1.12MW高速永磁電機(jī)多物理場綜合設(shè)計

張鳳閣 杜光輝 王天煜 王鳳翔 Wenping CAO 王大朋

1.12MW高速永磁電機(jī)多物理場綜合設(shè)計

張鳳閣1杜光輝1王天煜2王鳳翔1Wenping CAO3王大朋1

（1. 沈陽工業(yè)大學(xué)電氣工程學(xué)院 沈陽 110870 2. 沈陽工程學(xué)院機(jī)械工程學(xué)院 沈陽 110136 3. Electrical Engineering and Computer Science Queen’s University Belfast Belfast BT9 5AH UK）

高速電機(jī)設(shè)計時即要滿足電磁性能要求，又要滿足機(jī)械特性的要求，還需滿足冷卻與溫升的要求，因此高速電機(jī)的設(shè)計是一個多物理場迭代綜合設(shè)計過程。針對高速電機(jī)的多物理場一體化設(shè)計過程，本文基于電磁場-轉(zhuǎn)子強(qiáng)度-轉(zhuǎn)子動力學(xué)-流體場與溫度場等對一臺1.12MW，18 000r/min的高速永磁電機(jī)進(jìn)行了綜合設(shè)計，在多物理場仿真分析的基礎(chǔ)上，得到了滿足電磁性能、轉(zhuǎn)子強(qiáng)度、臨界轉(zhuǎn)速和電機(jī)溫升的綜合設(shè)計結(jié)果，并加工了一臺樣機(jī)，進(jìn)行了電機(jī)性能實(shí)驗(yàn)、轉(zhuǎn)子機(jī)械特性實(shí)驗(yàn)以及溫升實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果與計算結(jié)果相吻合，驗(yàn)證了本文仿真分析與設(shè)計方法的可行性，對大功率高速永磁電機(jī)的設(shè)計與發(fā)展具有一定的借鑒意義。

高速永磁電機(jī) 多物理場 綜合設(shè)計 電磁特性 機(jī)械特性 溫度場

1 引言

隨著科技水平的發(fā)展，在儲能飛輪、真空泵、高速磨床、壓縮機(jī)、航空航天、艦載供電設(shè)備等各工業(yè)領(lǐng)域?qū)Ω咚匐姍C(jī)的需求越來越大[1-2]。我國對高速電機(jī)的研究大都停留在幾十千瓦以下的小功率階段，大功率高速電機(jī)的研究還屬于起步階段。高速永磁電機(jī)的供電頻率和鐵心交變頻率約為普通電機(jī)的十多倍，導(dǎo)致基本電氣損耗的較大增加，因此設(shè)計合理的電磁方案，從而減小電機(jī)各部分損耗成為電磁設(shè)計的重點(diǎn)。對于高速永磁電機(jī)，燒結(jié)而成的永磁材料不能承受高速旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的拉應(yīng)力，必須對永磁體采取保護(hù)措施，同時為了避免轉(zhuǎn)子彎曲共振的發(fā)生，必須準(zhǔn)確預(yù)測轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的臨界轉(zhuǎn)速，因此轉(zhuǎn)子強(qiáng)度的合理設(shè)計和動力學(xué)分析是高速電機(jī)設(shè)計的關(guān)鍵技術(shù)。高速電機(jī)體積小，損耗密度大，容易造成永磁體不可逆失磁，因此有效的散熱和冷卻方式，是高速電機(jī)設(shè)計中的一個重要問題[3]。從以上可知，高速電機(jī)的設(shè)計是集電磁設(shè)計、轉(zhuǎn)子強(qiáng)度設(shè)計、轉(zhuǎn)子動力學(xué)分析以及冷卻系統(tǒng)設(shè)計等多物理場綜合設(shè)計的過程，必須每個關(guān)鍵技術(shù)都得到合理的解決方案，高速電機(jī)才能可靠安全運(yùn)行。

