齿谐波励磁的混合励磁发电机温度场分析

夏永洪，徐 波

(南昌大学，南昌 300130)

齿谐波励磁的混合励磁发电机温度场分析

夏永洪，徐 波

(南昌大学，南昌 300130)

为了分析齿谐波励磁的混合励磁永磁同步发电机中齿谐波磁场的利用对其温升的影响，推导了该类发电机二维温度场计算模型，提出采用Maxwell和Fluent软件相结合的方法对发电机温度场进行计算，应用Maxwell软件建立发电机损耗计算模型，准确计算其定、转子铁耗及永磁体涡流损耗，并结合定、转子铜损耗及机械损耗，以此作为发电机热源导入Fluent软件对其进行热分析，得到了定、转子温度分布云图，可以清晰地看出发电机截面的温度分布情况。仿真结果表明：发电机内温度主要集中在定转子铁心内部和绕组处，与实际情况吻合，验证了温度场计算方法的正确性。

齿谐波；混合励磁；永磁同步发电机；温度场

0 引 言

对电机温度场的准确计算属于电机研发设计和观察其运行可靠性时的重要研究内容。温度分布在一个合理的范围内，不仅可以保证电机的稳定运行，而且还能够合理的控制电机的制造成本和提高电机的运行效率[1-3]。电机在正常的运行过程中会产生各种损耗，最终都会转变为热能，这样就会导致电机的各部分温度上升，不同绝缘等级的材料，其温度允许值是不同的。研究表明，温升过高会破坏材料的绝缘层，会降低电机的工作效益、寿命，甚至烧毁电机[4]。对于含有永磁体的电机，温升过高不仅会加速电机绕组绝缘材料的老化，还会导致永磁体出现去磁的现象，从而影响电机的工作性能。

齿谐波励磁的混合励磁永磁同步发电机不同于其他的混合励磁电机，由于该电机在转子部位开槽放置齿谐波绕组，在绕组中产生的感应电动势又经整流装置传递给了励磁绕组，从而既有效的利用了电机中固有的齿谐波，又省掉了电刷和滑环装置，但由于在转子上开槽放置齿谐波绕组的同时会给电机带来一些新的损耗，为了了解这些损耗转化为热源后对电机温升的影响，本文通过简化电机温度场仿真模型，采用Maxwell和Fluent有限元软件相结合的方式来对该电机的温度场进行仿真，明确了电机内的温度分布情况[5-6]。

1 二维温度场计算模型

由于本文所采用的齿谐波励磁的混合励磁永磁同步发电机内无通风装置，且转子侧开槽放置齿谐波绕组，绕组中产生的电流会使得电机内铜耗增加。开槽后，电机内部的谐波含量也会有所增加，使得转子铁心的铁耗及永磁体中的涡流损耗有所上升故不能忽略，电机内的热源数量增加，使得整个热传递过程复杂，在电机进行稳态温度场分析时，为了简化分析过程，对该电机做如下假设：(1) 电机轴向连续分布且温度梯度为零；(2) 各部分的传导介质都为各向同性；(3) 不计内部辐射；(4) 槽内绕组和绝缘物质等效为一个导热体。

结合上述假设条件，由能量守恒原理和热传递理论在求解域内的二维温度场方程：

(1)

式中：λ为材料的导热系数；T为各点的温度；qv为热源密度；ρ为材料的密度；c为材料的比热；τ为时间[7]。

(2)

式中：T0为l1边界上的温度；q0为通过l2边界上的热流密度；Tf为与l3边界接触的介质温度[8]。

2 电机内部损耗计算

本文以齿谐波励磁混合励磁永磁同步发电机为分析实例，其具体参数如下：额定功率4.25 kW，额定转速为1 000 r/min；定子外径260 mm，转子外径178.4 mm,气隙长度0.8 mm，极对数为3，相数为3。该电机的损耗计算模型如下图所示。

图1 损耗计算模型

该电机在运行的过程中，电机各部位会产生相应的损耗，由于本电机转子表面开槽放置齿谐波绕组，使得电机内谐波含量增加，故转子铁心的损耗不能忽略，因此电机内的损耗包括定、转子铁耗及永磁铁涡流损耗和定转子绕组铜耗，由于本文主要分析齿谐波绕组对其他部位温度的影响，故不考虑电机的机械损耗。电机内部损耗最终都以能量转换的方式转换为热能，使电机温度升高。

