楊榮江, 戴志立, 吳林泉

(1.貴州航天林泉電機(jī)有限公司，貴陽 550008；2.國家精密微特電機(jī)工程技術(shù)研究中心，貴陽 550008)

0 引 言

近年來，我國永磁同步電機(jī)的研發(fā)和應(yīng)用取得了巨大進(jìn)展，隨著電機(jī)磁路、控制、軸承、散熱、精密機(jī)械結(jié)構(gòu)、材料領(lǐng)域的技術(shù)進(jìn)步，電機(jī)的轉(zhuǎn)速和功率指標(biāo)不斷攀升，使得電機(jī)技術(shù)獲得了更大的發(fā)展空間[1]。永磁同步電機(jī)(以下簡稱PMSM)有著功率密度高、結(jié)構(gòu)靈活多變、穩(wěn)定性強(qiáng)等特點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于工業(yè)中，其優(yōu)化設(shè)計(jì)也受到廣大學(xué)者的關(guān)注[2]。

本文研究的大功率PMSM應(yīng)用于航空機(jī)載液壓系統(tǒng)動力泵驅(qū)動，具有大功率、長時工作、低噪聲的設(shè)計(jì)需求，在進(jìn)行設(shè)計(jì)時主要從設(shè)計(jì)方案、電磁仿真分析、熱仿真分析、降噪優(yōu)化設(shè)計(jì)進(jìn)行分析研究。

1 設(shè)計(jì)方案

大功率電機(jī)的電磁負(fù)荷大、單位體積損耗顯著，導(dǎo)致電機(jī)溫升升高，電機(jī)溫升過高會影響到用電設(shè)備的安全性，嚴(yán)重時會使絕緣材料加速老化，大幅度縮短電機(jī)的使用壽命，甚至燒毀電機(jī)。大功率電機(jī)一般需要進(jìn)行冷卻設(shè)計(jì)，電機(jī)的冷卻方式主要分為自然冷卻、風(fēng)冷、介質(zhì)冷卻等。本文研制的大功率電機(jī)在自然冷卻條件下不能滿足長時間工作的工況，介質(zhì)冷卻外圍設(shè)計(jì)復(fù)雜，系統(tǒng)不提供冷卻途徑。綜合考慮，冷卻結(jié)構(gòu)形式選用風(fēng)冷模式，電機(jī)電磁結(jié)構(gòu)采用8極30槽，轉(zhuǎn)子磁鋼為表貼式。本文研制的大功率PMSM的主要技術(shù)指標(biāo)如下：額定電壓(270±0.2) V(DC)，控制電壓24 V(DC)；額定功率≥15 kW；額定轉(zhuǎn)速范圍7 500～8 000 r/min；額定效率≥85%；電機(jī)質(zhì)量≤14.7 kg；長時工作制噪聲90 dB(A)；外形尺寸Φ190 mm×228 mm。

2 電磁仿真分析

2.1 電磁場仿真模型

電機(jī)的二維有限元全周期分析模型如圖1所示。對電機(jī)定子、轉(zhuǎn)子、護(hù)套、永磁體、繞組、氣隙進(jìn)行剖分，其網(wǎng)格剖分效果如圖1所示，網(wǎng)格劃分均勻，氣隙處網(wǎng)格密度最大，滿足瞬態(tài)場有限元分析的要求。

圖1 電機(jī)有限元分析模型及網(wǎng)格剖分

2.2 15 kW工作點(diǎn)電磁仿真分析

電機(jī)在15 kW工作點(diǎn)性能仿真結(jié)果如表1所示。

表1 15 kW工作點(diǎn)性能指標(biāo)仿真

電機(jī)在15 kW工作點(diǎn)磁密波形如圖2所示，電機(jī)的轉(zhuǎn)矩波形、線反電動勢波形、定子鐵耗和轉(zhuǎn)子渦流損耗曲線分別如圖3、圖4、圖5所示。

圖3 15 kW工作點(diǎn)轉(zhuǎn)矩曲線

圖4 15 kW工作點(diǎn)線反電動勢波形

圖5 15 kW工作點(diǎn)定子鐵心損耗和轉(zhuǎn)子渦流損耗

參數(shù)優(yōu)化后，從確定的最終方案仿真結(jié)果可以看到：電機(jī)在額定點(diǎn)轉(zhuǎn)矩波動1.48%，電機(jī)轉(zhuǎn)矩波動小；線負(fù)載反電動勢正弦性好；轉(zhuǎn)子渦流損耗在電機(jī)額定工作點(diǎn)變化平穩(wěn)，無過大渦流損耗區(qū)域，轉(zhuǎn)子電磁結(jié)構(gòu)合理。

