矿用直驱永磁电机磁热双向耦合分析

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2023年12月19日发(作者：)

第53卷第12期2020年

12月微电机MICROMOTORSVol.

43.

No.

12Dec. 2022矿用直驱永磁电机磁热双向耦合分析孙重阳，冯桂宏(沈阳工业大学电气工程学院，沈阳110877)摘

要：对于矿用直驱电机，因为其转矩密度大、发热量高，同时工况条件存在大量的煤粉，所以在电机设计时准

确计算其稳态运行温度尤为重要，首先建立电机等效热网络模型，分析电机热传导与热对流过程的等效热阻与热

源，利用Msoc-CAD软件建立电机轴向水冷模型，采用有限元法求解电机电磁场，热网络法求解电机温度场，并

进行双向耦合迭代，求解岀电机稳态运行温度。最终通过样机实验验证电机冷却系统设计的合理性以及磁热双向耦

合分析电机温度方法的准确性。关键词：直驱永磁电机；热网络法；有限元分析；磁热双向耦合中图分类号：TM351

文献标志码：A

文章编号：1021-6848(2020)126212-26Magneto-Thermal

BiOirectionaU

Coupling

Analysit

oO

Mine

Direci

Drive

Permanevi

Magnei

MotorSUN

Chonayana,

FENG

Guinond(School

of

Elechin

Engineering,

Shenyang

University

of

Technolofy,

Shenyang,

119872,

China

)Abstract:

Foo

midv

direct

drive

motorc,

of

Vs

山妙

tOTquv

dssity,山妙

0x1:

nevxPiod,

and

alarav

1X100-0

of

pulveozeV

coal

in

worlind

condidods,

it

is

xpvciply

importadh

th

accaratelz calcalatv

the

31x1,21:00

overatind

temperature

duond

motoc

desivnind-

The

6X111^16x0

themial

detworl

moVel

was

estad-

lisheV,

and

the

themnal

resistaaco

and

hedt

sonmo

in

the

process

of

hevt

conduction

and

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con­vection

were

analyze；.

TUc

axial

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by

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finite

elemevt

methoV

was

nseV

la

solw

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fielU

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dfwom

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is

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1h

solw

the

motoc

Wmperatnro

fielU.

The

bidirectional

covnUnd

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h

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temperature

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the

motoc.

Finally,

the

rationalite

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coolind

system

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and

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mapdeto-themnalbidirectional

