基于温度场计算的开关磁阻电机冷却系统设计

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2_2kW开关磁阻电机驱动系统的设计

《中小型电机》2005, 32 (2)
2. 2kW 开关磁阻电机驱动系统的设计
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用增量式数字 P ID 控制方式 ,电流环采用滞环比较控制方式 ,它们都通过软件实现。只要直接软件修改 P ID 参数和滞环宽度 ,而不需要对外部硬件电路做修改 ,就可以实现对双闭环系统控制参数的修改 ,使得控制更加灵活。
(CPLD )构成了控制器的中枢。DSP综合处理速度指令、速度反馈信号、电流传感器、电压传感器及位置传感器的信息 ,控制功率变换器的开关器件的工作状态 ,实现对 SRM 运行状态的控制。而采用 CPLD 能完成较复杂的逻辑运算 ,并且提供输入、输出缓冲器和扩展 I/O 口等功能 ,它很适合
《中小型电机》2005, 32 (2)
2. 2kW 开关磁阻电机驱动系统的设计
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2. 2kW 开关磁阻电机驱动系统的设计
叶华峰 , 王双红 , 詹琼华 (华中科技大学 ,湖北武汉 430074)
摘要本文介绍了以数字信号处理器 (DSP)和可逻辑编程器件 (CPLD )为控制核心的三相 12 /8极开关磁阻电机调速系统 ( SRD ) ,提出了一种新型的适用于三相 12 /8极 SRM 的绕组分路并联运行方案 ,同时介绍了控制器的软硬件设计过程和实验结果。关键词开关磁阻电机功率变换器控制器 DSP CPLD
ቤተ መጻሕፍቲ ባይዱ
图 3 控制器硬件图
控制器中 ,选用 TM S320F240X 系列 DSP,该系列 DSP专用于电机数字控制 ,它集成了电机控制的外围器件 ,设计时只需要外加较少的硬件设备 , 从而降低系统的硬件成本。同时选用 MAX7000S系列的 CPLD ,不仅使设计的产品达到小型化、集成化和高可靠性 ,大大缩短了设计周期 ,减少了设计费用 ,而且 CPLD 还具有在系统编程 ( In2System p rogrammable,简称 ISP)能力 ,使控制系统的设计、开发、更新与维护变得非常方便。

开关磁阻电机毕业设计

performance ;modeling and simulation; MATLAB ;Control strategy
II
目录
摘要...................................................................................................................................................... I ABSTRACT......................................................................................................................................... II 目录 ..................................................................................................................................................... III 1 绪论 ................................................................................................................................................. 1 1.1 开关磁阻电机的研究历史和发展方向................................................................................... 1 1.2 本课

纯电动大巴大功率电机控制器冷却系统设计

同时利用电机对拖实验,测出控制器的温升情况,对仿真结果进行验证。通过对理论热阻模型计算的温度、计算机数值仿真结果和实验的温度采集数据进行比较,验证了理论计算和计算机仿真结果的准确性。
本文通过理论分析、仿真计算和实验验证,对纯电动大巴汽车电机控制器冷却系统进行分析设计,为该类型的控制器散热设计提供了参考。
分别对控制器的主要损耗、热阻模型、影响散热效果的各个因素、控制器稳态温度场及电机温升实验进行了研究。首先,电机控制器的热源主要为大功率开关器件,即IGBT模块。
论文通过对IGBT损耗的研究,计算出电机运行在峰值转速、额定功率下控制器的损耗。再分析其装配工艺,建立模块热阻模型, 并设计热阻测量实验对功率开关模块和控制器水冷系统的热阻进行实验测定,利用热阻模型计算出控制器芯片的理论最高温度, 为后续仿真和实验提供一定的参考。
其次,据计算出来的功率损耗,确定电动汽车驱动系统的冷却形式和冷却系统布置,并对控制器散热系统进行初步设计。通过对影响散热效果的因素进行分析研究,综合考虑不同壳体材料、冷却液介质和流速、不同水路结构及肋片结构对控制器温升的影响,对冷却系统进行设计。
最后利用正交实验对冷却水道肋片相关参数进行优化设计,根据肋宽、肋高、肋间距和段数寻找出同时可以满足较好的温度需求、冷却液压降要求和生产制造方便的组合。最后,建立控制器主要部件的三维模型,应用专业流固耦合分析软件STAR-CCM+,根据实际运行环境施加仿真边界条件和初始条件,对控制器的温度场和流场进行仿真。
纯电动大巴大功率电机控制器冷却系统设计
电机控制器是新能源电动汽车电驱动系统的核心部件,其工作性能的好坏将直接影响到整车的运行性能。IGBT的可靠运行是电机控制系统性能优劣的关键,它的工作温度应严格控制在结温之下,因此控制器冷却系统的设计显得尤为重要。

永磁力矩电机冷却系统设计与温度场分析

机科技有限公司一款扭矩为５４０Ｎｍ电机进行研究，采用Ａｎｓｙｓ软件中Ｆｌｕｅｎｔ模块对电机不同结构的冷却系统进行分析对比，揭示了各个结构内部流体的流动特性及温升特性，最后通过实验数据进行了验
动其运行，在具有稳定的低速特性的同时，还具有线性度好、响应快等优点，并可在堵转下较长时间工作。目前广泛运用于高档数控机床、低速控制系统、光电跟踪系统等 … 。随着永磁稀土材料的发展与应用及工业的迅速
Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｔｏｒｑｕｅｍｏｔｏｒ（ＰＭＴＭ）ｅｌｅｃｔｒｏｍａｇｎｅｔｉｃｌｏａｄｉｓｄｅｓｉｇｎｅｄｈｉｇｈｅｒａｎｄｈｉｇｈｅｒ，
ｉｃｆｉｅｎｃｙｗｅｒｅａｎａｌｙｚｅｄｂｙｕｓｉｎｇｔｈｅＡｎｓｙｓ．Ｂｅｓｉｄｅｓ．ｔｈｅｓｔｅａｄｙｔｈｅｒｍａｌｉｅｆｌｄｏｆｔ｝ｌｅｍｏｔｏｒｗａｓｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄｎｄａｔｈｅｒｅｓｕｌｔｗａｓｓｏｌｖｅｄ．Ｔｈｅｔｈｅｍａｒｌｓｅｎｓｉｔｉｖｉｔｙｔｏｔｈｅｌｏｆｗｏｆｃｏｏｌｉｎｇｓｔｕｃｒｔｕｒｅｗａｓａｎｌｙａｚｅｄ．Ｆｉｎａｌｌｙ，ａｎｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｌａｐｌａｆｏｔｍｒｗａｓｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ，ａｎｄｔｈｅｔｅｓｔｒｅｓｕｌｔｓｖｅｉｆｒｉｅｄｔｈｅｅｆｆｅｃｔｉｖｅｎｅｓｓｏｆａｎｌｙａｓｉｓ．

基于多场耦合的开关磁阻起动／发电机油冷结构设计

损耗值随磁密变化数据，就能够通过软件计算得到电机在其他频率下的铁心损耗值，单快捷且简
具有很高的准确性。
本设计采用厚度０１ｍ１２．５ｍＪ２软磁合金材
料，为该材料的饱和磁密比较高，以达到因可
不可压缩流动、热、发和燃烧过程问题。散蒸
本文将利用有限元软件Ａｓｆ和有限体软件ｎｏｔ
Ｆｅｔ采用电磁场、ｌｎ，ｕ温度场、流体场多场联合仿真的方式来设计开关磁阻起动／电机油冷结构。发
首先在ＡｓｆＭａｗｌ２中对开关磁阻起动／ｎｏｘｅＤｔｌ发
电机进行电磁仿真，真计算电机铁损、损等损仿铜耗，得到损云状分布数据；并将此数据无缝链接到Ｆｕｎ中作为热场分析的激励源，后利用Ａｓｓｌｅｔ然ｎｙＦｕｎ模块的流固耦合功能仿真分析含有循油冷ｌｅｔ却系统的电机发电状态温升情况。
１设计方案选择
目前发电机广泛采用的冷却方式有风冷、水
老化，大幅缩短电机的使用寿命，甚至导致电机着火，员触电危险。目前，于开关磁阻起动／人对发电机散热方面的设计仍然是一个薄弱环节，同时
也是限制电机功率密度提高的一个重要方面。随
冷、冷三种。油冷结构与风冷、冷结构相比，油水有很多优点，同时这些优点也决定了油冷是开关

电磁驱动器冷却系统设计与实现

ＺＨＯＵｉｇｎｇ，Ｚｈ —ｕａＬＥＩＢｉＬＩＺｈ — ｕｎｎ，ｉｙａ
（ｎｔｎＥｇｅｒｇＤｅａｔｎｆｄｎｅＥｇｎｅｉｇＣｌｇ，ｈｊｚｕｎ５０３，ｈｎ）ＭｕｉｏｎｉｅｉｐｒｉｎｎｍｅｔａｃｎｉｅｒｎｏｌｅＳｉａｈａｇ０００ＣｉａｏＯｒｅｉ
２０钲０１
仪表技术与传感器
ＩｓｕｎＴｃｎｑｅａｄＳｎｏｎｔｍｅｔｒｅｈｉｕｎｅｓｒ
２００１Ｎｏ０．１
第１０期
电磁驱动器冷却系统设计与实现
周志广，雷彬，李治源
传感器数据处理、ＡＣＮ总线通信、电机控制及报警、据显示５个部分主体电路的设计、试，数调以及对下位机软件的设计与
调试，实验中解决了驱动线圈温度采集与调节问题，在实现了对驱动线圈内部温度的实时监测及调节。ＣＡＮｕｓｔｃｎｌｇ，ｈｅｈｌｇｆｃｌｅｔｇｔｌｔｍｐｅａｕｅａｈｏｔｏｌｉｇｓｓｅｗｈｃｓａｔａｉｅｂｓｄｏｂｅｈｏｏｙｔｅｔｃｎｏｏｙｏｏｌｃｉｄｉｉａｅｎｇｒｔｒｎｄｔｅｃｎｒｌｉｎｇ
ＡｓａｔＡｒａ— ｍｏｉｒｇａｄａｊｓｎｅｔｐｒｕｅｏｒｉｇｃｉｗｓｅｄｄｉｏｄｒｏｇａｒｔｅａ— ｂｔｃ：ｅｌｉｅｍｎｔｎｎｄｔｇｔｔｍｅａｒｆｉｎｏａｎｅｅｒｅｕｎａｅｔｅｒｔｏｉｕｉｏｈｅｔｄｖｌｎｔｎｅｈ

