孫明燦， 唐任遠(yuǎn)， 韓雪巖， 佟文明

(1. 國家稀土永磁電機(jī)工程技術(shù)研究中心， 沈陽工業(yè)大學(xué)， 遼寧 沈陽 110870；2. 齊魯工業(yè)大學(xué)電氣工程與自動(dòng)化學(xué)院， 山東 濟(jì)南 250353)

高頻非晶合金軸向磁通永磁電機(jī)溫度場計(jì)算

孫明燦1,2， 唐任遠(yuǎn)1， 韓雪巖1， 佟文明1

(1. 國家稀土永磁電機(jī)工程技術(shù)研究中心， 沈陽工業(yè)大學(xué)， 遼寧 沈陽 110870；2. 齊魯工業(yè)大學(xué)電氣工程與自動(dòng)化學(xué)院， 山東 濟(jì)南 250353)

高頻非晶合金軸向磁通永磁電機(jī)永磁體渦流損耗分布不均，所以在電機(jī)溫度場計(jì)算時(shí)不能簡單地給永磁體賦一個(gè)平均生熱率，需要根據(jù)永磁體不同位置的渦流損耗密度賦相應(yīng)的生熱率。本文將永磁體分成多塊，利用有限元分別計(jì)算每塊永磁體上的渦流損耗大小，給出了永磁體的不同位置渦流損耗分布規(guī)律。根據(jù)渦流損耗分布規(guī)律，改進(jìn)了的永磁體分塊原則，提高了電機(jī)溫升計(jì)算效率。最后，利用有限體積法對考慮渦流損耗分布和未考慮渦流損耗分布兩種情況下電機(jī)的溫升分別進(jìn)行了計(jì)算，結(jié)果顯示，考慮渦流損耗分布計(jì)算出的電機(jī)溫升結(jié)果更接近實(shí)測值。

軸向磁通永磁電機(jī)； 溫度場； 渦流損耗； 生熱率； 有限體積法

1 引言

非晶合金具有損耗低的特點(diǎn)，應(yīng)用于高頻高速電機(jī)中對于提高軸向磁通永磁(Axial Flux Permanent Magnet，AFPM)電機(jī)轉(zhuǎn)矩密度和效率效果明顯[1,2]。但高頻高速AFPM電機(jī)轉(zhuǎn)子渦流損耗較大，尤其是近幾年分?jǐn)?shù)槽的廣泛應(yīng)用，使得轉(zhuǎn)子上的渦流損耗進(jìn)一步增加。非晶合金導(dǎo)熱能力不及硅鋼片的一半，轉(zhuǎn)子上的熱量經(jīng)氣隙、鐵心傳遞到端蓋散熱水套的熱量減小。相比于硅鋼片電機(jī)，轉(zhuǎn)子盤散熱更加困難，轉(zhuǎn)子盤溫升更易于增大。而過高的溫升會(huì)給永磁體帶來高溫失磁風(fēng)險(xiǎn)[3,4]，最終影響電機(jī)性能甚至導(dǎo)致電機(jī)損壞。因此準(zhǔn)確計(jì)算永磁體溫升，對于電機(jī)設(shè)計(jì)方案的最終確定非常重要。