國內(nèi)外學(xué)者對高速電機(jī)的關(guān)鍵問題進(jìn)行了相關(guān)的研究。文獻(xiàn)[4-6]對高速永磁電機(jī)的損耗特性進(jìn)行了詳細(xì)的分析，對于高速永磁電機(jī)的轉(zhuǎn)子強(qiáng)度問題，文獻(xiàn)[7-9]對高速永磁電機(jī)合金保護(hù)套的轉(zhuǎn)子強(qiáng)度進(jìn)行了解析法分析與有限元計算，文獻(xiàn)[10-13]對碳纖維保護(hù)套進(jìn)行了理論分析與有限元驗(yàn)證。文獻(xiàn)[14-17]利用有限元法對陶瓷球軸承、空氣軸承、磁軸承支撐轉(zhuǎn)子進(jìn)行了固有頻率的計算，并進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，但以上轉(zhuǎn)子均為剛性轉(zhuǎn)子。文獻(xiàn)[18-20]對75kW和117kW的高速永磁電機(jī)設(shè)計了環(huán)形繞組，并在環(huán)形繞組的內(nèi)外槽中開設(shè)了冷卻通道用來降低定轉(zhuǎn)子溫度，文獻(xiàn)[21-22]對1MW和2MW的高速永磁電機(jī)介紹了一種轉(zhuǎn)子風(fēng)冷與定子水冷的散熱方式，但沒有對溫度分布進(jìn)行計算與分析，對兆瓦級高速永磁電機(jī)冷卻系統(tǒng)與溫度分布研究的文獻(xiàn)還很少。文獻(xiàn)[23]基于電磁場、應(yīng)力場與轉(zhuǎn)子動力學(xué)對一臺100kW，60kr/min的高速永磁電機(jī)轉(zhuǎn)子進(jìn)行了綜合設(shè)計，文獻(xiàn)[24]對一臺1kW，130kr/min的超高速開關(guān)磁阻電機(jī)進(jìn)行了電機(jī)本體、轉(zhuǎn)子強(qiáng)度、臨界轉(zhuǎn)速等綜合設(shè)計與計算。對于高速永磁電機(jī)，特別是大功率的高速永磁電機(jī)的多物理場的綜合設(shè)計的相關(guān)文獻(xiàn)還很少。

本文基于一臺1.12MW，18kr/min的高速永磁電機(jī)，進(jìn)行電磁—轉(zhuǎn)子強(qiáng)度—轉(zhuǎn)子動力學(xué)—冷卻系統(tǒng)等多物理場一體化設(shè)計，得到了滿足電磁性能、轉(zhuǎn)子強(qiáng)度、臨界轉(zhuǎn)速和電機(jī)溫升的綜合設(shè)計結(jié)果，并加工了一臺樣機(jī)，進(jìn)行了電機(jī)性能實(shí)驗(yàn)、轉(zhuǎn)子機(jī)械特性實(shí)驗(yàn)以及溫升實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果與計算結(jié)果相吻合，為兆瓦級高速永磁電機(jī)的發(fā)展提供參考依據(jù)。

2 多物理場綜合設(shè)計過程

高速電機(jī)設(shè)計是一個集電磁場、應(yīng)力場、轉(zhuǎn)子動力學(xué)、流體場與溫度場等多物理場迭代綜合設(shè)計過程，設(shè)計流程如圖1所示。在高速電機(jī)設(shè)計時，電磁性能、轉(zhuǎn)子機(jī)械特性以及電機(jī)冷卻與溫升等多個關(guān)鍵問題同時得到解決，各關(guān)鍵問題的性能均滿足要求，高速電機(jī)的設(shè)計才算完成。

圖1 高速電機(jī)綜合設(shè)計流程圖Fig.1 Flow chart of integrated design for high speed machine