永磁电机温升计算及冷却系统设计

沈阳工业大学硕士学位论文永磁电机温升计算及冷却系统设计姓名：杨菲申请学位级别：硕士专业：电机与电器指导教师：唐任远20070317永磁｝趣撬滠舞计舞教冷却系统没诗有流动时，在层流秘紊流状森下，电机气隙内的温度场就出定、转予掰敬出的热羹良及热交换瓣强弱所决定∞ｌ。

ｌｇ，（２Ｒ００１２３４ｌｇ（ｗ）幽３．７旋转所造成的同心圆筒间图３．８旋转圆筒之间环形气隙内气体的流动状况内部的二次流动Ｉ层流ＩＩ带有涡流的层流ⅡＩ纯紊流Ⅳ带有涡流的紊流Ｆｉｇ。

３。

７ＴａｙｌｏｒｖｏｒｔｉｃｅｓｉｎＦｉｇ．３．８ＦｌｏｗｒｅｇｉｍｅｓｗｉｔｈｒｅｓｐｅｃｔｔｏＲｅｙｎｏｌｄｓｔｈｅａｉｒ－ｇａｐｎｕｍｂｅｒｓａｎｄＴａｌｏｒｖｏｒｔｉｃｅｓＩＬａｍｉｎａｒＩＩＬａｍｉｎａｒＴａｙｌｏｒｖｏｒｔｉｃｅｓＩＩＩＴｕｒｂｕｌｅｎｔＩＶＴｕｒｂｕｌｅｎｔＴａｙｌｏｒｖｏｒｔｉｃｅｓＣ．葛兹雷曾测董了气酴菇度方向酶温殿断面和纯层流状态下的散热系数。

