宋軍韜， 金海良， 章 鵬

（中國航發(fā)湖南動力機械研究所， 湖南株洲 412002）

0 引言

按照空中客車公司的統(tǒng)計和預測， 從20 世紀70 年代開始到現(xiàn)在，世界航空運輸旅客周轉量（RPK）大約15 年翻一番，今后20 年將以每年4.6%左右的速率持續(xù)增長[1]。在當前低碳環(huán)保，綠色發(fā)展的背景下，飛機對環(huán)境的影響成為全球航空業(yè)亟待解決的一個問題[2]，由于傳統(tǒng)動力推進系統(tǒng)未來發(fā)展很難滿足節(jié)能減排的要求， 目前存在兩種方案。純電推進目前受到電池技術發(fā)展水平的限制，現(xiàn)有的電池技術無法提供長續(xù)航飛行所需的能量密度[3]，而人們根據(jù)目前階段動力現(xiàn)狀， 提出了一種發(fā)動機推進方式的新構型，開發(fā)了混合動力推進的發(fā)動機，使用燃油發(fā)電來產生電動機帶動推進器所需的電力[4]，例如NASA 提出的N3-X 方案[5-6]以及波音的SUGAR Volt 方案[7]，此種新動力系統(tǒng)構型在今后有望成為航空器實現(xiàn)低碳減排的解決方案。以串聯(lián)式架構為例，混合動力推進系統(tǒng)由渦輪發(fā)電系統(tǒng)、儲能系統(tǒng)、電推進系統(tǒng)、綜合熱管理系統(tǒng)和能量管理與控制系統(tǒng)組成， 其中渦輪發(fā)電系統(tǒng)作為混合動力主能源，由發(fā)動機驅動發(fā)電機組成，為了具備廣闊的市場應用前景，需要開展高功率渦輪發(fā)電系統(tǒng)研究。 伴隨著功率的提升， 渦輪發(fā)電系統(tǒng)在運行的過程中將不可避免的產生更多熱量。 發(fā)動機和發(fā)電機都會產生熱量，其中發(fā)電機的發(fā)熱量更高，以1MW 為例，即使發(fā)電機達到96%的效率，發(fā)熱量也將有40kW。 由于電機體積小，功率密度高， 電機散熱環(huán)境惡劣， 運行時單位體積產生的損耗很高，帶來嚴重的溫升問題，將導致電機保護停機，嚴重時熔化繞組的絕緣，最終燒毀電機[8]。 目前高速永磁發(fā)電機在未來十分有希望成為混合動力推進系統(tǒng)發(fā)電機的選擇對象，其產生的絕大部分熱量集中在定子部分，因此針對定子部分的熱分析及冷卻十分重要。 準確的熱分析有助于我們預測電機的工作溫度，保證電機的安全穩(wěn)定運行，并且有助于電機能夠盡可能利用材料的極限性能[9]，避免不必要的浪費。同時在渦輪發(fā)電系統(tǒng)中，準確的預測各工況下電機的溫度有助于在設計階段優(yōu)化熱管理系統(tǒng)設計，降低整體重量，從而提高功重比。因此，本文基于混合動力背景， 選擇某300kW 級高速永磁發(fā)電機進行分析，建立電機簡化模型， 保留對產熱影響較大的部位以縮短仿真時間， 將損耗作為熱源加載在發(fā)熱部位上， 使用6Sigma ET 軟件進行溫度場計算并對水平、豎直、徑向溫度場截面進行分析。 提出兩種冷卻優(yōu)化方向并對其方案進行仿真計算。 本文研究成果有助于在解決高速永磁發(fā)電機定子部分溫升問題時提供一些思路。

1 電機簡化三維模型建立

本文所研究的某300kW 高速永磁發(fā)電機，永磁體和轉子位于內側， 詳細模型的建立與電機實際結構基本一致，但因為實際結構較為復雜， 如使用詳細模型進行仿真，會導致后續(xù)仿真時間過長，所以需要對詳細三維模型進行簡化，保留對產熱影響較大的部件，同時平滑模型線條，簡化結構模型，將定子槽內的繞組線束簡化成單根導條，繞組端部簡化成實心圈體，刪減外殼多余的加強筋，具體如圖1所示，為方便展示內部結構，已隱藏殼體、端蓋等部分。