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;卩；1!1；1:(.Key

words：

direct

cHw

pemnaaevt

mapaet

motoc； thermal

aetwom

methoV；

finite

elemevt

analysis；

mapsaeto-thermal

bidirectional

cevnUnao引言煤炭是我国的重要资源，随着近年来电力电子

说，由于机壳隔爆面的存在，使得电机的密封性更

强，散热效果较普通电机更差。温升更高，影响电

机的使用寿命和驱动系统运行稳定性。同时对于煤

技术及装备制造业的快速发展，越来越多的煤矿企

业也在追求着采煤工作的高效化、智能化。永磁电

矿井下这种特殊的工况条件，电机表面可能会附着

大量的煤粉及其他可燃物，一旦电机表面温度过高

达到可燃物的燃点，将造成十分严重的后果，在国

机的气隙磁场是由永磁体本身建立的，所以较异步

电机来说可以做成多极低速大转矩直驱，实现动力

标中也严格规定了矿用防爆电机表面允许的最高温

度。所以在电机设计工作中，也必须要对电机的运

与负载直接接触，从而使系统传动效率最大且提高

运行稳定性，目前已经得到广泛的推广与应用。行温度进行严谨的分析与计算。热网络法是目前电机温升计算比较常用的方法。

低速大转矩直驱永磁电机的转矩密度较大，在

电机运行时发热量较大，同时对于矿用防爆电机来

它是应用图论原理构造电机网络拓扑结构进行热场

收稿日期：2019—

12

—

11作者简介：孙重阳(1994),硕士研究生，研究方向为永磁电机设计。冯桂宏(1963)，教授，硕士生导师，研究方向为特种电机及其控制。

1期孙重阳等：矿用直驱永磁电机磁热双向耦合分析-11

•分析。该种方法计算速度快、计算精度较高。除此

之外还有简化公式法和有限元法⑶0电机运行发热的主要原因是定子绕组、定转子

铁心、永磁体等产生的损耗。同时这些结构的材料

属性也会随着温度的变化而变化，所以单一的分析

电机的电磁场或温度场不足以准确反映电机实际运

行工况，需要将电机的磁热模型进行耦合分析。1矿用直驱永磁电机模型及参数本文分析矿用直驱电机模型为内置切向式磁路

结构，绕组为多极少槽的真分数槽集中绕组结构，

电机主要参数如表1所示，图1给出了电机的二维

模型图。表1电机参数参数参数值额定功率P/kW315额定电压U/V1140额定转速g/(

r/mig)50槽数Q144极对数

p20定子外径D/mm1080定子内径Dt/mm890铁心长度Lmm800气隙长度j/mm2图1电机二维模型图图2给出了电机的磁密与磁力线分布云图，由

图可知，电机齿部磁密在1.6T左右，未达到饱和,

仅有少量磁力线未经过气隙与定子交链，电机磁极

结构设计合理。图2有限元分析结果图2基于热网络法电机磁热双向耦合2.1电机热网络模型构建在构建电机等效热网络模型时，首先应确定电

机的传热过程，对于本文分析的矿用永磁直驱电机，

通过在机壳内部的轴向水道中的冷却介质流动来冷

却电机内部产生的热量，传热过程主要包括电机内

各个结构间存在温度梯度的热传导过程以及冷却介

质与电机结构间的热对流过程。其次分析电机运行

时的热源分布，最后利用正交网格剖分将电机内温

度场剖分为多个区域，定义各个剖分域内中心点为

一温度节点，并将各个节点间根据电机传热过程的

不同用传导热阻或对流热阻联接。构成电机温升的

等效热网络图⑷。图3给出了本文分析电机的等效

热网络图。②有源节点

Q无源节点—热传导—热对流y气隙□温度边界图3等效热网络模型图3中，a、b、c为冷却介质边界节点；1、2

对应为电机端部与机壳间存在的气体温度边界节点；

3、4、5对应电机轴向水冷机壳节点；6、8、8对应

定子铁心轭部节点；9-10对应为定子绕组节点；

14、15、16对应定子铁心齿部节点；18、18、19对

应转子铁心节点；

20、

21、

22

对应永磁体节点；

23

-28

对应转轴节点。2.2传导热阻分析计算由建立的电机等效热网络模型可知，热传导过

程主要存在定子轭部、定子齿部、定子绕组、转子

铁心、永磁体5个结构之间，计算热阻时一般将导

热结构简化等效为平板与管型两种导热模型15

,其

中，平板导热模型热阻可表示为电机机座外壳、定子轭部等近似为空心圆柱体

的导热结构一般采用圆管型导热模型，其热阻为RATQJ

n2n入L

n⑵式中，Q为热量；入为导热系数；S为导热面积；L

-12

-微电机53卷为导热长度；「1、「2分别为管型等效模型的外径与

内径。上述5个结构热阻的分析计算如下。2.

25定子轭部定子轭部的热传导路径主要为径向传导到机壳、

定子槽、定子齿以及轴向定子轭部自身传导。定子轭部节点6与机壳节点3的传导热阻为1

a

2n

n((

DD/2

)

+入M/3o

_h/2丿4y(

X)

+(3)1i

/

DfFere

/2

-hFreFe

/22n入

Fe£/2

(

D/2

+

厶3)式中，俎1、入y、入Fe分别为径向定子硅钢片、空气、

机壳的导热系数；he为定子轭部高度；/3为定子铁

心装配间隙，可由经验公式计算；Dfi为机壳外径;hFe为机壳厚度。定子轭部节点6与定子绕组节点1的传导热阻为^“+”+AZ1610入(4)/S610

^1^514

入a

nrQiL⑸式中，5-为定子槽内等效绝缘厚度；入为绝缘材料

散热系数；hs为定子绕组等效高度；「为梨形槽槽

底圆半径；定子轭部节点6与定子齿部节点14的传导热

阻为r

(D-D-)/2

61

=入

m/3

((6))式中，力为定子齿宽。轴向定子轭部节点6与节点2自身传导热阻为

r

=

-----------n入)T^2-2--------------------(2/2-％)2]

'(262

"/[(2/2丿)式中，入/为定子轴向硅钢片导热系数。2.