测量结果表明，热漠是通过纯热导由一个表面传递到另～个表面，并且热交换强度不取决于转速。

瓣就，这秘揍援下豹敖热系数窿与转动条传无关，可按下式计算：Ⅳｕ：孥。

２：常数‰在紊流状态下，繇瓦＞４１．２，１日ｆ，ｌ踩鞍大露，褥刭撼下方程式：Ⅳｕ＝０．４２Ｔ．“５只”５（３．３７）根据上述经骏公式可撂如带点１６—１９越的氓。

其中计算特依洛尔数是的袭达式如下：￡＝√（ｄ／２）ｇ““一（３．３８）憨结蛾。

戆求鼹形式黧下式。

永磁电辊瀑舞计算及冷却系统菠计多｝这赛条箨：辊蠢袭嚣楚筷热：内部边界条件：邋胍孔处换热：窿。

＝１４瓦＝２０６ｔ，＝３３．６置＝４８．４Ｗ／（ｍ２．。

Ｃ’。

ＣＷ／（ｍ２·。

Ｃ１’Ｃ定转予气隙问的换热：ａｇ２７３·ｌＷ／（ｍ２·。

Ｃ）７：２８４。

Ｃ热负德：考虑到ＡＮＳＹＳ中热载萄瓣其体应耀，鬻ｌ震生热攀传为生热源。

溪为生熬率既Ｗ看成是搴于料的一种基本聪性，又可作为负载施加在筚元上“”。

基于多物理场的超高速永磁电机冷却系统设计及分析

第２７卷㊀第３期２０２３年３月㊀电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报Ｅｌｅｃｔｒｉｃ㊀Ｍａｃｈｉｎｅｓ㊀ａｎｄ㊀Ｃｏｎｔｒｏｌ㊀Ｖｏｌ２７Ｎｏ３Ｍａｒ.２０２３㊀㊀㊀㊀㊀㊀基于多物理场的超高速永磁电机冷却系统设计及分析陈丽香ꎬ㊀刘栋ꎬ㊀张超ꎬ㊀孙宁(沈阳工业大学国家稀土永磁电机工程技术研究中心ꎬ辽宁沈阳１１０８７０)摘㊀要:为了解决超高速永磁电机转子散热困难的问题ꎬ提出一种有效提高转子散热能力的散热结构ꎮ首先ꎬ采用计算流体动力学(ＣＦＤ)仿真方法计算一台１５ｋＷ㊁１５０００ｒ/ｍｉｎ水冷高速永磁电机的温升ꎬ将计算值与试验测得的数值进行对比ꎬ证明了ＣＦＤ仿真方法的有效性ꎮ其次ꎬ通过孤立翼型法针对一台１０ｋＷ㊁１０００００ｒ/ｍｉｎ表贴式超高速永磁电机设计了同轴轴流风扇ꎬ采用流体场与温度场耦合的方法仿真分析了风扇叶片数量和叶片安装角对电机温升的影响ꎬ从而得到风扇叶片的最优参数ꎬ抑制转子温升的同时降低风扇的风摩损耗ꎮ最后ꎬ通过仿真分析对比自扇冷却与强迫风冷的冷却效果ꎬ结果显示风量相当的情况下自扇冷却的永磁体温升相对于强迫风冷降低了１３.８Ｋ左右ꎮ经过应力场分析ꎬ风扇符合安全运行要求ꎮ关键词:超高速永磁同步电机ꎻ转子冷却ꎻ自扇冷却ꎻ温度场ꎻ流体场ꎻ应力场ＤＯＩ:１０.１５９３８/ｊ.ｅｍｃ.２０２３.０３.０１１中图分类号:ＴＭ３１５文献标志码:Ａ文章编号:１００７－４４９Ｘ(２０２３)０３－０１１３－１１㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀收稿日期:２０２２－０２－０７基金项目:辽宁省自然科学基金(２０１９－ＺＤ－０２０８)ꎻ辽宁省教育厅面上项目(ＬＪＫＺ０１４０)作者简介:陈丽香(１９７３ )ꎬ女ꎬ硕士ꎬ高级工程师ꎬ研究方向为永磁电机及其关键技术研究ꎻ刘㊀栋(１９９６ )ꎬ男ꎬ硕士ꎬ研究方向为超高速永磁电机转子损耗和散热研究ꎻ张㊀超(１９８８ )ꎬ男ꎬ博士ꎬ副教授ꎬ研究方向为特种电机关键技术研究ꎻ孙㊀宁(１９８０ )ꎬ男ꎬ硕士ꎬ工程师ꎬ研究方向为永磁电机关键技术及试验研究ꎮ通信作者:陈丽香Ｄｅｓｉｇｎａｎｄａｎａｌｙｓｉｓｏｆｕｌｔｒａ￣ｈｉｇｈｓｐｅｅｄｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｍｏｔｏｒｃｏｏｌｉｎｇｓｙｓｔｅｍｂａｓｅｄｏｎｍｕｌｔｉ￣ｐｈｙｓｉｃａｌｆｉｅｌｄＣＨＥＮＬｉ￣ｘｉａｎｇꎬ㊀ＬＩＵＤｏｎｇꎬ㊀ＺＨＡＮＧＣｈａｏꎬ㊀ＳＵＮＮｉｎｇ(ＮａｔｉｏｎａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＲｅｓｅａｒｃｈＣｅｎｔｅｒｆｏｒＲａｒｅ￣ｅａｒｔｈＰｅｒｍａｎｅｎｔＭａｇｎｅｔＭａｃｈｉｎｅｓꎬＳｈｅｎｙａｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬＳｈｅｎｙａｎｇ１１０８７０ꎬＣｈｉｎａ)Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｉｎｏｒｄｅｒｔｏｓｏｌｖｅｔｈｅｐｒｏｂｌｅｍｏｆｈｅａｔｄｉｓｓｉｐａｔｉｏｎｏｆｔｈｅｒｏｔｏｒｏｆｕｌｔｒａ￣ｈｉｇｈｓｐｅｅｄｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇ￣ｎｅｔｍｏｔｏｒꎬａｈｅａｔｄｉｓｓｉｐａｔｉｏｎｓｔｒｕｃｔｕｒｅｗａｓｐｒｏｐｏｓｅｄｔｏｉｍｐｒｏｖｅｔｈｅｈｅａｔｄｉｓｓｉｐａｔｉｏｎｃａｐａｃｉｔｙｏｆｔｈｅｒｏｔｏｒｅｆｆｅｃｔｉｖｅｌｙ.Ｆｉｒｓｔｌｙꎬｔｈｅｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎａｌｆｌｕｉｄｄｙｎａｍｉｃｓ(ＣＦＤ)ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｍｅｔｈｏｄｗａｓｕｓｅｄｔｏｃａｌｃｕｌａｔｅｔｈｅｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｒｉｓｅｏｆａ１５ｋＷꎬ１５０００ｒ/ｍｉｎｗａｔｅｒ￣ｃｏｏｌｅｄｈｉｇｈｓｐｅｅｄｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｍｏｔｏｒꎬａｎｄｔｈｅｃａｌｃｕｌａｔｅｄｖａｌｕｅｓｗｅｒｅｃｏｍｐａｒｅｄｗｉｔｈｔｈｅｍｅａｓｕｒｅｄｖａｌｕｅｓꎬｗｈｉｃｈｐｒｏｖｅｄｅｆｆｅｃｔｉｖｅｎｅｓｓｏｆｔｈｅＣＦＤｓｉｍｕ￣ｌａｔｉｏｎｍｅｔｈｏｄ.Ｓｅｃｏｎｄｌｙꎬａｃｏａｘｉａｌａｘｉａｌｆａｎｗａｓｄｅｓｉｇｎｅｄｆｏｒａ１０ｋＷꎬ１０００００ｒ/ｍｉｎｕｌｔｒａ￣ｈｉｇｈｓｐｅｅｄｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｍｏｔｏｒｂｙｕｓｉｎｇｔｈｅｉｓｏｌａｔｅｄａｉｒｆｏｉｌｍｅｔｈｏｄ.Ｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｔｈｅｎｕｍｂｅｒｏｆｆａｎｂｌａｄｅｓａｎｄｂｌａｄｅｉｎｓｔａｌｌａｔｉｏｎａｎｇｌｅｏｎｔｈｅｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｒｉｓｅｏｆｔｈｅｍｏｔｏｒｗａｓｓｉｍｕｌａｔｅｄｂｙｕｓｉｎｇｔｈｅｍｅｔｈｏｄｏｆｆｌｕ￣ｉｄｆｉｅｌｄａｎｄｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｆｉｅｌｄｃｏｕｐｌｉｎｇꎬｓｏａｓｔｈｅｏｐｔｉｍａｌｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｆｆａｎｂｌａｄｅｓｗａｓｏｂｔａｉｎｅｄｔｏｓｕｐ￣ｐｒｅｓｓｉｎｇｔｈｅｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｒｉｓｅｏｆｔｈｅｒｏｔｏｒａｎｄｔｈｅｗｉｎｄｆｒｉｃｔｉｏｎｌｏｓｓｏｆｔｈｅｆａｎｗａｓｒｅｄｕｃｅｄ.Ｆｉｎａｌｌｙꎬｔｈｅｃｏｏｌｉｎｇｅｆｆｅｃｔｓｏｆｓｅｌｆ￣ｆａｎｃｏｏｌｉｎｇａｎｄｆｏｒｃｅｄａｉｒｃｏｏｌｉｎｇｗｅｒｅｃｏｍｐａｒｅｄｔｈｒｏｕｇｈｓｉｍｕｌａｔｉｏｎａｎａｌｙｓｉｓ.Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔｔｈｅｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｒｉｓｅｏｆｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｃｏｏｌｉｎｇｂｙｓｅｌｆ￣ｆａｎｃｏｏｌｉｎｇｉｓａｂｏｕｔ１３.８Ｋｌｏｗｅｒｔｈａｎｔｈａｔｂｙｆｏｒｃｅｄａｉｒｃｏｏｌｉｎｇｕｎｄｅｒｔｈｅｃｏｎｄｉｔｉｏｎｏｆｔｈｅｓａｍｅａｉｒｖｏｌｕｍｅ.Ｔｈｒｏｕｇｈｔｈｅａｎａｌｙｓｉｓｏｆｓｔｒｅｓｓｆｉｅｌｄꎬｔｈｅｆａｎｍｅｔｔｈｅｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔｓｏｆｓａｆｅｏｐｅｒａｔｉｏｎ.