圖1 電機簡化模型Fig.1 Simplified model of motor

2 發(fā)電機溫度場計算

2.1 損耗特性分析

導致電機溫升的損耗可以分為三大類：電磁損耗、機械損耗和雜散損耗，如圖2 所示。電磁損耗主要指導電導磁材料在電流或者運動磁場的作用下產生熱量， 機械損耗主要由軸承導致的摩擦損耗，而其他摩擦損耗和雜散損耗較小，因此本文忽略其他損耗；本文主要針對定子部分進行研究，故不考慮軸承摩擦損耗與永磁體渦流損耗。本文所分析的某300kW 高速永磁發(fā)電機主要參數(shù)見表1。

表1 300kW 高速永磁電機主要參數(shù)Tab.1 300kW Main parameters of high speed permanent magnet motor

圖2 高速永磁電機損耗分類Fig.2 High speed permanent magnet motor loss classification

通常來說， 永磁電機繞組產生的損耗可以根據(jù)以下公式進行計算：

式中：m—永磁電機的相數(shù)；I—電流的有效值；R—每相繞組的電阻值。當電機的轉速較高時，集膚效應給電流發(fā)熱計算帶來的影響將不能忽略，需要考慮在公式中引入損耗系數(shù)。

對于定子鐵芯損耗， 最廣泛應用的是意大利學者Berttotti 提出的鐵耗分離模型[10]，計算公式為：

式中：PFe—轉子鐵芯與定子鐵芯總損耗； Ph—磁滯損耗；Pe—渦流損耗；Pc—異常損耗；kh—磁滯損耗系數(shù)；ke—渦流損耗系數(shù)；kc—異常損耗系數(shù)；f—交變電流頻率；Bm—磁密幅值；a—常系數(shù)。

目前使用最廣泛， 準確度滿足要求的還是有限元分析法，此方法可以建立復雜結構的網(wǎng)格模型，較準確地計算各部分損耗，如圖2 所示。

2.2 冷卻結構分析及溫度場計算

發(fā)電機冷卻方式為定子油冷， 設置有定子屏蔽套隔開定轉子，定子與屏蔽套、機座、屏蔽法蘭等形成的空間充滿冷卻介質（4050 潤滑油）。 目前定子部分與冷卻介質直接接觸，定子軛部開孔、定子槽口留有過油空間，冷卻結構簡圖見圖3，圖中序號（a）～（d）分別為殼體、繞組、屏蔽套、定子鐵心。冷卻油從電機機座上靠近前端蓋的進油口流入， 通過定子軛部的開孔以及定子槽口的過油空間帶走熱量，再從機座上靠近后端蓋的出油口流出。

圖3 電機散熱設計示意圖Fig.3 Motor heat dissipation design diagram

在計算電機溫度場前，針對仿真模型作出如下假設：在仿真電機溫度場時， 主要考慮電機表面的自然對流和冷卻液的強制對流帶走的熱量，忽略輻射換熱的影響。

根據(jù)電機內部的損耗，將損耗作為熱源加載到繞組、定子鐵心齒部以及定子鐵心軛部上。 冷卻介質進口溫度為40℃，冷卻流量20L/min，大氣溫度設定為20℃，壓力為101.330kPa。使用6SigmaET 軟件進行溫度場計算，對定子繞組和定子軛部采取局部加密處理， 最終網(wǎng)格數(shù)約為240 萬，溫度場分布如圖4～圖7 所示。

圖4 電機整體溫度分布（進口油溫40℃，流量20L/min）Fig.4 Overall temperature distribution of the motor（inlet oil temperature 40℃，flow rate 20L/min）

圖5 電機豎直截面溫度分布（進口油溫40℃，流量20L/min）Fig.5 Temperature distribution of vertical section of motor（inlet oil temperature 40℃，flow rate 20L/min）

圖6 電機水平截面溫度分布（進口油溫40℃，流量20L/min）Fig.6 Temperature distribution of horizontal section of motor（inlet oil temperature 40℃，flow rate 20L/min）

圖7 電機徑向截面溫度分布（進口油溫40℃，流量20L/min）Fig.7 Temperature distribution of motor radial section（inlet oil temperature 40℃，flow rate 20L/min）

電機最高溫度137.234℃。在水平、豎直和徑向截面上對電機內部溫度進行分析， 在三張圖中主要發(fā)熱部位繞組和定子鐵心各處溫度分布有一定差異， 但未出現(xiàn)局部高溫區(qū)域， 其中繞組平均溫度為131.067℃，最高溫差為19.961℃，定子鐵心軛部平均溫度127.955℃；由于開孔穿過定子鐵心軛部， 冷卻油可以直接帶走內部的熱量，觀察水平與豎直溫度分布圖，定子軛部開孔區(qū)域附近溫度相比定子槽口過油空間附近區(qū)域更低，對于電機的冷卻效果更好；冷卻油從機座上方流入，先冷卻繞組端部上方，再隨重力流下冷卻下方，因而在繞組兩端浸泡在冷卻油中的情況下， 繞組端部下方溫度要高于上方。

