深海推進用永磁無刷電機溫度場分析*

汪宗彪, 龔 純, 姜淑忠, 張春文

(1.上海交通大學 電氣工程系,上海 200240；2.中國艦船研究設計中心,湖北 武漢 430064；3.上海交通大學 水下工程研究所,上海 200240)

0 引 言

永磁無刷電機結構簡單、調速范圍寬、功率密度高、效率高，因此普遍采用其作為深海水下機器人推進電機。深海環境具有低溫、高壓的特點，在11 000 m深的海底，水溫基本保持在2～4 ℃，環境壓強約為110 MPa[1]。為了平衡推進電機內外的壓力差，電機內部需要充注變壓器油。油介質的傳熱能力遠高于空氣，因此充油較大地改善了電機的散熱條件，但定轉子間隙中的油介質隨著轉子流動也會引起油摩損耗[2-4]。與普通工業電機相比，深海推進電機的運行環境和散熱條件不同，使得推進電機可以設計得功率密度更高、體積更小、重量更輕，可以滿足水下機器人對設備重量和安裝空間的限制。但提高功率密度會導致電機溫升提高，考慮到過高的溫升可能會造成絕緣損壞，并使永磁體發生不可逆退磁[5]，因此有必要對深海推進電機的溫升問題進行研究。

目前，關于深海電機的溫升問題已有一些研究成果。文獻[6]將氣隙中的油介質流動等效為環形帶中的流體流動，計算了水下充油電機的油摩損耗及二維溫度場，但未考慮槽口對油介質流動的影響。文獻[7-8]針對深海充油電機進行了磁熱耦合仿真計算，但其將電機內部油介質等效為固體傳熱，沒有考慮流固耦合的影響，計算結果誤差較大。文獻[9]建立了水下航行器推進用永磁直流電機的三維溫度場仿真模型，進行了瞬態和穩態計算，但未考慮螺旋槳旋轉對外部水流的影響。文獻[10-12]建立了包含內外流域的水下充油電機仿真模型，采用流固耦合傳熱方法計算了三維溫度場，但文獻[10-11]只建立了電機的部分簡化模型，缺少電機端部等細節，文獻[12]缺乏試驗驗證。

針對上述已有文獻中的問題和不足，本文以“思源號”全海深自治遙控潛水器(ARV)主推進電機為例，研究其在深海環境運行時的溫升情況。推進電機驅動螺旋槳旋轉，引起電機周圍的海水流動，機殼表面非自然對流，因此在計算推進電機的溫度場時需要將導管螺旋槳及電機外部的水域考慮在內。本文基于計算流體力學和傳熱學理論搭建了包含導管螺旋槳、推進電機及內外流域的流場-溫度場仿真模型，計算推進電機在試驗環境和深海環境額定運行時的三維穩態流場和溫度場。研究了電機充油及驅動螺旋槳旋轉對其溫升的影響，并詳細分析了電機主要部件的溫度分布。最后，將溫度場仿真計算結果與溫升試驗結果對比，驗證了仿真分析的有效性和準確性，對深海推進電機的高功率密度與輕量化設計具有參考意義。

1 主推進電機結構及參數

本文研究的主推進電機為表貼式永磁無刷電機，其采用動密封裝置進行旋轉軸的密封，使用旋轉變壓器采集轉子轉速和位置信息。推進電機內接線盒區域與定轉子區域連通，充注變壓器油，其結構如圖1所示。主推進電機的基本設計參數如表1所示。

圖1 主推進電機結構示意圖

表1 主推進電機基本設計參數

2 流場-溫度場仿真模型

2.1 數學模型

對導管螺旋槳和推進電機的三維穩態流場和溫度場進行數值計算。對于流場計算，根據計算流體力學基本理論，螺旋槳旋轉引起的水流運動以及轉子旋轉引起的油介質流動可視為不可壓縮流體的湍流流動，可用不可壓縮流體的雷諾平均NS(RANS)方程來描述[13]，其中連續方程為

(1)

