應(yīng)用CFD流固耦合熱分析車用高功率密度電機的水冷系統(tǒng)

王曉遠 杜靜娟

(天津大學(xué)電氣與自動化工程學(xué)院 天津 300072)

?

應(yīng)用CFD流固耦合熱分析車用高功率密度電機的水冷系統(tǒng)

王曉遠 杜靜娟

(天津大學(xué)電氣與自動化工程學(xué)院 天津 300072)

針對高功率密度電機功率大、體積小的特點，通過綜合選擇水冷系統(tǒng)平衡電機的熱量，保證高功率密度電機的散熱。利用計算流體動力學(xué)(CFD)和熱場比較軸向型、周向型、螺旋型3種水冷方式，從流速、冷卻效果、水泵功率、溫度分布及工藝等多方面綜合比較并選擇最優(yōu)水路結(jié)構(gòu)——螺旋型水路，并應(yīng)用此水路作為高功率密度電機的機殼內(nèi)部水冷方式。傳統(tǒng)電機的電流密度為5.0 A/mm2，通過采用螺旋型水冷系統(tǒng)、優(yōu)化電機磁路結(jié)構(gòu)和對材料的特殊設(shè)計，同樣的溫升可使電流密度增至10.0 A/mm2。這樣在電機體積和重量基本不變的情況下可使電機的功率提高1倍，達到設(shè)計高功率密度電機的目標。最后，通過紅外熱成像儀的溫度測試驗證螺旋型水路應(yīng)用CFD流固耦合溫度場分布的一致性。

計算流體動力學(xué)(CFD) 水冷系統(tǒng) 熱場 高功率密度 電流密度

0 引言

高功率密度電機由于體積小、重量輕、效率高等特點受到廣泛關(guān)注，特別適合應(yīng)用于航空航天、潛艇、電動汽車等特殊場合。高功率密度電機作為車用驅(qū)動電機，已成為電機領(lǐng)域的研究熱點[1]。為了實現(xiàn)車用電機的高功率密度，合理的電磁設(shè)計和輕量化有一定的輔助作用，但良好的散熱和電機高速化[2]是設(shè)計的重點。高速高頻必然損耗增大，導(dǎo)致電機溫度較高，直接影響到電機運行的可靠性。因此合理設(shè)計其冷卻系統(tǒng)對于提升電機的功率密度具有十分重要的意義。

高功率密度電機隨工作場所和使用環(huán)境及電機本身結(jié)構(gòu)的不同，冷卻方式也各不相同。海軍用于魚雷驅(qū)動水下高功率密度電機，可采用蒸發(fā)冷卻技術(shù)[3]。汽輪高功率密度電機定轉(zhuǎn)子采用雙水內(nèi)冷技術(shù)[4]。采煤機高功率密度電機采用定子水冷技術(shù)[5]。車用高功率密度電機多采用封閉強風(fēng)冷、油內(nèi)冷方式、機殼內(nèi)部水冷3種結(jié)構(gòu)。空氣冷卻其優(yōu)點在于結(jié)構(gòu)簡單、成本較低，缺點是空氣的冷卻效果差，工藝要求高，尤其在高速電機中引起的摩擦損耗較大，噪聲大。液體冷卻主要有水冷、油冷以及混合溶液冷卻3種方式。豐田Prius電動汽車驅(qū)動電機外部采用水乙二醇混合冷卻劑進行冷卻，內(nèi)部灌入絕緣油冷卻散熱[6]。LEXUS LS600H混合動力汽車驅(qū)動電機采用了內(nèi)部油冷結(jié)構(gòu)，在輸出端通過齒輪帶動油泵給電機內(nèi)部提供油的循環(huán)動力，直接帶走電機內(nèi)部的熱量[7]。其缺點是需要復(fù)雜的外部冷卻裝置，油的比熱容低于水的比熱容，散熱效果不如水冷。水冷系統(tǒng)用于車用電機的一些優(yōu)勢為[8]：用于高功率密度電機上的水冷系統(tǒng)具有低噪音(尤其是高速化的高功率密度電機)、高效的特點，水路不受外界影響，機殼內(nèi)部不占空間，封閉強冷，對電機定轉(zhuǎn)子間接冷卻，相比油冷方式性價比高等。