3 電磁設(shè)計

3.1基本設(shè)計原理

高速電機(jī)高速旋轉(zhuǎn)時，轉(zhuǎn)子表面產(chǎn)生很大的離心力，在設(shè)計時首先要保證轉(zhuǎn)子表面的離心力在材料允許的極限范圍內(nèi)，因此高速電機(jī)的直徑不能像常規(guī)電機(jī)那樣選取，而應(yīng)考慮轉(zhuǎn)子材料可承受的最大離心力，轉(zhuǎn)子外徑最大值的確定方法步驟如下所述。電機(jī)高速旋轉(zhuǎn)時轉(zhuǎn)子表面產(chǎn)生的離心力大小為

則離心應(yīng)力為

強(qiáng)度條件為

其中m為轉(zhuǎn)子質(zhì)量，A為轉(zhuǎn)子橫截面積，r為轉(zhuǎn)子外徑，ν為轉(zhuǎn)子外表面線速度，[σ]為材料許用應(yīng)力，S為安全系數(shù)。

對于確定的材料，通過公式（3）可以得到一個最大的轉(zhuǎn)子外表面線速度vmax，則轉(zhuǎn)子最大外徑為:

其中，ω為轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)角速度，因此選取電機(jī)轉(zhuǎn)子外徑時應(yīng)使其小于Dmax，綜合考慮永磁電機(jī)轉(zhuǎn)子剛度和電機(jī)輸出功率的要求確定永磁轉(zhuǎn)子外徑和長度，根據(jù)電機(jī)的長徑比確定電機(jī)的主要尺寸。

3.2轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的選擇

高速電機(jī)的極數(shù)都較少，一般情況設(shè)計為2極或4極。2極電機(jī)頻率低，損耗小，永磁體可以采取整體結(jié)構(gòu)，但2極電機(jī)定子繞組端部較長，降低了轉(zhuǎn)子的剛度。4極電機(jī)定子繞組端部較短，但是定子繞組電流和鐵心中磁場的交變頻率較高[1]。對于本文所設(shè)計的1.12MW高速永磁電機(jī)，轉(zhuǎn)子采用2極結(jié)構(gòu)時的平均半匝長約為1 300mm，而采用4極結(jié)構(gòu)時的平均半匝長約為870mm，2極電機(jī)的軸長長度和平均半匝長度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于4極電機(jī)，這將給大功率高速永磁電機(jī)的轉(zhuǎn)子動力學(xué)設(shè)計帶來嚴(yán)重的困難。

常用的永磁體材料主要有NdFeB和SmCo，NdFeB永磁材料的剩磁通密度度和矯頑力較大，但易受溫度影響，最大承受溫度約為180℃，抗拉強(qiáng)度約為80～140MPa，SmCo永磁材料的剩磁通密度度較小，但最大承受溫度高達(dá)350℃以上，但抗拉強(qiáng)度小，約為25～30MPa，因此使用SmCo永磁材料需要更大保護(hù)套厚度，從而增加氣隙長度，增加永磁體用量。

永磁體在高速旋轉(zhuǎn)下，難以承受巨大的離心力，必須對永磁體采用保護(hù)措施，主要有合金鋼保護(hù)套和碳纖維保護(hù)套，采用合金鋼保護(hù)套時會在保護(hù)套中產(chǎn)生巨大的渦流損耗，對于本文所設(shè)計的1.12MW的高速永磁電機(jī)，采用合金護(hù)套時的轉(zhuǎn)子渦流損耗高達(dá)35kW，這對電機(jī)設(shè)計是無法接受的，因此本文采用碳纖維保護(hù)套。

3.3定子結(jié)構(gòu)的選擇

本文對不同定子槽數(shù)對轉(zhuǎn)子渦流損耗和齒槽轉(zhuǎn)矩的影響程度進(jìn)行了分析，如圖2所示。從圖2可以看出，12槽的轉(zhuǎn)子渦流損耗和齒槽轉(zhuǎn)矩遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于其他方案，27槽為分?jǐn)?shù)槽，齒槽轉(zhuǎn)矩接近0，36槽方案的轉(zhuǎn)子渦流損耗最小。但由于本文設(shè)計的電機(jī)是大功率高壓電機(jī)，必須采用矩形槽和扁銅線繞組，矩形槽的寬度受到繞組的限制，可調(diào)范圍很小，因此當(dāng)槽數(shù)過多時，會造成定子齒磁通密度過大。

