永磁同步電機(jī)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)對(duì)散熱性能的影響

劉慧娟，周佳明，易元元，宋騰飛

(北京交通大學(xué) 電氣工程學(xué)院，北京 100044)

0 引 言

隨著物流行業(yè)的迅猛發(fā)展，叉車作為靈活高效的搬運(yùn)工具在實(shí)際應(yīng)用中發(fā)揮了巨大作用。在低碳、環(huán)保的大背景下，各類電動(dòng)車應(yīng)用廣泛。電動(dòng)叉車具有污染小、噪聲低等優(yōu)勢(shì)，同時(shí)其操作控制簡(jiǎn)便靈活，大大降低了駕駛員的工作強(qiáng)度，提高了工作效率[1]。電動(dòng)叉車用驅(qū)動(dòng)電機(jī)先后經(jīng)歷了直流電機(jī)、異步電機(jī)、永磁同步電機(jī)等。永磁同步電機(jī)具有優(yōu)越的起動(dòng)性能和調(diào)速性能，過載能力強(qiáng)[1-2]，較好地迎合了電動(dòng)叉車的工作需求，且其體積小、質(zhì)量輕、結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、效率高[2]，因此得到廣泛的研究以及開發(fā)利用。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)永磁同步電機(jī)的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)進(jìn)行了大量?jī)?yōu)化，這些優(yōu)化主要通過探究電機(jī)定轉(zhuǎn)子尺寸對(duì)轉(zhuǎn)矩、損耗、效率等電磁性能的影響規(guī)律，得到較優(yōu)的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，從而提升電機(jī)的電磁性能。如北京航空航天大學(xué)郭宏[3]等人基于永磁同步電機(jī)的磁場(chǎng)解析模型，推導(dǎo)了效率、電時(shí)間常數(shù)和結(jié)構(gòu)參數(shù)之間的關(guān)系，從而達(dá)到了優(yōu)化電機(jī)效率及動(dòng)態(tài)性能的目的。太原理工大學(xué)高澤梅[4]等人采用田口實(shí)驗(yàn)法，通過改變永磁體及定子相關(guān)尺寸，實(shí)現(xiàn)了對(duì)一臺(tái)內(nèi)嵌式永磁同步電機(jī)的空載損耗、運(yùn)行效率等電磁性能的優(yōu)化。比利時(shí)學(xué)者Thibaut Labbé[5]等人通過對(duì)永磁同步電機(jī)轉(zhuǎn)子半徑等拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)的優(yōu)化，實(shí)現(xiàn)了轉(zhuǎn)矩質(zhì)量比的最大化。伊朗學(xué)者SeyedArmin Mirnikjoo[6]等人基于田口法，通過改變永磁體寬度、定子槽寬度等參數(shù)，對(duì)表貼式永磁同步電機(jī)的齒槽轉(zhuǎn)矩和空載反電動(dòng)勢(shì)進(jìn)行了多目標(biāo)優(yōu)化。

以上優(yōu)化均未考慮電機(jī)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)的改變對(duì)永磁同步電機(jī)散熱性能的影響。事實(shí)上，定轉(zhuǎn)子部分尺寸的變化會(huì)對(duì)電機(jī)的熱源以及散熱性能產(chǎn)生直接影響，散熱性能在很大程度上又影響了電機(jī)的功率密度。因此，在優(yōu)化過程中如果不考慮散熱性能，那么電機(jī)的性能將很難達(dá)到最優(yōu)。

本文建立了改進(jìn)的等效熱網(wǎng)絡(luò)模型，計(jì)算了水冷型內(nèi)置式永磁同步電機(jī)的溫度場(chǎng)，并通過有限元溫度場(chǎng)模型驗(yàn)證了其準(zhǔn)確性。然后采用所建立的熱網(wǎng)絡(luò)模型，計(jì)算了電機(jī)在不同定子齒寬、定子槽寬、定子槽深、永磁體夾角等參數(shù)下的溫度分布，探究了拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)對(duì)永磁同步電機(jī)散熱性能的影響，為電機(jī)優(yōu)化過程中同時(shí)考慮電磁場(chǎng)與溫度場(chǎng)提供一定的參考。