本文采用機殼內(nèi)水冷結(jié)構(gòu)比較3種不同水路的冷卻效果，并將最優(yōu)水路應(yīng)用在85 kW車用高功率密度電機上，通過CFD流固耦合分析電機溫度分布。最后，用紅外熱成像儀對電機進行溫度測試。

1 高功率密度電機尺寸參數(shù)

本文討論的電機為籠型異步電機，定子槽采用梨形槽，轉(zhuǎn)子槽為平行齒深槽結(jié)構(gòu)，采用銅導(dǎo)條，樣機實物如圖1所示，圖2為水路和機殼尺寸。樣機主要參數(shù)如表1所示。

圖1 高功率密度樣機Fig.1 Prototype of high-power density motor

圖2 機殼的幾何尺寸(單位：mm)Fig.2 The frame dimension (unit：mm)

表1 高功率密度電機的主要參數(shù)Tab.1 Main parameters of high power density motor

本文采用相同的機殼尺寸，水路截面相同，Sh=400 mm2。分別討論軸向型、周向型、螺旋型3種冷卻方式。

2 水冷結(jié)構(gòu)

本文采用機殼內(nèi)部水冷方式對電機進行散熱，應(yīng)用CFD進行流場的解析，對水的流速、進出口壓差等進行仿真分析。采用溫度場的有限元方法，仿真分析水路的溫度分布及最高溫度點，通過機殼和水冷系統(tǒng)流固耦合計算來綜合選擇合適的水路結(jié)構(gòu)。

2.1 CFD理論基礎(chǔ)

計算流體動力學(xué)(CFD)廣泛應(yīng)用于流體的計算中，采用有限元法對流體力學(xué)問題進行求解。

流體的能量方程中，考慮到流體在流動過程中的能量損失，沿流動方向從截面1到截面2的伯努利方程[9]為

(1)

式中，ρ為密度，kg/m3；p為壓強,Pa；u為流速,m/s；hf為水頭損失,m；z為位置水頭,m；α為動能修改系數(shù)，湍流取1，層流取2。等式(1)左右兩端的第一項表征壓能項，第二項表征重力勢能項，第三項表征動能項，等式右端最后一項表征總流的損失能量。

有限元求解是CFD計算最基礎(chǔ)的方程，所有的流體流動問題都是圍繞N-S方程(Navier-Stokes)的求解進行的。考慮流體的密度和粘性系數(shù)都是常數(shù)時的N-S方程[9]

(2)

式中，η為流體的動力粘度。式(2)左端項表示微元的慣性力，右端第一項表征粘性力、第二項表征壓力、第三項表征體積力(如重力)。若不考慮流體的粘性，得到理想流體的運動方程——歐拉方程(Euler)[9]為

(3)

1)熱源確定

在有限元仿真軟件中，電機的總損耗作為熱源。總損耗由鐵損、摩擦損耗、定子銅損、轉(zhuǎn)子銅損和雜散損耗組成，表達式[10]為

Ploss=Pc+Pw1+Pw2+Pr+Pstr

(4)

式中，Ploss為總損耗，W；Pc為鐵損，W；Pw1、Pw2分別為定、轉(zhuǎn)子銅損，W；Pr、Pstr分別為風(fēng)摩損耗和雜散損耗，W。其中電機鐵損[10]由磁滯損耗和渦流損耗兩部分組成。

(5)

式中，Ph、Pe分別為磁滯損耗和渦流損耗，W；kh、ke分別為磁滯損耗系數(shù)和渦流損耗系數(shù)；Bm為磁密峰值；f為電機供電頻率；i=1.6～2.2。