在電機(jī)溫升計(jì)算方法上，主要有集中參數(shù)熱網(wǎng)絡(luò)法[5,6]、有限元法[7-9]和有限體積法[10-12]。文獻(xiàn)[6]采用等效熱網(wǎng)絡(luò)法對雙轉(zhuǎn)子徑向磁通永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)進(jìn)行了熱分析，得出了電機(jī)各部分的穩(wěn)態(tài)溫升并通過試驗(yàn)進(jìn)行了驗(yàn)證。文獻(xiàn)[7]對一臺(tái)2.2kW的AFPM電機(jī)溫升進(jìn)行了有限元計(jì)算，由于氣隙中的空氣在轉(zhuǎn)子徑向不同位置轉(zhuǎn)速不同，其等效導(dǎo)熱系數(shù)較難確定。為此，文中對轉(zhuǎn)子盤進(jìn)行了適當(dāng)簡化，給出了轉(zhuǎn)子盤面的等效散熱系數(shù)。文獻(xiàn)[13-15]為了降低計(jì)算量，利用2D軸對稱模型通過有限元對AFPM電機(jī)進(jìn)行熱分析，并與3D有限元和試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對比，結(jié)果顯示采用2D軸對稱模型在計(jì)算AFPM電機(jī)溫升時(shí)能滿足精度要求。不管采用哪種方法，文獻(xiàn)[7,13-15]均沒有考慮永磁體渦流損耗分布對永磁體溫升計(jì)算結(jié)果的影響。文獻(xiàn)[16] 分析了徑向磁通永磁體電機(jī)的渦流損耗分布，并采用有限元法對一臺(tái)2.1kW電機(jī)永磁體的溫升最大位置點(diǎn)進(jìn)行了計(jì)算分析，指出考慮渦流損耗分布對研究永磁體溫升最高點(diǎn)有影響，對電機(jī)其他部件的溫升沒有影響，但文中沒有給出研究渦流損耗分布時(shí)永磁體分層和分塊依據(jù)。

徑向磁通永磁電機(jī)磁極之間為空氣，永磁體的熱量絕大部分是通過氣隙和轉(zhuǎn)子鐵心傳遞，由于熱路上的熱阻幾乎不變，即使考慮了永磁體渦流損耗分布，也只是對永磁體溫升最大位置點(diǎn)有影響，對永磁體溫升最大值幾乎沒影響[16]。AFPM電機(jī)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)和徑向磁通永磁電機(jī)不同，對于雙定子單轉(zhuǎn)子AFPM電機(jī)，相鄰永磁體之間通常為不銹鋼或鋁合金支架，永磁體上的部分熱量可以通過轉(zhuǎn)子支架向外傳遞?？紤]渦流損耗分布后，渦流損耗密度由原來不考慮渦流損耗分布的平均分布，轉(zhuǎn)變?yōu)橛来朋w四周邊緣位置渦流損耗密度較大，永磁體主要發(fā)熱區(qū)域向邊緣移動(dòng)，熱路上的熱阻減小，勢必會(huì)對永磁體溫升產(chǎn)生影響。本文以一臺(tái)7kW、雙定子單轉(zhuǎn)子AFPM電機(jī)為例，對渦流損耗分布對永磁體溫升的影響進(jìn)行了分析。給出了計(jì)算永磁體渦流損耗分布所需的永磁體分塊原則，并采用有限體積法分別對AFPM電機(jī)考慮和未考慮永磁體渦流損耗分布時(shí)電機(jī)溫升進(jìn)行計(jì)算，指出考慮渦流損耗分布計(jì)算出的電機(jī)溫升更接近試驗(yàn)測量值。

2 電機(jī)模型及參數(shù)

以一臺(tái)7kW、4000r/min非晶合金雙定子單轉(zhuǎn)子AFPM電機(jī)為分析對象，對電機(jī)內(nèi)各部分的溫升及流體流動(dòng)進(jìn)行強(qiáng)耦合數(shù)值計(jì)算。電機(jī)基本參數(shù)見表1。

表1 電機(jī)主要參數(shù)Tab.1 Main parameters of AFPM machine

轉(zhuǎn)子盤如圖1所示，永磁體鑲嵌到不銹鋼轉(zhuǎn)子支架上。從轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)可以看出，永磁體上的熱量主要通過兩個(gè)途徑傳遞：①通過支架向轉(zhuǎn)軸和端蓋傳遞；②通過氣隙中的空氣向定子傳遞。

圖1 轉(zhuǎn)子實(shí)物圖Fig.1 Rotor

3 熱源分析

在有限體積法分析中，將電機(jī)的總損耗作為熱源?？倱p耗Ploss由鐵耗、銅耗、機(jī)械耗、諧波損耗和雜散損耗組成，其表達(dá)式為：

Ploss=PFe+PCu+Pmec+Phar+Pad

(1)