動量方程為

(2)

雷諾應力項是未知量，需要補充建立關于雷諾應力的方程使動量方程封閉。螺旋槳水動力分析中常用k-ε湍流模型對RANS方程進行補充[14]，其中湍動能k方程為

(3)

湍流耗散率ε方程為

(4)

式中：Gk為平均速度梯度引起的湍動能產生項；Gb為浮力引起的湍動能產生項，YM為可壓縮湍流脈動膨脹對總耗散率的貢獻；μt為湍流黏度；C1ε、C2ε和C3ε為常數；σk和σε分別為k和ε的湍流普朗特數。

推進電機在深海環境運行時熱量傳遞涉及流體和固體傳熱，主要有熱傳導和對流換熱兩種方式，不考慮輻射傳熱。根據傳熱學理論，直角坐標系下的三維導熱方程及三類邊界條件[15]為

(5)

式中：T為待求溫度；λ為求解域內各材料的導熱系數；qv為求解域內的總熱源；S1為恒溫面；S2為絕熱面；S3為固體與流體的接觸面；h為表面散熱系數；Tf為接觸面周圍流體溫度。

對流換熱過程遵循牛頓冷卻公式：

Φ=Ah|Tw-Tf|

(6)

式中：Φ為熱流量；A為固體和流體接觸面積；h為表面散熱系數；Tw為固體表面溫度；Tf為接觸面周圍流體溫度。

本文中固體與流體之間的對流換熱過程在ANSYS Fluent軟件中采用流固耦合傳熱方法進行耦合計算。

2.2 基本假設

為合理簡化推進電機流場和溫度場的計算過程，對流場-溫度場仿真模型做出如下假設：

(1) 將推進電機各項損耗以熱源的形式均勻加載至電機各部件；

(2) 認為推進電機定子繞組和槽絕緣均勻良好，繞組端部采用平直化處理，忽略鐵心疊片間的接觸熱阻；

(3) 忽略溫度變化對推進電機各材料的電導率和熱導率的影響。

基于上述假設，為簡化物理模型，可建立定子繞組的等效模型，用等效導體和槽內所有絕緣材料的等效絕緣層代替實際的定子繞組，等效定子繞組示意圖如圖2所示。

圖2 等效定子繞組示意圖

等效絕緣的導熱系數計算公式[16]為

(7)

式中：λeq為等效絕緣的導熱系數；di為各絕緣材料的等效厚度；λi為各絕緣材料的導熱系數。

2.3 物理模型

使用ANSYS Fluent數值模擬軟件建立流場-溫度場仿真模型，采用多重參考系方法模擬螺旋槳和推進電機轉子的旋轉運動。

計算域包括導管螺旋槳、推進電機、電機內部油域和外部水域，其中外部水域分為包含螺旋槳的旋轉水域和包含導管的靜止水域，如圖3所示。外部靜止水域直徑為6D(D為螺旋槳直徑，300 mm)，入口距螺旋槳中心4D，出口距螺旋槳中心5D。

圖3 求解域物理模型

采用混合網格對計算域進行網格剖分，形狀較規則的區域(永磁體、定子繞組等)采用六面體網格剖分，結構復雜的區域(螺旋槳、油域、機殼等)采用四面體網格剖分，對流速較大的位置進行加密處理。內部油域壁面及外部靜止水域壁面采用邊界層網格處理，邊界層設置為5層，總網格數約為420萬，如圖4所示。

圖4 網格剖分示意圖

外部靜止水域入口邊界條件設置為速度入口，出口邊界條件設置為壓力出口，外部靜止水域壁面設置為靜止壁面，外部靜止水域與旋轉水域的交界面設置為interior，螺旋槳表面及轉子表面設置為旋轉壁面。各交界面傳熱方式設置為耦合傳熱，外部水域壁面傳熱方式設置為自然對流。采用standardk-ε湍流模型和coupled壓力速度耦合求解方法對流場進行求解[17]。