1 熱網(wǎng)絡(luò)模型的構(gòu)建

在電機(jī)設(shè)計(jì)及優(yōu)化階段，需頻繁改變電機(jī)的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)并計(jì)算相關(guān)性能，采用有限元法計(jì)算溫度場(chǎng)，會(huì)耗費(fèi)大量的時(shí)間成本以及計(jì)算資源。本文將構(gòu)建簡(jiǎn)化的等效熱網(wǎng)絡(luò)模型，在保證計(jì)算精度的前提下大大降低計(jì)算成本。

1.1 電機(jī)的熱源

永磁同步電機(jī)的損耗主要有繞組銅耗、鐵心損耗、機(jī)械損耗以及附加損耗[7]。基于電機(jī)結(jié)構(gòu)的復(fù)雜、運(yùn)行情況變化多樣等原因，電機(jī)損耗很難準(zhǔn)確計(jì)算，目前多采用經(jīng)驗(yàn)公式逼近，后期通過實(shí)驗(yàn)引入修正系數(shù)對(duì)損耗數(shù)據(jù)進(jìn)行修正處理[8]。

電機(jī)的繞組銅耗又稱為交流銅耗，可表示[9]：

pAC=pDC+pSK+pPR

(1)

式中：pDC為繞組電流產(chǎn)生的歐姆損耗，稱為直流銅耗；pSK為由趨膚效應(yīng)引起的附加銅耗；pPR為由臨近效應(yīng)引起的附加銅耗。

其中直流銅耗可表示：

pDC=mI2R

(2)

式中：m為電機(jī)相數(shù)；I為相電流有效值；R為每相繞組的阻值。

根據(jù)Bertotti分離模型[10]，鐵耗可表示：

(3)

式中：ph為磁滯損耗；pe為渦流損耗；pa為附加損耗；Bm為磁密幅值；f為交變磁場(chǎng)的變化頻率；kh、ke、kα分別為磁滯損耗系數(shù)、渦流損耗系數(shù)、附加損耗系數(shù)，其值大小由材料屬性決定，可通過實(shí)驗(yàn)測(cè)得。

永磁同步電機(jī)的機(jī)械損耗主要分為風(fēng)摩損耗和摩擦損耗。一般采用簡(jiǎn)單的公式或者根據(jù)已經(jīng)生產(chǎn)的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)來確定，可參考如下表達(dá)式近似計(jì)算[10]。

摩擦損耗：

(4)

式中：pf為摩擦損耗；F為軸承負(fù)荷；d為滾珠中心直徑；v為滾珠中心的圓周速度。

風(fēng)摩損耗：

pw=1.75qvv2

(5)

式中：qv為通過電機(jī)的空氣體積流量；v為轉(zhuǎn)子圓周速度。

1.2 空心圓柱體的熱網(wǎng)絡(luò)模型

電機(jī)的大部分零件可以等效地看成一個(gè)空心圓柱體，如定子、轉(zhuǎn)子以及外殼。如圖1所示，其內(nèi)外徑分別為r1、r2，軸向長(zhǎng)度為L(zhǎng)。

圖1 空心圓柱體

假設(shè)其內(nèi)部存在損耗，則圓柱體的溫度升高，它通過熱傳導(dǎo)及表面與空氣的對(duì)流將熱量散發(fā)出去。該空心圓柱體的熱阻可表示[11]：

(6)