Ｋｅｙｗｏｒｄｓ:ｕｌｔｒａ￣ｈｉｇｈｓｐｅｅｄｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｓｙｎｃｈｒｏｎｏｕｓｍｏｔｏｒꎻｒｏｔｏｒｃｏｏｌｉｎｇꎻｓｅｌｆ￣ｖｅｎｔｉｌａｔｅｄꎻｔｅｍｐｅｒ￣ａｔｕｒｅｆｉｅｌｄꎻｆｌｕｉｄｆｉｅｌｄꎻｓｔｒｅｓｓｆｉｅｌｄ０㊀引㊀言超高速永磁同步电机具有转速高㊁功率密度大等优点ꎬ广泛应用在超高速空气压缩机㊁数控机床高速电主轴㊁飞轮储能机床等设备场合[１]ꎮ但由于超高速永磁电机工作频率高ꎬ会在定子和绕组中产生较大的铁耗[２]和铜耗[３]ꎬ转子表面则会产生较大的风摩损耗[４]和涡流损耗[５]ꎮ又由于转子散热面积小ꎬ所以导致超高速电机转子散热问题尤为突出ꎮ转子温升过高容易引起永磁体过热而造成不可逆退磁[６]ꎬ也影响转子结构强度ꎬ从而影响电机安全运行[７]ꎮ因此ꎬ合理设计转子冷却系统ꎬ对抑制永磁体温升ꎬ保证电机安全平稳运行至关重要ꎮ近几年国内外学者在高速电机定子冷却方法[８－１１]和冷却介质[１２－１３]对电机温升的影响等方向进行了较多的研究ꎬ高速乃至超高速电机转子散热方式方面的研究相对较少ꎮ文献[１４]针对１００Ｗ㊁５０００００ｒ/ｍｉｎ的无槽永磁电机设计包裹外层绕组的水冷结构ꎬ并设计内层绕组与转子较小的间隙ꎬ通过绕组的高导热系数带走转子的热量ꎬ但是这种方法只适合功率等级很小的无槽电机ꎮ文献[１５]研究了高速永磁电机空心转子内冷却空气流动路径对转子温度分布的影响ꎬ但是对于转子直径比较小的超高速电机来说ꎬ工艺上很难做到ꎮ文献[１６－１８]对一台非晶合金高速永磁电机分别设计了转子风刺㊁转子通风孔㊁转子径向风孔隔板的冷却结构ꎬ均能有效降低转子温升ꎮ文献[１９]中作者所研究的兆瓦级高速永磁电机采用了混合ʅ型通风系统ꎬ对转子具有良好的散热效果ꎮ但是ꎬ目前针对采用自扇冷却方式的超高速电机内部空气流动状态和风扇对散热效果影响的相关研究比较少见ꎮ本文首先验证计算流体动力学(ｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎａｌｆｌｕｉｄｄｙｎａｍｉｃｓꎬＣＦＤ)仿真分析方法的准确性ꎮ接下来以一台１０ｋＷ㊁１０００００ｒ/ｍｉｎ的表贴式超高速永磁电机为例ꎬ采用孤立翼型法对轴流风扇初步设计ꎬ然后结合ＣＦＤ软件流体场与温度场耦合计算的方法研究风扇叶片数量和叶片安装角对电机内部流体场和温度场的影响ꎬ得到合适的叶片参数ꎮ之后将优化后的自扇冷却结构与外加风扇的强迫风冷冷却效果进行对比ꎬ证明自扇冷却结构对转子具有更好的冷却效果ꎬ提高了超高速永磁电机转子散热能力ꎮ最后对风扇进行应力场分析ꎬ确保风扇能安全运行ꎮ１㊀温升试验与仿真分析对比由于本文采用ＣＦＤ仿真方法来设计超高速永磁电机冷却系统ꎬ首先需要验证仿真分析结果的准确性ꎮ本节对一台已有的高速永磁电机处于半载状态下进行仿真计算和温升试验ꎬ该电机基本参数如表１所示ꎬ试验电机损耗分布如表２所示ꎬ电机试验如图１所示ꎮ表１㊀试验电机基本参数Ｔａｂｌｅ１㊀Ｂａｓｉｃｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｆｔｅｓｔｍｏｔｏｒ表２㊀试验电机损耗分布Ｔａｂｌｅ２㊀Ｌｏｓｓｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｔｅｓｔｍｏｔｏｒ参数数值铁耗及机械耗(含谐波损耗)/Ｗ２３１.８定子绕组铜耗/Ｗ１２８.１杂散损耗/Ｗ３０.１为便于建立求解域物理模型ꎬ作出以下假设[２０]:１)额定状态下稳定运行时ꎬ电机产生损耗的部件为恒热量均匀发热体ꎬ电机外部环境温度为３００Ｋꎻ２)绕组端部伸出部分由等效直线伸出表示ꎻ３)定子槽内铜线绝缘漆分布均匀ꎬ槽绝缘和定子铁心接触紧密ꎮ表３为试验值与计算值的对比结果ꎬ图２为仿真计算结果ꎮ其中绕组端部通过埋设热电阻测量其温度ꎬ轴承温升通过微型测温元件贴于轴承内侧得到数据ꎮ结果显示试验值与仿真计算值相差不大ꎬ４１１电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第２７卷㊀误差分别为１％㊁９.１％和２.５％ꎮ本节证明了ＣＦＤ计算准确性ꎮ图１㊀样机温升试验Ｆｉｇ.１㊀Ｐｒｏｔｏｔｙｐｅｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｒｉｓｅｔｅｓｔ表３㊀试验值与计算值对比Ｔａｂｌｅ３㊀Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎｏｆｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌａｎｄｃａｌｃｕｌａｔｅｄｖａｌｕｅｓ㊀㊀参数试验值/Ｋ计算值/Ｋ误差/％绕组平均温升５１.７５１.２１水道出口处温升１.１１９.１轴承内侧温升１１.７１１.４２.５２㊀轴流风扇设计由于超高速永磁电机转速高的特性ꎬ采用具有流线型的翼型叶片ꎬ相对于普通叶片来说ꎬ能够保证风量的同时有着更小的风摩损耗ꎮ所以需要选取合适的翼型ꎬ然后对轴流风扇叶片进行设计ꎬ采用孤立翼型法和等环量法计算不同相对高度下的平面翼型参数ꎮ本文选取Ｃｌａｒｋ￣ｙ翼型及其气动数据ꎮ本文所研究电机参数如表４所示ꎬ有限元模型如图３所示ꎮ为获取较大的气隙风量ꎬ风扇叶片内径ｒ与转子表面同高度３９ｍｍꎮ同时避免叶尖空气流速出现超音速现象ꎬ叶片外径Ｒ设计为５６ｍｍꎬ所以风扇轮毂比Ｘｂ为０.７ꎮ图２㊀仿真分析结果Ｆｉｇ.２㊀Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎａｎａｌｙｓｉｓｒｅｓｕｌｔｓ表４㊀电机基本参数Ｔａｂｌｅ４㊀Ｂａｓｉｃｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｆｍｏｔｏｒ超高速电机冷却所需风量计算公式[２１]为ｑ＝Ｐｔｏｔρｃｐκꎮ(１)式中:Ｐｔｏｔ为电机总的损耗值(通过有限元计算得到ꎬ５１１第３期陈丽香等:基于多物理场的超高速永磁电机冷却系统设计及分析如表５所示)ꎻρ为流体密度ꎻｃｐ为流体的比热容ꎻｑ为流量ꎻκ为流体的温升ꎮ预估风扇的风摩损耗为４００Ｗꎬ初步计算所需风量ｑʈ０.０５ｍ３/ｓꎮ图３㊀超高速永磁电机电磁模型Ｆｉｇ.３㊀Ｅｌｅｃｔｒｏｍａｇｎｅｔｉｃｍｏｄｅｌｏｆｕｌｔｒａ￣ｈｉｇｈｓｐｅｅｄｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｍｏｔｏｒ表５㊀电机损耗分布Ｔａｂｌｅ５㊀Ｂａｓｉｃｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｆｍｏｔｏｒ参数㊀㊀㊀㊀数值铁耗/Ｗ３８６.７铜耗/Ｗ６８.２转子涡流损耗/Ｗ２３８.７杂散损耗/Ｗ５０转子表面风摩损耗/Ｗ７８风扇风摩损耗/Ｗ４００根据所需风量ｑ㊁翼型型号㊁轮毂比Ｘｂ㊁叶片外径Ｒ来计算不同相对高度下叶片弦长Ｃ与叶片数量的关系式㊁叶片的安装角ϕꎬ如图４所示[２２]ꎮ图中:Ｖｍ为气流合成速度ꎻα为气流攻角ꎻψ为入流角ꎻϕ为安装角ꎻξ为摆差角ꎻβｍ为Ｖｍ与Ｖａ的夹角ꎮ图４㊀叶剖面的相对速度矢量图Ｆｉｇ.４㊀Ｒｅｌａｔｉｖｅｖｅｌｏｃｉｔｙｖｅｃｔｏｒｄｉａｇｒａｍｏｆｌｅａｆｓｅｃｔｉｏｎ首先计算叶尖处的流速系数为κ＝｜Ｖａ｜ωＲ＝λ ｒꎮ(２)式中:｜Ｖａ｜＝ｑ/πＲ２(１－Ｘ２ｂ)为气流平均轴向速度ꎻωＲ为叶尖线速度ꎻλ为流速系数ꎻ ｒ为相对半径ꎬ处于根部时ｒ＝０.７ꎮ接下来可求得旋流系数为ϵｓ＝１２Ｋｔｈλꎮ(３)式中Ｋｔｈ为全压系数ꎮ从而可以得到βｍ＝ａｒｃｔａｎ１－１２ϵｓλλæèççöø÷÷ꎮ(４)然后可以求得叶片安装角和载荷因子为:ϕ＝βｍ＋αꎻ(５)ＣＬσ＝２ϵｓｃｏｓβｍꎮ(６)式中升力系数ＣＬ为选取值ꎬ与所选翼型气动性能有关ꎮ最终得到不同高度下ꎬ叶片数量ｎ与叶片弦长Ｃ的关系为ＣｎＲ＝２πσ ｒꎮ(７)计算结果如表６所示ꎮ表６㊀孤立翼型法计算结果Ｔａｂｌｅ６㊀ＣａｌｃｕｌａｔｉｏｎｒｅｓｕｌｔｓｏｆｉｓｏｌａｔｅｄａｉｒｆｏｉｌｍｅｔｈｏｄｒＣｎϕ/(ʎ)０.７０.０４０４２７.７０.８０.０３７９２３.８０.９０.０３６７２０.５１０.０３５７１７.７３㊀模型确立及求解条件根据轴流风扇的初步设计ꎬ考虑到电机内部流体场比较复杂ꎬ理论设计不一定为最优解ꎬ所以还需将风扇放入电机后进行流固耦合分析ꎬ对叶片数与叶片安装角进行优化ꎬ在尽可能降低转子温升的同时ꎬ减小风扇所带来的风摩损耗ꎬ降低电机效率的损失ꎮ３.１㊀数学模型由传热学基本原理可知ꎬ在笛卡儿坐标系下ꎬ三维稳态含热源㊁各向异性介质传热控制方程为:ƏƏｘλｘƏＴƏｘ()＋ƏƏｙλｙƏＴƏｙ()＋ƏƏｚλｚƏＴƏｚ()＝－ｑꎻƏＴƏｎｓ１＝０ꎻ－λƏＴƏｎｓ２＝α(Ｔ－Ｔｆ)ꎮüþýïïïïïï(８)６１１电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第２７卷㊀式中:Ｔ为待求温度ꎻλｘ㊁λｙ和λｚ分别为材料沿ｘ㊁ｙ及ｚ方向上的导热系数ꎻｑ为各热源密度之和ꎻα为对流散热系数ꎻＴｆ为固体附近流体温度ꎻＳ１㊁Ｓ２为绝热面和散热面ꎮ电机内流体满足质量㊁动量和能量守恒定律ꎮ当流体为处于稳定流动的状态时ꎬ通用控制方程展开形式[２３]表示为Ə(ρｕϕ)Əｘ＋Ə(ρｖϕ)Əｙ＋Ə(ρｗϕ)Əｚ＝ƏƏｘΓƏϕƏｘ()＋ƏƏｙΓƏϕƏｙ()＋ƏƏｚΓƏϕƏｚ()＋Ｓꎮ(９)３.