式中，PFe、PCu、Pmec、Phar、Pad分別為鐵耗、銅耗、機(jī)械耗、諧波損耗和雜散損耗。

非晶合金鐵心損耗由實(shí)測的損耗曲線計(jì)算得出，非晶合金鐵心損耗曲線為[17]：

(2)

式中，kh為磁滯損耗系數(shù)；ke為渦流損耗系數(shù)；T為磁密波形周期。

繞組銅耗為：

PCu=3I2R

(3)

式中，I為繞組電流；R為每相繞組的電阻值。

機(jī)械耗由通風(fēng)損耗和軸承摩擦損耗組成，通風(fēng)損耗為[18]：

(4)

式中，cf為空氣阻力系數(shù)；ρa(bǔ)ir為空氣密度；Ro、Ri分別為轉(zhuǎn)子盤外半徑和內(nèi)半徑；n為轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速。

軸承摩擦損耗為：

Pfr=0.06kfb(mr+msh)n

(5)

式中，kfb=1～3；mr、msh分別為轉(zhuǎn)子盤質(zhì)量和轉(zhuǎn)軸質(zhì)量。

諧波損耗是由于變頻器供電在永磁電機(jī)的定子、轉(zhuǎn)子、永磁體和繞組中比正弦波供電時(shí)多出的損耗部分。

4 永磁體渦流損耗密度分布

永磁體渦流損耗是由穿過其中的交變磁通感應(yīng)產(chǎn)生，由渦流產(chǎn)生的機(jī)理可知，渦流產(chǎn)生的磁場方向與磁通變化的方向相反，在永磁體中心處去磁能力最強(qiáng)，在邊緣處去磁能力為零。因此，在渦流的作用下，永磁體中磁通密度分布是不均勻的，即靠近永磁體邊緣處最大，中心處最小。反過來，不均勻的磁通密度導(dǎo)致渦流密度分布不均勻，即靠近永磁體邊緣處渦流密度較大，中心處最小甚至為零，如圖2所示。某一時(shí)刻永磁體渦流損耗分布有限元計(jì)算結(jié)果如圖3所示。同時(shí)由于趨膚效應(yīng)，渦流主要集中在永磁體表面。

圖2 永磁體渦流線示意圖Fig.2 Eddy current lines on PM

圖3 永磁體渦流分布圖Fig.3 Eddy current density distribution in PM

綜上所述，永磁體上渦流密度分布不均勻，呈現(xiàn)永磁體面向氣隙表面渦流密度大、內(nèi)部渦流密度小，邊緣處渦流密度大、中心處渦流密度小的特點(diǎn)。相應(yīng)地，渦流損耗也呈現(xiàn)同樣的分布特點(diǎn)。特別是高頻非晶合金AFPM電機(jī)由變頻器供電時(shí)，電機(jī)內(nèi)部的高頻空間磁場諧波和時(shí)間電流諧波使得這種不均勻分布更加嚴(yán)重，需要引起足夠的重視。

在計(jì)算電機(jī)溫升時(shí)，需要給電機(jī)各部分元件賦生熱率。生熱率的大小與電機(jī)各部分損耗大小直接相關(guān)，同樣地，永磁體的生熱率也由永磁體的渦流損耗大小決定。永磁體的渦流損耗分布是不均勻的，如果給永磁體賦一個(gè)平均生熱率，勢必會(huì)影響永磁體溫升甚至電機(jī)其他部分溫升的計(jì)算精度。因此，為了提高溫升計(jì)算精度，需要根據(jù)渦流損耗分布的特點(diǎn)給永磁體相應(yīng)位置賦不同的生熱率，但前提是需要計(jì)算永磁體不同位置上渦流損耗的大小。

