空冷島永磁直驅電機冷卻方案設計分析計算

徐志平

（神華準能集團有限責任公司科學技術研究院，內蒙古017100）

0 引言

空冷島永磁直驅電機（以下簡稱永磁電機）是空冷島風機系統的關鍵設備之一，適用于交流50 Hz、額定電壓380 V的電網中，直接帶動風機葉輪進行啟、停及調速控制，實現對空冷島提供冷卻，保證發電機組的正常安全運行。因此，準確計算和預測永磁電機內溫度場分布，從而得到永磁電機各部件溫升分布情況，將為永磁電機高效、安全運行奠定基礎，也為永磁電機的設計提供重要依據。

本論文首先介紹了永磁電機的具體冷卻方案，采用FLUENT17.2軟件，應用有限體積法建立了永磁電機三維溫度場計算模型，計算了永磁電機內部溫度分布，計算結果為永磁電機電磁設計中熱負荷參數的選取提供依據，并驗證冷卻方案的合理性。

1 物理模型

1.1 冷卻系統介紹

永磁電機采用自然冷卻方式，冷卻結構如圖1所示。永磁電機機殼外側分布散熱翅片。

圖1 永磁電機冷卻結構圖

1.1.1 定子鐵心和繞組的冷卻

定子鐵心和鐵心段繞組產生的損耗主要包括銅耗和鐵耗，沿徑向傳導至鐵心，進而傳導至鐵心外側散熱翅片、鐵心外表面和機殼表面，由外界空氣以自然對流的形式帶走。

1.1.2 繞組端部的冷卻

繞組端部長度較短，端部密封膠的導熱系數較低，端部繞組產生的熱量一部分沿軸向傳導至鐵心段繞組，其余部分則沿徑向傳導至機殼表面帶走。

1.1.3 轉子的冷卻

轉子損耗主要是磁極表面的脈振損耗，電磁計算結果表明，其損耗值較小，其產生的熱量可以傳給轉軸、氣隙空氣和轉子內部空氣，最終由外界空氣帶走，實現對轉子的冷卻。其中氣隙空氣可以將主要發熱的定子部分的熱量與轉子區域隔離，從而使永磁體安全可靠工作。轉子內部裝有軸流風扇結構，起到擾動轉子腔體內部空氣作用，以增強轉子內部的散熱。

1.2 模型建立

永磁電機總體結構見圖2。

圖2 電機總體結構圖（不含端蓋和鐵心外側散熱翅片）

圖3 計算模型

永磁電機總體結構周向對稱，軸向對稱，因此，冷卻狀況具有典型的周期性特點。根據定子部分結構，取實際電機的周向1/6（四個極），軸向1/2作為計算區域，建立三維模型，見圖3，模型中分為定子區域、氣隙和轉子區域。計算區域中不同材料屬性部分分開設置。在本次計算中，將氣隙的空氣等效為固體材料，加載的導熱系數為綜合考慮對流和熱傳導因素的等效導熱系數。

1.3 模型簡化

因模型較復雜，為了計算的需要，在盡量保證冷卻效能不變的原則下對模型進行了簡化處理。

1）散熱翅片的簡化

對于散熱翅片，因實際翅片單元與機殼軸向筋板并不連接，因此建模時將翅片單元與電機機殼軸向筋板距離設定為1 mm。

2）絕緣和繞組的簡化

為簡化分析，對定子槽內繞組作出了如下假設：（1）槽內導線均勻排列，溫差忽略不計；（2）銅線的絕緣漆分布均勻；（3）繞組浸漬漆完全填充。

因本電機定子繞組為散下線形式，導線及其漆膜的尺寸較小，給溫度場的數值計算帶來一定困難，很難建立其真實模型。本次建立了定子繞組散下線的槽部等效模型，將槽內所有導體和漆膜折算在一起，然后把所有的導線綜合在一起，位于槽中心位置，其邊界平行于槽的外邊界，把槽絕緣和浸漆物質放在外層，形成整個槽的分層模型如下圖所示。計算得到本模型中等效絕緣的厚度為1.2 mm。在本次計算中因等效絕緣厚度太小，不建立等效絕緣的實體模型，而是在FLUENT中以面厚度的形式加載。

根據絕緣的簡化，將槽內全部填充滿形成等效導體。端部繞組由槽內繞組的截面按端部繞組展開長度拉伸而成。槽部等效模型如圖4所示。

圖4 槽部的等效模型

2 計算方法及邊界條件

2.1 控制方程

固體區能量方程：

式中，k為固體導熱系數；T為固體溫度；Sh為體積熱源。

3.2 計算輸入

計算輸入如下表所示。

表1 永磁電機熱計算工況表

表2 永磁電機熱計算物性參數表

2.3 計算方案說明

本論文針對定子鐵心外圓有無散熱翅片、轉子是否引入外界環境冷卻空氣及定子鐵心外圓散熱翅片鐵質還是鋁制材料三種因素，分別計算了五種設計方案的電機溫度場，五種方案具體情況如表4所示。