２㊀基本假设和边界条件为了合理简化求解过程ꎬ作出以下基本假设和边界条件设定:１)由于超高速电机转速高的特性ꎬ内部空气雷诺数远远大于２３００ꎬ很明显属于湍流模型ꎬ采用ｋ－ω/ＳＳＴ模型对流场求解ꎮ内部最大空气流速大于声速的一半ꎬ所以认为电机内空气为可压缩理想流体ꎬ采用密度基求解器求解ꎮ２)空气入口设置为ｐｒｅｓｓｕｒｅ￣ｉｎｌｅｔꎬ空气出口设为ｐｒｅｓｓｕｒｅ￣ｏｕｔｌｅｔꎬ压力设置为１个标准大气压ꎬ环境温度设为４０ħꎮ３)转子和气隙交界面设为旋转边界ꎬ在旋转边界上设置转速１０００００ｒ/ｍｉｎꎬ并将该旋转边界设为无滑移壁面ꎮ４)根据经验ꎬ机壳外表面散热系数为１４Ｗ/(ｍ２Ｋ)ꎮ５)风扇所在空气域设置为采用相对坐标系的旋转流体域ꎮ６)其余等效方法同第１节ꎮ根据模型等效和假设ꎬ带风扇的超高速永磁电机物理模型如图５所示ꎮ图５㊀电机物理模型Ｆｉｇ.５㊀Ｐｈｙｓｉｃａｌｍｏｄｅｌｏｆｍｏｔｏｒ４㊀叶片数量对流体场和温度场的影响根据第２节中已经初步计算得到了叶片安装角ꎬ所以需要先选取合适的叶片数ꎮ控制叶根安装角为２７.７ʎ来研究不同叶片数量对电机流体场和温度场的影响ꎮ由于当叶片数量为偶数时ꎬ风扇发生共振现象的概率较大ꎬ会缩短风扇寿命ꎬ所以不采用偶数叶片数ꎮ又由于如果叶片数量过多时ꎬ叶片弦长过小将会导致叶片的制造和加工困难ꎬ所以叶片数不宜过多ꎮ综上ꎬ选取叶片数为１１㊁９㊁７㊁５㊁３的５种风扇进行分析ꎮ图６为５种不同叶片数风扇模型ꎮ图６㊀风扇模型Ｆｉｇ.６㊀Ｆａｎｍｏｄｅｌ４.１㊀流体场计算结果图７为不同叶片数时ꎬ电机内轴向截面的流体流线轨迹ꎮ可以看出ꎬ随着叶片数量的减少ꎬ电机出口处端腔的空气涡流越来越大ꎬ增强了端腔的散热能力ꎮ表７为电机内部几个主要区域的空气平均流速表ꎬ可以看出ꎬ随着叶片数减少ꎬ轴流风扇对径向外围空气的扰动效果减弱ꎬ入口端腔内部平均风速内风速明显降低ꎬ这使得轴向通风道内空气流速有所降低ꎬ从而减小了通风道出口处产生的回流ꎮ然而ꎬ气隙平均风速变化不大ꎬ所以最终端腔内经气隙出来的空气回流占主导地位ꎮ３叶片时ꎬ气隙平均风速相比其他叶片数明显减小ꎬ故出口处端腔空气流速也相比有所降低ꎮ７１１第３期陈丽香等:基于多物理场的超高速永磁电机冷却系统设计及分析图７㊀电机轴向截面流体流线图Ｆｉｇ.７㊀Ｍｏｔｏｒａｘｉａｌｓｅｃｔｉｏｎ根据能量守恒原则ꎬ计算叶片表面受到流体的阻力产生的转矩即可计算出叶片旋转时所克服风阻的功率ꎬ即风扇风摩损耗ꎬ计算结果如图８~图９所示ꎮ随着叶片的减少ꎬ风扇的风摩损耗迅速减小ꎬ叶片数越少下降得越快ꎬ从７２７.２Ｗ迅速减小到３８３.３Ｗꎬ降低了４７.３％ꎮ叶片数量大于等于５时ꎬ入口空气流量有些许降低ꎬ叶片数量为３时ꎬ入口空气流量明显减少ꎬ相对１１叶片从０.０４５ｋｇ/ｓ降为０.０３４ｋｇ/ｓꎬ降低了２４.４％ꎮ表７㊀电机内空气流速Ｔａｂｌｅ７㊀Ａｉｒｆｌｏｗｒａｔｅｉｎｍｏｔｏｒ参数叶片数１１９７５３入口端腔内平均风速/(ｍｓ－１)３０.４３０.１２９.４２３.７１６.５通风道平均风速/(ｍｓ－１)１８.８１８.５１８.３１７.９１２.４气隙平均风速/(ｍｓ－１)８２.３７９.３７９.４８２.３７８.９出口端腔内平均风速/(ｍｓ－１)１１.３１１.７１１.６１２１１.１图８㊀不同叶片数风扇的风摩损耗Ｆｉｇ.８㊀Ｆｒｉｃｔｉｏｎｌｏｓｓｏｆｆａｎｓｗｉｔｈｄｉｆｆｅｒｅｎｔｂｌａｄｅｎｕｍｂｅｒｓ图９㊀不同叶片数的入口空气流量Ｆｉｇ.９㊀Ｉｎｌｅｔａｉｒｆｌｏｗｏｆｄｉｆｆｅｒｅｎｔｂｌａｄｅｎｕｍｂｅｒｓ４.２㊀温度场计算结果对不同叶片数量时求解域内各部件的温升进行详细地对比分析ꎬ图１０为各部件平均温升随叶片数量变化的曲线ꎮ可以看出ꎬ由于电机入口空气流量无明显变化ꎬ并且随着叶片数的减少ꎬ一方面电机出８１１电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第２７卷㊀口处端腔的涡流越来越大ꎬ平均风速有所增加ꎬ定子铁心㊁绕组的散热能力增强ꎬ另一方面风扇风摩损耗的减小ꎬ降低了端腔内的空气温升ꎬ使得叶片数大于等于５时定子铁心和绕组最高温升逐渐降低ꎮ５叶片时永磁体最高温升达到最低ꎬ为８７.５Ｋꎮ叶片数为３时ꎬ入口流量有明显减少ꎬ虽然风摩损耗也明显减少ꎬ但是整体的温升相对有所升高ꎮ综合考虑风扇风摩损耗和散热能力ꎬ选择５叶片风扇比较合适ꎮ图１０㊀不同叶片数量的电机各部件最高温升曲线图Ｆｉｇ.１０㊀Ｍａｘｉｍｕｍｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｒｉｓｅｃｕｒｖｅｏｆｍｏｔｏｒｃｏｍｐｏｎｅｎｔｓｗｉｔｈｄｉｆｆｅｒｅｎｔｎｕｍｂｅｒｏｆｂｌａｄｅｓ５㊀叶片安装角对流体场和温度场的影响㊀㊀在风扇叶片数为５的基础上ꎬ分析安装角从２６.７ʎ到１７.７ʎ对电机流体场和温度场的影响ꎬ选择合适的安装角ꎬ保证永磁体工作在安全的温升之内ꎬ同时减小风扇风摩损耗ꎮ５.１㊀流体场计算结果图１１为不同叶根安装角时的电机内轴向截面流线图ꎬ可以看出ꎬ安装角不同时ꎬ对电机内部流体轨迹分布的影响不大ꎮ表８为电机内部不同区域平均空气流速ꎬ可以看出ꎬ随着安装角的减小ꎬ电机内的各部分空气流速均随之逐渐减小ꎮ表８㊀电机内空气流速Ｔａｂｌｅ８㊀Ａｉｒｆｌｏｗｒａｔｅｉｎｍｏｔｏｒ参数叶根安装角２６.７ʎ２４.７ʎ２２.７ʎ２０.７ʎ１８.７ʎ入口端腔内平均风速/(ｍｓ－１)２３.２２２.８２２.８２１.５２０.０通风道平均风速/(ｍｓ－１)１７.４１６.８１５.２１３.２１２.７气隙平均风速/(ｍｓ－１)７９.８７３.９６８.６６３.５５８.７出口端腔内平均风速/(ｍｓ－１)１１.４１０.８９.４９.４８.６图１１㊀不同叶根安装角电机内轴向截面流线图Ｆｉｇ.１１㊀Ｆｌｏｗｄｉａｇｒａｍｏｆａｘｉａｌｓｅｃｔｉｏｎｏｆｍｏｔｏｒｗｉｔｈｄｉｆｆｅｒｅｎｔｂｌａｄｅｒｏｏｔｍｏｕｎｔｉｎｇａｎｇｌｅ９１１第３期陈丽香等:基于多物理场的超高速永磁电机冷却系统设计及分析图１２~图１３分别为不同叶根安装角下的风扇风摩损耗和电机入口空气流量ꎮ可以看出ꎬ随着叶根安装角减少ꎬ风扇的风摩损耗随之减小ꎬ从５０６Ｗ减小到２４４.８Ｗꎬ减小了５１.６％ꎮ入口空气流量也逐步减少ꎬ从０.０４０５ｋｇ/ｓ降为０.０２７８ｋｇ/ｓꎬ减小了３１.４％ꎮ图１２㊀不同叶根安装角的风扇风摩损耗Ｆｉｇ.１２㊀Ｆａｎｆｒｉｃｔｉｏｎｌｏｓｓａｔｄｉｆｆｅｒｅｎｔｂｌａｄｅｒｏｏｔｉｎｓｔａｌｌａｔｉｏｎａｎｇｌｅｓ图１３㊀不同叶根安装角下入口空气流量Ｆｉｇ.１３㊀Ｉｎｌｅｔａｉｒｆｌｏｗａｔｄｉｆｆｅｒｅｎｔｂｌａｄｅｒｏｏｔｉｎｓｔａｌｌａｔｉｏｎａｎｇｌｅｓ５.２㊀温度场计算结果从流体场计算结果可知ꎬ入口空气流量和电机内部平均风速均随安装角减小而减小ꎬ理论上安装角越大散热效果越好ꎮ图１４为不同安装角下电机各部件温升ꎬ可以看出ꎬ安装角大于２０.７ʎ时ꎬ电机各部件温升变化不大ꎬ安装角小于２０.７ʎ时ꎬ电机整体温度明显上升ꎮ这是因为大于２０.７ʎ时风扇带来的散热能力趋近于饱和ꎬ使得散热效果不与风速的大小成正比ꎬ初始角度２７.７ʎ时ꎬ风摩损耗进一步增加ꎬ导致此时电机温升反而比２６.７ʎ时升高ꎮ由于电机采用Ｎ３８ＵＨ牌号钕铁硼材料ꎬ综合考虑永磁体温升和风扇风摩损耗ꎬ选择叶根安装角为２０.７ʎ的风扇ꎬ在此角度的风扇散热效果较好ꎬ同时风摩损耗较低ꎮ此时的永磁体最高温升为９０.６Ｋꎬ在４０ħ环境温度下最高温度为１３０.６ħꎬ永磁体及电机各部件温度在安全范围之内ꎮ图１４㊀不同叶根安装角的电机各部件最高温升曲线图Ｆｉｇ.１４㊀Ｍａｘｉｍｕｍｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｒｉｓｅｃｕｒｖｅｏｆｍｏｔｏｒｃｏｍｐｏｎｅｎｔｓｗｉｔｈｄｉｆｆｅｒｅｎｔｂｌａｄｅｍｏｕｎｔｉｎｇａｎｇｌｅｓ６㊀自扇冷与强迫风冷对比由上文对超高速永磁电机自扇冷轴流风扇的设计可以得到ꎬ风扇外径为５６ｍｍꎬ内径３９ｍｍꎬ叶根安装角２０.７ʎꎬ叶片数为５ꎬ叶片翼型为Ｃｌａｒｋ￣ｙ翼型ꎮ在此基础上与强迫风冷冷却方式进行比较ꎬ控制入口流量同为０.０３２５ｋｇ/ｓꎬ比较２种冷却方式电机内部的流体场和温度场分布ꎮ计算结果如图１５㊁图１６和表９㊁表１０所示ꎬ图１５为电机轴向截面流线ꎬ图１６为电机轴向截面温度场云图ꎬ表９为２种冷却方式电机内的平均风速ꎬ表１０为２种冷却方式各部件最高温升ꎮ可以看出ꎬ对于转子来说ꎬ轴流风扇自扇冷却效果比外加风机强迫风冷效果好一些ꎬ这是由于轴流风扇叶根与转子表面在同一高度ꎬ加上轴流风扇自身轴流特性ꎬ使得气隙内空气保持较高的流动速度ꎬ所以自扇冷却气隙内的空气流速６３.５４ｍ/ｓ比强迫风冷气隙内的空气流速２９.９７ｍ/ｓ要高很多ꎮ对于强迫风冷来说ꎬ由于入口冷却空气质量流为恒定值ꎬ气隙横截面较小ꎬ冷却空气大部分经由轴向通风道流出电机ꎬ且端腔内空气紊乱程度不如自扇冷却ꎬ平均流速较低ꎮ所以相同入口流量下ꎬ强迫风冷对于转子的冷却效果不如自扇冷却ꎬ永磁体最高温升相比于自扇冷却高了１３.８Ｋ左右ꎮ０２１电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第２７卷㊀图１５㊀２种冷却方式电机轴向截面流体流线图Ｆｉｇ.