【摘要】

為了對比分析不同熱計算方法在電機熱設(shè)計和工程應(yīng)用上的可行性,文章以一款自扇風(fēng)冷永磁電機為研究對象,對其風(fēng)扇工作流量、電機流體場和電機溫升進(jìn)行分析。分別采用解析法與有限體積法對電機風(fēng)扇的額定工作風(fēng)量進(jìn)行計算,并通過有限體積法得到了電機整體流體域的速度分布；基于流體計算,分別采用等效熱路法與有限體積法對電機溫升進(jìn)行預(yù)估。通過對比計算值與實測值,說明兩種方法均有一定的可信度,其中有限體積法方法更適于電機的設(shè)計改進(jìn)與優(yōu)化,解析法可用于派生電機設(shè)計和方案初步評估。

引言

隨著經(jīng)濟和社會的發(fā)展,低碳環(huán)保、高效節(jié)能成為各行各業(yè)關(guān)注的焦點,其中稀土永磁電機由于結(jié)構(gòu)簡單、體積小、質(zhì)量輕、效率高,得到了廣泛的關(guān)注與應(yīng)用[1-2]。在軌道交通領(lǐng)域,為了有效保護永磁體,永磁電機一般采用全封閉結(jié)構(gòu),這導(dǎo)致電機散熱環(huán)境條件惡劣；加之電機功率密度的提高,使得電機在工作時產(chǎn)生的單位體積損耗增加,會加劇電機各部分溫度的提升。較高的溫度一旦使永磁體發(fā)生不可逆失磁,會對電機安全運行造成嚴(yán)重影響。電機作為軌道交通車輛核心部件,其內(nèi)部溫度場的準(zhǔn)確計算和預(yù)估為保證電機的安全運行、設(shè)計成本的節(jié)約及研發(fā)周期的縮短奠定了堅實基礎(chǔ)。電機熱設(shè)計方法主要有簡化公式法、等效熱路法、熱網(wǎng)絡(luò)法及數(shù)值計算法等,在計算精度和設(shè)計周期方面,這些方法各有優(yōu)劣[3-6]。

為了研究不同計算方法在電機熱設(shè)計和實際工程應(yīng)用上的可行性和有效性,本文以一款自帶風(fēng)扇冷卻的全封閉式永磁同步牽引電動機為研究對象,對電機熱設(shè)計方法進(jìn)行對比分析。本文分別采用解析法與仿真計算的方法對電機溫升進(jìn)行計算和對比分析,首先對電機風(fēng)扇及其流道進(jìn)行解析計算與三維流體場仿真分析,由此得到額定工況下,風(fēng)扇所能產(chǎn)生的風(fēng)量；然后基于流體場計算結(jié)果,分別通過熱路法與有限體積法[7-9],對電機溫升進(jìn)行計算和分析。永磁電機轉(zhuǎn)子基本不發(fā)熱,采用基于等效二熱源熱路的解析法,計算方法簡單,可快速預(yù)估定子繞組溫升,初步判斷電機電磁方案設(shè)計是否合理；基于有限體積法的仿真計算,可以對電機全域流體場與溫度場進(jìn)行分析評估,更有利于電機方案的改進(jìn)和優(yōu)化。

1永磁電機結(jié)構(gòu)

本文所述的永磁電機采用全封閉結(jié)構(gòu),它主要包括定子、轉(zhuǎn)子、轉(zhuǎn)軸、風(fēng)扇、前后端蓋、定子壓圈及轉(zhuǎn)子壓圈等零部件,圖1示出其軸向截面示意。電機端蓋、定子壓圈與定子沖片外側(cè)通風(fēng)孔形成的通風(fēng)道,構(gòu)成包括風(fēng)扇在內(nèi)的外循環(huán)風(fēng)路；氣隙、定子沖片內(nèi)側(cè)通風(fēng)孔構(gòu)成的風(fēng)路,構(gòu)成包括轉(zhuǎn)子后壓圈在內(nèi)的內(nèi)循環(huán)風(fēng)路。