本電機額定功率為85 kW，效率為92.2%，總損耗Ploss=7.18 kW。通過有限元仿真結(jié)果為：Pc=0.7 kW，Pw1=2.74 kW，Pw2=2.24 kW，Pr=1.0 kW，Pstr=0.5 kW。熱流密度qx與熱源總損耗、機殼尺寸的關(guān)系式為

(6)

進而計算出qx=52.8 kW/m2作為熱流密度進行CFD流體有限元分析。

2)流速確定

在邊界條件的加載中，假設(shè)進出口溫差為7 K，進口溫度和環(huán)境溫度均設(shè)置為25℃(298 K)。國標QC/T 413-1999 (汽車電氣設(shè)備基礎(chǔ)技術(shù)條件)中3.1.3規(guī)定工作溫度：對于混合動力汽車的工作溫度為-40～90℃；對于純電動汽車的工作溫度為-20～55℃。本文實驗室樣機取25℃作為冷卻水進口溫度和環(huán)境溫度。采用穩(wěn)態(tài)溫度模式來進行仿真。電機損耗和流速的關(guān)系式[11]為

Ploss=mcp(Tout-Tin)

(7)

式中，m為流量，kg/s；Tout為出口溫度,K；Tin為進口溫度，K；cp為比熱容，J/(kg·K)。假設(shè)進出口溫度差為7 K，水的比熱容為4.2×103J/(kg·K)，計算得m=0.24 kg/s，u=2.8 m/s，因此3種水路結(jié)構(gòu)的進水口流速均設(shè)置為2.8 m/s。

3)流體模型確定

已知流速u=2.8m/s，水的動力粘度η=0.001 kg/(m·s)，進水口直徑d=10.0mm，水的導(dǎo)熱系數(shù)kx=0.6 W/(m·K)。雷諾數(shù)[9]為

(8)

計算得到Rex=21 000。對于圓形管和長方形管道的流動，一般認為臨界雷諾數(shù)為2 000，雷諾數(shù)>2 000為湍流模型；雷諾數(shù)<2 000為層流模型。

因此確定本文的流體模型為湍流流動模式，湍流模型中選用雙方程模型，即標準k-ε模型，CFD流體有限元仿真的流程圖如圖3所示。

圖3 流體有限元流程圖Fig.3 CFD flowchart

2.2 CFD流體有限元分析

3種水冷方式采用相同的機殼尺寸，水流截面面積相同為Sh=400 mm2，水路高度h=12 mm，兩條水路之間的間隔距離d0=10 mm。進出口直徑d=10.0 mm，進口面積S1=86.6 mm2，面積比k=Sh/S1=4.6。

1)軸向型水路結(jié)構(gòu)

第1種水路結(jié)構(gòu)為軸向型，水流由進水口沿軸的方向從機殼一端流到另一端，再沿預(yù)留的間隙處繞過，類似S型，反復(fù)進行直到出水口，水路的流體和機殼模型如圖4所示。

圖4 軸向型的機殼模型Fig.4 Axial water cooling frame

應(yīng)用CFD對軸向型水路進行流體仿真，進水口流速設(shè)置2.8 m/s為邊界條件，流速變化如圖5所示。已知面積比為k=4.6，理論流進軸向水路的流速為0.6m/s，但根據(jù)總流的伯努利方程，存在水頭的能量損失，由圖5可看出，大部分的水流速度在0.5m/s附近，水流均勻，非常吻合，說明水流的均勻性很好。但很明顯在水路的多處尖角水流速度很低，會導(dǎo)致高溫產(chǎn)生。

圖5 軸向型水流速變化圖Fig.5 Velocity of axial water cooling

2)周向型水路結(jié)構(gòu)

第2種水路結(jié)構(gòu)是周向型，其水路的流體和機殼模型如圖6所示，模型中，水流從進口沿圓周方向分兩路并行向兩側(cè)流去，流經(jīng)圓周180°后再次匯合，反復(fù)周期進行直到出水口。

圖6 周向型的機殼模型Fig.6 Radial water cooling frame

進水口流速設(shè)置2.8m/s為邊界條件，流速變化如圖7所示。由進水口流入到周向型水路中，兩個截面積比k=4.6，水路中水流分為兩路沿周向流動，理論每路流速為0.3m/s。