2.4 求解條件

表2給出了仿真模型中所涉及的主要材料在常溫常壓下的屬性。水的動力黏度與溫度相關，與壓強幾乎無關[18]，可按下式計算：

(8)

式中：T為溫度，單位為℃。

變壓器油的動力黏度與溫度和壓強有關[19]，具體可表示為

μ=μ0eαP-λ(T-T0)

(9)

式中：μ0為溫度為T0時變壓器油的動力黏度；α為黏壓系數，按經驗取α=2×10-8Pa-1；P為壓強，單位為Pa；λ為黏溫系數，按經驗取λ=0.064/℃；T為溫度，單位為℃。

表2 仿真模型材料屬性

采用電磁仿真對推進電機在額定工況下的定轉子鐵耗、繞組銅耗及永磁體渦流損耗進行計算，電磁仿真模型如圖5所示。在溫度場計算中，將各種損耗以熱生成率的形式均勻加載到電機各部件中，如表3所示。機械損耗包括軸承損耗和油摩損耗，由于軸承損耗占比較小，本文僅考慮油摩損耗。油摩損耗及其引起的溫升直接通過流場-溫度場仿真計算。

圖5 推進電機電磁仿真模型

表3 主推電機損耗及熱生成率

3 仿真結果分析

對建立的仿真模型進行流場與溫度場耦合求解，得到推進電機的溫度分布。本文考慮推進電機在兩種環境下額定工況運行：常壓、環境溫度為18.6 ℃的試驗環境； 110 MPa高壓、環境溫度為4 ℃的深海環境。

3.1 充油及螺旋槳旋轉對溫升的影響

圖6 三種情況下主推電機溫度分布

在試驗環境下，比較了推進電機驅動螺旋槳旋轉時內部為空氣和內部充油兩種情況的溫度分布，如圖6(a)和圖6(b)所示。推進電機內部為空氣時的最高溫度為161.3 ℃，超過了F級絕緣的最高允許溫度155 ℃，內部充油時的最高溫度為48.9 ℃，內部充油使推進電機整體溫升降低了112.4 K。同時可以看出，由于變壓器油的比熱容和傳熱系數遠高于空氣，轉子旋轉引起的變壓器油流動使其均勻受熱，定轉子腔內和接線盒內的油溫基本一致，因此油介質中的熱量可以從推進電機端蓋部分傳遞出去，增加了散熱面積，而內部為空氣時無此效果，因此充油極大地改善了推進電機的散熱條件。

在試驗環境下，比較了推進電機內部充油時驅動螺旋槳旋轉和光軸旋轉兩種情況的溫度分布，如圖6(b)和圖6(c)所示。推進電機光軸旋轉時的最高溫度為49.4 ℃，螺旋槳旋轉使整體溫升降低了0.5 K。同時可以看出，螺旋槳旋轉引起的水流動使機殼、端蓋表面對流換熱能力增強，有效降低了機殼、端蓋的溫升。推進電機驅動螺旋槳旋轉時的流場如圖7所示。

圖7 試驗環境下推進電機驅動螺旋槳旋轉時的流場

3.2 主要部件溫度分布

對試驗環境和深海環境下推進電機內部充油且驅動螺旋槳旋轉時各主要部件的溫度分布進行對比分析。

機殼及端蓋的溫度分布如圖8所示，可以看出，機殼最低溫度基本與外部海水溫度接近，兩種環境下最高溫度相差約7.3 ℃。雖然熱源集中在定轉子腔內，但內部油介質將熱量攜帶到電機后端，通過后端機殼及后端蓋傳遞出去，因此與前端表面相比，后端表面溫度更高。

圖8 機殼及端蓋溫度分布

定子鐵心的溫度分布如圖9所示，兩種環境下最高溫度相差1.8 ℃，最低溫度相差9.9 ℃。由于定子鐵心與機殼緊密接觸，通過機殼將熱量傳遞出去，因此軛部溫度低于齒部，槽內溫度最高。