為了得到永磁體渦流損耗的分布特點(diǎn)，本文把單塊永磁體按照6層10行8列進(jìn)行分塊，如圖4所示。分塊后永磁體之間不加任何邊界條件，在采用有限元計(jì)算時(shí)，和整塊永磁體效果相同，這種單純的分塊不影響電機(jī)模型所有參數(shù)的有限元仿真計(jì)算結(jié)果。

圖4 永磁體分塊示意圖Fig.4 Block model for PM eddy current loss calculation

AFPM電機(jī)內(nèi)外徑處永磁體周向長度不同，在分塊時(shí)不同行永磁體面積和體積不相同，單純比較每塊永磁體上的渦流損耗不能正確地反應(yīng)渦流損耗密度的分布。因此，本節(jié)中把每塊永磁體體積進(jìn)行了等效處理。等效后第一層永磁體上渦流損耗分布如圖5所示?？梢钥闯?，永磁體四角處渦流損耗較小，這和圖3中渦流分布特點(diǎn)相一致。

圖5 第一層永磁體上渦流損耗分布圖Fig.5 Eddy current loss distribution in first layer

第5行(即中間行)截面不同層和列上永磁體渦流損耗分布如圖6所示?？梢钥闯?，上下兩層處的永磁體渦流損耗大小約是中間層、中間列處渦流損耗的5～6倍，而列與列之間渦流損耗變化相對層與層之間較小。

圖6 第5行永磁體渦流損耗分布圖Fig.6 Eddy current loss distribution in fifth layer

第一、二、三層各層渦流損耗如圖7所示。第一層的渦流損耗約為第二層的2.36倍、第三層的3.26倍、第二層和第三層渦流損耗之和的1.37倍。從不同層、不同列渦流損耗計(jì)算結(jié)果可以看出，高頻非晶合金AFPM電機(jī)永磁體不同位置的渦流損耗密度具有較大的差別。因此，在電機(jī)溫升計(jì)算時(shí)，如果給整塊永磁體賦一個(gè)平均生熱率勢必會(huì)給計(jì)算結(jié)果帶來一定的誤差。

圖7 不同層的渦流損耗Fig.7 Eddy current loss in different layers

在實(shí)際計(jì)算AFPM電機(jī)永磁體溫升過程中，如果采用上述所提到的分塊方式，由于永磁體分塊太多，一方面需要消耗大量的工時(shí)，另一方面對計(jì)算機(jī)配置要求較高，非常占用計(jì)算機(jī)資源。因此，根據(jù)對AFPM電機(jī)永磁體渦流損耗分布規(guī)律的分析，可以采用如圖8所示的分塊方式。即第一層永磁體在列方向上兩側(cè)各取列寬的1/4，在行方向上按照取圓角的位置進(jìn)行區(qū)域分割。永磁體中間層部分不做分割，最下面一層和第一層處理方式相同。這樣只需把一塊永磁體分割成19塊，與圖4中分480塊相比，數(shù)量大大降低。在采用有限元計(jì)算永磁體渦流損耗和采用有限體積法計(jì)算電機(jī)溫升時(shí)能大大降低人工工作量，且能顯著地降低對計(jì)算機(jī)性能的要求和計(jì)算耗時(shí)。

圖8 改進(jìn)后的分塊方式Fig.8 Improved block mode

在分層時(shí)，分層厚度同樣需要確定，而分層厚度是由諧波在永磁體中透入深度決定的。引起永磁體渦流損耗的因素有槽開口帶來的磁導(dǎo)諧波、繞組分布帶來的空間諧波和PWM供電帶來的時(shí)間諧波。尤其在高速開口槽電機(jī)中，磁導(dǎo)諧波引起的渦流損耗尤其嚴(yán)重[18]?？紤]渦流反作用時(shí)，ν次磁場諧波在永磁體中透入深度為[19]：

(6)

式中，ωr,ν為由于定子開槽和轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)引起的ν次磁場諧波在永磁體內(nèi)磁密變化角頻率；σPM為永磁體電導(dǎo)率；μPM為永磁體磁導(dǎo)率。