圖1永磁電機軸向結(jié)構(gòu)示意1—轉(zhuǎn)軸；2—網(wǎng)板；3—風(fēng)扇；4—后端蓋；5—定子繞組；6—轉(zhuǎn)子后壓圈；7—定子壓圈；8—定子鐵心；9—轉(zhuǎn)子鐵心；10—轉(zhuǎn)子前壓圈；11—前端蓋；12—軸承該電機被要求能夠雙向旋轉(zhuǎn),由此采用離心式風(fēng)扇。風(fēng)扇被安裝在電機轉(zhuǎn)軸上,其葉片徑向均布,具體結(jié)構(gòu)見圖2。當(dāng)電機工作時,風(fēng)扇隨電機的旋轉(zhuǎn)而轉(zhuǎn)動,空氣由進(jìn)風(fēng)口被風(fēng)扇吸入電機內(nèi),經(jīng)設(shè)置在電機內(nèi)的通風(fēng)道對電機進(jìn)行冷卻后,由出風(fēng)口排出至外部大氣中。風(fēng)扇對電機的冷卻效果受電機轉(zhuǎn)速的影響較大。

圖2風(fēng)扇結(jié)構(gòu)圖電機內(nèi)循環(huán)風(fēng)路的主要作用是通過對電機腔體內(nèi)氣體的擾動,加速電機內(nèi)熱量的傳遞,不但可使電機內(nèi)因損耗產(chǎn)生的熱量能夠迅速輸送到外循環(huán)風(fēng)路,而且能有效均衡電機內(nèi)部溫度場的分布梯度。

2風(fēng)扇流量計算與流體場仿真2.1基于經(jīng)驗公式的風(fēng)扇葉片與流量計算風(fēng)扇葉片尺寸可根據(jù)電機風(fēng)扇安裝空間大小而確定,風(fēng)扇葉片參數(shù)和工作流量則依據(jù)葉片外徑D1、葉片內(nèi)徑D2和葉片軸向長度b以及電機額定轉(zhuǎn)速nN而確定。葉輪外徑劃過的氣體圓柱形表面積S、葉輪外徑線速度v1、葉輪內(nèi)徑線速度v2、徑向葉片風(fēng)扇能夠產(chǎn)生的最大風(fēng)量QM及其葉片數(shù)N的計算公式如式(1)~式(5)所示：S=0.92π*D1*b(1)v1=nN*π*D1/60(2)v2=nN*π*D2/60(3)QM=0.42*Sv1(4)N=8.5/(1-D2/D1)(5)根據(jù)上述公式進(jìn)行計算,得到該永磁電機風(fēng)扇S=0.056m2,v1=22.765m/s,v2=10.501m/s,QM=0.538m3/s,N=16。因此將風(fēng)扇葉片數(shù)設(shè)置為16片；風(fēng)扇工作流量按最大風(fēng)量的40%進(jìn)行計算,則風(fēng)扇所能產(chǎn)生的工作流量約為0.215m3/s。

電機風(fēng)扇工作時流過風(fēng)扇的風(fēng)量大小對電機溫度場的準(zhǔn)確計算至關(guān)重要。為了得到較為準(zhǔn)確的風(fēng)扇工作風(fēng)量和電機定子通風(fēng)孔內(nèi)風(fēng)速數(shù)值,基于FLUENT軟件,對其外循環(huán)風(fēng)路進(jìn)行數(shù)值模擬與計算[10]。

2.2風(fēng)扇流體場仿真分析該電機的流體求解域模型如圖3所示,冷卻介質(zhì)為空氣,由于電機內(nèi)馬赫數(shù)較小,因此按不可壓縮流體處理。為了兼顧計算準(zhǔn)確性與模型網(wǎng)格剖分質(zhì)量,忽略部分加工圓角與倒角,并將進(jìn)風(fēng)口與出風(fēng)口分別定義為電機結(jié)構(gòu)意義上的進(jìn)風(fēng)口與出風(fēng)口。