2.4 邊界條件

2.4.1 切面設置

永磁電機的計算域取自實際結構的一部分，在模型周向表面上，均設置為周期邊界，以保證永磁電機的計算結果與實際物理模型一致。電機軸向中心切面設置為對稱邊界。

表3 永磁電機損耗分布表

表4 永磁電機設計方案說明

2.4.2 熱邊界條件

1）定轉子間氣隙導熱系數的確定

首先說明定轉子間氣隙導熱系數的確定方法。由于電機定轉子間存在熱交換，其熱傳遞時通過定轉子間氣隙介質的對流和熱傳導完成，傳統的采用強加的第三類對流換熱邊界條件，不能考慮定轉子間的熱交換，會帶來一定誤差，因此引入等效導熱系數λeff的概念。它采用靜止流體的導熱系數來等效描述氣隙中流動介質的換熱能力，即單位時間內靜止流體中定轉子間所傳遞的熱量和流體所傳遞的熱量相同。

定、轉子氣隙中的熱交換在離心力場內進行，并伴以二次流動，在臨界泰勒數時，會出現氣流的不穩定：

式中，δ-氣隙的長度，m；1ω-轉子角速度，rad/s；γ-介質的運動粘度，m2/s；mR-定、轉子氣隙平均半徑，m；經計算，本電機氣隙中Ta為38.7，當時，氣隙中空氣流動為層流，據文獻資料測量結果表明，此時熱量是通過純熱導由一個表面傳遞到另一個表面，并且熱交換強度與轉速無關，因此在這種情況下，氣隙中的努塞爾數uN為常數2，即氣隙的散熱系數α與轉動條件無關，可按下式計算：

式中，kλ為氣隙介質的導熱系數，W/mK。

2）各對流散熱表面熱邊界

對于本報告計算來說，各散熱表面均存在自然對流散熱和輻射換熱兩種換熱方式，根據相關資料和工程經驗，考慮自然對流和熱輻射的等效對流散熱系數一般取為10 W/m2K。對流散熱邊界初溫設為設計要求的環境溫度45℃。詳細的熱邊界條件如表5所示。

表5 永磁電機熱計算邊界條件

表6 五種設計方案計算結果統計

3 結果及分析

計算了表4所述的五種方案的電機三維溫度場。通過對計算結果的分析，認為方案3、4溫升較高，不滿足設計要求，方案5鐵制翅片方案會造成整機的重量超標，因此決定不采納方案3、4和5。五種方案的計算結果如下表所示。

五種設計方案的各部件最高溫度及溫升結果統計見表6。

通過對表6中方案1和方案3，方案2和方案4計算結果的分析，可以看出：定子外圓散熱翅片對于本電機來說，是不可或缺的，這是因為本電機是采用自然散熱冷卻方式的，而散熱翅片可以極大的增加定子部分的散熱面積，這對于自然散熱是極為重要的。方案3和方案4是不能滿足設計要求的。

通過對表6中方案1和方案2可以看出：在定子外圓有散熱翅片的情況下，轉子內圓是否引入冷卻空氣，對定子散熱影響較小，轉子內壁絕熱與轉子內引入冷卻空氣相比，定子繞組最高溫度僅升高了2.8 K，但永磁體最高溫度由方案1的59.1℃升高到方案2的90.6℃，升高了31.5 K，對轉子散熱影響是很大的，因此加強轉子區域的冷卻是有必要的。

對比方案1和方案5可以看出，定子外圓為鋁制散熱翅片和鐵制散熱翅片，對電機各部件散熱影響較小，由鋁制散熱翅片變成鐵制散熱翅片，定子繞組最高溫度僅上升2.7 K，轉子永磁體最高溫度上升0.8 K。但本電機對體積及重量有著嚴格的限制，采用鐵制散熱翅片較鋁制散熱翅片重量要增大很多，因此鋁制散熱翅片為優先選擇。

綜上所述，定子采用鋁制散熱翅片、轉子引入外界冷卻空氣的方案1為最終優選方案，該方案能滿足設計要求，保證電機長期可靠穩定工作。

4 結論

對空冷島永磁直驅電機進行了詳細的熱計算，得到了電機溫度分布。根據計算結果，可以得到如下結論：

1）定子采用鋁制散熱翅片、轉子引入外界冷卻空氣的方案1為最終優選方案，該方案能滿足設計要求，保證電機長期可靠穩定工作。

2）采用最優方案 1的電機內部最高溫度為89.6 ℃，溫升為44.6 K，位于下層繞組，溫升可以滿足F級絕緣溫升考核，滿足設計要求，電機各部件始終處于安全運行溫度之下。

3）采用最優方案 1的轉子永磁體與電機外表面溫度始終處于安全運行溫度之下，滿足設計要求，電機冷卻方案合理可行。

參考文獻：

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