ωr,ν的大小為：

ωr,ν=2πνnQ1

(7)

式中，n為電機(jī)轉(zhuǎn)速(r/s)。

表1電機(jī)方案的氣隙磁密FFT諧波分析結(jié)果如圖9所示。在計(jì)算透入深度時(shí)，只需考慮主要次諧波，如本例中只需考慮幅值相對較大的7次諧波。由式(6)計(jì)算出此時(shí)的透入深度為1.32mm。

圖9 氣隙磁密諧波分析Fig.9 Harmonic analysis of air gap flux density

按照圖8所示的分塊方式，每塊永磁體上渦流損耗大小見表2。

表2 分塊永磁體渦流損耗Tab.2 Eddy current loss value of blocked PMs

5 溫度場分析

鑒于AFPM電機(jī)結(jié)構(gòu)的特殊性，氣隙中空氣的雷諾數(shù)沿徑向變化較大，氣隙的等效導(dǎo)熱系數(shù)難以確定。因此，采用集總參數(shù)熱網(wǎng)絡(luò)法和有限元法計(jì)算AFPM電機(jī)溫升較難實(shí)現(xiàn)。為此，本文對AFPM電機(jī)的溫升計(jì)算采用了基于計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)的有限體積數(shù)值分析方法。

5.1 數(shù)學(xué)模型

在直角坐標(biāo)系下，三維導(dǎo)熱方程可表示為[20]：

(8)

式中，T為求解域內(nèi)固體溫升(K)；kx、ky、kz分別為求解域內(nèi)導(dǎo)熱材料沿x、y、z方向的導(dǎo)熱系數(shù)(W/(m·K))；q為求解域內(nèi)固體熱流密度(W/m3)；α為散熱面散熱系數(shù)(W/(m2·K))；T0為散熱面表面流體溫升(K)。

電機(jī)內(nèi)的空氣可以看成是不可壓縮流體，其滿足質(zhì)量、動(dòng)量及能量守恒，相應(yīng)的控制方程可以簡化表示為[20]：

(9)

式中，φ為通用變量；u為流體速度；ρ為流體密度；Γ為擴(kuò)展系數(shù)；S為源項(xiàng)。

5.2 物理模型

由于繞組在定子槽內(nèi)排列不規(guī)則，為了合理地簡化求解模型，將定子繞組進(jìn)行了等效折算處理。即把雙層繞組等效成一根銅導(dǎo)線，槽絕緣、層絕緣和繞組絕緣等效成一個(gè)一定厚度的絕緣層，繞組端部進(jìn)行了平直化處理。處理完后的電機(jī)局部模型如圖10所示。

考慮到AFPM電機(jī)內(nèi)部實(shí)際空氣的運(yùn)行狀態(tài)，對氣隙和轉(zhuǎn)子周圍的空氣進(jìn)行了精細(xì)剖分。為了提

圖10 電機(jī)3D模型Fig.10 3D model of motor

高網(wǎng)格質(zhì)量，縮短仿真計(jì)算時(shí)間，在進(jìn)行網(wǎng)格剖分時(shí)，對復(fù)雜區(qū)域進(jìn)行了分割處理。將復(fù)雜的區(qū)域分割成較為規(guī)則的形狀，以便于采用結(jié)構(gòu)性六面體網(wǎng)格剖分。少量不規(guī)則的、不方便切割區(qū)域采用了四面體網(wǎng)格剖分。