圖2 不同槽數(shù)對齒槽轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)子渦流損耗的影響Fig.2 Cogging torque and rotor eddy current loss with different stator slots number

3.4電磁設(shè)計方案

1.12 MW，18kr/min的高速永磁電機(jī)結(jié)構(gòu)如圖3所示，設(shè)計參數(shù)如表2所示。電機(jī)選用4極轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)，轉(zhuǎn)子鐵心與轉(zhuǎn)軸一體結(jié)構(gòu)，轉(zhuǎn)子鐵心采用高強(qiáng)度導(dǎo)磁的碳素鋼材料，永磁體采用NdFeB材料，每極永磁體徑向分為3塊，極間間隙采用高溫高強(qiáng)度的塑料填充。永磁體外捆扎碳纖維保護(hù)套，碳纖維保護(hù)套與永磁體采用過盈配合，定子采用27槽矩形槽結(jié)構(gòu)，定子鐵心采用低損耗系數(shù)的硅鋼片材料，繞組采用扁銅線雙層短距繞組，在定子槽靠近氣隙側(cè)預(yù)留一定高度的通風(fēng)道。

圖3 1.12MW高速永磁電機(jī)整體結(jié)構(gòu)圖Fig.3 The integral model of 1.12MW high-speed permanent magnet machine

表1 1.12MW高速永磁電機(jī)基本參數(shù)Tab.1 Parameters of 1.12MW high-speed permanent magnet machine

利用有限元法對1.12MW高速永磁電機(jī)進(jìn)行電磁特性仿真，結(jié)果如圖4所示。從圖4可以看出由于定子槽的存在，氣隙磁通密度存在較大的諧波，三相繞組的空載相反電動勢趨于平頂波，有效值約為1.65kV，占三相額定相電壓的95.2%，負(fù)載運(yùn)行時的平均值轉(zhuǎn)矩約為598N·m，負(fù)載運(yùn)行時相電流接近正弦波，有效值為225A。

圖4 電機(jī)電磁特性仿真結(jié)果Fig.4 Electromagnetic characteristics simulation results

4 機(jī)械特性分析

4.1轉(zhuǎn)子強(qiáng)度分析

永磁體抗拉強(qiáng)度很小，必須對永磁體采用保護(hù)措施，高速永磁電機(jī)護(hù)套材料主要有纖維材料和合金材料，對于本文所設(shè)計的兆瓦級高速永磁電機(jī)，當(dāng)采用合金護(hù)套時，護(hù)套中存在較大的渦流損耗，發(fā)熱嚴(yán)重，因此，本文選擇機(jī)械強(qiáng)度較高的碳纖維材料。為了保證永磁體在高速旋轉(zhuǎn)時受到壓應(yīng)力，護(hù)套與轉(zhuǎn)子之間采用過盈配合。在電機(jī)高速旋轉(zhuǎn)時，高速永磁保護(hù)套和永磁體所受應(yīng)力必須小于相應(yīng)的材料最大抗拉強(qiáng)度，才能保證轉(zhuǎn)子穩(wěn)定運(yùn)行。

