)的三維模型，并提出以下假設：

1)由于船艙內(nèi)部是封閉的，故忽略定子水套外壁的自然對流散熱；

2)忽略發(fā)電機水套中的機械加工點等不規(guī)則區(qū)域；

3)發(fā)電機內(nèi)部材料的熱物理特性穩(wěn)定，不隨溫度的變化而變化；

4)由于船艙發(fā)電工作間高溫、濕熱，假設環(huán)境溫度恒定在40 ℃；

5)不考慮冷卻水的散熱方式，其溫度恒定在30 ℃[26-27]。

3.2.2 發(fā)電機溫度場分布計算結果

采用Motor-CAD軟件的電磁熱耦合模塊對該船用發(fā)電機進行散熱分析。由于該船用發(fā)電機采用的是滿負荷連續(xù)工作制，故按滿載工況使其穩(wěn)定工作一段時間，分析其溫度分布情況。在軟件中建立熱仿真模型，得到散熱系統(tǒng)結構見圖8。在不主動散熱的情況下，分析得到該船用發(fā)電機各部分瞬態(tài)溫升曲線見圖9，各部分穩(wěn)態(tài)溫度分布見圖10。

圖8 散熱系統(tǒng)結構

圖9 不主動散熱情況下船用發(fā)電機各部分瞬態(tài)溫升曲線

a)徑向

b)軸向

進一步采用風扇對該船用發(fā)電機中心部分(尤其是轉子)進行風冷散熱，采用水套對外側定子進行水冷散熱。圖11為部分散熱情況下船用發(fā)電機穩(wěn)態(tài)溫度分布。由圖11可知：部分冷卻系統(tǒng)工作時，發(fā)電機內(nèi)部溫度和外部溫度均有所下降，但單獨風冷和單獨水冷的散熱效果均不佳；風冷主要降低發(fā)電機中心位置的溫度，定子鐵心的發(fā)熱仍然較高；水冷主要降低定子部分的溫度，但因水套包裹在發(fā)電機外側，對發(fā)電機內(nèi)部散熱的效果不佳。因此，該船用發(fā)電機采用風冷與水冷相結合的散熱方案，此時其各部分溫度分布見圖12。

a)風冷

b)水冷

a)徑向

b)軸向

該船用發(fā)電機散熱前后的溫度變化見表3。由表3可知，風冷系統(tǒng)和水冷系統(tǒng)對發(fā)電機散熱的效果良好，能使各部件的溫度平均下降22 K。

表3 船用發(fā)電機散熱前后溫度對比

4 結 語

本文以某船用電勵磁同步發(fā)電機為研究對象，采用有限元法分析了極數(shù)相同情況下定子槽數(shù)對其電磁場的影響。同時，通過軟件計算了發(fā)電機各部分的電磁損耗，將其作為發(fā)電機電磁場-溫度場耦合分析的熱源；進一步針對發(fā)熱源集中部位和船用發(fā)電機工作環(huán)境的特點對散熱方案進行了分析。此外，分析對比了散熱前后船用發(fā)電機各部件的瞬態(tài)溫升和穩(wěn)態(tài)溫度分布,結果表明：

1)針對級數(shù)為8的發(fā)電機，采用定子槽數(shù)為60的設計，氣隙磁密的齒諧波和理論電磁損耗均較少；

2)對轉子采用行風冷散熱、對定子采用水冷散熱的散熱方案的散熱效果良好，可供船用電勵磁同步發(fā)電機最優(yōu)值設計參考。