3 結(jié)構(gòu)布局

電機(jī)主要由定子、轉(zhuǎn)子、旋轉(zhuǎn)變壓器、扇葉等組成，電機(jī)結(jié)構(gòu)如圖6所示。

圖6 電機(jī)結(jié)構(gòu)圖

在整機(jī)結(jié)構(gòu)布置上，電機(jī)轉(zhuǎn)子與扇葉同軸，電機(jī)轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)時帶動扇葉旋轉(zhuǎn)，產(chǎn)生氣流，氣流通過后罩與殼體的流道對電機(jī)進(jìn)行風(fēng)冷。

為提升電機(jī)運(yùn)行的平穩(wěn)性，降低運(yùn)行振動噪聲，電機(jī)的轉(zhuǎn)子、旋轉(zhuǎn)變壓器、扇葉安裝一體后進(jìn)行動平衡測試，采用去重法保證轉(zhuǎn)子動不平衡量小于80 mg。同時，為避免在力學(xué)環(huán)境下旋轉(zhuǎn)變壓器隨轉(zhuǎn)子軸向竄動影響其輸出精度，以及在力學(xué)環(huán)境下轉(zhuǎn)子對軸承的沖擊力，采用鎖緊螺母、軸承蓋將電機(jī)軸伸端軸承與轉(zhuǎn)子、定子殼體進(jìn)行固定，防止軸向竄動。對電機(jī)尾端軸承采用波形墊圈進(jìn)行預(yù)緊，可對高低溫變化時軸向間隙進(jìn)行補(bǔ)償，降低軸承運(yùn)行噪聲。

4 熱仿真分析

4.1 熱源的確定

電機(jī)的功率密度大，散熱環(huán)境惡劣，在有限體積質(zhì)量下滿足電機(jī)長時間工作是本文的技術(shù)難點(diǎn)。通過電磁設(shè)計(jì)、結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，電機(jī)的性能指標(biāo)、體積質(zhì)量都能夠滿足技術(shù)指標(biāo)要求，電機(jī)的溫升計(jì)算直接影響電機(jī)電磁設(shè)計(jì)、結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、質(zhì)量設(shè)計(jì)能否可行，因此，對電機(jī)進(jìn)行精確的熱仿真，準(zhǔn)確計(jì)算電機(jī)的溫升，才能最大限度地發(fā)揮出電機(jī)的性能，保證電機(jī)使用的可靠性。

電機(jī)溫升是由電機(jī)的各部分損耗引起，只有確定了熱源才能保證計(jì)算的準(zhǔn)確性。通過有限元仿真確定電機(jī)主要熱源有定子鐵耗、繞組銅損耗、轉(zhuǎn)子渦流損耗，如表2所示。

表2 電機(jī)主要熱源及工作時間

4.2 邊界條件的確定

電機(jī)邊界條件受系統(tǒng)因素和電機(jī)內(nèi)部諸多因素的影響，如電機(jī)與系統(tǒng)連接后可通過熱傳導(dǎo)的方式進(jìn)行散熱；系統(tǒng)安裝后泵體輸出油液最高溫度不超過130 ℃，電機(jī)可以通過熱傳導(dǎo)由泵體油液傳導(dǎo)熱量等。在設(shè)計(jì)時，為了保證電機(jī)使用的可靠性，以最嚴(yán)苛的環(huán)境進(jìn)行熱仿真計(jì)算，暫不考慮系統(tǒng)散熱。

由于電機(jī)功率大且長時間工作，單獨(dú)靠電機(jī)自身散熱，在有限的體積質(zhì)量下肯定不能滿足設(shè)計(jì)要求，因此，在電機(jī)內(nèi)部增加了一個扇葉，該扇葉冷設(shè)計(jì)參數(shù)為風(fēng)速5 m/s，同時在電機(jī)殼體表面增加散熱筋，并以最高環(huán)境溫度70 ℃進(jìn)行熱仿真。

4.3 電機(jī)瞬態(tài)熱分析

本文研制的電機(jī)為長時工作制，利用MotorCAD熱仿真軟件模塊，15 kW工作至穩(wěn)態(tài)時的溫度變化如圖7所示。

圖7 電機(jī)各部分徑向(15 kW)溫度變化曲線

4.4 仿真結(jié)果分析

通過仿真可以看到，在15 kW連續(xù)運(yùn)行后電機(jī)各部分溫度最高，從圖7可以看到，定子部分最高溫度為繞組159.2 ℃，轉(zhuǎn)子部分最高溫度在轉(zhuǎn)子護(hù)套161.7 ℃，軸承最高溫度為142.7 ℃。