１５㊀Ｆｌｕｉｄｆｌｏｗｄｉａｇｒａｍｏｆａｘｉａｌｓｅｃｔｉｏｎｏｆｍｏｔｏｒｗｉｔｈｔｗｏｃｏｏｌｉｎｇｍｏｄｅｓ图１６㊀２种冷却方式温度场云图Ｆｉｇ.１６㊀Ｃｌｏｕｄｄｉａｇｒａｍｏｆｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｆｉｅｌｄｏｆｔｗｏｃｏｏｌｉｎｇｍｅｔｈｏｄｓ表９㊀不同冷却方式气隙空气平均流速Ｔａｂｌｅ９㊀Ａｖｅｒａｇｅａｉｒｆｌｏｗｖｅｌｏｃｉｔｙｏｆａｉｒｇａｐｕｎｄｅｒｄｉｆｆｅｒｅｎｔｃｏｏｌｉｎｇｍｅｔｈｏｄｓ冷却方式入口端腔内平均风速/(ｍｓ－１)通风道平均风速/(ｍｓ－１)气隙平均风速/(ｍｓ－１)出口端腔内平均风速/(ｍｓ－１)自扇冷却２１.５１３.２６３.５９.４强迫风冷７.４１７.７２９.９７８.２表１０㊀不同冷却方式电机部件最高温升Ｔａｂｌｅ１０㊀Ｍａｘｉｍｕｍｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｒｉｓｅｏｆｍｏｔｏｒｃｏｍｐｏｎｅｎｔｓｉｎｄｉｆｆｅｒｅｎｔｃｏｏｌｉｎｇｍｏｄｅｓ部件自扇冷却最高温升/Ｋ强迫风冷最高温升/Ｋ永磁体９０.６１０４.４护套８９.３１０２.６铁心６３.９６８.３绕组７３.１７１.９转轴８６.１１０１.２７㊀风扇应力场分析超高速永磁电机额定状态运行时ꎬ对轴流风扇受力状态准确分析对于电机整体安全工作至关重要ꎬ所以采用有限元模型计算风扇受力分布ꎬ以保证其工作在安全范围内ꎮ本文风扇采用高强度７０７５铝合金ꎬ密度２８１０ｋｇ/ｍ３ꎬ弹性模量７１ＧＰａꎬ泊松比０.３３ꎬ屈服强度４５５ＭＰａꎮ有限元剖分后的模型如图１７所示ꎮ图１７㊀风扇有限元网格模型Ｆｉｇ.１７㊀Ｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｅｓｈｍｏｄｅｌｏｆｆａｎ风扇轮毂内表面设置为零位移约束ꎬ工作温度设置为１５０ħꎬ转速设置为１０００００ｒ/ｍｉｎꎬ相对于离心力而言ꎬ空气阻力和升力对风扇的影响很小ꎬ可以忽略ꎬ所以仅考虑离心力对风扇的影响ꎮ图１８为风扇等效应力分布ꎮ受力最大的点为叶根与轮毂结合处为１６３.６ＭＰａꎬ安全系数２.７８ꎬ符合安全运行１２１第３期陈丽香等:基于多物理场的超高速永磁电机冷却系统设计及分析要求ꎮ图１８㊀风扇等效应力分布Ｆｉｇ.１８㊀Ｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｅｓｈｍｏｄｅｌｏｆｆａｎ８㊀结㊀论１)本文首先采用ＣＦＤ仿真方法计算一台１５ｋＷ㊁１５０００ｒ/ｍｉｎ的水冷高速永磁电机温升ꎮ试验值与计算值基本吻合ꎬ误差分别为１％㊁９.１％和２.５％ꎬ满足工程实际要求ꎬ证明了仿真分析结果的有效性ꎮ２)针对超高速永磁电机转子散热困难的问题ꎬ设计了用于电机自扇冷却的轴流风扇ꎮ首先通过孤立翼型法对风扇进行初步设计ꎬ然后通过流体场与温度场耦合的方法分析了不同叶片数㊁不同叶片安装角的风扇对温度场和流体场的影响ꎮ在尽可能减小风扇带来的风摩损耗的同时ꎬ保证电机转子的散热能力ꎬ防止永磁体温度过高ꎮ最后通过对比得到叶片最佳形状ꎬ风扇外径为５６ｍｍꎬ内径２９ｍｍꎬ叶根安装角２０.７ʎꎬ叶片数为５ꎬ叶片翼型为Ｃｌａｒｋ￣ｙ翼型ꎮ３)对比了自扇冷却方式与强迫风冷冷却方式在相同入口流量下的冷却效果ꎮ结果表明ꎬ自扇冷却的冷却效果优于强迫风冷ꎬ永磁体温升相对强迫风冷降低了１３.８Ｋ左右ꎮ且经过应力场分析ꎬ风扇符合安全运行要求ꎮ本文研究内容为功率等级不高的超高速永磁电机转子冷却系统的设计提供了参考ꎮ参考文献:[１]㊀董剑宁ꎬ黄允凯ꎬ金龙.高速永磁电机设计与分析技术综述[Ｊ].中国电机工程学报ꎬ２０１４ꎬ３４(２７):４６４０.ＤＯＮＧＪｉａｎｎｉｎｇꎬＨＵＡＮＧＹｕｎｋａｉꎬＪＩＮＬｏｎｇ.Ｒｅｖｉｅｗｏｎｈｉｇｈｓｐｅｅｄｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｍａｃｈｉｎｅｓｉｎｃｌｕｄｉｎｇｄｅｓｉｇｎａｎｄａｎａｌｙｓｉｓｔｅｃｈｎｏｌｏｇｉｅｓ[Ｊ].ＰｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆｔｈｅＣＳＥＥꎬ２０１４ꎬ３４(２７):４６４０.[２]㊀孔晓光ꎬ王凤翔ꎬ徐云龙ꎬ等.高速永磁电机铁耗的分析和计算[Ｊ].电机与控制学报ꎬ２０１０ꎬ１４(９):２６.㊀ＫＯＮＧＸｉａｏｇｕａｎｇꎬＷＡＮＧＦｅｎｇｘｉａｎｇꎬＸＵＹｕｎｌｏｎｇꎬｅｔａｌ.Ａｎａｌｙ￣ｓｉｓａｎｄｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｏｆｉｒｏｎｌｏｓｓｅｓｏｆｈｉｇｈ￣ｓｐｅｅｄｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｍａｃｈｉｎｅｓ[Ｊ].ＥｌｅｃｔｒｉｃＭａｃｈｉｎｅｓａｎｄＣｏｎｔｒｏｌꎬ２０１０ꎬ１４(９):２６.[３]㊀邹继斌ꎬ江善林ꎬ梁维燕.考虑邻近效应的高速永磁无刷电机交流损耗[Ｊ].电机与控制学报ꎬ２０１０ꎬ１４(５):４９.ＺＯＵＪｉｂｉｎꎬＪＩＡＮＧＳｈａｎｌｉｎꎬＬＩＡＮＧＷｅｉｙａｎ.ＡＣｌｏｓｓｉｎａｈｉｇｈｓｐｅｅｄＢＬＰＭｍｏｔｏｒｃｏｎｓｉｄｅｒｉｎｇｐｒｏｘｉｍｉｔｙｅｆｆｅｃｔ[Ｊ].ＥｌｅｃｔｒｉｃＭａ￣ｃｈｉｎｅｓａｎｄＣｏｎｔｒｏｌꎬ２０１０ꎬ１４(５):４９.[４]㊀邢军强ꎬ王凤翔ꎬ张殿海ꎬ等.高速永磁电机转子空气摩擦损耗研究[Ｊ].中国电机工程学报ꎬ２０１０ꎬ３０(２７):１４.ＸＩＮＧＪｕｎｑｉａｎｇꎬＷＡＮＧＦｅｎｇｘｉａｎｇꎬＺＨＡＮＧＤｉａｎｈａｉꎬｅｔａｌ.Ｒｅ￣ｓｅａｒｃｈｏｎｒｏｔｏｒａｉｒｆｒｉｃｔｉｏｎｌｏｓｓｏｆｈｉｇｈ￣ｓｐｅｅｄｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｍａｃｈｉｎｅｓ[Ｊ].ＰｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆｔｈｅＣＳＥＥꎬ２０１０ꎬ３０(２７):１４.[５]㊀ＨＡＮＮＯＮＢꎬＳＥＲＧＥＡＮＴＰꎬＤＵＰＲＥＬ.Ｅｖａｌｕａｔｉｏｎｏｆｔｈｅｒｏｔｏｒｅｄｄｙ￣ｃｕｒｒｅｎｔｌｏｓｓｅｓｉｎｈｉｇｈ￣ｓｐｅｅｄＰＭＳＭｓｗｉｔｈａｓｈｉｅｌｄｉｎｇｃｙｌｉｎｄｅｒｆｏｒｄｉｆｆｅｒｅｎｔｓｔａｔｏｒｓｏｕｒｃｅｓ[Ｊ].ＩＥＥＥＴｒａｎｓａｃｔｉｏｎｓｏｎＭａｇｎｅｔｉｃｓꎬ２０１９ꎬ５５(３):１.[６]㊀张凤阁ꎬ杜光辉ꎬ王天煜.高速电机发展与设计综述[Ｊ].电工技术学报ꎬ２０１６ꎬ３１(７):１.ＺＨＡＮＧＦｅｎｇｇｅꎬＤＵＧｕａｎｇｈｕｉꎬＷＡＮＧＴｉａｎｙｕ.Ｒｅｓｅａｒｃｈｏｎｒｏ￣ｔｏｒａｉｒｆｒｉｃｔｉｏｎｌｏｓｓｏｆｈｉｇｈ￣ｓｐｅｅｄｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｍａｃｈｉｎｅｓ[Ｊ].ＴｒａｎｓａｃｔｉｏｎｓｏｆＣｈｉｎａＥｌｅｃｔｒｏｔｅｃｈｎｉｃａｌＳｏｃｉｅｔｙꎬ２０１６ꎬ３１(７):１.[７]㊀高起兴ꎬ王晓琳ꎬ顾聪ꎬ等.基于多耦合特性的整体支撑式超高速微型永磁电机设计[Ｊ].电工技术学报ꎬ２０２１ꎬ３６(１４):２９８９.ＧＡＯＱｉｘｉｎｇꎬＷＡＮＧＸｉａｏｌｉｎꎬＧＵＣｏｎｇꎬｅｔａｌ.Ｄｅｓｉｇｎｏｆｕｌｔｒａｈｉｇｈｓｐｅｅｄｍｉｃｒｏｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｍｏｔｏｒｗｉｔｈｉｎｔｅｇｒａｔｅｄｓｕｐｐｏｒｔｔｙｐｅｂａｓｅｄｏｎｍｕｌｔｉｃｏｕｐｌｉｎｇｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ[Ｊ].ＴｒａｎｓａｃｔｉｏｎｓｏｆＣｈｉｎａＥｌｅｃｔｒｏｔｅｃｈｎｉｃａｌＳｏｃｉｅｔｙꎬ２０２１ꎬ３６(１４):２９８９.[８]㊀张凤阁ꎬ杜光辉ꎬ王天煜ꎬ等.１.１２ＭＷ高速永磁电机不同冷却方案的温度场分析[Ｊ].电工技术学报ꎬ２０１４ꎬ２９(Ｓ１):６６.ＺＨＡＮＧＦｅｎｇｇｅꎬＤＵＧｕａｎｇｈｕｉꎬＷＡＮＧＴｉａｎｙｕꎬｅｔａｌ.Ｔｅｍｐｅｒａ￣ｔｕｒｅｆｉｅｌｄａｎａｌｙｓｉｓｏｆ１.１２ＭＷｈｉｇｈｓｐｅｅｄｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｍａ￣ｃｈｉｎｅｗｉｔｈｄｉｆｆｅｒｅｎｔｃｏｏｌｉｎｇｓｃｈｅｍｅｓ[Ｊ].ＴｒａｎｓａｃｔｉｏｎｓｏｆＣｈｉｎａＥｌｅｃｔｒｏｔｅｃｈｎｉｃａｌＳｏｃｉｅｔｙꎬ２０１４ꎬ２９(Ｓ１):６６.[９]㊀陈进华ꎬ刘威ꎬ张驰ꎬ等.基于丁胞水冷结构的高速永磁电机温度场分析[Ｊ].电机与控制学报ꎬ２０１９ꎬ２３(９):３５.ＣＨＥＮＪｉｎｈｕａꎬＬＩＵＷｅｉꎬＺＨＡＮＧＣｈｉꎬｅｔａｌ.Ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｆｉｅｌｄａ￣ｎａｌｙｓｉｓｏｆｈｉｇｈ￣ｓｐｅｅｄｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｍａｃｈｉｎｅｂａｓｅｄｏｎｄｉｍｐｌｅｄｗａｔｅｒ￣ｃｏｏｌｉｎｇｓｔｒｕｃｔｕｒｅ[Ｊ].ＥｌｅｃｔｒｉｃＭａｃｈｉｎｅｓａｎｄＣｏｎｔｒｏｌꎬ２０１９ꎬ２２１电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第２７卷㊀２３(９):３５.[１０]㊀ＤＵＡＮＣｈｏｎｇｗｅｉꎬＧＵＯＨｏｎｇꎬＸＩＮＧＷｅｉꎬｅｔａｌ.Ｄｅｓｉｇｎａｎｄａ￣ｎａｌｙｓｉｓｏｆａ１２０ｋＷｈｉｇｈ￣ｓｐｅｅｄｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｍｏｔｏｒｗｉｔｈａｎｏｖｅｌｅｖａｐｏｒａｔｉｖｅｃｏｏｌｉｎｇｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎｆｏｒｃｅｎｔｒｉｆｕｇａｌｃｏｍｐｒｅｓｓｏｒ[Ｃ]//２１ｓｔＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅｏｎＥｌｅｃｔｒｉｃａｌＭａｃｈｉｎｅｓａｎｄＳｙｓｔｅｍｓ(ＩＣＥＭＳ)ꎬＯｃｔｏｂｅｒ７－１０ꎬ２０１８ꎬＪｅｊｕꎬＫｏｒｅａ(Ｓｏｕｔｈ).２０１８:３９３－３９７.[１１]㊀孙明灿ꎬ唐任远ꎬ韩雪岩ꎬ等.高频非晶合金轴向磁通永磁电机不同冷却方案温度场分析[Ｊ].电机与控制学报ꎬ２０１８ꎬ２２(２):１.ＳＵＮＭｉｎｇｃａｎꎬＴＡＮＧＲｅｎｙｕａｎꎬＨＡＮＸｕｅｙａｎꎬｅｔａｌ.Ｔｅｍｐｅｒａ￣ｔｕｒｅｆｉｅｌｄａｎａｌｙｓｉｓｏｆａｈｉｇｈｆｒｅｑｕｅｎｃｙａｍｏｒｐｈｏｕｓａｌｌｏｙａｘｉａｌｆｌｕｘｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｍａｃｈｉｎｅｗｉｔｈｄｉｆｆｅｒｅｎｔｃｏｏｌｉｎｇｓｃｈｅｍｅｓ[Ｊ].ＥｌｅｃｔｒｉｃＭａｃｈｉｎｅｓａｎｄＣｏｎｔｒｏｌꎬ２０１８ꎬ２２(２):１.[１２]㊀焦晓霞ꎬ管春伟ꎬ李伟力ꎬ等.汽轮发电机不同冷却介质对定子传热特性的影响[Ｊ].电机与控制学报ꎬ２０１１ꎬ１５(２):５４.ＪＩＡＯＸｉａｏｘｉａꎬＧＵＡＮＣｈｕｎｗｅｉꎬＬＩＷｅｉｌｉꎬｅｔａｌ.Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｄｉｆ￣ｆｅｒｅｎｔｃｏｏｌｉｎｇｍｅｄｉｕｍｉｎｔｕｒｂｏ￣ｇｅｎｅｒａｔｏｒｏｎｓｔａｔｏｒｈｅａｔｔｒａｎｓｆｅｒｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ[Ｊ].ＥｌｅｃｔｒｉｃＭａｃｈｉｎｅｓａｎｄＣｏｎｔｒｏｌꎬ２０１１ꎬ１５(２):５４.[１３]㊀丁树业ꎬ申淑锋ꎬ杨智ꎬ等.高速永磁同步电机流固耦合仿真与性能分析[Ｊ].电机与控制学报ꎬ２０２１ꎬ２５(１０):１１２.ＤＩＮＧＳｈｕｙｅꎬＳＨＥＮＳｈｕｆｅｎｇꎬＹＡＮＧＺｈｉꎬｅｔａｌ.Ｆｌｕｉｄ￣ｓｏｌｉｄｃｏｕｐｌｉｎｇｓｉｍｕｌａｔｉｏｎａｎｄｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅａｎａｌｙｓｉｓｏｆｈｉｇｈ￣ｓｐｅｅｄｐｅｒ￣ｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｓｙｎｃｈｒｏｎｏｕｓｍｏｔｏｒ[Ｊ].ＥｌｅｃｔｒｉｃＭａｃｈｉｎｅｓａｎｄＣｏｎｔｒｏｌꎬ２０２１ꎬ２５(１０):１１２.[１４]㊀ＩＳＭＡＨＩＬＯＶＦＲꎬＵＺＨＲＧＯＶＮꎬＡＶＩＬＯＶＶＥꎬｅｔａｌ.Ｍｕｌｔｉ￣ｄｉｓｃｉｐｌｉｎａｒｙｄｅｓｉｇｎｏｆｕｌｔｒａ￣ｈｉｇｈ￣ｓｐｅｅｄｅｌｅｃｔｒｉｃａｌｍａｃｈｉｎｅｓ[Ｊ].ＩＥＥＥＴｒａｎｓａｃｔｉｏｎｓｏｎＥｎｅｒｇｙＣｏｎｖｅｒｓｉｏｎꎬ２０１８ꎬ３３(３):１２０２. [１５]㊀ＣＯＮＮＯＲＰＨ.Ａｉｒ￣ｃｏｏｌｉｎｇｏｆａｈｏｌｌｏｗｈｉｇｈ￣ｓｐｅｅｄｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｒｏｔｏｒ[Ｃ]//ＩＥＥＥＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＥｌｅｃｔｒｉｃＭａｃｈｉｎｅｓ＆ＤｒｉｖｅｓＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅ(ＩＥＭＤＣ)ꎬＭａｙ１２－１５ꎬ２０１９ꎬＳａｎＤｉｅｇｏꎬＣＡꎬＵＳＡ.２０１９:１２１６－１２２１.[１６]㊀佟文明ꎬ程雪斌ꎬ孙静阳ꎬ等.转子风刺对高速永磁电机永磁体温升的抑制作用[Ｊ].中国电机工程学报ꎬ２０１７ꎬ３７(５):１５２６.ＴＯＮＧＷｅｎｍｉｎｇꎬＣＨＥＮＧＸｕｅｂｉｎꎬＳＵＮＪｉｎｇｙａｎｇꎬｅｔａｌ.Ｓｕｐ￣ｐｒｅｓｓｉｏｎｅｆｆｅｃｔｏｆｒｏｔｏｒｗａｆｔｅｒｓｏｎｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｒｉｓｅｆｏｒｈｉｇｈ￣ｓｐｅｅｄｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｍｏｔｏｒ[Ｊ].ＰｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆｔｈｅＣＳＥＥꎬ２０１７ꎬ３７(５):１５２６.[１７]㊀佟文明ꎬ孙静阳ꎬ吴胜男.全封闭高速永磁电机转子结构对转子散热的影响[Ｊ].电工技术学报ꎬ２０１７ꎬ３２(２２):９１.ＴＯＮＧＷｅｎｍｉｎｇꎬＳＵＮＪｉｎｇｙａｎｇꎬＷＵＳｈｅｎｇｎａｎ.Ｅｆｆｅｃｔｏｆｒｏｔｏｒｓｔｒｕｃｔｕｒｅｏｎｒｏｔｏｒｄｉｓｓｉｐａｔｉｏｎｆｏｒｔｏｔａｌｌｙ￣ｅｎｃｌｏｓｅｄｈｉｇｈ￣ｓｐｅｅｄｐｅｒ￣ｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｍｏｔｏｒ[Ｊ].ＴｒａｎｓａｃｔｉｏｎｓｏｆＣｈｉｎａＥｌｅｃｔｒｏｔｅｃｈｎｉｃａｌＳｏｃｉｅｔｙꎬ２０１７ꎬ３２(２２):９１.[１８]㊀朱高嘉ꎬ朱英浩ꎬ佟文明ꎬ等.基于流固耦合的高速永磁电机冷却结构分析与改进[Ｊ].电工电能新技术ꎬ２０１７ꎬ３６(１２):１.ＺＨＵＧａｏｊｉａꎬＺＨＵＹｉｎｇｈａｏꎬＴＯＮＧＷｅｎｍｉｎｇꎬｅｔａｌ.Ａｎａｌｙｓｉｓａｎｄｉｍｐｒｏｖｅｍｅｎｔｏｆｃｏｏｌｉｎｇｓｔｒｕｃｔｕｒｅｏｆｈｉｇｈ￣ｓｐｅｅｄｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｍｏｔｏｒｂａｓｅｄｏｎｆｌｕｉｄ￣ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｃｏｕｐｌｉｎｇ[Ｊ].ＡｄｖａｎｃｅｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙｏｆＥｌｅｃｔｒｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇａｎｄＥｎｅｒｇｙꎬ２０１７ꎬ３６(１２):１.[１９]㊀张凤阁ꎬ杜光辉ꎬ王天煜ꎬ等.兆瓦级高速永磁电机通风系统设计与转子表面风摩耗研究[Ｊ].电机与控制学报ꎬ２０１４ꎬ１８(２):５０.ＺＨＡＮＧＦｅｎｇｇｅꎬＤＵＧｕａｎｇｈｕｉꎬＷＡＮＧＴｉａｎｙｕꎬｅｔａｌ.Ｖｅｎｔｉｌａ￣ｔｉｏｎｓｙｓｔｅｍｄｅｓｉｇｎａｎｄｒｅｓｅａｒｃｈｏｎｗｉｎｄｆｒｉｃｔｉｏｎｌｏｓｓｏｆｒｏｔｏｒｓｕｒ￣ｆａｃｅｏｆＭＷｈｉｇｈ￣ｓｐｅｅｄｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｍｏｔｏｒ[Ｊ].ＥｌｅｃｔｒｉｃＭａｃｈｉｎｅｓａｎｄＣｏｎｔｒｏｌꎬ２０１４ꎬ１８(２):５０.[２０]㊀丁树业ꎬ王海涛ꎬ邓艳秋ꎬ等.异步驱动电机流体流动特性数值研究[Ｊ].中国电机工程学报ꎬ２０１６ꎬ３６(４):１１２７.ＤＩＮＧＳｈｕｙｅꎬＷＡＮＧＨａｉｔａｏꎬＤＥＮＧＹａｎｑｉｕꎬｅｔａｌ.Ｎｕｍｅｒｉｃａｌｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎｏｆｆｌｕｉｄｆｌｏｗｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓｆｏｒａｓｙｎｃｈｒｏｎｏｕｓｄｒｉｖｉｎｇｍｏｔｏｒ[Ｊ].ＰｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆｔｈｅＣＳＥＥꎬ２０１６ꎬ３６(４):１１２７. 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永磁电机温升计算及冷却系统设计的开题报告