5.3 邊界及求解條件

根據(jù)AFPM電機(jī)的結(jié)構(gòu)及冷卻特點(diǎn)，求解域內(nèi)的邊界條件為：

(1) 冷卻水流入口采用入口邊界條件，入口水速為0.75 m/s；水流出口采用出口邊界。

(2) 由于采用了局部模型，氣隙采用周期性邊界條件，并設(shè)定氣隙的旋轉(zhuǎn)速度為418.8 rad/s。

(3) 電機(jī)機(jī)殼和端蓋與外部空氣接觸部分設(shè)定為散熱面，并賦散熱系數(shù)。

表3為永磁體分塊后每塊的生熱率。

表3 分塊永磁體各部分生熱率Tab.3 Heat production rate of blocked PMs

5.4 電機(jī)整體溫升

采用有限體積法，對電機(jī)模型進(jìn)行溫度場和流體場耦合求解，電機(jī)溫升分布云圖如圖11所示。從計(jì)算結(jié)果可以看出，由于永磁體處在兩定子盤中間，散熱困難，電機(jī)溫升最高點(diǎn)在轉(zhuǎn)子盤的永磁體上，轉(zhuǎn)子的溫升較定子高30K。考慮渦流損耗分布計(jì)算出的永磁體最高溫升比未考慮渦流損耗分布計(jì)算結(jié)果低了9.4K。另外從溫升云圖還可以看出，由于考慮了永磁體渦流損耗分布，磁極表面部分的永磁體渦流損耗密度較大，生熱率較高，永磁體表面有更多的熱量散發(fā)到氣隙中去，導(dǎo)致氣隙的溫升增加。同時(shí)由于永磁體上更多的熱量通過轉(zhuǎn)軸傳遞，導(dǎo)致轉(zhuǎn)軸附近的空氣溫升增加明顯。

圖11 電機(jī)溫升分布云圖Fig.11 Temperature rise distribution of motor

5.5 永磁體溫升

采用有限體積法計(jì)算出的永磁體溫升分布云圖如圖12所示。對比圖12(a)和圖12(b)可以看出，盡管考慮渦流損耗分布后計(jì)算出的永磁體溫升最大值有所降低，但永磁體溫升最高位置點(diǎn)未變，仍然處于永磁體中心位置處。

圖12 永磁體溫升分布云圖Fig.12 Temperature rise distribution of PMs

同時(shí)，考慮渦流損耗分布后永磁體最高溫升點(diǎn)和最低溫升點(diǎn)之間的溫度梯度略有減小。這是因?yàn)橛来朋w分塊后，永磁體左右兩側(cè)部分渦流密度較大，其渦流損耗占整塊永磁體渦流損耗的比例比未分塊時(shí)要大。而永磁體左右兩側(cè)緊貼不銹鋼支架，兩側(cè)的永磁體向不銹鋼支架傳遞的熱量增大。永磁體中間部分由于渦流損耗密度相對較小，溫升比未分塊時(shí)有所降低。因此，考慮渦流損耗分布后，永磁體各點(diǎn)的溫升梯度有所降低。

5.6 繞組溫升

在自然冷卻條件下，繞組端部通常是繞組溫升最高點(diǎn)。在徑向磁通電機(jī)中，定子軸向兩端的繞組端部溫升由于散熱條件基本相同，溫升相差不大。但對于AFPM電機(jī)，由于內(nèi)外徑處定子的散熱條件不同，定子徑向兩側(cè)的繞組端部溫升不同。

圖13為繞組溫升分布云圖。從仿真結(jié)果可以看出，考慮渦流損耗分布后，繞組上溫度梯度比未考慮渦流損耗分布大一些。定子內(nèi)徑處繞組的溫度比外徑處的溫度高3K，因此，在實(shí)際測量繞組溫度時(shí)，應(yīng)該把測溫?zé)犭娕挤诺嚼@組內(nèi)徑處，才能正確顯示繞組的最高溫升。

圖13 繞組溫升分布云圖Fig.13 Temperature rise distribution of coils

6 溫升試驗(yàn)測試

電機(jī)溫升試驗(yàn)測試平臺(tái)如圖14所示。測試為電機(jī)負(fù)載溫升試驗(yàn)，定子電流為13.4A，轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速為4000r/min，入口水溫和環(huán)境溫度為23℃。本次試驗(yàn)對電機(jī)繞組進(jìn)行了熱電偶預(yù)埋，受到試驗(yàn)條件和電機(jī)內(nèi)部結(jié)構(gòu)的限制，繞組熱電偶放置在定子外徑繞組伸出端，定子內(nèi)徑繞組處未放置熱電偶。轉(zhuǎn)子溫升通過機(jī)殼上的觀察孔采用紅外測溫儀測量。測試結(jié)果見表4。