電機(jī)繞組漆包線最高耐溫220 ℃，繞組引出線在260 ℃，永磁體最高耐溫300 ℃，軸承使用最高耐溫在180 ℃。仿真中，電機(jī)繞組熱量可以通過殼體散熱，轉(zhuǎn)子只能通過軸承從殼體間接將熱量傳出，這就導(dǎo)致轉(zhuǎn)子溫度比繞組溫度要高。在實(shí)際工況中，電機(jī)轉(zhuǎn)軸與泵體連接，熱量直接通過軸傳遞到泵體上，電機(jī)轉(zhuǎn)子溫度遠(yuǎn)比仿真溫度要低。通過電機(jī)電磁設(shè)計(jì)、結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、熱設(shè)計(jì)、熱仿真分析，該電機(jī)能夠滿足長時間工作的要求。

5 降噪設(shè)計(jì)仿真分析

5.1 風(fēng)冷結(jié)構(gòu)布局

整個風(fēng)冷結(jié)構(gòu)布局由后罩、扇葉、定子殼體組成，如圖8所示。后罩的中心設(shè)計(jì)有圓形小孔，便于氣流的流入。定子殼體設(shè)計(jì)有散熱筋，如圖9所示。當(dāng)電機(jī)高速旋轉(zhuǎn)時，扇葉旋轉(zhuǎn)形成氣流流動，氣流通過后罩中心小孔從外部吸入空氣，從定子殼體散熱筋之間的氣流流道流出，氣流在流道與電機(jī)產(chǎn)生的熱進(jìn)行交換，實(shí)現(xiàn)電機(jī)冷卻。

圖8 氣流流動示意圖圖9 定子殼體散熱結(jié)構(gòu)

5.2 模型選用

為解決電機(jī)溫度偏高問題，在電機(jī)尾部增加一個扇葉進(jìn)行風(fēng)冷散熱，而由扇葉產(chǎn)生的氣動噪聲會進(jìn)一步增加整機(jī)噪聲。系統(tǒng)要求電機(jī)噪聲不大于90 dB(A)，因此，需要對風(fēng)扇進(jìn)行合理流場設(shè)計(jì)以及噪聲控制。

根據(jù)電機(jī)風(fēng)冷布局結(jié)構(gòu)尺寸、轉(zhuǎn)速、風(fēng)速等要求，按等環(huán)量設(shè)計(jì)建立電機(jī)風(fēng)扇模型如圖10所示。

圖10 扇葉及外殼三維模型

5.3 網(wǎng)格劃分

扇葉由復(fù)雜的幾何模型組成，在ICEM CFD中采用對復(fù)雜模型具有更好自適應(yīng)的非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格進(jìn)行劃分，網(wǎng)格總數(shù)為103萬，如圖11所示。

圖11 扇葉模型網(wǎng)格剖分

5.4 流場及噪聲仿真計(jì)算結(jié)果

根據(jù)設(shè)計(jì)要求，計(jì)算工況為出口流速5 m/s，轉(zhuǎn)速8 000 r/min，利用ANSYS軟件進(jìn)行流場和噪聲仿真，得到的流場及噪聲如圖12～圖16所示。

圖14 外罩剪切應(yīng)力云圖

圖15 扇葉聲壓脈動時均值云圖

圖16 噪聲聲壓級

從圖12可以看出，流線通過外殼入口由扇葉轉(zhuǎn)動帶動，從出口流出，符合風(fēng)扇在電機(jī)帶動下運(yùn)行規(guī)律，而在轉(zhuǎn)動過程中，圖13顯示位于扇葉頂端入口方向和扇葉中形成氣旋渦流，根據(jù)渦聲理論，渦流的產(chǎn)生必然會導(dǎo)致噪聲的增大，也從圖14的外罩剪切應(yīng)力云圖、圖15的扇葉聲壓脈動時均值云圖印證了產(chǎn)生噪聲聲源位置主要位于渦流產(chǎn)生處。利用傅里葉變換得出風(fēng)扇產(chǎn)生的噪聲為98 dB(A)，不滿足協(xié)議書的要求，因此需對風(fēng)扇進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)來降低噪聲。

5.5 降噪優(yōu)化

根據(jù)上述仿真結(jié)果，噪聲源主要集中在流道結(jié)構(gòu)的設(shè)置及葉片上，下面針對這兩部分進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。