圖9 定子鐵心溫度分布

等效定子繞組的溫度分布如圖10所示，推進電機內各部件中定子繞組溫度最高，試驗環境下最高溫度為49.1 ℃，深海環境下最高溫度為50.7 ℃，遠低于F級絕緣的最高允許溫度，具有較大的優化空間。雖然深海環境海水溫度較低，有利于散熱，但由于絕緣材料導熱能力差，槽內繞組的熱量較難通過絕緣材料及定子鐵心傳遞出去。繞組端部浸沒在變壓器油中，故從中心到兩端溫度降低。與前端部相比，后端部的空腔較大，充注的變壓器油更多，因此溫度更低。同時，由于深海環境壓強大，油介質的動力黏度大約是常壓下的35倍，油摩損耗產生的熱量更多，使得深海環境下定子繞組的整體溫度高于試驗環境。

圖10 等效定子繞組溫度分布

永磁體的溫度分布如圖11所示，兩種環境下永磁體最高溫度相差0.3 ℃，最低溫度相差1.4 ℃。永磁體浸沒在變壓器油中，并且發熱量較小，因此兩種環境下整體溫度較為接近，最高溫度和最低溫度也相差較小。由于氣隙空間狹小，變壓器油較少，從中心到兩端溫度降低。

圖11 永磁體溫度分布

圖12 轉子鐵心溫度分布

轉子鐵心的溫度分布如圖12所示，兩種環境下轉子鐵心最高溫度相差0.4 ℃，最低溫度相差7.2 ℃。與永磁體接觸的部分溫度較高，與主軸連接的部分通過主軸及螺旋槳將熱量傳遞出去，因此相對于試驗環境，深海環境下轉子鐵心的最低溫度更低。

4 溫升試驗驗證

為了驗證仿真模型的合理性和溫度場計算的準確性，在水池中對推進電機進行溫升試驗，試驗環境條件為常壓、水溫18.6 ℃，搭建的試驗測試平臺如圖13所示。

圖13 溫升試驗測試平臺

采用K型熱電偶測量推進電機溫度，在電機的三個位置布放熱電偶，其中熱電偶A布放在定子繞組端部，熱電偶B布放在接線盒中測量變壓器油的溫度，熱電偶C布放在機殼表面，如圖14所示。將主推進器浸沒在水池中，距離水面3 m深的位置，通過上位機設置主推進器以額定轉速980 r/min正車旋轉。試驗過程中，當15 min內各熱電偶的溫度變化均小于0.2 ℃時，認為推進電機溫度達到穩定狀態。

圖14 熱電偶布放位置

表4比較了推進電機試驗測量的溫度值和仿真計算得到的溫度值，可以看出仿真計算結果與試驗數據基本吻合，誤差在5%以內，驗證了本文所建模型的有效性及仿真計算結果的準確性。

表4 溫度場仿真結果與試驗結果比較

5 結 語

本文以“思源號”全海深ARV主推進電機為例，建立了包含導管螺旋槳、推進電機及內外流域的流場-溫度場仿真模型，對推進電機在試驗環境及深海環境額定工況運行的三維穩態流場與溫度場進行了耦合計算，研究了推進電機充油及驅動螺旋槳旋轉對其溫升的影響，并詳細分析了電機主要部件的溫度分布，得出如下結論：

(1) 深海推進電機內部充油顯著改善了其散熱條件，轉子旋轉引起的變壓器油流動使其受熱均勻，增加了散熱面積。推進電機驅動螺旋槳旋轉引起的水流增加了機殼及端蓋表面的對流換熱能力，顯著降低了機殼、端蓋的溫升。

(2) 環境溫度及壓強變化對推進電機定子繞組和永磁體溫度分布的影響較小。兩種環境下推進電機內部定子繞組溫度最高，試驗環境最高溫度為49.1 ℃，深海環境最高溫度為50.1 ℃，仍具有較大的空間進行高功率密度和輕量化設計。

(3) 通過溫升試驗驗證了溫度場仿真分析的有效性和準確性，對深海推進電機設計和優化具有一定的參考作用。