圖14 電機(jī)溫升試驗(yàn)測試平臺(tái)Fig.14 Temperature rise test platform

部位永磁體繞組試驗(yàn)結(jié)果/K9270未分塊計(jì)算值/K98.679.1誤差(%)7.213.0分塊計(jì)算值/K89.274.3誤差(%)3.06.1

7 結(jié)論

針對高頻非晶合金AFPM電機(jī)永磁體渦流損耗分布不均的問題，采用有限元對分塊后永磁體的渦流損耗進(jìn)行了計(jì)算，得出了永磁體渦流損耗的分布規(guī)律，在此基礎(chǔ)上采用有限體積法對電機(jī)的溫升進(jìn)行了計(jì)算，得到了以下結(jié)論：

(1)永磁體渦流損耗密度分布呈現(xiàn)永磁體表面大、內(nèi)部小，四周大、中間小的特點(diǎn)。因此在計(jì)算渦流損耗分布時(shí)，不需要對永磁體進(jìn)行平均分塊，只需根據(jù)諧波磁場透入深度和渦流路徑的特點(diǎn)，將每極永磁體分成文中所示的19塊即可。

(2)考慮渦流損耗分布比未考慮渦流損耗計(jì)算出的電機(jī)溫升最高值低9.4K，且更加接近試驗(yàn)測試值。因此，當(dāng)高頻非晶合金AFPM電機(jī)溫升計(jì)算精度要求較高時(shí)，需要考慮永磁體渦流損耗分布。

(3)繞組溫升計(jì)算結(jié)果顯示，繞組內(nèi)徑處的溫升高于外徑處溫升。因此，在溫升試驗(yàn)測試時(shí)，繞組溫升測試探頭應(yīng)放置在繞組內(nèi)徑處。

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Temperature field calculation of high frequency amorphous alloy axial flux permanent machine

SUN Ming-can1,2, TANG Ren-yuan1, HAN Xue-yan1, TONG Wen-ming1

(1. National Engineering Research Center for Rare-earth Permanent Magnetic Machines, Shenyang University of Technology, Shenyang 110870, China; 2. School of Electrical Engineering and Automation, Qilu University of Technology, Jinan 250353, China)

According to the non-uniform distribution problem of eddy current loss in permanent magnets of high frequency amorphous alloy axial flux permanent magnet machine, an average heat rate should not be entrusted to the permanent magnets during calculating the temperature, and according to the eddy current loss distribution in permanent magnets, the different heat rates should be entrusted to the different positions of permanent magnets. The eddy current losses of every permanent magnet blocks which were divided from a whole permanent magnet were calculated by finite element method, and the eddy current loss distribution rule in different position of permanent magnets was presented. According to the eddy current loss distribution rule, the block principle of permanent magnet was improved, and then, the efficiency of temperature field calculation was increased. Finally, the temperatures of a machine were calculated considering and without considering the eddy current loss distribution. Calculation results show that the latter is closer to the test result.

axial flux permanent magnet machine; temperature field; eddy current loss; heat rate; finite volume method

2016-10-31

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51307111)、 國家重點(diǎn)研發(fā)項(xiàng)目(2016YFB0300503)

孫明燦(1980-)， 男， 山東籍， 講師， 博士研究生， 研究方向?yàn)橛来烹姍C(jī)設(shè)計(jì)及其控制； 唐任遠(yuǎn)(1931-)， 男， 上海籍， 教授， 博導(dǎo)， 研究方向?yàn)樘胤N電機(jī)及其控制。

TM351

A

1003-3076(2017)06-0054-08