一方面，利用參數(shù)化曲面設(shè)置流體涵道，減小流體產(chǎn)生回流損失空間。針對風(fēng)冷結(jié)構(gòu)布局，減小扇葉葉頂與后罩間隙至0.5 mm，繼而降低葉頂損失和葉頂產(chǎn)生的泄漏分離渦流。為使流體均勻進(jìn)入，后罩中心的進(jìn)氣孔，從原正方形進(jìn)氣口調(diào)整為圓周進(jìn)氣口。

另一方面，等環(huán)量設(shè)計(jì)沿徑向扭曲的葉片在改善氣動性能的同時可以降低氣動噪聲[6]，依據(jù)這一理論，在原扇葉基礎(chǔ)上，設(shè)計(jì)葉尖相對葉根形成7.7°的扭角，同時對葉片頂部做弧形槽結(jié)構(gòu)優(yōu)化。

采用參數(shù)化曲面處理后的結(jié)構(gòu)如圖17所示。根據(jù)原結(jié)構(gòu)方案產(chǎn)生渦流的位置，對整體涵道進(jìn)行參數(shù)優(yōu)化，葉片剖面尾跡渦流比相對直葉片減少許多，且葉片間干涉噪聲隨尾跡減少而減小，即沿流體流動路線減少產(chǎn)生流動損失空間，從而可相應(yīng)降低噪聲。扇葉模型優(yōu)化如圖18所示。

圖17 參數(shù)化曲面優(yōu)化圖18 扇葉模型優(yōu)化

針對優(yōu)化后的風(fēng)冷結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行仿真分析。數(shù)值分析模型如圖19所示。模型網(wǎng)格劃分總數(shù)243萬，如圖20所示。利用ANSYS軟件進(jìn)行流場和噪聲仿真，得到的流場及噪聲如圖21～圖25所示。

圖19 結(jié)構(gòu)優(yōu)化后數(shù)值分析模型圖20 結(jié)構(gòu)優(yōu)化后網(wǎng)格剖分

圖21 結(jié)構(gòu)優(yōu)化后流線圖圖22 結(jié)構(gòu)優(yōu)化后局部速度矢量圖

圖23 結(jié)構(gòu)優(yōu)化后外罩剪切應(yīng)力云圖

圖24 結(jié)構(gòu)優(yōu)化后扇葉聲壓脈動時均值云圖

圖25 結(jié)構(gòu)優(yōu)化后噪聲聲壓級

由圖21、圖22可以看出，優(yōu)化模型后的流線通過外殼入口由扇葉轉(zhuǎn)動帶動，從出口流出，在轉(zhuǎn)動過程中，未在扇葉頂端入口方向形成氣旋渦流，扇葉頂端對應(yīng)的外殼處受到的剪切應(yīng)力范圍相應(yīng)地減小。利用傅里葉變換得出風(fēng)扇噪聲為84.93 dB(A)，相比之前降低了13.07 dB(A),滿足低于90 dB(A)的使用要求。

6 實(shí)驗(yàn)測試

采用對拖法對大功率PMSM進(jìn)行測試，測試結(jié)果如表3所示，負(fù)載性能測試、工作溫升測試及噪聲測試如圖26～圖28所示。

表3 性能測試數(shù)據(jù)

圖27 電機(jī)15 kW長時工作溫升測試

圖28 電機(jī)噪聲測試

從測試結(jié)果可以看到，電機(jī)所有指標(biāo)滿足技術(shù)協(xié)議要求。噪聲測試結(jié)果為86 dB(A)，滿足噪聲不大于90 dB(A)的要求。通過性能測試，整機(jī)效率為89%，考慮到控制器效率為95%左右，與電機(jī)本體效率仿真值97.1%接近。通過溫度測試，電機(jī)在15 kW常溫長時間工作后殼體溫度為62.7 ℃，考慮到高溫70 ℃環(huán)境影響，與仿真值133.8 ℃基本一致。系統(tǒng)使用中，泵體端液壓油的溫度為130 ℃，對電機(jī)有一定的散熱作用，在電機(jī)質(zhì)量上還具有一定的優(yōu)化空間。

7 結(jié) 語

本文對風(fēng)冷低噪大功率PMSM進(jìn)行了設(shè)計(jì)與仿真分析，重點(diǎn)針對噪聲結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化改進(jìn)及仿真分析。通過樣機(jī)測試，證明了采取的分析改進(jìn)方法有效，滿足電機(jī)技術(shù)協(xié)議指標(biāo)要求，能夠?qū)υ擃愋彤a(chǎn)品的研制具有指導(dǎo)意義。