圖3三維流體場求解域流體域模型較為復(fù)雜,因此對不同部位采用不同的網(wǎng)格類型進(jìn)行剖分,網(wǎng)格剖分尺寸不超過3mm。在進(jìn)行求解時,選擇基于壓力的隱式穩(wěn)態(tài)求解器。電機內(nèi)流體雷諾數(shù)較大,為了精確模擬旋流效果,選擇“RNGk-ε”模型[11-12]為湍流模型、“SwirlDominatedFlow”為RNG選項(RNGOptions),近壁面符合標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)要求；進(jìn)出口的湍流強度為中等湍流強度(5%)。風(fēng)扇旋轉(zhuǎn)利用多重旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系模擬[13-14],風(fēng)扇區(qū)域設(shè)置旋轉(zhuǎn)流體域,旋轉(zhuǎn)速度同電機額定轉(zhuǎn)速,風(fēng)扇葉片及風(fēng)扇輪轂壁面相對旋轉(zhuǎn)速度設(shè)置為0,其他區(qū)域為靜止流體域；進(jìn)風(fēng)口與出風(fēng)口均設(shè)置為壓力出口,其值為一個標(biāo)準(zhǔn)大氣壓(即：101325Pa)。壓力-速度耦合采用SIMPLE方法,所有方程中的對流項均采用一階精度格式離散,求解精度設(shè)置為10-6。仿真計算時,監(jiān)測進(jìn)出風(fēng)口風(fēng)量直至收斂為止。圖4示出電機外循環(huán)流體域的跡線,圖5示出電機外循環(huán)流體速度場分布。

圖4流線圖

圖5速度場分布風(fēng)扇旋轉(zhuǎn)使端蓋和壓圈內(nèi)同一通風(fēng)孔內(nèi)的風(fēng)速不均勻,導(dǎo)致相鄰定子通風(fēng)孔內(nèi)的風(fēng)速不一致(圖5),這與風(fēng)扇的旋轉(zhuǎn)方向有關(guān),定子通風(fēng)孔內(nèi)的平均風(fēng)速為17m/s。由計算結(jié)果可知,該電機風(fēng)量約為0.221m3/s,與利用風(fēng)扇參數(shù)計算校核得到的工作風(fēng)量值基本一致；進(jìn)風(fēng)口平均風(fēng)速為2.6m/s,出風(fēng)口平均風(fēng)速為12m/s。

3電機溫升計算與分析3.1基于等效熱路法的溫升計算電機內(nèi)的熱源較多且不易精確計算,傳熱路徑復(fù)雜,且電機本身涉及不同材質(zhì)的結(jié)構(gòu)件,因此對電機溫升進(jìn)行計算時,常根據(jù)需要做一些適當(dāng)?shù)募僭O(shè),以使求解過程簡化。電機等效熱路模型的建立基于以下假設(shè)條件和依賴關(guān)系：(1)定子繞組和定子鐵心為等溫發(fā)熱體。

(2)定子槽內(nèi)各導(dǎo)線均勻排列,徑向溫差忽略不計；銅線的絕緣漆分布均勻；繞組的浸漬漆完全填充。

(3)繞組中電流在截面上分布均勻,忽略漏磁場在線圈中引起的集膚效應(yīng)。

(4)永磁電機的轉(zhuǎn)子不發(fā)熱,采用包括定子繞組銅耗與定子鐵耗在內(nèi)的二熱源熱路進(jìn)行計算。

電機穩(wěn)態(tài)二熱源等效熱路如圖6所示,其中PCu為定子線圈內(nèi)的熱損耗,PFe為定子鐵心內(nèi)的熱損耗,RCF為繞組與定子鐵心之間的絕緣傳導(dǎo)熱阻,RCu為繞組端部與空氣之間的散熱熱阻,RF1為定子鐵心通風(fēng)道對空氣的散熱熱阻,RF2為定子鐵心內(nèi)圓與空氣的散熱熱阻,RF3為定子鐵心外圓與空氣的散熱熱阻,ΔTCu為定子繞組溫升,ΔTFe為定子鐵心溫升。

圖6電機二熱源熱路電機內(nèi)的熱阻主要分為傳導(dǎo)熱阻Rt1與散熱熱阻Rt2,具體計算如式(6)和式(7)所示：Rt1=δ/(λ*A)(6)Rt2=1/(α*A)(7)式中：δ——導(dǎo)熱體在熱流方向上的長度,m；λ——導(dǎo)熱體的導(dǎo)熱系數(shù),W/m·K；A——垂直于熱流的導(dǎo)熱面積,mm2；α——表面對流散熱系數(shù),W/m2·K。