式中：λ為導(dǎo)熱系數(shù)。

該模型過于簡(jiǎn)單，無法準(zhǔn)確計(jì)算溫度。因此，Mellor[11]提出了更準(zhǔn)確的熱網(wǎng)絡(luò)模型，然而Mellor熱網(wǎng)絡(luò)計(jì)算的結(jié)果是平均溫升，與最大溫升有偏差。LI Kai等人分別采用Mellor熱網(wǎng)絡(luò)與有限元方法計(jì)算了同一空心圓柱體的穩(wěn)態(tài)溫升，兩者的最大溫升相對(duì)誤差達(dá)到10%。基于此，LI Kai等人提出了計(jì)算最大溫升的熱網(wǎng)絡(luò)[12]。

本文參照以上模型[11-12]，建立了空心圓柱體的熱網(wǎng)絡(luò)結(jié)構(gòu)，如圖2所示。

圖2 空心圓柱熱網(wǎng)絡(luò)模型

其徑向傳導(dǎo)熱阻：

(7)

(8)

軸向傳導(dǎo)熱阻：

(9)

軸向?qū)α鳠嶙瑁?/p>

(10)

式中：Rr1、Rr2、Ra和Rair分別為空心圓柱體的內(nèi)部徑向、外部徑向、軸向傳導(dǎo)熱阻以及軸向?qū)α鳠嶙瑁籬air是空氣的自然對(duì)流系數(shù)。

根據(jù)熱傳導(dǎo)方程，利用關(guān)鍵點(diǎn)的溫度可計(jì)算出空心圓柱體的徑向溫度分布以及最大溫升。空心圓柱體內(nèi)徑向熱傳導(dǎo)的穩(wěn)態(tài)方程[12]：

(11)

式 (11)為二階常系數(shù)非齊次線性微分方程，求其一般解可得空心圓柱體的徑向溫度分布表達(dá)式：

(12)

對(duì)式 (12)求導(dǎo)可得極值，即徑向最高溫度：

(13)

極值半徑：

(14)

此外，通過解析計(jì)算可得空心圓柱體軸向最高溫度表達(dá)式[12]：

(15)

式中:Ta(L)與Ta(0)分別表示空心圓柱體軸向上底面及下底面的溫度值。

等效熱網(wǎng)絡(luò)模型建立之后，還需對(duì)其進(jìn)行校準(zhǔn)，以滿足精度要求。本文主要采用實(shí)驗(yàn)和有限元法對(duì)包括接觸電阻以及對(duì)流散熱系數(shù)等進(jìn)行修正。

采用三維有限元法計(jì)算空心圓柱體的穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)時(shí)，可歸結(jié)為以下邊值問題。

在直角坐標(biāo)系下，導(dǎo)熱微分方程可表示：

(16)

其邊界條件：

(17)

式中:λx、λy、λz分別為沿x、y、z方向的導(dǎo)熱系數(shù)；q為熱流密度；T1為邊界面S1上的給定溫度；n為邊界面(S1、S2)上的法向量；α為S2表面的對(duì)流散熱系數(shù)；T0為S2周圍介質(zhì)的溫度。

如圖3及圖4所示，分別采用有限元法及熱網(wǎng)絡(luò)法計(jì)算了空心圓柱體的溫度場(chǎng)分布。可以看到，本文建立的等效熱網(wǎng)絡(luò)具有較高的準(zhǔn)確性。

圖3 空心圓柱體的溫度分布(有限元法)

圖4 有限元及熱網(wǎng)絡(luò)法溫度對(duì)比

1.3 永磁同步電機(jī)的熱網(wǎng)絡(luò)模型

本文的研究對(duì)象為水冷型內(nèi)置式永磁同步電機(jī)，其結(jié)構(gòu)示意圖如圖5所示，主要由機(jī)殼、定子鐵心、繞組、轉(zhuǎn)子鐵心、永磁體、轉(zhuǎn)軸等組成，采用定子水冷的冷卻方式，Z字形水道嵌在機(jī)殼中。