永磁电机温升计算及冷却系统设计的开题报告一、研究背景及意义随着永磁电机的应用越来越广泛，其发热问题也日益严重。

永磁电机的发热源主要来自于铁芯和永磁体的磁滞损耗以及转子损耗等。

电机过高的温度会引起电机内部热应力的积累，从而导致电机失效；同时，高温也会影响电机性能，如减小输出功率、提高损耗和寿命降低等。

因此，对永磁电机温升的计算和冷却系统设计显得尤为重要。

二、预期研究内容本文将从以下几个方面进行研究：1. 永磁电机温升计算模型的建立：通过分析永磁电机的发热机理，构建永磁电机温升计算模型，包括电机内部的热流分布、热阻等参数，以便更准确地预测电机的温度分布情况。

2. 永磁电机冷却系统设计：根据电机的温度分布情况，设计合理的冷却系统，以保证电机的运行温度不超过允许的最高温度。

冷却系统的设计包括采用何种冷却介质、如何进行流量控制、何种散热方式等。

3. 模拟分析：采用仿真软件对永磁电机温升和冷却系统的设计方案进行模拟分析，检验其可行性和优劣性，并进行参数优化。

三、研究方法1. 理论分析：采用热学、力学、电磁学等理论进行永磁电机温升机理分析和计算模型的建立。

2. 实验测试：通过实验对永磁电机的温升情况进行测试，验证计算模型的准确性，同时利用测试结果对仿真模拟进行参数校准。

3. 仿真模拟：采用ANSYS等软件进行永磁电机的仿真模拟，模拟电机的工作状态并对冷却系统的设计方案进行模拟分析和优化。

四、预期研究成果1. 永磁电机温升计算模型：建立永磁电机温升计算模型，从理论上预测电机的温度分布情况。

2. 永磁电机冷却系统设计方案：设计出合理的冷却系统方案，保证电机的运行温度不超过允许最高温度。

3. 模拟分析结果：通过仿真分析，验证永磁电机温升计算模型和冷却系统设计方案的可行性，确定最优参数值。

以上就是本文的开题报告，对永磁电机温升计算及冷却系统设计进行介绍，并对研究内容、方法、预期成果进行了描述。

基于PLC的SHMFF磁体冷却水水温控制系统

基于PLC的SHMFF磁体冷却水水温控制系统仇文君;欧阳峥嵘【摘要】介绍了一种基于PLC的稳态强磁场实验装置(SHMFF)磁体冷却水水温控制系统.给出系统的硬件构成、软件功能和组态设计.在分析系统工艺机理的基础上,针对磁体入口水温控制超调量较大的问题,提出一种前馈-反馈温度控制策略.结果表明:系统可以在不同磁体上实现稳态精度约±0.2℃、调节时间约3min的控制性能;磁体出口水温TE432作为扰动量起到前馈作用,使超调量降到10％以内.【期刊名称】《化工自动化及仪表》【年(卷),期】2016(043)012【总页数】5页(P1248-1252)【关键词】磁体冷却水水温控制系统;磁体入口水温;前馈-反馈控制;S7-300 PLC;PID【作者】仇文君;欧阳峥嵘【作者单位】中国科学院强磁场科学中心,合肥230031;中国科学院强磁场科学中心,合肥230031【正文语种】中文【中图分类】TH862稳态强磁场实验装置(SHMFF)是一个为化学、材料、物理及生命等科学研究和多学科交叉研究提供理想稳态强磁场极端实验条件的装置，可最大程度地满足我国多学科前沿发展对强磁场实验条件的需求。

作为SHMFF技术装备系统之一的去离子水冷却系统，通过冷却后的自来水和磁体冷却循环水(高纯水)换热，带走磁体线圈通电运行时释放的热量。

因此，维持稳定的磁体入口水温是确保磁体标定参数准确、系统安全稳定运行的重要条件。

但由于5台水冷磁体的最大功率和运行模式不同，产生的热负荷量及其变化速率也不同，所以采取一种合适的方法对磁体冷却水水温进行控制极其重要。

PID控制器是一种应用广泛的闭环控制器[1]，具有较强的灵活性和适应性，对于无法建立准确数学模型的工业控制对象，使用PID控制器可以得到满意的控制效果。

其控制参数也可以在经验数据的基础上，通过被控对象的响应曲线不断调整，以达到最优。

然而，传统的PID控制器是基于一种假定的一阶滞后对象设计的，这种对象很难满足现场需求，同时实际系统中热负荷变化大且时延大，传统的PID 控制方法难以取得良好的控制效果[2]，超调量常高达20%～30%。