根據(jù)電機結(jié)構(gòu)和材料特性,由式(6)和式(7)計算得到各部分的熱阻值：RCF=0.01118K/W,RCu=0.35371K/W,RF1=0.04131K/W,RF2=0.15674K/W,RF3=0.32154K/W。忽略機械損耗與雜散損耗的影響,電機定子繞組銅耗為2125W,定子鐵耗為968W。根據(jù)圖6并結(jié)合各熱阻計算值,可得到電機定子繞組平均溫升為103.6K,定子鐵心平均溫升為62.3K。

利用簡化的等效熱路法來計算電機溫升,方法簡單,計算速度快,但是只能得到電機定子繞組的平均溫升,無法得知電機內(nèi)整體溫度場的分布情況,尤其是無法獲取電機最高溫度點數(shù)值。為了保證電機熱設(shè)計的可靠性和電機的安全運行,需對電機三維流固耦合溫度場進(jìn)行仿真分析。

3.2基于有限體積法的溫度場仿真電機溫度場仿真分析基于以下基本假設(shè)條件：(1)模型中涉及到的材料其物性參數(shù)不隨溫度變化。

(2)幾何建模時,忽略風(fēng)扇部分,根據(jù)電機結(jié)構(gòu),建立簡化1/8模型,端蓋與轉(zhuǎn)軸進(jìn)行簡化；各接觸的固體部件緊密接觸。

(3)定子線圈沿軸向作直線棒處理；浸漬漆完全填充；定子槽內(nèi)絕緣按一體化處理,熱性能相同且各向同性。

(4)電機輻射散熱與表面自然散熱通過電機表面對流散熱系數(shù)表征。

(5)轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)通過多重旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系模型進(jìn)行模擬。

(6)忽略外循環(huán)風(fēng)路定子通風(fēng)孔內(nèi)風(fēng)速的不均勻性。

除去電機風(fēng)扇部分,電機結(jié)構(gòu)沿周向?qū)ΨQ,通過對包括風(fēng)扇在內(nèi)的外循環(huán)風(fēng)路的流體域仿真計算,獲取了電機工作時的工作流量。建立溫度場求解域時,根據(jù)電機實際結(jié)構(gòu),基于假設(shè)條件,選取電機的1/8周向截面建立電機三維溫度場求解域模型(圖7)。模型中主要包括定子鐵心、定子繞組及其絕緣系統(tǒng)、轉(zhuǎn)子鐵心、轉(zhuǎn)子壓圈、內(nèi)風(fēng)扇、軸承、端蓋和轉(zhuǎn)軸。

圖7三維溫度場求解域電機端蓋、線圈銅線、絕緣、槽楔、永磁體和轉(zhuǎn)軸為各向同性材料,導(dǎo)熱系數(shù)分別設(shè)置為38W/m·K,387W/m·K,0.18W/m·K,0.22W/m·K,12W/m·K和48W/m·K。定子和轉(zhuǎn)子鐵心采用各向異性的硅鋼片材料,導(dǎo)熱系數(shù)沿徑向為40W/m·K,沿軸向為1.6W/m·K。

在進(jìn)行求解時,環(huán)境溫度為29℃,各部分損耗均勻加載在各個部分。其中,繞組銅耗為2125W；定子鐵耗為968W；雜散損耗為480W,按1：1比例分配給定子與轉(zhuǎn)子；兩端軸承損耗為80W。求解器選擇為基于壓力的隱式穩(wěn)態(tài)求解器。選擇“Standardk-ε”模型為湍流模型,近壁面符合標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)要求。進(jìn)風(fēng)口設(shè)置為速度入口,根據(jù)流體場計算結(jié)果,按端蓋通風(fēng)孔內(nèi)平均風(fēng)速設(shè)置,其值為12m/s；出口為壓力出口,其值為一個標(biāo)準(zhǔn)大氣壓。進(jìn)出口的湍流強度均為中等湍流強度,設(shè)置為5%,水力直徑為0.026m。