3 兩種冷卻優(yōu)化方向及溫度場分析對比

3.1 變更進出油口的位置和數(shù)量

針對高溫區(qū)域溫度分布不均的現(xiàn)象， 考慮調整進出油口的位置，同時增加進出油口的數(shù)量對其的影響效果。將進出油口的數(shù)量調整為2 安置在水平面上， 冷卻油分左右兩端流入流出電機，其余條件保持不變，計算并分析此方案溫度場，溫度場分布如圖8～11 所示。

圖8 水平雙進口冷卻方式溫度分布（進口油溫40℃，流量20L/min）Fig.8 Temperature distribution of horizontal double inlet cooling mode（inlet oil temperature 40℃，flow rate 20L/min）

圖9 水平雙進口方案豎直截面溫度分布（進口油溫40℃，流量20L/min）Fig.9 Temperature distribution in vertical section of horizontal double inlet scheme（inlet oil temperature 40℃，flow rate 20L/min）

圖10 水平雙進口方案水平截面溫度分布（進口油溫40℃，流量20L/min）Fig.10 Temperature distribution in horizontal cross section of horizontal double inlet scheme（inlet oil temperature 40℃，flow rate 20L/min）

圖11 水平雙進口方案徑向截面溫度分布（進口油溫40℃，流量20L/min）Fig.11 Temperature distribution in radial section of horizontal double inlet scheme（inlet oil temperature 40℃，flow rate 20L/min）

在冷卻流量20L/min 的條件下， 水平雙進口冷卻方式的電機最高溫度為134.228℃， 兩種冷卻方式最高溫度的溫差為3℃，可以看出， 水平雙進口冷卻方式相比前一種，電機溫度略有降低，冷卻效果稍強于優(yōu)化前方案。 分析水平雙進口方案的豎直、 水平和中部徑向溫度場截面并對比優(yōu)化前冷卻方案， 可以觀察到電機繞組端部上方與下方的溫差明顯減小，徑向溫差同樣明顯減小。

3.2 增大軛部開孔孔徑

針對定子軛部開孔附近區(qū)域溫度更低， 對于電機整體冷卻可能存在的優(yōu)異效果， 改變軛部開孔孔徑并對比原方案分析其冷卻效果。 將開孔孔徑增大40%，其余條件保持不變，分析其溫度場結果，如圖12 所示。

圖12 軛部開孔增大方案溫度分布（進口油溫40℃，流量20L/min）Fig.12 The opening of the stator yoke increases the temperature distribution（inlet oil temperature 40℃，flow rate 20L/min）

在冷卻流量20L/min 的條件下，軛部開孔增大方案的電機最高溫度為94.834℃，對比優(yōu)化前方案，電機最高溫度大幅下降， 冷卻效果十分優(yōu)異，但考慮到軛部開孔對電機性能存在影響的可能性， 并不能一味地通過增大開孔直徑， 提高冷卻油與定子部分的接觸面積來滿足冷卻需求。

4 結束語

以300kW 高速永磁發(fā)電機為例，采用簡化模型的方法，保留影響溫度分布的關鍵產熱部位以及冷卻部分， 在降低仿真時間的前提下盡可能保證計算結果的準確性。 設定產熱部位損耗以及其他環(huán)境參數(shù)， 在冷卻油進口流量20L/min 的情況下進行溫度場仿真， 分析各截面溫度場可以看到，高溫區(qū)域基本集中在產熱部位，雖未產生局部高溫區(qū)域， 但各處溫度分布存在一定差異， 定子軛部開孔帶來的冷卻效果要優(yōu)于定子槽口過油。 考慮兩種冷卻優(yōu)化方向， 增加一個進出油口且將兩個冷卻油進出流道均放置在水平面上， 一定程度上降低電機最高溫度的同時，主要高溫區(qū)域定子部分各處溫差明顯減小，溫度分布趨向均勻；將定子部分直接與冷卻油接觸的軛部開孔的孔徑增大， 提高接觸面積的同時電機最高溫度明顯下降， 冷卻效果非常顯著。 兩種優(yōu)化方向分別緩解了高溫區(qū)域溫度分布不均勻的情況， 降低了電機整體溫度。 未來可將兩種方式結合以達到更優(yōu)秀的冷卻效果， 并用樣機的試驗結果來驗證仿真結果的正確性。