圖7 周向型的水流速變化圖Fig.7 Velocity of radial water cooling

圖7顯示了水流的不均勻分布，水流匯合在中間流速很快，湍流明顯，最大達1.4m/s，而流向兩側(cè)半圓的流速降低，只有0.25m/s或更低。這種水路結(jié)構(gòu)會導(dǎo)致半圓水路處溫度局部高的缺點。

3)螺旋型水路結(jié)構(gòu)

第3種水路結(jié)構(gòu)為螺旋型，水流由進水口沿螺旋形狀繞流，沿圓周一個方向流動直到出水口。水路的流體模型如圖8所示，水流的截面尺寸和機殼模型與前兩種水路相同。

圖8 螺旋型的機殼模型Fig.8 Spiral water cooling frame

同樣，進水口流速設(shè)置2.8m/s為邊界條件，流速變化如圖9所示。此螺旋型水路與周向型水路近似，都是沿圓周繞流到出口。不同之處是無中間匯合，沿一個方向流動。

圖9 螺旋型的水流速變化圖Fig.9 Velocity of Spiral water cooling

圖9中水流的速度并不均勻，每一層的水路近似，說明水流阻力相似。相比周向型水路，螺旋型流速分布相對均勻些，溫度場分布相對較好。

4)壓差計算及比較

CFD分析了流速的分布圖趨勢，流體中進出口的壓力差也是一個重要參數(shù)。水冷系統(tǒng)中泵的功率與壓差有一定關(guān)系[11]，為

Wpump=uShΔp

(9)

式中，Wpump為泵的功率，W；Δp為進出口水的壓力差，Pa。由式(9)可知，在3種水路水流截面相同、進水口流速一致的情況下(u=2.8 m/s)，壓差與泵的功率呈正比，因此壓差越大，消耗泵的功率就越大，經(jīng)濟性越差。

CFD流體有限元定義

Δp=pout-pin

(10)

給定進水口不同流速，流速范圍為0～4m/s，CFD仿真3種水路壓差隨流速的變化曲線如圖10所示。

圖10 3種水路不同流速下的壓差變化圖Fig.10 Pressure drop with velocity in three coolings

本文對3種水路的壓差仿真，分析歸納為二次方程曲線。

Δp=Au2+Bu+C

(11)

3種水路曲線擬合的系數(shù)A、B、C見表2。

表2 壓差與流速關(guān)系式的參數(shù)數(shù)值(流速：0～4 m/s)Tab.2 The parameter value of pressure drop and velocity (velocity range of 0 to 4 m/s)

由CFD仿真結(jié)果得出，當(dāng)水流速度為2.8 m/s時，軸向型水路壓差Δp=11.46 kPa，周向型水路壓差Δp=8.09 kPa，螺旋型水路壓差Δp=7.75 kPa。由此看出，軸向型壓差最大，經(jīng)濟性最差；螺旋型壓差最低，消耗泵的功率最低，僅為軸向型水路泵功率的65%。

2.3 溫度場分析

1)邊界條件

物體內(nèi)部任意位置處的導(dǎo)熱熱流密度與該點的溫度梯度呈正比[11，12]，即

(12)

式中，Φ為熱流量，W；A為傳熱面積，m2；λ為導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；T為溫度，K；n為法向單位矢量，m。

將導(dǎo)熱物體某點分割為平行六面體微元，通過導(dǎo)熱基本定律可得導(dǎo)熱微分方程

(13)式中，qv為單位體積發(fā)熱率，W/m3；ρ為密度，kg/m3；cv為質(zhì)量定容熱容，J/(kg·K)；τ為時間，s。式(13)等號左端第一項表示從3個方向到微元的傳熱，第二項表示微元內(nèi)部自發(fā)產(chǎn)熱量，等號右端項表示微元的內(nèi)能變化，也即微元內(nèi)能變化取決于微元傳熱與產(chǎn)熱的代數(shù)和。