本文對1.12MW高速永磁電機(jī)設(shè)計了碳纖維保護(hù)措施，如圖5所示，碳纖維與永磁體采用過盈配合。由于轉(zhuǎn)子應(yīng)力的解析公式不能考慮永磁體分塊以及極間填充物而引起的邊緣效應(yīng)和彎曲效應(yīng)，因此本文利用有限元法對運(yùn)行在1.2倍額定轉(zhuǎn)速，150℃時的轉(zhuǎn)子應(yīng)力進(jìn)行分析，結(jié)果如圖6。從圖6可以看出，在高溫運(yùn)行時，永磁體最大徑向應(yīng)力為140MPa，集中在永磁體與填充物接觸的邊界，永磁體徑向應(yīng)力為壓應(yīng)力，而永磁體可承受的壓應(yīng)力約為800MPa。永磁體最大切向應(yīng)力為88MPa，集中在永磁體內(nèi)表面，為拉應(yīng)力，已經(jīng)很接近永磁體的可承受的抗拉強(qiáng)度了。碳纖維保護(hù)措施由于彎曲應(yīng)力的存在，保護(hù)套最大切向應(yīng)力集中在極間填充區(qū)域，但保護(hù)套的最大切向應(yīng)力遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于保護(hù)套的抗拉強(qiáng)度（1 400MPa）。從以上分析可以得出，當(dāng)轉(zhuǎn)子運(yùn)行在1.2倍額定轉(zhuǎn)速，150℃時，碳纖維護(hù)套的應(yīng)力尚存有較大的余量，但永磁體切向應(yīng)力已經(jīng)接近永磁體的抗拉極限了。

圖5 轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)Fig.5 Rotor structure

圖6 轉(zhuǎn)子應(yīng)力分布Fig.6 Rotor stress

4.2臨界轉(zhuǎn)速的計算

轉(zhuǎn)子動力學(xué)設(shè)計是高速電機(jī)設(shè)計的重要內(nèi)容，當(dāng)轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)速與轉(zhuǎn)子的臨界轉(zhuǎn)速接近時，轉(zhuǎn)子將會發(fā)生劇烈的彎曲振動，引起整個機(jī)組振動，嚴(yán)重時使得轉(zhuǎn)子破壞，為了避免彎曲共振的發(fā)生，必須準(zhǔn)確預(yù)測轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的臨界轉(zhuǎn)速。對于剛性轉(zhuǎn)子電機(jī)工作轉(zhuǎn)速應(yīng)低于1階臨界轉(zhuǎn)速；對于撓性轉(zhuǎn)子，應(yīng)使工作轉(zhuǎn)速在1階臨界轉(zhuǎn)速與2階臨界轉(zhuǎn)速之間。

本文所設(shè)計的1.12MW高速永磁電機(jī)，采用油膜滑動軸承，利用有限元法對有葉輪和無葉輪時的臨界轉(zhuǎn)速進(jìn)行了計算，不同臨界轉(zhuǎn)速下的變形如圖7所示和圖8所示。從圖7和圖8可以看出，無葉輪時的一階彎曲模態(tài)固有頻率為295Hz，對應(yīng)的臨界轉(zhuǎn)速為17 700r/min，臨界轉(zhuǎn)速接近電機(jī)的額定轉(zhuǎn)速，會在電機(jī)額定轉(zhuǎn)速時發(fā)生劇烈的振動。有葉輪時的1階彎曲模態(tài)固有頻率為212Hz，對應(yīng)的臨界轉(zhuǎn)速為12 720r/min，2階彎曲模態(tài)固有頻率為432Hz，對應(yīng)的臨界轉(zhuǎn)速為25 920r/min，可見有葉輪時電機(jī)額定轉(zhuǎn)速位于1階臨界轉(zhuǎn)速與2階臨界轉(zhuǎn)速之間。

圖7 無葉輪時模態(tài)分析結(jié)果Fig.7 Modal analysis results with no impeller

圖8 有葉輪時模態(tài)分析結(jié)果Fig.8 Modal analysis results with impeller

5 1.12MW高速永磁電機(jī)冷卻結(jié)構(gòu)

5.1冷卻結(jié)構(gòu)