圖5 水冷型內(nèi)置式永磁同步電機(jī)結(jié)構(gòu)圖

根據(jù)本文所建立的空心圓柱體等效熱網(wǎng)絡(luò)模型，創(chuàng)建了內(nèi)置式永磁同步電機(jī)的等效熱網(wǎng)絡(luò)模型，如圖6所示。其中熱源pfe_sy、pfe_st、pfri、pwind、pfe_rt、pmagnet、pfe_ry、pcu1、pcu2分別表示定子軛鐵耗、定子齒鐵耗、軸承摩擦損耗、轉(zhuǎn)子表面風(fēng)摩耗、轉(zhuǎn)子齒鐵耗、永磁體損耗、轉(zhuǎn)子軛鐵耗、有效繞組銅耗、繞組端部銅耗。

圖6 永磁同步電機(jī)的等效熱網(wǎng)絡(luò)模型

各部分的傳導(dǎo)熱阻由式 (7)～式(10)得出。除傳導(dǎo)熱阻外，兩個(gè)相互接觸的物體之間的間隙同樣可以看成是這兩個(gè)物體之間的一個(gè)熱阻，稱這種特殊的傳導(dǎo)熱阻為接觸熱阻[12]。如殼體與定子之間的間隙、永磁體與轉(zhuǎn)子的間隙等。接觸熱阻Ra可以表示：

(18)

式中:h為等效接觸厚度；λc為等效導(dǎo)熱系數(shù)；A為接觸面積。接觸厚度取決于材料性能、加工工藝、加工溫度等條件，接觸熱阻計(jì)算比較復(fù)雜，一般通過實(shí)驗(yàn)獲得[13]。根據(jù)接觸面粗糙度，接觸厚度h一般可分為三個(gè)等級(jí)：接觸良好(0.01 mm)、接觸一般(0.03 mm)和接觸不良(0.08 mm)。本文取h=0.03 mm。

水冷永磁同步電機(jī)的散熱主要靠機(jī)殼外表面和水套的自然對(duì)流，對(duì)流熱阻可表示[12]：

(19)

式中：hcnv為對(duì)流散熱系數(shù)，Acnv為對(duì)流散熱面積。水套和外殼的對(duì)流散熱系數(shù)分別為1 500～2 500 W/(m2·℃)和10～30 W/(m2·℃)，此系數(shù)可以從Fluent中獲得。

2 永磁同步電機(jī)溫度場(chǎng)計(jì)算及驗(yàn)證

根據(jù)所建立的等效熱網(wǎng)絡(luò)模型，本文針對(duì)8極48槽內(nèi)置式永磁同步電機(jī)進(jìn)行溫度場(chǎng)計(jì)算，并采用有限元法對(duì)其進(jìn)行驗(yàn)證。電機(jī)的主要參數(shù)如表1所示。

表1 永磁同步電機(jī)的主要參數(shù)

損耗是電機(jī)的熱源，精確計(jì)算電機(jī)損耗也很重要，各部分損耗的計(jì)算方法前文已詳細(xì)給出。本文永磁同步電機(jī)中使用的導(dǎo)線直徑為0.7 mm，在最大工作頻率(600 Hz)下算得趨膚深度約為2.7 mm，遠(yuǎn)大于導(dǎo)線直徑。此外，通過有限元法算得的附加銅耗小于直流銅耗的2%，因此，本文的附加銅耗忽略不計(jì)。

需要注意的是，定子和轉(zhuǎn)子不同區(qū)域的鐵耗密度分布是不同的。額定條件下不同時(shí)刻的鐵損分布如圖7所示。可以看出，定子和轉(zhuǎn)子的鐵損分布不均勻，轉(zhuǎn)子鐵損主要集中在外圓區(qū)域，定子鐵損主要集中在定子鐵心的齒上，原因是定子齒部的磁密較為飽和[14]。因此，定子和轉(zhuǎn)子的齒和軛需要分別計(jì)算，以確保結(jié)果的準(zhǔn)確性。此外，由于損耗值是隨溫度變化而變化的，在計(jì)算損耗時(shí)需要多次迭代，直到收斂誤差小于初始值的1%為止。