2

.

2

定子绕组定子绕组的热传导路径主要是径向定子绕组传

递到定子齿部、定子轭部，轴向槽内绕组传递到绕

组端部以及槽内导体自身传导。其中定子绕组节点

1与定子轭部节点6的热阻R106=R61

(9)定子绕组节点10与定子齿部节点1的传导热

阻为R101几2

+

56/2入

tS11

A;S11入/Sh⑼(1)式中，6"为槽内绕组等效宽度；h为定子槽高度。

轴向定子绕组节点1与节点11的自身传导热

阻为//3叫一

ACun(^2)2

定子槽内绕组匝数。轴向定子绕组节点1与绕组端部节点9的热阻

可表示为Rr

=^/[/4

+

//619”n(d/2)2N01(12)式中，/为定子绕组端部长度。2.

2-

3定子齿部定子齿部的热传导路径为径向传导到定子轭部、

定子绕组以及轴向定子齿部自身传导。其中，定子

齿部节点1与定子轭部节点6的传导热阻R14

=

R61

(

1

)定子齿部节点1与绕组节点1的传导热阻R11

=

R11

(

1

)轴向定子齿部节点14与节点1的热阻为R//3115U2hit0(15)12.

2.4转子铁心转子铁心的热传导路径主要为径向传递到永磁

体以及轴向自身传递。转子铁心节点12与永磁体节

点

20

的热阻可表示为r1422

=厂入

1m6~

-

44―

•

p//3

+

L入 PMa6—m

-

44―

•

p//3

(

1

/式中，入[、Lm分别为径向转子硅钢片、永磁体导

热系数；6[为转子磁极冲片等效宽度；6m为永磁体

宽度；hm为永磁体厚度。轴向转子铁心节点1与节点1的热阻为R1415=l^^

(12)a

Q1718式中，La为转子硅钢片轴向导热系数；S11为转子

铁心导热面积。2.2.5永磁体

永磁体的热传导路径主要是径向传递到转子铁

心以及轴向自身传递。其中，永磁体节点22与转子

铁心节点

12

的热阻R2014

=

R1422

(18)轴向永磁体节点22与节点21的热阻可表示为R2021//3ApM6mhm

-

2(1)23对流热阻分析计算由等效热网络模型可知，热对流过程主要存在

1期孙重阳等：矿用直驱永磁电机磁热双向耦合分析-11

•于水冷机壳传热、定子绕组及轭部端部与端盖和铁

心间空腔传热、定转子铁心气隙间传热17。采用牛

顿散热定律解决热对流问题，散热热阻可表示为

r-A!-丄=Q

=atS(22

/式中，ah为散热系数。机壳节点

3

与冷却介质温度边界

a

的对流热阻

可表示为R3n

=

a1(

21

)3

cc。

丁入L/dup.

0.2

063n

=a

623d

(

“)(

22

)式中，Sf-为水冷机壳面积；a3n为水冷对流散热系

数；p为流体速度；d为冷却水道直径；入L、“、P、

tp分别为流体导热系数、流体粘度、密度和比热容。定子轭部节点6与端部气体边界节点1的对流热阻可表示为R

=---------------------1---------------------61

nad[(D/2)2-(D23

)o/2-0)2](

a.10.

2

•

(1

+

槡)(

24

)式中，a』为电机端部散热系数；e为电机转子线

速度。定子绕组端部节点9与端部气体边界节点1的

对流热阻可表示为51

=aLCQ1(

25

)式中，c为定子线圈外包绝缘后表面周长

0定子齿部节点10与电机气隙的对流热阻为R0n]理吨上/3(

26

)式中，a,为电机气隙散热系数，可由雷诺数Re、泰

勒数Ta及努塞特数Nc计算确定。Ree(28)aTa=Re2N

(28)m2Ta

<

180Nc0.