由于高速電機(jī)的定轉(zhuǎn)子都存在大量的損耗，本文對1.12MW高速永磁電機(jī)采用轉(zhuǎn)子風(fēng)冷與機(jī)殼水冷相結(jié)合的冷卻方式，如圖9所示，在定子槽內(nèi)預(yù)留一定的內(nèi)風(fēng)道，冷風(fēng)從設(shè)置在電機(jī)機(jī)殼一側(cè)的進(jìn)風(fēng)口流入，經(jīng)過繞組一側(cè)的端部，流經(jīng)定子槽內(nèi)預(yù)留的內(nèi)風(fēng)道和氣隙，帶走轉(zhuǎn)子熱量，流經(jīng)繞組的另一側(cè)的端部，從設(shè)置在機(jī)殼另一側(cè)的出風(fēng)口流出，同時在定子機(jī)殼內(nèi)開設(shè)有螺旋水路。

圖9 冷卻系統(tǒng)結(jié)構(gòu)Fig.9 Cooling System

5.2求解域模型與邊界條件

電機(jī)轉(zhuǎn)子主要是靠通風(fēng)系統(tǒng)散熱，且轉(zhuǎn)子永磁體極間填充物較小，轉(zhuǎn)子部分通過填充物傳遞的熱量是非常有限的，因此為了簡化溫度場計算模型，這里忽略轉(zhuǎn)子填充物對轉(zhuǎn)子溫度的影響，取電機(jī)周向一個齒槽寬、軸向全軸長為求解模型，冷卻結(jié)構(gòu)的求解域模型如圖10所示。對于通風(fēng)系統(tǒng)采用流固耦合求解模型，對于水路結(jié)構(gòu)這種非對稱結(jié)構(gòu)，難以采用流固耦合法對電機(jī)進(jìn)行溫度計算，并且進(jìn)水口和出水口的水溫相差很小，可以采用平均散熱系數(shù)的方法進(jìn)行求解。

圖10 求解域模型Fig.10 Solving domain model

電機(jī)內(nèi)流體流動和傳熱是非常復(fù)雜的，根據(jù)其結(jié)構(gòu)、流體流動和傳熱的特點(diǎn)，給出了合理的基本假設(shè)與邊界條件[25-26]:

（1）忽略冷卻水沿途的溫度差，認(rèn)為水路各處的散熱系數(shù)和外部環(huán)境都相同，在水道處設(shè)置為對流換熱邊界條件，根據(jù)文獻(xiàn)[25]可求得平均散熱系數(shù)。

（2）風(fēng)道流體域設(shè)置為標(biāo)準(zhǔn)的K-E湍流模型，風(fēng)道入口均給定為速度入口邊界條件，設(shè)定冷卻風(fēng)的速度和溫度，風(fēng)道出口處設(shè)置為壓力出口邊界條件，壓力設(shè)定為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓。

（3）風(fēng)道和轉(zhuǎn)子所有接觸面，設(shè)置為旋轉(zhuǎn)移動墻，加載旋轉(zhuǎn)速度，模擬轉(zhuǎn)子的旋轉(zhuǎn)。

（4）電機(jī)定子、繞組、護(hù)套、永磁體均為熱源，加載平均損耗密度。

（5）轉(zhuǎn)子表面風(fēng)摩耗通過流固耦合直接求取。

5.3三維溫度場計算結(jié)果分析

額定運(yùn)行時電機(jī)溫度分布如圖11所示，圖11a為電機(jī)三維溫度場分布，圖11b為電機(jī)沿徑向方向的溫度分布，徑向位置的溫度分布本文取的是軸向中間處的徑向位置。從圖11可以看出，電機(jī)最高溫度出現(xiàn)在轉(zhuǎn)子軸向中間處，依次向兩端降低，其中在轉(zhuǎn)子各部件中，保護(hù)套的溫度是最高的。由于定子外設(shè)有螺旋水路，因此定子部分的溫度遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于轉(zhuǎn)子，定子最高溫度約為67℃，繞組最高溫度約為76℃，而永磁體溫度約為140℃，低于永磁體的極限溫度180℃。

