某導彈發射車發電機的熱設計分析

劉曉斌，李正宇，朱李禮，李 軒，張小虎

(1 西安現代控制技術研究所，西安 710065；2 陸軍工程大學通信士官學校，重慶 400035)

0 引言

隨著對發射車作戰需求的增加，發射車上設備用電功率也隨之增大。輸出功率的增加使發電機的發熱量急劇增大，導致發電機在高溫連續工作時輸出功率減小。供電作為發射車電氣最重要的功能之一是當務之急必須解決的。但由于受發射車空間所限，不能再改變發電機的安裝和體積。

鑒于上述原因，優化和提升發電機的散熱問題是工程研制階段的重點改進內容，某型發射車使用的電勵磁磁通切換電機，是整流發電一體的發電機，功率變換控制裝置集成在發電機內，具有體積小和易安裝等優點。在設計工程樣機過程中不僅保留了其優點，重要的是對散熱問題進行了大幅優化。經過熱仿真分析和實物驗證，發電機的散熱效率有大幅提升，滿足了要求的指標。

1 磁通切換電機特性分析

磁通切換電機不僅具有結構簡單、運行可靠的特點，而且反電勢正弦、轉矩脈動小。圖1為一臺電勵磁磁通切換電機結構原理圖。圖2給出了該發電機匝處于不同位置時的磁力線分布。

圖1 電勵磁磁通切換電機結構原理圖

2 發電機的組成和功能

2.1 發電機的組成

該車載發電機主要由發電機本體、發電控制器兩部分組成，發電控制器安裝在電機的后端部。發電機的外部結構如圖3所示，主要由電機殼體、后蓋板、后端蓋、軸流風機、風機罩、風機端蓋和控制板組成。其中需要散熱的部件集中布置在發電機殼體和后端蓋部分，包括電機線圈、控制器上的整流二極管、MOSFET管等。

圖2 電勵磁磁通切換電機磁場分布

圖3 發電機外部結構

2.2 發電機的功能

發電機編配于發射車上，主要為整車用電設備提供額定6 kW電能，滿足整車設備的用電需求。

車輛啟動后，發動機通過聯軸器帶動發電機轉動，發電控制器控制發電機開始發電，并將發電機發出的低壓交流電經過整流變換為28 V直流電，輸出給車載用電設備。

3 問題描述

原理樣機在常溫條件下測試時發現電機殼體溫度達到160 ℃以上，超過150 ℃的指標要求。因此需要對發電機進行散熱改進，使其溫度滿足工作指標要求。一般常用的方式是加大通風和散熱面積，但由于原體積和安裝不能做大的改變，故純粹加大風機和散熱面積的方式就不作為首選了。在盡量減少外形和尺寸變化的情況下，經過分析決定對發電機內部結構進行微調以達到最大的散熱效果。

4 熱耗計算

發電機的熱源主要分布在電機本體、后端蓋和后蓋板。其中發電機額定輸出功率為215 A，額定勵磁電流為50 A。相關熱耗參數及計算如下。

4.1 發電機本體

溫度為75 ℃時電樞線圈電阻為0.005 7 Ω，勵磁線圈電阻為0.137 Ω；溫度為125 ℃時，電樞線圈電阻為0.006 6 Ω，勵磁線圈電阻為0.159 Ω。

按照溫度為125 ℃最大阻值計算得出熱功耗：電機消耗功率215×215×0.006 6=305.1 W；勵磁消耗功率50×50×0.159=397.5 W。

4.2 后端蓋

端蓋的發熱源為整流二極管，單個整流二極管導通壓降為0.57 V，整流電路經過兩只二極管全橋整流。其熱耗功率為：215×0.57×2=245.1 W。

4.3 后蓋板

后蓋板的發熱源為勵磁回路整流二極管和功率MOSFET,其熱耗主要來自器件的導通壓降。按50 A勵磁電流，工作溫度85 ℃考核，此時兩只二極管導通壓降為1.14 V，功率MOSFET導通壓降為1.2 V。

其熱耗功率為：勵磁回路整流二極管熱功耗 50×1.14=57 W；功率MOSFET熱功耗 50×1.2=60 W；綜上三部分的總熱功耗為 1064.7 W。

5 改進分析

根據系統的散熱要求(進出風口的空氣溫差不大于15 ℃)，由式(1)計算出系統要滿足散熱需求:

(1)

式中：ρ為空氣的密度；C為空氣的比熱容；ΔT為空氣的進出口溫差；Q為系統熱耗。經計算所需要的風量約為0.09 m3/s。

為了驗證原方案的散熱效果以及更好的進行散熱改進設計，用專業熱仿真軟件ANSYS Icepak對發電機的模型進行簡化建模與計算。其中風機為軸流風機，其流量-壓力曲線如圖4所示。

圖4 風機流量-壓力曲線

其中風機的壓頭為454 Pa，此時風機有效風量約為0.058 m3/s，不滿足散熱所需的0.09 m3/s，此時電機的線圈、殼體以及后端蓋溫度分布情況如圖5所示，因此需要改進系統結構使散熱滿足需求。

圖5 原模型溫度及風機壓力分布情況

通過對原模型進行測試與建模仿真計算可以看出，原結構散熱不滿足需求主要是系統的有效散熱風量不足，分析原因主要有以下兩點：

1)風機與電機后端蓋板的距離過近，如圖6所示，僅為8 mm，過近的距離使風機的工作壓頭過大，有效風量大大降低；

2)原結構中電機本體為開放式結構，殼體外的散熱翅片上未設計有效風道，導致經過散熱翅片的有效風量有限，散熱效率較低。

圖6 原模型風機與電機后端蓋板間距

由上述分析可知，增大系統風量是解決電機散熱的最佳途徑，增加風量的手段主要有兩個：一是更換風量更大的風機；二是降低現有風機的工作壓頭。更換風機會改變相關的安裝接口、增加系統的功耗和噪聲，因此通過降低現有風機的壓頭來提高有效風量是較為合理的辦法。

根據產品的實際情況，通過以下兩種措施來綜合提高系統風量：

1)在原電機本體的開放式結構上增加風道，使有效風能夠全部通過本體的散熱翅片到達出風口；

2)適當增加風機與電機后端蓋板的距離，確定合適的距離值使系統有效風量滿足散熱要求。

為確定風機和電機后端蓋板之間的距離值，分別對18 mm,28 mm和38 mm間距下的電機溫度和風量進行了仿真計算，原有8 mm及3種不同間距計算的溫度和風量可見表1。后3種間距的仿真結果如圖7～圖9所示，由結果可知，間距28 mm時，線圈溫度可降低約45 ℃，系統有效風量也滿足散熱需求，當間距進一步增大到38 mm時，對系統的整體溫度以及系統有效風量已無明顯改進，因此將風機和電機后端蓋板間距調整為28 mm，即可使系統散熱滿足要求。

表1 不同間距下的散熱效果對比

圖7 間距18 mm時溫度及風機壓力分布情況

圖8 間距28 mm時溫度及風機壓力分布情況

圖9 間距38 mm時溫度及風機壓力分布情況

6 結論

通過對發電機進行熱設計建模和仿真分析最終確認采用增加風道和風機與電機后端蓋板的距離共同來解決發電機的散熱問題。散熱效果的改善經過某型發射車高溫試驗驗證，長時間大功率輸出正常，溫度的平衡點維持在122 ℃，滿足指標要求。

在惡劣條件下發電機的持續工作能力和帶載能力提升也使得發射車朝著緊湊型全電化系統的發展更進一步。