123Ta4

2681780

<

Ta

<

1

x104(29)O

449Ta0-2411

xH4

xTa<1x18Ncan

=如i(30)式中，U为空气粘滞系数；N为平均气隙半径；九

为气隙导热系数。转子铁心节点18与电机气隙的对流热阻为R11na^nDrL/2(31)式中，Do为转子外径。根据等效热网络建立电机稳态热平衡方程矩阵T

=

RW

(32)式中，R为热阻矩阵；T为电机内温度节点列阵；W

为电机热源列阵。2.

4电机热源分析2.

42定子绕组铜耗定子绕组铜耗主要与定子绕组的电阻值大小有

关，定子绕组可由式(33)计算：R=P2

•

Lne

•

M1 •

A(33)cp

=p201

+a(y -20)

]

(34)式中，p为铜的电阻率；P22为铜在22七下的电阻率；

a为铜电阻的温度系数；Lne为线圈平均半匝长；N

为每相串联匝数；a为并联支路数；A。为铜线截面

积；t为预估电机运行温度；所以，定子绕组铜耗可以表示为P

2

A•

L

•

Mcc=3

•

IdI+4(0-20)—a

•°

A—

(35)

c2.4.2铁心损耗根据经典Bertoth损耗分离模型，忽略集肤效应

的影响，电机的铁心损耗主要由磁滞损耗、涡流损

耗及附加损耗构成，可由式(36)计算10PFc=Kh/Ba+Kc/2B3+Kc/25B22

(36)

式中，K、K、K分别为铁心材料的磁滞损耗系

数、涡流损耗系数和附加损耗系数；Bm为磁通密度

幅值，可表示为几0(h[1

+(r-20)aB」(1

-盖^/皿•

104B

=-------------------------------------------—-------------------m

o-oai

7■厶f(38)

式中，几0为随温度变化永磁体空载工作点，aBo为可

逆温度系数；I为不可逆损失率；B20为在22七时

的剩磁；Am为每极磁通面积；％为空载漏磁系数;

at为计算极弧系数；厂-为极距；Ln为电枢计算长度。

2-

4.

2永磁体涡流损耗本文分析电机的额定频率较低，气隙磁场畸变

率较大，同时变频器在低频时也会增加输出谐波含量，所以定子电流会产生很强的谐波磁动势，从而

引起永磁体产生涡流损耗。涡流损耗为11]e •

JOdv

=

JJ(hdyv

v

a(38)