2.1 定、转子铁耗的计算

计算电机铁耗有磁路法和有限元法，但由于磁路法计算出的总损耗精度主要取决于经验系数且无法从其中分离出各部分损耗，而有限元法能够实现电机各部分损耗的单独计算且精度较高。本文采用Maxwell有限元法对定转子铁耗进行计算，铁耗主要由磁滞，涡流及附加损耗组成，其损耗表达式如下：

(3)

式中：Kh代表磁滞损耗系数;Kc代表涡流损耗系数；Ke为附加损耗系数；Bm为磁通密度幅值；α为Steimmetz系数[9]。

本文通过Maxwell计算出该电机的定转子铁耗如下图所示。

图2 定子铁耗图3 转子铁耗

由图2和图3可以看出，定子铁耗要比转子铁耗大很多，主要是由于转子和电机的基波同步旋转，而转子的损耗主要是由于谐波在铁心中产生的损耗。转化为热源的损耗值取稳定后曲线的平均值。

2.2 永磁体涡流损耗计算

由于电机内各次谐波丰富，在永磁体中会形成涡流，从而造成涡流损耗，其损耗计算公式为：

(4)

式中：Jz代表z轴方向的电流密度分量，σ为永磁体的电导率，本文通过Maxwell计算出该电机永磁体涡流损耗如下图所示。

图4 永磁体涡流损耗

由上图可以看出电机内涡流损耗较小，其产生的主要原因是电机内各次谐波含量较多在永磁体内产生的涡流损耗。转化热源的损耗值取温度后的有效值。

2.3 绕组铜耗计算

当绕组中流过相应的电流，会在其中产生相应的铜耗，其计算公式为：

(5)

式中:m代表电机相数;l代表定子绕组中电流有效值，R代表每相绕组的有效电阻。

2.4 机械损耗计算

机械损耗主要是轴承的摩擦损耗，其计算公式：

(6)

式中：p代表极对数；v代表圆周速度；lm代表轴承长度。

通过计算得到各部分的损耗值如表1所示。

表1 电机损耗值

3 温度场参数

3.1 生热率

生热率指的是在单位时间内单位面积的内热源所产生的热量大小。由此可得生热率Q计算式为：

(7)

式中：W代表电机各部分热损耗，V代表各部分面积。

转换后的各部分生热率的值如表2所示。

表2 电机生热率

3.2 导热系数

3.2.1 定转子铁心的导热系数

由于定转子铁心都是采用涂有浸渍漆的硅钢片叠压而成，所以它的导热系数会比硅钢片小，所以本文采用等效导热系数来处理，由文献知，其等效公式：

(8)

式中：KFe代表铁心的叠压系数，λ1代表硅钢片的导热系数，λ0代表绝缘漆的导热系数(一般为空气的5～10倍)。

3.2.2 槽内物体等效导热系数

由于制造工艺及材料分子的内部构造问题，因此我们对模型做了以下简化：各部分材料均匀分布且将槽内所有的物体(包括槽楔、绝缘纸、绕组及其表面的浸渍漆)和空气等效为一个导热体。该导热体的等效导热系数λ计算式：

(9)

式中：δi代表各种绝缘材料的等效厚度；λi代表各种绝缘材料的导热系数。

3.3 表面散热系数

电机内部温度场的准确计算很大程度上是由相应部件的散热系数所决定的，表面散热系数包括定子铁心端面散热系数转子端面散热系数和机壳散热系数定子端面散热系数αs计算式：

(10)

式中：Vs代表定子铁心轭部轴向风速。转子端面散热系数αr计算式：

(11)

式中：Vr代表转子圆周速度，Vr=πdf,d为转子直径[10]。

4 温度场分析

利用Fluent软件计算电机温度场时，作如下假设：(1) 环境温度为常数26.85℃；(2) 热源均匀分布；(3) 材料的密度、比热容、导热系数均为常数，不随温度的变化而变化；(4) 计算达到平衡时，电机各部件的温度趋于稳定。