圖11 額定運(yùn)行時電機(jī)溫度場分布Fig.11 Temperature distribution of machine under rated load

6 樣機(jī)與實(shí)驗(yàn)分析

基于以上分析，加工了一臺樣機(jī)，轉(zhuǎn)子采用碳纖維保護(hù)措施，定子采用27槽矩形槽結(jié)構(gòu)，樣機(jī)采用水冷和風(fēng)冷相結(jié)合的冷卻系統(tǒng)，樣機(jī)如圖12所示。

圖12 1.12MW高速永磁電機(jī)樣機(jī)Fig.12 Prototype of 1.12MW high speed permanent magnet machine

6.1電機(jī)性能實(shí)驗(yàn)

對該樣機(jī)進(jìn)行了空載電磁特性實(shí)驗(yàn)，額定轉(zhuǎn)速下的空載反電動勢波形如圖13a所示，不同轉(zhuǎn)速下的空載反電動勢和空載電流如圖13b和13c所示，負(fù)載電流波形如圖13d所示。從圖13可以看出，空載反電動勢波形非常接近正弦波，不同轉(zhuǎn)速下的空載反電動勢實(shí)驗(yàn)結(jié)果與計算結(jié)果非常接近，額定轉(zhuǎn)速下的空載相電流實(shí)驗(yàn)結(jié)果為21A，而有限元的仿真結(jié)果為17A，誤差很小，全負(fù)載下的相電流有效值為235A，仿真結(jié)果為225A，誤差小于5%。

圖13 電機(jī)性能實(shí)驗(yàn)結(jié)果Fig.13 The measured results of machine performances

6.2轉(zhuǎn)子機(jī)械特性實(shí)驗(yàn)

轉(zhuǎn)子機(jī)械特性實(shí)驗(yàn)包括轉(zhuǎn)子強(qiáng)度實(shí)驗(yàn)和轉(zhuǎn)子振動實(shí)驗(yàn)，對碳纖維轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)進(jìn)行了強(qiáng)度測試，測試平臺如圖14所示，測試中電機(jī)運(yùn)行在22kr/min，轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)未出現(xiàn)損壞情況，證明本文所設(shè)計保護(hù)措施能滿足強(qiáng)度要求。同時對無葉輪時的轉(zhuǎn)子振動情況進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)，電機(jī)軸承前端和后端隨轉(zhuǎn)速的振動位移如圖15所示，可以看出在額定轉(zhuǎn)速附近電機(jī)振動劇烈，說明額定轉(zhuǎn)速與臨界轉(zhuǎn)速相接近，本文利用有限元法計算的無葉輪時的1階臨界轉(zhuǎn)速為17 700r/min，實(shí)驗(yàn)結(jié)果與本文分析結(jié)果相吻合。

圖14 轉(zhuǎn)子實(shí)驗(yàn)測試平臺Fig.14 Rotor experimental platform

圖15 轉(zhuǎn)子振動實(shí)驗(yàn)結(jié)果Fig.15 Vibration experimental results

6.3溫升實(shí)驗(yàn)

樣機(jī)采用了軸向風(fēng)冷和機(jī)殼水冷相結(jié)合的冷卻方案，對該冷卻系統(tǒng)的樣機(jī)溫度進(jìn)行了測量。負(fù)載運(yùn)行在12kr/min時的繞組溫度實(shí)驗(yàn)值與計算值如表2所示，其中測溫度點(diǎn)1～3位于定子繞組端部，可以看出，電機(jī)穩(wěn)定后通風(fēng)系統(tǒng)溫升、水冷系統(tǒng)溫升以及定子溫度的實(shí)驗(yàn)結(jié)果與計算結(jié)果相吻合。

表2 負(fù)載運(yùn)行12kr/min時電機(jī)溫度實(shí)驗(yàn)值與計算值Tab.2 Comparison between calculated and test resultsunder load running 12 000r/min（單位:℃）

