抑制细长型外转子永磁电机局部过热的方法_马鑫.pdf

2023年第3期 1 摘 要：采用有限元法对细长型外转子永磁电机三维温度场进行仿真计算，分析了电机的温度分布及局部过热点产生的原因，并从定子槽型设计、极槽配合选取、转子内径设计、电机谐波抑制、导热材料运用和冷却系统设计等方面，提出抑制电机局部过热的方法，使电机温度分布均匀。试验结果表明，电机的温度计算结果与实测结果吻合较好，由此验证了仿真分析的正确性及抑制方法的可行性。关键词：细长型外转子温度场局部过热点 中图分类号：TM351 文献标志码：A DOI编码：10.3969/j.issn.1006-2807.2023.03.001 Abstract:Thefiniteelementmethodisusedtosimu-latethethree-dimensionaltemperaturefieldoftheslenderexternalrotorpermanentmagnetmotorwhilethetempera-turedistributionofthemotorandthecausesoflocalhotspotareanalyzed,furthermore,themethodstosuppressthelocaloverheatingareproposedintheaspectsofstatorslotdesign,selectionoftheslot-polecombination,rotorinnerdiameterdesign,suppressionofmotorharmonics,appli-cationofthermalconductivematerialsandcoolingsystemdesign,makingthemotortemperaturedistributionuniform.Thetestresultsshowthatthetemperaturecalculationresultsofthemotorarewellconsistentwiththemeasuredresults,thusverifyingthecorrectnessofthesimulationanalysisandthefeasibilityofthesuppressionmethod.Keywords:slenderexternalrotortemperaturefieldlocalhotspot抑制细长型外转子永磁电机局部过热的方法马鑫1郑庆华2韩雪岩1周挺11.国家稀土永磁电机工程技术研究中心（沈阳工业大学）（110870）2.江西工埠机械有限责任公司（331200）Method for Suppressing Local Overheating of Slender External Rotor Permanent Magnet MotorMA Xin1 ZHENG Qinghua2 HAN Xueyan1 ZHOU Ting11.NationalEngineeringResearchCenterforRare-earthPermanentMagnetMachines（ShenyangUniversityofTechnology）（110870）2.JiangxiGongbuMachineryCo.,Ltd.（331200）近年来，随着永磁电机技术的快速发展，永磁电机的应用范围越来越广泛。其中，较为突出的一类永磁电机为低速大转矩直驱永磁电机，被广泛应用于风电、轨道交通、矿山、机械、机床和起重等行业。低速大转矩直驱永磁电机的一个显著特点是铜耗比例很高，从而造成电机温升升高很快，当工作温度超过规定值812 时，绝缘材料的使用寿命就会减半，进而影响电机的使用寿命。温升是电机设计和运行的重要指标，但是导致绝缘材料受损和老化的并非平均温升，而是最高温升。只要绝缘材料有一点受损，将导致电机匝间击穿或对地击穿。因此，在进行温升计算时，一定要抑制电机局部过热。