式中，J(h为涡流密度；b为永磁体电导率；Ppm为

永磁体电阻率。

-14

•微电机52卷由以上对电机热源的分析可知，电机的各部分

损耗都会随着温度的变化而变化。2.5磁热双向耦合分析磁热耦合分析方法分为单向耦合与双向耦合两

种[2],单向耦合也称为顺序耦合指，先通过电磁场

计算电机定子绕组铜耗、铁耗、永磁体涡流损耗等

作为温度场分析的热源，然后通过对电机各个材料

散热系数、导热系数等温度参数的设置以及冷却结

构的设计，最终分析求解出电机的温升。单向耦合

的设置比较简单，求解速度较快。但是也存在一些

问题。在电机的电磁场分析过程中，需要预估电机

在稳态运行时的定子绕组温度与永磁体工作温度，

经电磁场分析后的定转子铁心损耗与定子绕组铜耗

也都是在预估的温度值下计算的。但是由上文热源

分析可知，永磁体的负载工作点、计算剩磁密度会

随着温度的变化而变化，定子绕组所用铜材料的电

导率也会随着温度的升高而降低，当电机的计算温

度与预估温度相差较大时，这会直接影响电机稳态

运行性能，从而影响电机各部分损耗计算的准确性,

进而对电机温升的计算造成影响。如果电机的工况

条件对电机稳定运行时的温升要求严格，那么在电

机设计的过程中，仅进行电机磁热单向耦合分析是

不严谨的。磁热双向耦合分析过程如图4所示，电机的电

磁场与温度场同时进行分析计算并互相迭代更新。

由电磁场仿真分析得到的各部分损耗作为热源导入

到温度场进行电机温升计算，而由此计算得到的电

机各结构温度又导入到电磁计算单元中以精确模拟

不同温度下材料特性的变化，并得到此时电机性能

及损耗的计算结果。上述耦合计算过程将进行连续

迭代，直至电机温度及损耗的计算结果达到收敛值。

从而得到电机温升的准确计算。基于Motor-CAD建

立此电机磁热耦合分析模型，如图5所示。图4电机磁热双向耦合分析过程图(a)三维视图

(b)轴向剖面图图5电机磁热耦合分析模型电机冷却方式采用轴向机壳水冷，在机壳内部串联布置42个冷却水道，冷却水流量为1.8m3/h,进水口温度为25°C

,轴向水道如图6所示。图6机壳轴向水道定子绕组所用漆包线及绝缘材料均为H级绝

缘，最高耐温150C,磁钢牌号为N38SH,最高工

作温度为150C

,设定电机稳定运行的温度为94C,

分别进行电机磁热单向与双向耦合，电机各部分损

耗计算结果对比如表2所示。表2电机损耗结果损耗单向耦合双向耦合定子绕组铜耗/W84948022永磁体损耗/W295.8283.7定子铁心铁耗/W32333281转子铁心铁耗/W74.474.4总损耗/W10097.

411659.

5由表中数据可以看出，电机磁热单向耦合与双向

耦合计算出的电机各部分损耗有所差异，而这种差异

也会使电机的温度场分析存在误差。所以，本文采用

磁热双向耦合方法对矿用直驱永磁电机进行温度场仿

真分析。分析结果如图7所示，其中图7(c)为电机径

向关键节点的温度分布，图7(b)为电机轴向关键节

点的温度分布。电机主要结构温度如表3所示。(a)径向温度分布

2期孙重阳等：矿用直驱永磁电机磁热双向耦合分析-14

•(b)轴向温度分布图7电机稳态运行温度分布表3电机主要结构温度仿真结果结构温度/C定子齿部58.7定子轭部47.6定子绕组(平均温度)77.7定子绕组(最高温度)137.

8转子铁心7242磁钢7244前轴承4246后轴承47.

8机壳41由表中数据可知，在电机达到稳态运行时，电

机主要结构温度均在正常范围，且留有较大裕度,

电机可以长期稳定高效运行。3实验根据电磁设计方案进行样机的生产，待电机总

装后，搭建如图1所示的实验平台进行电机实验,

图0中，左侧为陪试机，右侧为实验样机。样机右

下部为冷却水进出口，其中上部为冷却水进口，下

部为冷却水出口。定子绕组测温元件PT192预埋于

三相绕组中。图8电机对拖实验平台图控制陪试机给实验样机施加额定转矩负载，连

续运行三个小时，电机主要结构温度记录如表4所

示，记录数据表明，样机运行平稳，电机进出水口、

定子绕组、机壳及前后轴承温度均处于正常范围内，

同时，将实验记录与仿真数据进行对比，我们可以

看到，经过电机磁热双向耦合计算出的电机主要结

构温度与样机实验后测得的温度十分相近。误差在

5%以内。表4电机实验数据记录参数磁热耦合实验数据

分析记录误差绕组温度/C71.7743.

1%机壳温度/C41434.4%前轴承温度/C4246413.4%后轴承温度/C41.

440445%出水口温度/C39.3383.4%4结论利用Motor-CAD建立了电机的等效热网络模型，

并采用有限元分析法与热网络法对电机进行了电磁

场与温度场双向耦合分析，得到电机稳态运行温度，

通过样机实验验证了电机和冷却系统设计的合理性，

同时也验证了磁热双向耦合分析电机温度场方法的

准确性，为今后电机稳态运行温升计算及冷却系统

设计提供了一定的借鉴经验。参考文献[1]

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本文标签： 电机定子温度分析耦合