圖8示出了溫度場部分計算結(jié)果?？梢钥闯?電機定子繞組溫度最高,其最高溫度出現(xiàn)在電機出風(fēng)端的下層繞組端部,為138.7℃；定子繞組的平均溫度為131.2℃,則平均溫升為102.2K。由于電機采用全封閉結(jié)構(gòu),定子有效段溫度低,端部溫度高,且出風(fēng)端的繞組端部溫度高于進(jìn)風(fēng)端繞組端部的,兩端最高溫差約為8.5K(圖8(b)和圖8(c))。這是由于冷卻空氣在從進(jìn)風(fēng)口到出風(fēng)口的過程中,在帶走熱量的同時其自身溫度升高,因此進(jìn)風(fēng)端的冷卻效果要優(yōu)于出風(fēng)端的。根據(jù)計算結(jié)果,電機溫升達(dá)到穩(wěn)態(tài)后,電機進(jìn)風(fēng)口的平均溫度為29.8℃,電機出風(fēng)口的平均溫度為43.1℃,則進(jìn)出風(fēng)口的溫差為13.3K。

圖8溫度場計算結(jié)果3.3溫升計算值與試驗結(jié)果對比對電機樣機進(jìn)行溫升試驗(環(huán)境溫度為29℃),同時對電機進(jìn)風(fēng)口與出風(fēng)口的風(fēng)速進(jìn)行測量,以估算電機工作風(fēng)量。試驗時,通過熱阻法得到定子繞組平均溫升,定子鐵心和傳動端軸承的溫度通過溫度傳感器PT100測得。

額定工況時,電機進(jìn)風(fēng)口平均風(fēng)速測試值為2.8m/s,出風(fēng)口平均風(fēng)速測試值為13.0m/s。根據(jù)電機進(jìn)出風(fēng)口面積,估算出電機風(fēng)扇工作風(fēng)量為0.237m3/s。通過解析法與有限體積法計算得到的風(fēng)扇風(fēng)量,與實測值的相對誤差分別為9.2%與6.7%,兩者均滿足工程需要；但有限體積法的計算精度更高,主要原因在于解析法根據(jù)經(jīng)驗公式計算,存在一定的不準(zhǔn)確性。

表1示出了溫升計算值與試驗值結(jié)果。繞組仿真計算值以繞組平均溫升值為準(zhǔn),鐵心和軸承的仿真計算值以實測點位置處的平均值為準(zhǔn)。相比熱路法計算值,通過仿真計算得到的設(shè)計值誤差更小。等效熱路法采取將電機內(nèi)復(fù)雜的傳熱過程用較少的等效熱阻代替方式,且在計算過程中涉及到較多的參數(shù)選取,因此會造成較大的誤差；仿真計算能得到電機全域溫度場分布,但是其計算周期長。根據(jù)數(shù)據(jù)對比可知,兩種熱設(shè)計方法均可滿足電機設(shè)計實際工程需要。

表1計算值與樣機試驗值對比

4結(jié)語

本文以一款自扇風(fēng)冷永磁電機為研究對象,分別采用不同的方法對電機的流場和電機溫升進(jìn)行計算。在分析電機風(fēng)扇工作風(fēng)量時,分別采用解析法和有限體積法對其進(jìn)行計算和仿真；而后分別采用等效熱路法與有限體積法對電機的溫升進(jìn)行計算與仿真分析。通過與試驗數(shù)據(jù)對比,發(fā)現(xiàn)兩種方法在分析電機風(fēng)量與平均溫升方面都有一定的可信度。有限體積法的計算精度更高,并且能得到電機全域速度場與溫度場的分布,尤其是電機最高溫度點的數(shù)值和部位,便于電機的優(yōu)化設(shè)計與改進(jìn)；但由于其計算周期較長,對計算機硬件資源要求高,對于派生電機研制和市場類電機項目來說,將花費較高的時間和成本。通過經(jīng)驗公式和等效熱路法對電機進(jìn)行熱設(shè)計,只能粗略得到電機繞組的平均溫升,但可在極短的時間內(nèi)完成計算,對計算機資源要求低,可用于電機設(shè)計方案的快速評估和派生電機溫升預(yù)估。具體采用哪種電機熱設(shè)計方法,需要根據(jù)項目的具體性質(zhì)來進(jìn)行選擇。