文献1对低速大转矩永磁直驱电机的研究现状进行了综述性的概括与展望，论述了电机研制过程中的难点、电机的分类及一些共性问题。文献2利用二维场路耦合有限元法，对一种新型外转子永磁游标电机的损耗特性进行了分析计算，并提出降低损耗的方法。文献3针对舵机电机的运行特点，设计的定子采用极数较少、槽数偏少的分数槽双层短距分布绕组，从而使电机空载永磁电势与正弦波接近，齿槽转矩较小。文献4-8针对永磁体涡流损耗（引起电机温升的主要 2 2023年第3期损耗）进行了分析计算。文献9针对一台大型空冷发电机转子，采用有限体积法，在相同的计算条件、网格划分前提下，研究了不同的湍流两方程模型对转子三维流场和温度场的影响。文献10对空空冷却电机的损耗和温升进行了计算分析，给出了电机各种损耗的计算方法，并将流体场与温度场直接耦合的计算方法与传统的计算方法进行了比较。由上述文献可知，电机温度场的计算方法有很多，影响电机温度分布的因素也有很多。只要电机的结构略有不同，电机的散热与导热系数就会发生变化，进而影响电机的温度分布。本文所研究的细长型外转子永磁电机相较于传统电机，具有如下特点：（1）电机的主要尺寸比（=Lef/，其中：Lef为铁心长度，为极距）大于20，而传统电机只有0.44，受此结构影响，电机中间的散热系数很低，热量很难散发出去。（2）外转子结构电机主要应用于起重行业，其运行转速在1020 r/min之间，电机几乎所有的损耗都集中在铜耗上。因此，该类电机在实际运行时温度分布不均匀。为了确保电机的稳定运行，在分析计算电机温度分布的同时，抑制电机局部过热也是十分必要的。1 电机结构及其求解模型的建立1.1 细长型外转子永磁电机结构 本文研究的细长型外转子永磁电机主要应用在桥式起重机上，其主要特点是直驱外转子大转矩输出，运行转速为1020 r/min，采用自然冷却或强迫风冷两种冷却方式。电机参数如表1所示，电机结构如图1所示。表1 细长型外转子永磁电机参数参 数数值参 数数值额定功率/kW18.5额定转矩/(Nm)9815额定转速/(r/min)18极数20额定电流/A40工作制S3-40%图1 细长型外转子永磁电机结构内齿圈轴承转子电机定子轴端盖图2 温度场求解域模型1.3 电机损耗的计算 电机损耗是电机的热源，对电机进行热分析时，必须先分析电机损耗，这样才能确保温度场分析的正确性。电机总损耗Pw为：Pw=Pcu+PFe+Ppm+Ps（1）其中：Pcu绕组铜耗；PFe铁心损耗；Ppm永磁体涡流损耗；Ps杂散损耗。绕组铜耗Pcu为：Pcu=3I2R0(235+T1)235+T0（2）其中：I电机额定电流；R0初始电阻；T1温度；T0初始温度。铁心损耗PFe为：PFe=khfB2m+kw(fBm)2+kex(fBm)1.5（3）其中：kh、kw和kex分别为磁滞损耗系数、涡流损耗系数和附加损耗系数；f磁通频率；1.2 电机求解模型的建立 电机周向对称，建模时取周向1/4的范围为计算区域，其物理模型如图2所示。2023年第3期 3 Bm磁通密度最大值。永磁体涡流损耗Ppm为：Ppm=LaVpmK2pmf2pmB2pmL2b12pm(La+Lb)（4）其中：La永磁体轴向长度；Lb永磁体切向宽度；Vpm永磁体体积；Kpm电动势比例常数；fpm永磁体内磁场交变频率；Bpm永磁体磁通密度交变分量的峰值 pm永磁体的电阻率。本文所研究的样机为低速大转矩电机，额定频率为3 Hz，根据式（2）式（4）计算其铜耗、铁耗和永磁体损耗，分别为4 570 W、430 W和25 W。由此可以得出，该电机的铜耗远大于铁耗和永磁体损耗。同时，根据式（2）计算得到25 和95 时的铜耗相差601.3 W，这会使瞬态温度场仿真出现很大的迭代误差。因此，在仿真时采取时变铜损耗瞬态温度场分析，将绕组部分生热率变为时变加载，如图3所示。其中：Vx散热片间的风速。空心轴自然冷却散热时，其轴向空气流动性差，因此认为Vx=0，则由式（6）求得的空心轴自然冷却散热系数为：2=9.73W/（m2K）1.4.3气隙处理 用导热方式换热的效果与气隙中对流方式换热的效果等价。