7 結(jié)論

本文基于電磁場、應(yīng)力場、轉(zhuǎn)子動力學(xué)以及流體與溫度耦合場等多物理場對一臺1.12MW，18kr/min的高速永磁電機(jī)進(jìn)行了綜合設(shè)計，并加工了一臺樣機(jī)，進(jìn)行了較為全面的實(shí)驗(yàn)，驗(yàn)證了本文理論分析的正確性，得到了以下結(jié)論:

（1）在兆瓦級高速電機(jī)的電磁設(shè)計時，為了降低轉(zhuǎn)子動力學(xué)的設(shè)計難度，應(yīng)首選4極結(jié)構(gòu)，定子采用多槽結(jié)構(gòu)可以有效降低齒槽轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)子渦流損耗，永磁體應(yīng)首選高強(qiáng)度的NdFeB材料。

（2）對于兆瓦級高速永磁電機(jī)，合金保護(hù)套由于存在過大的渦流損耗已不能滿足設(shè)計要求，應(yīng)采取碳纖維保護(hù)措施，在高速高溫運(yùn)行時，碳纖維護(hù)套的應(yīng)力尚有較大的余量，而永磁體應(yīng)力已接近永磁體的極限抗拉強(qiáng)度了。

（3) 無葉輪時，轉(zhuǎn)子1階臨界轉(zhuǎn)速與額定轉(zhuǎn)速相接近，帶葉輪時，轉(zhuǎn)子為撓性轉(zhuǎn)子，電機(jī)工作速度位于1階臨界轉(zhuǎn)速與2階臨界轉(zhuǎn)速之間。

（4) 采用風(fēng)冷與水冷相結(jié)合的冷卻方案，可以有效的降低電機(jī)溫度；電機(jī)最高溫度出現(xiàn)在轉(zhuǎn)子軸向中間處，且轉(zhuǎn)子溫度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于定子和繞組溫度，如何有效的降低轉(zhuǎn)子溫度是高速電機(jī)電磁設(shè)計和冷卻系統(tǒng)設(shè)計的研究重點(diǎn)。

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Integrated Design of 1.12MW High Speed PM Machine Based on Multi-Physics Fields

Zhang Fengge1 Du Guanghui1 Wang Tianyu2 Wang Fengxiang1 Wenping Cao3 Wang Dapeng1
（1. Shenyang University of Technology Shenyang 110870 China 2. Shenyang Institute of Engineering Shenyang 110136 China 3. Queen’s University Belfast Belfast BT9 5AH UK）

For high speed machine, it is necessary to meet the requirements including electromagnetic properties, mechanical properties and machine temperature，so it is a comprehensive multi-physics field iterative design process. In this paper, a 1.12MW, 18 000r/min high-speed PM machine is designed based on electromagnetic fields-rotor strength-rotor dynamics-fluid and temperature fields. On the basis of multi-physics analysis, the results meeting electromagnetic properties, rotor strength, critical speed, machine temperature rise are obtained. Finally, a prototype is manufactured. The electromagnetic experiment, rotor mechanical properties test and temperature test are conducted and the results show that the design method and multi-physics analysis are feasible and effective, by which a theory gist for the high power high speed PM machine is provided.

High speed PM machine, multi-physics field, integrated design, electromagnetic properties, mechanical properties, temperature field

TM315

張鳳閣 男，1963年生，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)樘胤N電機(jī)及其控制和新能源技術(shù)。

教育部長江學(xué)者和創(chuàng)新團(tuán)隊發(fā)展計劃資助（IRT1072）；國家自然科學(xué)基金項目（51207094）；遼寧省高校創(chuàng)新團(tuán)隊支持計劃項目（LT2011003）。

2014-10-09

杜光輝 男，1987年生，博士研究生，研究方向高速電機(jī)設(shè)計與分析。