圖7 不同時(shí)刻永磁同步電機(jī)的鐵耗分布云圖

本文采用有限元法計(jì)算了電機(jī)額定工況下各部分的損耗，得到的結(jié)果如表2所示。通過所建立的熱網(wǎng)絡(luò)模型，計(jì)算了電機(jī)在額定工況下工作120 min的溫度分布，環(huán)境溫度及冷卻液溫度設(shè)置為65 ℃，水流量為10 L/min，得到電機(jī)的瞬態(tài)溫升曲線如圖8所示。可以看到，電機(jī)長(zhǎng)時(shí)間運(yùn)行在額定工況并達(dá)到穩(wěn)態(tài)時(shí)，繞組端部由于散熱差，其發(fā)熱較為嚴(yán)重，溫升也最高。機(jī)殼由于離水道距離最近，因此其散熱能力最好，溫升也最低。隨著與水道距離的逐漸

表2 額定工況下各部分損耗

增大，電機(jī)穩(wěn)定狀態(tài)的溫升值也在增高。雖然永磁體的損耗很小，但是永磁體散熱主要依靠與機(jī)殼內(nèi)部的空氣對(duì)流散熱，散熱能力較差，因此其溫升比較高。由圖8可以看到，繞組端部的最高溫度為140.2 ℃，溫升為75.2 ℃，小于溫升限值100 ℃。有效繞組最高溫度為131.3 ℃，小于絕緣耐溫180 ℃。轉(zhuǎn)子齒、永磁體、轉(zhuǎn)子軛的溫升曲線基本重合。

圖8 額定工況瞬態(tài)溫升曲線(熱網(wǎng)絡(luò)法)

為驗(yàn)證本文等效熱網(wǎng)絡(luò)的準(zhǔn)確性，采用有限元法(3D-fluent)計(jì)算了永磁同步電機(jī)額定工況下的溫度分布。設(shè)置環(huán)境溫度為65 ℃，電機(jī)運(yùn)行趨于穩(wěn)定后，各部分溫度分布如圖9所示。對(duì)比熱網(wǎng)絡(luò)和有限元方法得到的穩(wěn)態(tài)最高溫度，結(jié)果如表3所示。可以看到，除機(jī)殼和水套外，其余各個(gè)重要部分的最高溫度誤差保持在10%以內(nèi)，驗(yàn)證了熱網(wǎng)絡(luò)模型的準(zhǔn)確性。

圖9 額定工況下各部分穩(wěn)態(tài)溫度分布(有限元法)

表3 額定工況下各部分最高溫度及誤差

3 拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)對(duì)散熱性能的影響

3.1 定轉(zhuǎn)子拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)對(duì)損耗的影響

在電機(jī)設(shè)計(jì)過程中，往往需要通過不斷改變電機(jī)的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，使得電機(jī)的性能達(dá)到更優(yōu)，在這個(gè)過程中，主要關(guān)注的是電機(jī)的電磁性能。實(shí)際上，拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)的改變會(huì)對(duì)散熱性能產(chǎn)生直接影響，散熱性能又會(huì)反過來影響電磁性能。如果忽略散熱性能的影響，電機(jī)性能將很難達(dá)到真正的最優(yōu)。本文將對(duì)永磁同步電機(jī)部分尺寸的變化對(duì)電機(jī)熱源以及散熱性能的影響進(jìn)行探究。

圖10為永磁同步電機(jī)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)示意圖。定義定子齒寬為Bs1，定子槽寬為Bs2，定子槽深為Hs1，定子軛寬為Hs2，永磁體夾角為θ。

圖10 內(nèi)置式永磁同步電機(jī)拓?fù)鋮?shù)

為減少變量，本文定義齒槽比：

(20)

定義齒軛比：

(21)