此时，其临界特依洛尔数为：Tacr=R0.51.51/（7）其中：R气隙半径；气隙长度；1转子角速度；介质运动粘度。气隙中的介质流动为紊流，有效导热系数为 eff=0.23(/D2)0.25Rek（8）其中：转子表面粗糙度的经验系数；D2转子内径；Re气隙中的雷诺数；k空气导热系数。1.4.4端部绕组散热系数 端部绕组的对流散热系数3为：3=Nutk/det（9）其中：Nut端部努塞尔特数；det端部等效直径。端部等效直径det为：det=(D1+Di2)/2（10）其中：D1定子铁心外径；Di2定子铁心内径。端部努塞尔特数Nut为：Nut=0.456Ret0.6（11）其中：Ret端部气流雷诺数。端部气流雷诺数Ret为：Ret=D1ndet/(60)（12）其中：n电机转速。2 细长型外转子永磁电机的温度分布及 局部过热点分析 通过上述模型可以得到电机的温度分布情1.4 电机散热系数确定1.4.1转子外壳散热系数 转子外壳表面附近空气旋绕，在计算转子外壳散热系数1时，应按照圆周速度的75%进行计算，即：1=7.5v0.78（5）其中：v大气压下空气的运动速度。由式（5）求得转子外壳散热系数为：1=17.56W/（m2K）1.4.2空心轴散热系数 空心轴散热系数的经验公式为：2=9.7314Vx0.63（6）图3 绕组生热率时变加载值绕组生热率时变加载值/(10-3 W/m3)迭代时间/min 4 2023年第3期况，图4为电机径向温度分布曲线，图5为电机径向温度分布图。由图4和图5可以看出，电机径向温度由外向内呈现先升高后逐步降低的趋势，电机绕组处的温度最高，转子外表面的温度最低。量也相当有限。因此，细长型外转子永磁电机的温度呈非均匀分布。3 抑制细长型外转子永磁电机局部过热 的方法 抑制细长型外转子永磁电机局部过热的技术主要从两个方面考虑：一是降低热源热量，即减小电机各种部件的固有损耗；二是加大局部过热点的导热能力与散热能力。3.1 细长型外转子永磁电机损耗的抑制 本文所研究的细长型外转子永磁电机运行频率较低（5 Hz以下），其损耗主要为定子铜耗，因此，减小定子铜耗是降低温升和抑制局部过热最好的方法。3.1.1增大定子槽型 细长型外转子永磁电机定子开槽时，若齿宽相同，则槽越深，槽底部的面积就越小，利用率不高。因此，可以通过减小齿的宽度提高齿磁密。如表2所示，齿磁密由原来的1.72 T增加到1.84 T、1.94 T和2.09 T，有效槽面积提高15%28%，电机的效率提高11.5个百分点，温升降低5 K左右。表2 不同槽面积时电机性能参数变化槽面积/mm2齿宽/mm齿磁密/T铜耗/kW过载倍数效率/%反电动势/V温升/K225927.401.726.311.5076.17235.0902 60024.571.844.531.3577.28224.0852 92121.471.944.171.2077.45210.0843 24218.512.094.931.1776.91195.286 从表2可以看出，随着饱和程度的增加，电机的反电动势有减小的趋势，而反电动势的减小会增加运行电流，故当过饱和时电机的效率反而会下降。图8为考虑饱和与畸变及不考虑饱和与畸变时的理论计算值与电机试验值的对比。从图8可以看出，饱和与畸变对电机的过载能力是有一定影响的。过载时绕组励磁磁场使电机磁路过饱和，从而使得电机运行电流迅速上升，转矩输出与电流已经不成线性关系，反而使电机的温升 图6为电机轴向温度分布曲线，图7为轴向温度分布图。由图6和图7可以看出，细长型外转子永磁电机中间的热量很难散发出去，导致轴向出现两个温度较高的区域，最高温度出现在端部，但同时电机中间的温度也偏高。图4 电机径向温度分布曲线温度/()图6 电机轴向温度分布曲线温度/()图5 电机径向温度分布图图7 电机轴向温度分布图 细长型外转子永磁电机的主要发热量在定子上，定子的散热只有通过固定轴，而固定轴的散热面积有限；此外，虽然外转子的散热面积较大，但由于气隙的阻隔，传导到转子上的定子热2023年第3期 5 升高。