混合勵磁磁通切換直線磁懸浮電動機的溫升特性分析

王宇婷, 藍益鵬

(沈陽工業大學 電氣工程學院，遼寧 沈陽 110870)

0 引 言

混合勵磁磁通切換直線磁懸浮電動機(HEFSLMSM)主要應用于磁懸浮列車的牽引系統。該電動機的勵磁繞組、電樞繞組和永磁體都位于動子上，其動子結構比普通直線電動機復雜[1]。其定子僅由鐵心構成，結構簡單，成本低廉，適用于長距離的軌道交通運輸系統[2]。

由于勵磁繞組和電樞繞組均位于動子上，繞組線圈通電產生的熱量也集中在動子上，導致電動機動子溫升過高。過高的溫度還會使永磁體發生不可逆退磁現象，從而影響電動機性能。電動機過熱還會引發運行故障，縮短電動機的使用壽命[3]。為保證電動機可以長期穩定工作，需要將電動機溫度維持在合理的范圍內。文獻[4]通過熱網絡分析和多物理場耦合方法建立無鐵心永磁同步直線電機三維溫度場仿真計算模型，有效抑制了電機溫升并提高了電磁推力。文獻[5]建立高推力密度永磁直線電機瞬態溫度場的數學計算模型，同時給出基本假設和邊界條件，并對其求解，最后依據求解結果對電機的瞬態溫升和溫度分布規律進行分析。文獻[6]為減小電機的規模和計算量，選擇電機初級的1/2作為溫度場的計算模型，采用試驗方法，對電動機的熱特性和溫度分布進行了分析，并據此進行相應的水冷結構設計，以達到降低繞組線圈溫度的目的。綜上所述，國內外還缺少對HEFSLMSM溫度場的研究。

本文綜合考慮了HEFSLMSM結構的特殊性，推導三維穩態溫度場數學模型以及邊界條件方程，確定各材料的導熱系數以及對流換熱系數，計算電動機的損耗，以此作為熱源進行溫度場有限元計算的依據，通過分析HEFSLMSM在自然散熱條件下不同工況的溫度分布，設計冷卻系統以及驗證冷卻效果。

1 HEFSLMSM結構及運行原理

1.1 HEFSLMSM結構及其參數

圖1 HEFSLMSM結構

HEFSLMSM的結構與尺寸如圖1和表1所示。永磁體、勵磁繞組和電樞繞組均分布在短動子上，永磁體充磁方式為橫向交替充磁。動子鐵心采用U型結構，電樞繞組纏繞在U型鐵心相鄰的兩個槽中，勵磁繞組纏繞在U型鐵心槽上。長定子僅為鐵心材料，為保證運行安全可靠，采用抱軌結構。

表1 電動機結構參數

1.2 磁通切換原理

磁通切換原理就是使繞組呈現出磁通既能從正向穿入，也能從負向穿出的雙極性特點[7]。如圖2所示，以A相為例，動子移動到磁鏈最大位置時，永磁磁場穿入A相電樞繞組。圖3顯示的位置為第一平衡位置，永磁磁場通過定子，但不經過A相繞組，磁鏈為0。如圖4所示，動子移動到磁鏈反向最大位置，此時永磁磁場穿出A相電樞繞組，磁鏈極性變反。動子繼續移動到如圖5所示的第二平衡位置，永磁磁路又發生變化，磁鏈變回0。

圖2 磁通正向最大位置

圖3 磁通第一平衡位置

圖4 磁通負向最大位置

圖5 磁通第二平衡位置

1.3 磁場調節

混合勵磁指電動機中既有永磁磁場又有電勵磁磁場，兩種磁場的存在可以對電動機的氣隙磁場進行調節[8]。HEFSLMSM的混合勵磁原理如圖6和圖7所示，其中實線代表永磁體的磁通軌跡，虛線代表直流勵磁繞組的磁通軌跡。