損耗作為電機(jī)的熱源，其變化會(huì)對(duì)電機(jī)溫升產(chǎn)生很大的影響。圖11～圖13分別探究了額定工況下齒槽比、齒軛比以及永磁體夾角的變化對(duì)電機(jī)各部分損耗產(chǎn)生的影響。隨著齒槽比的增大，槽面積減小，定子中的磁密發(fā)生變化，從而影響了定子的鐵耗。從圖11中可以看出，齒槽比越大，鐵耗越大，而繞組銅耗基本保持不變。雖然齒槽比的增大會(huì)使永磁體損耗減小，但永磁體損耗占總損耗的比例非常小，因此電機(jī)的總損耗在增大。

圖11 齒槽比對(duì)各部分損耗的影響

圖12 齒軛比對(duì)各部分損耗的影響

圖13 永磁體夾角對(duì)各部分損耗的影響

同樣，隨著齒軛比的增大，定子軛部厚度減小，磁密受到影響，從而使得定子鐵耗增加。從圖12中可以看出，由于槽面積的變化引起繞組電阻變化，繞組銅耗也在隨著齒軛比的增大而增大，永磁體損耗先呈增大的趨勢(shì)，然后又開始減小。

從圖13可以看到，永磁體夾角變化的過程中對(duì)永磁體損耗影響較大，其余損耗基本保持不變。由于永磁體損耗占總損耗比例非常小，可以忽略不計(jì)。

3.2 定轉(zhuǎn)子拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)對(duì)散熱性能的影響

除損耗外，定轉(zhuǎn)子拓?fù)涞某叽鐚?duì)電機(jī)散熱性能也會(huì)產(chǎn)生直接的影響。例如，定子槽的周長(zhǎng)會(huì)影響繞組與鐵心之間的熱阻，從而影響電機(jī)的溫升，齒槽比與齒軛比的改變均會(huì)影響定子槽周長(zhǎng)。為探究拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)對(duì)散熱性能的直接影響，假定電機(jī)的損耗保持不變，則α與β對(duì)電機(jī)各部分最高溫度的影響如圖14所示。

圖14 假定損耗不變時(shí)齒槽比與齒軛比對(duì)各部分溫度的影響

可以看出，α與β在變化過程中，最高溫度發(fā)生了顯著變化。其中繞組端部、有效繞組、定子齒、轉(zhuǎn)子、永磁體的最高溫度變化趨勢(shì)基本保持一致，隨著α的增大，各部分最高溫度呈一個(gè)增大的趨勢(shì)；而在β增大的過程中，各部分最高溫度先呈增大的趨勢(shì)，然后又逐漸減小。

而定子軛最高溫度的變化趨勢(shì)與其余部分不同。從圖14(d)可以看出，齒槽比α對(duì)定子軛的最高溫度基本無影響，而齒軛比β在增大過程中，定子軛的最高溫度逐漸降低。這是因?yàn)辇X軛比增大，則定子軛的厚度減小，由于定子軛的大部分熱量都通過冷卻水帶走，定子軛的最大溫度出現(xiàn)在離水道最遠(yuǎn)的點(diǎn)，其厚度減小，則這個(gè)點(diǎn)離水道的距離就減小，因此其散熱能力增加，最高溫度也就降低了。

此外，拓?fù)鋮?shù)的變化會(huì)影響電機(jī)的損耗。在電機(jī)實(shí)際運(yùn)行中，損耗的變化與散熱能力的變化同時(shí)影響著電機(jī)的溫升。考慮損耗的變化時(shí)，α以及β對(duì)電機(jī)各部分最高溫度的影響如圖15所示。可以看到，受到損耗影響，電機(jī)各部分最高溫度的變化趨勢(shì)與恒定損耗時(shí)有明顯不同。隨著α的增大，繞組端部最高溫度有降低的趨勢(shì)； 隨著β的增大，其最高溫度先增大再減小，最后又增大。