综上所述，增加槽面积是降低铜耗有效措施，但同时也要考虑电机的过载能力，齿磁密在1.94 T左右是较为合适的。4为不同极槽配合下电机端部的长度。由表4可以看出，多极少槽可以减小电机端部的损耗。表4 不同极槽配合下电机端部长度极槽配合端部长度/mm铜耗/W效率/%平均温升/K端部温升/K30/36726.3176.1775.8103.430/108809.7874.0184.6114.630/1358310.4073.6787.9118.73.2 细长型外转子永磁电机谐波的抑制 谐波是导致电机产生谐波损耗和附加损耗的主要原因。对于低频来说，谐波损耗可以忽略不计，但是由谐波产生的附加损耗是不能忽略的。因此，有效抑制谐波可进一步降低电机的温升。3.2.1永磁体优化 细长型外转子永磁电机采用表贴式磁路结构，永磁体固定在转子表面。将永磁体两边进行削角处理，一方面是为了固定永磁体，同时也可对气隙磁密波形进行优化。表5给出了不同削角下，电机的气隙磁密谐波畸变率和电机附加损耗。由表5可知：适当改变角度，有利于降低电机的附加损耗；永磁体削角的值定在15左右为最佳。表5 不同削角下电机气隙磁密谐波畸变率与附加损耗/()气隙磁密谐波畸变率/%附加损耗/W528.23350827.303411020.643091518.722641624.093221823.283142022.463012520.283053.2.2极弧系数的选择 表贴式永磁同步电机极弧系数p为：p=bp/p（13）其中：bp极弧长度；p极距3.1.2转子内径选取 细长型外转子永磁电机的转子内径越大，电机定子外径就越大，则需要更多的铜和永磁体。因此，合理的D2L可以有效降低铜耗。在保证铁心长度、反电动势、槽满率和转子外径基本不变的前提下，对不同转子内径进行了对比，见表3。从表3可以看出，随着转子内径的减小，电机的铜耗逐渐增加，其中转子内径360 mm时的铜耗较384 mm时增长了25.29%，铁耗下降了10.73%。由此可见，增大转子内径能够有效降低铜耗，即转子内径越大，越有利于降低电机铜耗和提高电机效率。表3 不同转子内径电机性能对比转子内径/mm卷筒厚度/mm铜耗/W铁耗/W转子安全系数38482962.05254.191.51380103025.23250.851.91378113071.16248.052.07374133115.85243.532.29370153430.94238.702.66366173599.99233.983.04360203711.12226.923.703.1.3多极少槽 电机采取多极少槽的最大优势在于电机的绕组端部短，而细长型外转子永磁电机定子外径尺寸受限，定子并不能开设很多槽，更加适合采用多极少槽。此外，多极少槽还可以有效减少端部用铜量，降低端部铜耗，从而抑制端部局部温升。表图8 计算值与试验值的对比不考虑饱和与畸变计算值考虑饱和与畸变计算值转矩/(kNm)6 2023年第3期图12 风速与温升的关系 由图9可以看出，极弧系数随气隙磁密谐波畸变率呈V型曲线变化，细长型外转子永磁电机的极弧系数控制在0.70.75之间是合理的。胶时下降了25 左右，绕组最高温度位于中间；有导热硅胶并同时增加了电机轴向通风时，电机端部的温度又进一步下降了约10，且绕组不同位置的温度趋于一致；曲线3与曲线1相比较，绕组的局部过热点温度降低了1020。由此可见，导热硅胶的使用是抑制电机局部过热的最佳方法。3.4 冷却系统结构的设计 针对细长型外转子永磁电机的结构特点，其冷却系统可以选择水冷和风冷两种方式，水冷即在转轴上设立螺旋水道，效果较好，但工艺复杂。本文主要分析采用风冷的细长型外转子永磁电机的冷却结构。电机的主要散热面为空心轴的内壁，因此决定冷却效果的是空心轴的内径（即散热面积）以及通过内壁的风速。