圖6 增磁原理圖

圖7 弱磁原理圖

1.4 懸浮力產生原理

電動機氣隙中的磁場由永磁體和勵磁繞組共同產生，該磁場對定子鐵心的單邊磁拉力使動子懸浮。當懸浮力與磁懸浮列車自身重力相等時，即可達到穩定懸浮的狀態。

2 溫度場模型以及熱參數計算

2.1 三維溫度場數學模型以及邊界條件

依據傳熱學理論，熱能可以通過熱傳導、熱對流和熱輻射進行傳遞[9]。電動機內熱量空氣交換的過程主要是熱對流和熱輻射，但熱輻射產生的熱量微乎其微，因此計算該電動機溫度場時只考慮熱傳導和熱對流兩種傳熱過程。根據傅里葉定律、能量守恒定律以及經典傳熱理論，建立HEFSLMSM的數學傳熱模型以及邊界條件：

(1)

式中：λ為材料導熱系數，對于各向同性材料λx=λy=λz；S1為溫度邊界面；S2為熱對流邊界面；T為電動機表面溫度；T0為周圍介質溫度；q為熱源密度；α為對流換熱系數。

2.2 導熱系數

導熱系數的大小與溫度和材料的性質等因素有關，隨著電動機溫度的升高，電動機材料的自身屬性會改變，進而影響電動機的運行。絕大多數材料未熔化或汽化以前，可近似認為導熱系數隨溫度呈線性規律變化[10]：

λ=λ0(1+bt)

(2)

式中：λ0為0 ℃時的導熱系數；b為由試驗確定的材料常數；t為環境溫度。

設定電動機所處的環境溫度為25 ℃，并保持恒定，材料的導熱系數如表2所示。

表2 電動機材料的導熱系數 W·m-1·K-1

2.3 對流換熱系數

固體和流體之間的對流換熱是通過熱傳導和熱對流實現的。本文研究的電動機中有以下幾個部分存在對流換熱現象：定子外表面、定子槽口、氣隙表面和轉子外表面。因此換熱系數的選擇也是不同的，具體可以根據流體的流動形式來選擇不同的經驗公式進行計算。

(1) 定子外表面對流換熱系數。在5～25 m/s的空氣流速范圍內時，空氣流速v1和外表面對流換熱系數α1的關系可用下式表示[11]：

(3)

式中：α0為在平靜大氣中熱表面的換熱系數；k為氣流效率存在時的系數。

由于本文研究的電動機定子固定不動，其外表面處于自然散熱狀態，所以取對流換熱系數α1=14.2 W/m2·K。

對于其他外表面的換熱系數可由下式計算：

(4)

式中：λ為導熱系數，25 ℃時，λ=2.63×10-2W/m·K，；ν為空氣運動粘度，25 ℃時，ν=1.554×10-5m2/s；V為電動機運行速度；d為電機寬度；Pr為普朗特數。

(2) 氣隙換熱系數。計算氣隙處的對流換熱系數時，可以用式(5)和式(6)先算出雷諾數和努塞爾數[12]：

(5)

Nu=0.06Re0.7

(6)

式中：l為氣隙長度。

根據下式可以計算出氣隙表面的對流換熱系數[13]：

α3=Nuλ/l

(7)

根據以上計算過程，電動機對流換熱系數如表3所示。

表3 電動機對流換熱系數 W·m-2·K-1

3 熱源計算

3.1 繞組損耗

繞組損耗是指電流作用于繞組線圈上而引起的損耗，可依據焦耳-楞次定律計算：

(8)

式中：PD為電樞銅耗；PL為勵磁銅耗；m為相數；ID為電樞電流；IL為勵磁電流；RD為電樞繞組阻值；RL為勵磁繞組阻值。

根據式(8)可知，通入繞組線圈的電流對繞組損耗的影響很大，也是使電動機發熱的因素之一。其中阻值依據下式計算：

(9)

式中：ρ為電阻率；a為繞組并聯支路數；La為線圈全長；r為線圈半徑；N為繞組匝數。

經計算電樞繞組阻值為7.78 Ω，勵磁繞組阻值為3.65 Ω。銅耗的ANSYS仿真計算結果如圖8和圖9所示。

圖8 空載銅耗

圖9 負載銅耗

通過仿真結果可以看出，空載情況下，只通入勵磁電流時，銅耗全部由勵磁繞組產生，當電動機到達穩定時，銅耗在44 W上下波動，平均值為43.82 W；負載情況下，勵磁電流與電樞電流共同作用，銅耗在150～310 W之間波動，銅耗平均值為228.61 W。