圖15 損耗變化時(shí)齒槽比與齒軛比對(duì)各部分溫度的影響

對(duì)于有效繞組來說，α較小時(shí)，其最高溫度變化規(guī)律與繞組端部相同；而α較大時(shí)，其最高溫度隨著β的增大而增大，且β>1.6時(shí)，其最高溫度有了明顯的升高。定子齒則隨著α的變化，其最高溫度變化趨勢(shì)不明顯，隨著β的增大，其最高溫度也增大。受損耗影響，定子軛的溫度變化趨勢(shì)與恒定損耗時(shí)完全相反。轉(zhuǎn)子與永磁體的變化趨勢(shì)則比較一致，這是由于轉(zhuǎn)子與永磁體離水道的距離較遠(yuǎn)，其散熱主要依靠與機(jī)殼內(nèi)部空氣的對(duì)流散熱，因此受與水道的距離影響較小，其二者散熱能力也相近。

總的來說，在高齒槽比、低齒軛比的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)下，電機(jī)的繞組端部、有效繞組以及定子齒部的散熱性能較好。而在低齒槽比、低齒軛比的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)下，電機(jī)的定子軛、轉(zhuǎn)子以及永磁體的散熱性能較好。

同樣，分別假定損耗不變以及考慮損耗變化時(shí)，永磁體夾角的變化對(duì)電機(jī)散熱性能的影響做了探究，如圖16、圖17所示。 可以看到， 在假定損耗不變時(shí)，永磁體夾角對(duì)電機(jī)的散熱性能不會(huì)產(chǎn)生影響。而在考慮損耗變化時(shí)，永磁體夾角對(duì)電機(jī)的散熱性能影響非常小，幾乎可以忽略不記。因此，在電機(jī)優(yōu)化過程中，可忽略永磁體夾角對(duì)散熱性能的影響。

圖16 假定損耗不變時(shí)永磁體夾角對(duì)各部分溫度的影響

圖17 損耗變化時(shí)永磁體夾角對(duì)各部分溫度的影響

4 結(jié) 語

本文以30 kW電動(dòng)叉車用水冷型內(nèi)置式永磁同步電機(jī)為研究對(duì)象，通過建立的熱網(wǎng)絡(luò)模型，探究了不同定子結(jié)構(gòu)對(duì)電機(jī)的熱源以及散熱性能的影響，得到結(jié)論如下：

1)齒槽比與齒軛比的增大均會(huì)引起電機(jī)總損耗的增大，這主要是由于齒槽比與齒軛比的增大導(dǎo)致定子鐵心磁密變大，從而使得鐵心損耗增大。其余各部分損耗變化不明顯，因此鐵耗的變化趨勢(shì)主導(dǎo)了總損耗的變化趨勢(shì)。

2)假設(shè)在電機(jī)運(yùn)行過程中損耗不發(fā)生改變，齒槽比與齒軛比的變化會(huì)對(duì)電機(jī)的溫升特性產(chǎn)生直接的影響。在齒槽比增大過程中，散熱能力逐漸增強(qiáng)。當(dāng)α>1.1且β>2.0時(shí)，電機(jī)各部分的散熱能力均達(dá)到最佳。此時(shí)繞組端部最高溫度為133.9 ℃，相較于α=0.6，β=1.4時(shí)繞組端部的最高溫度下降了11.4 ℃。

3)在電機(jī)實(shí)際運(yùn)行中，損耗會(huì)發(fā)生變化，在α>1.1且β<1.2時(shí)，電機(jī)的繞組端部、有效繞組以及定子齒的散熱能力達(dá)到最佳，繞組端部的最高溫度為140.6 ℃，相較于最高時(shí)下降12.9 ℃；而在α<0.8且β<1.2時(shí)，定子軛、轉(zhuǎn)子以及永磁體的散熱性能達(dá)到最佳，此時(shí)定子軛最高溫度為104.8 ℃，相較于最高時(shí)下降4.1 ℃。轉(zhuǎn)子最高溫度為132.2 ℃，相較于最高時(shí)下降5.9 ℃。

4)永磁體夾角的變化對(duì)電機(jī)各部分損耗以及電機(jī)散熱性能的影響均較小。在電機(jī)優(yōu)化過程中，可忽略永磁體夾角對(duì)散熱性能的影響。