设计时需考虑（1）空心轴要有足够的强度来支撑定子铁心的质量；（2）电机轭部磁密限制了空心轴的最大外径（3）冷却风的流量取决于风机的风压和风速 图11为电机采用风冷时的温度分布，从仿真计算结果来看，可以在保证电机轭部磁密为1.90 T的前提下，增大转子外径；而从图12可以看出，随着风速的增加，温升先下降后趋于平缓，风速保持在46 m/s较为合适。3.3 细长型外转子永磁电机导热材料的使用3.3.1高导热绝缘材料 高导热绝缘材料及其绝缘结构的使用将改善电机的温度分布和散热效果，降低绕组温升11，电机各个部分的温升变化如表6所示。从表6可以看出：采用高导热绝缘材料可以降低绕组的温升；同样，对端部而言，采用高导热绝缘材料可以解决局部温升过高的问题。表6 导热系数变化对温升的影响导热系数/W/(mK)绕组端部/K绕组中间/K定子铁心(两端)/K定子铁心(中间)/K永磁体/K转子/K0.2510379.766.679.876.572.90.509677.664.277.474.572.43.3.2导热硅胶 电机绕组端部在空气中散热困难，容易产生局部过热点。采用绕组端部灌封导热硅胶，可以使端部的热量通过硅胶传导到轴上，从而使端部热量迅速散发。图10为电机端部有、无导热硅胶时的轴向温度分布曲线。图10 端部有、无导热硅胶时轴向温度分布曲线温度/()2有导热硅胶1无导热硅胶3有导热硅胶+通风图11 风冷时电机整体温度分布 由图10可知：无导热硅胶时，电机端部温度最高；有导热硅胶时，电机端部温度较无导热硅4 试验 为了验证抑制方法的可行性和有效性，制作图9 不同极弧系数气隙磁密谐波畸变率2023年第3期 7 了一台额定功率18.5 kW、转速18 r/min、20极的细长型外转子永磁直驱电机，电机的工作级别为S3-40%。电机的定子和转子如图13所示。图14是电机的试验平台，试验采用两台相同电机对拖的形式，中间通过转矩传感器连接。5 结论 本文以细长型外转子永磁直驱电机为例，运用有限元法仿真计算了电机的三维温度场，分析了电机的温度分布及局部过热点产生的原因，并提出了抑制局部过热的方法。试验结果表明，电机的温度计算结果与实测结果吻合较好，说明细长型外转子永磁电机三维温度场计算模型是合理的，计算结果和抑制方法是正确的。参 考 文 献1 鲍晓华，刘佶炜，孙跃，等 低速大转矩永磁直驱电机研究综述与展望J 电工技术学报，2019，34（6）：1148-1159.2 朱洒，程明，李祥林，等 新型外转子低速直驱永磁游标电机的损耗J 电工技术学报，2015，30（2）：14-20.3 陈益广，郑军，魏娟，等 舵机用永磁同步电机的设计与温度场分析J 电工技术学报，2015，30（14）：94-99.4 陈丽香，解志霖，王雪斌 低速大转矩永磁电机的转子散热问题J 电工技术学报，2017，32（7）：40-485 王泽忠，严烈通 异步电机斜槽转子三维涡流场计算J 中国电机工程学报，1995，15（2）：118-123.6 常正峰，黄文新，胡育文，等 基于二维解析法的光滑表面实心转子感应电机附加损耗的研究J 中国电机工程学报，2007，27（21）：83-88.7 NIUShuangxia，HOSL，FUWN，etal EddyCurrentReductioninHigh-SpeedMachinesandEddyCurrentLossAnalysiswithMultisliceTime-SteppingFinite-ElementMethodJ.IEEETransactionsonMagnetics，2012，48（2）：1007-1010.8 付兴贺，林明耀，徐妲，等 永磁-感应子式混合励磁发电机三维暂态温度场的计算与分析J 电工技术学报，2013，28（3）：107-113.9 路义萍，潘庆辉，孙雪梅，等 湍流模型变化对汽轮发电机转子热流场影响J 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