取电机带额定负载的情况，通过前述计算得到温度场的参数，加载到求解域上得到温度分布结果如图5、图6所示。

图5 定子温度分布云图图6 转子温度分布云图

图5、图6是电机带额定负载的情况下，定转子的温度分布云图，电机定子外表面的热量会通过空气散出，而定子内表面的部分热量会被旋转的空气带走，故定子侧的热量主要集中在电枢绕组内侧及定子轭中部，转子部分热量主要集中在绕组内，且沿气隙的周围温度较电机转子内部温度较低，热量主要集中在转子内侧，由于转轴部分采用45号钢，比热容和密度较大，导热系数低，故温度分布梯度较大，且转轴的热源由表2可知，热源值较高，故热量主要集中在转轴中心位置。

电机各部位的温度值如表3所示。

表3 电机温度值

由表3可以看出，温度较高处主要集中在绕组部位，且永磁体的最高温度仍然在它的其正常工作温度之内，不会影响它的磁性。

5 结 语

本文先通过Maxwell软件计算出来电机各部分的损耗值，然后转化为热源导入到Fluent软件对齿谐波励磁的混合励磁永磁同步发电机的温度场仿真作了详细分析，并且对电机各部分的参数的处理作了详细说明和处理，通过仿真结果明确了电机内的温度分布规律，对后续研究该类电机的温度场仿真提供了参考依据。

[1] 夏永洪,王善铭,黄劭刚,等.齿谐波励磁的混合励磁永磁同步发电机[J].清华大学学报(自然科学版),2011(11):1557-1561.

[2] 孔晓光,王凤翔,邢军强.高速永磁电机的损耗计算与温度场分析[J].电工技术学报,2012,27(9):166-173.

[3] 邰永,刘赵淼.感应电机全域三维瞬态温度场分析[J].中国电机工程学报,2010(30):114-120.

[4] 李槐树,赖延辉,孟光伟,等.带感性负载时三相永磁同步发电机电压特性及设计研究[J].微特电机,2007,35(8):21-22.

[5] MORIMOTO S,SANADA M,TAKEDA Y.Wide-speed operation of interior permanent magnet synchronous motors with high-performance current regulator[J].IEEE Transactions on Industry Applications.IEEE,1994,30(4):920-926.

[6] KIM J M,SUL S K.Speed control of interior permanent magnet synchronous motor drive for the flux weakening operation[J].IEEE Transactions on Industry Applications.IEEE,1997,33(1):43-48.

[7] 靳廷船,李伟力,李守法.感应电机定子温度场的数值计算[J].电机与控制学报,2006,10(5):492-497.

[8] 魏雪环,兰志勇,谢先铭,等.永磁体涡流损耗与永磁同步电机温度场研究[J].电机与控制应用,2015(5):28-31,41.

[9] 刘晋杰.带整流负载永磁同步发电机电磁与热特性的研究[D].沈阳:沈阳工业大学,2015.

[10] 管春伟.隐极同步发电机定子温度场计算与分析[D].哈尔滨:哈尔滨理工大学,2009.

Hybrid Excitation Generator Tooth Harmonic Excitation Temperature Field Analysis

XIAYong-hong,XuBo

(Nanchang University,Jiangxi 330031,China)

To analyze the impact on temperature rise caused by the tooth harmonics filed applied in hybrid excitation permanent magnet synchronous generator utilizing tooth harmonics for the excitation, a mathematical model for two-dimensional temperature filed was deduced. A mix of Maxwell and Fluent software was employed to calculate the temperature filed of the generator, where Maxwell software was adopt to model computation for generator loss. The iron losses of stator and rotor could be generated precisely, and imported into fluent software combining with the copper losses of those, as generator sources of heat. Furthermore, the temperature contours of stator and rotor were obtained with the help of thermal analysis for the generator, where the temperature distribution of the generator section was presented clearly. Simulation results demonstrate the correctness of the proposed method i.e. the temperature of the generator mainly concentrated in internal iron cores of stator and rotor and winding with the practical case.

tooth harmonics; hybird excitation; permanent magnet synchronous generator; temperature filed

2016-04-19

国家自然科学基金项目(51367013)；江西省教育厅科技项目(GJJ14164)；江西省研究生创新专项资金项目(YC2014-S068)

TM341

A

1004-7018(2017)01-0019-04

夏永洪(1978-)，男，博士，副教授，硕士生导师，研究方向为电机及其控制。