3.2 鐵心損耗

鐵心損耗主要包括基本鐵耗和附加鐵耗。其中基本鐵耗可分為磁滯損耗和渦流損耗，附加鐵耗則是導電材料在交變的漏磁場和諧波磁場作用下產生的損耗[14]。本文采用有限元法進行電動機鐵耗的計算，有限元法的優勢就是無論電動機處在何種工況下，均可采用分離鐵耗模型計算鐵耗[15]：

(10)

式中：Kh為磁滯損耗系數；Kc為渦流損耗系數；Ke為附加損耗系數；f為電動機運行頻率；Bm為磁密幅值。

圖10和圖11為使用ANSYS仿真所得的鐵耗結果。

圖10 空載鐵耗

圖11 負載鐵耗

經仿真計算可得，空載情況下，電樞電流為0 A，電動機運行頻率為0，電動機穩定運行后，鐵耗趨近于0；負載情況下，電動機運行達到穩定后，鐵耗在0.10～0.26 W之間波動，有限元計算平均值為0.175 9 W。

3.3 生成熱

電動機中各部分損耗產生的熱將作為熱源施加到電動機上，用生成熱表示單位體積內產生的熱量。將電動機的各部分損耗作為生成熱導入溫度分析模型中，生成熱的公式為

(11)

式中：Q為生成熱；W為電動機各部分損耗；Vm為電動機各部分體積。

依據上文有限元方法得到的各部分損耗結果，求出電動機各部件的生熱率如表4所示。

表4 電動機各部分生熱率 W·m-3

4 溫度場有限元計算

以本文研究的HEFSLMSM為例，分析空載和負載兩種工況下的穩態溫度場，將上文ANSYS有限元軟件中計算出的損耗結果導入溫度場中進行電動機溫度的分析計算。為了簡化仿真分析，做如下假設：

(1) 周圍空氣溫度為25 ℃并保持恒定；

(2) 忽略定子與動子表面的輻射散熱；

(3) 由于槽內材料、絕緣分布情況比較復雜，故忽略絕緣材料對溫度的影響；

(4) 電動機中各種材料的導熱系數均為常數，且不會隨著周圍環境溫度的變化而發生改變。

4.1 空載溫度

基于上文所建立的三維有限元分析模型，計算得到了電動機各材料的導熱系數、對流換熱系數以及生成熱。利用ANSYS Workbench有限元分析軟件分析空載情況下的溫度分布。有限元仿真結果如圖12～圖14所示。

圖12 空載電動機溫度分布

圖13 空載時永磁體溫度分布

圖14 空載時繞組溫度分布

從圖中可以看出,空載時熱量主要集中在電樞繞組、勵磁繞組和永磁體上?？蛰d工況下，永磁體最熱點達87.752 ℃，繞組最熱點達87.881 ℃。電動機的熱量主要由勵磁繞組產生，此時只通入直流勵磁電流，勵磁繞組產生的熱量大部分通過熱傳導傳遞到電樞繞組、動子鐵心和永磁體，小部分的熱量則由電動機運行時帶動的氣隙位置的空氣一起運動，使氣隙與定子發生對流換熱，從而把熱量傳遞到定子，定子溫度從中間向兩端逐漸降低。

4.2 負載溫度

負載情況下溫度分布的有限元仿真結果由圖15～圖17所示。

圖15 負載電動機溫度分布

圖16 負載時永磁體溫度分布

圖17 負載時繞組溫度分布

負載運行時，電樞繞組產生的熱量大于勵磁繞組產生的熱量，此時最高溫度仍在繞組處，這是因為電樞繞組與勵磁繞組均位于動子上，散熱比較困難。這一原因也使繞組的最高溫度達到218.49 ℃，永磁體處達到215.69 ℃。在電動機自然冷卻條件下，電動機各部件的溫度已經超過了絕緣材料的絕緣極限，會造成永磁體不可逆轉的退磁，從而影響電動機的穩定運行。