牛頓冷卻定律[11]描述物體對流換熱過程

Φ=α(Tw-Tf)A

(14)

式中，α為對流傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；Tw為固體表面溫度；Tf為流體平均溫度。即在對流傳熱邊界，傳熱面積A所傳熱流量與固體和流體溫差呈正比。

2)流固耦合溫度分析

在有限元溫度場仿真中，熱流密度52.8 kW/m2作為熱源均勻分布在鋁機殼的內(nèi)表面；機殼的熱量經(jīng)3種不同的水冷系統(tǒng)進行冷卻散熱。設(shè)置進水口溫度為25℃(298 K)，加載流體CFD的結(jié)果與固體熱源耦合仿真，仿真結(jié)果如圖11～圖13所示。

由圖11、圖12可看出，軸向型水路最高溫度在沿進水口旋轉(zhuǎn)180°的尖角處，高達69℃(342 K)。結(jié)合流速圖分析最高溫度處的流速很慢，流阻很大，考慮工藝中用圓角代替尖角，減少流阻，降低溫度。周向型水路明顯看出水路匯聚處溫度較低，溫度最高為82℃(355 K)。結(jié)合流體流速圖，此處流速很低，小于0.22 m/s。

圖11 軸向型水路的溫度場分布圖Fig.11 Thermal distribution of Axial water cooling

圖12 周向型水路的溫度場分布圖Fig.12 Thermal distribution of Radial water cooling

圖13 螺旋型水路的溫度場分布圖Fig.13 Thermal distribution of Spiral water cooling

圖13為螺旋型水路的溫度場分布圖，從進水口開始，隨著溫度的增加直至出水口，溫度逐漸增大，散熱效果較均勻，溫度最高值出現(xiàn)在水路最后一層，為72℃(345 K)。

從溫度場分布來看，軸向型水路冷卻效果最好，周向型水路冷卻效果最差。

2.4 最優(yōu)水路的選擇

基于仿真的冷卻效果和壓差，綜合分析3種水路結(jié)構(gòu)的參數(shù)見表3。

表3 水冷效果比較參數(shù)Tab.3 Parameter comparison of three water coolings

考慮冷卻效果、泵功率消耗和制作工藝等各方面進行分析：

1)由壓差比較3種水路，軸向型水路壓差最大，為11.46 kPa，泵消耗功率最大；其次是周向型水路壓差，為8.09 kPa；螺旋型水路壓差最小，為7.75 kPa，泵消耗功率最低，僅為軸向型水路的65%。經(jīng)濟性最好。

2)從溫度場分析3種水路，周向型水路溫度場的最高溫度值在82℃，冷卻效果最差；軸向型和螺旋型水路溫度場的最高溫度值近似，在70℃左右。

3)從制作工藝的角度來看，在機殼中加工螺旋型水路最簡單，其次是周向型水路的工藝，最難實現(xiàn)的工藝是軸向型水路。

綜合上述分析，本文選擇螺旋型水路為最優(yōu)水路，作為電動汽車驅(qū)動電機的冷卻方式。

3 螺旋型水冷高功率密度電機

傳統(tǒng)電機的定子電流密度為5.0 A/mm2，電機滿足絕緣等級H級要求[13，14]，繞組絕緣允許的最高工作溫度為180℃，繞組溫升限值125 K。本文設(shè)計的電機定子電流密度為10.0 A/mm2，是傳統(tǒng)電機的2倍。轉(zhuǎn)子銅導(dǎo)條電流密度為13.6 A/mm2，如圖14所示。

圖14 高功率電機的電流密度圖Fig.14 Current density distribution of this motor

為實現(xiàn)電機的高電流密度設(shè)計，保證定轉(zhuǎn)子的溫升限值，良好的散熱、合理的設(shè)計和特殊材料的選擇是本文高電流密度電機設(shè)計的保證[15，16]。具體實施方式如下：