5 冷卻系統

5.1 冷卻方式選擇及冷卻系統設計

根據上文的仿真結果以及分析可知，該電動機需要冷卻的部分為動子繞組、永磁體和動子鐵心，即電動機運動的部分。電動機通常采用水和油兩種液體冷卻介質，兩者相比，水具有綠色環保、容易獲取和冷卻效果好等優點，因此本文采用水冷方式對電動機進行冷卻。冷卻系統的設計需要遵循以下原則：

(1) 冷卻裝置的表面應盡量光滑以減少液體冷卻介質流動阻力；

(2) 為了更好地散熱，冷卻裝置與電動機的接觸面要大；

(3) 冷卻裝置安裝方便；

(4) 冷卻裝置不影響電動機的運行性能。

為了減少冷卻裝置對動子鐵心的槽滿率和磁路特性的影響，本文選擇把冷卻裝置安裝在動子鐵心處，采用S型管道。這樣既增加了散熱面積，又保證了永磁體的正常工作。冷卻裝置水管直徑10 mm，同相水管間距45.25 mm，異相水管間距57.75 mm。冷卻水管采用導熱性能良好的鋁材，這樣有利于降低鐵心表面和永磁體表面溫度，簡化冷卻結構和制造工藝。冷卻裝置如圖18所示。

圖18 水冷裝置示意圖

冷卻裝置的結構提高了電動機的空間利用率，并且不影響電動機的強度。電動機運行時繞組產生的熱量通過熱傳導傳遞到動子鐵心，再由水冷系統帶走動子鐵心處大部分的熱量，從而保持電動機運行的持續性以及穩定性。

5.2 水冷后電動機的溫度場分析

添加水冷裝置后，除了電動機與空氣的對流換熱以外，還增加了冷卻水的作用，電動機的各項對流換熱系數保持不變，各項邊界條件保持不變，冷卻水的流速為0.2 m/s，入水口水溫25 ℃。采用Fluent軟件對電動機進行熱流耦合分析，結果如圖19～圖21所示。

圖19 水冷后空載電動機溫度分布

圖20 水冷后空載永磁體溫度分布

圖21 水冷后空載繞組溫度分布

從圖中可以看出，與自然散熱相比，增加水冷裝置后，電動機各部分溫度得到了不同程度的下降。勵磁繞組銅耗產生的熱量被水冷系統帶走，加快了熱量傳遞的速率，從而達到了降溫效果。冷卻后，勵磁繞組的溫度降低到36.08 ℃，比自然散熱情況下的溫度降低了50%以上，初級動子處的永磁體的溫度下降超過60%。自然散熱和強制水冷的條件下，最高溫度對比如表5所示。

表5 電動機最高溫度對比 ℃

當電動機在負載工況下長時間運行時，電動機的溫度會遠高于空載時電動機的溫度，此時對散熱能力的要求更高。負載情況下的散熱分布如圖22～圖24所示。

圖22 水冷后負載電動機溫度分布

圖23 水冷后負載永磁體溫度分布

圖24 水冷后負載繞組溫度分布

從圖中可以看出，負載運行時繞組最高溫度為48.28 ℃，遠離冷卻水管的繞組部分溫度稍高，靠近冷卻水管的動子鐵心因與水管發生強制對流換熱，通過熱傳導使鐵心與繞組的接觸面溫度降低，水管帶走大部分熱量，使永磁體的最高溫度降低到47.85 ℃。電動機冷卻裝置采用強制對流換熱，相比于自然對流換熱，該方式降溫效果明顯，且繞組和永磁體都在其穩定運行的溫升范圍之內。

6 結 語

本文首先分析了HEFSLMSM的結構以及運行原理。其次建立了三維溫度場傳熱數學模型和對流換熱模型并確定了各材料的導熱系數，對不同工況下的電動機損耗進行了仿真分析。最后基于三維溫度場有限元法，分別建立自然冷卻方式和水冷冷卻方式的仿真模型，通過計算結果和冷卻前后溫度場仿真分析，驗證了水冷冷卻方式抑制直線電動機溫升的有效性和可行性，為后續研究打下一些基礎。