1)采用3種水路中最優(yōu)水路——螺旋型機殼水冷結(jié)構(gòu)，通過合理的流速選擇將傳導(dǎo)在機殼的熱量很好的被冷卻水間接帶走。

2)疊片材料的特殊選擇。該車用驅(qū)動電機頻率為200 Hz，因此電機定轉(zhuǎn)子疊片均選擇中頻0.20 mm電工鋼片B20AT1200，代替?zhèn)鹘y(tǒng)0.35 mm矽鋼片DW270，經(jīng)有限元仿真兩種矽鋼片，該電機采用超薄型疊片的總鐵耗由9.5 kW降至7.12 kW，較好的降低電機鐵耗，進而減少熱源降低溫升。兩種疊片對比的具體參數(shù)見表4。

3)由于繞組端部散熱能力較差，通常繞組端部溫度較高，該電機在定子繞組端部采用灌封工藝，即采用導(dǎo)熱性良好且耐高溫的環(huán)氧灌封膠將端部熱量較好的傳導(dǎo)到機殼上，再由機殼內(nèi)的螺旋型水路帶走合適的熱量，滿足繞組絕緣H級要求。

表4 兩種不同厚度的矽鋼片鐵耗比較Tab.4 Iron losses comparison of two different thickness Silicon steel lamination

4)轉(zhuǎn)子和定子之間的空氣氣隙導(dǎo)熱差，轉(zhuǎn)子很難散熱，所以該電機轉(zhuǎn)子采用特殊的紫銅材料，達到很好的散熱效果。從電阻率來看，紫銅、黃銅的電阻率(20℃)分別為0.018 Ω·mm2/m和0.071 Ω·mm2/m；同樣的轉(zhuǎn)子電流條件下，選用紫銅的轉(zhuǎn)子銅耗是傳統(tǒng)黃銅的25%，熱量為傳統(tǒng)黃銅的25%。從材料的導(dǎo)熱性來看，黃銅的導(dǎo)熱系數(shù)(20℃時)為108.9 W/(m·K)，紫銅為386.4 W/(m·K)，是黃銅的近4倍，是散熱非常好的材料。本文的高功率密度電機轉(zhuǎn)子采用紫銅材料，相比傳統(tǒng)黃銅導(dǎo)條，得到較低的轉(zhuǎn)子銅耗和較好的散熱效果。

本文結(jié)合以上4點措施，利用有限元CFD流固耦合仿真溫度場。建模中，選用超薄型矽鋼片、紫銅材料轉(zhuǎn)子和環(huán)氧樹脂灌封膠，并結(jié)合螺旋型水路作為機殼內(nèi)冷卻流固耦合分析溫度場，電機部分模型的仿真結(jié)果如圖15所示，設(shè)置環(huán)境溫度為25℃。

圖15 高功率密度電機溫度場分布圖Fig.15 Thermal distribution of high power density motor

由圖15可知，沿機殼進水口至出水口的軸向螺旋型冷卻方向，機殼的溫度場呈逐漸升高趨勢，在出水口處的機殼最高溫度為78℃；電機定子繞組最高溫度在出水口處的繞組端部，為118℃，溫升為93 K，滿足H級絕緣(當(dāng)純電動汽車工作溫度最高為55℃時，繞組端部最高溫度為148℃，仍滿足H級絕緣要求)；電機轉(zhuǎn)子銅導(dǎo)條最高溫度為160℃。由仿真結(jié)果可知，利用螺旋型水路和特殊材料設(shè)計將高電流密度電機產(chǎn)生的高熱有效地散出，滿足繞組H級絕緣限制，達到設(shè)計要求。

4 實驗驗證

對螺旋型水路的電機進行水冷驅(qū)動的溫度實驗，其實驗裝置示意圖如圖16所示，水冷冷卻系統(tǒng)的螺旋型水路需要水泵給定2.8 m/s的流速，同時，需要風(fēng)扇對散熱水箱進行驅(qū)動。

圖16 水冷方式驅(qū)動的示意圖Fig.16 Diagram of water cooling drive

結(jié)合磁路設(shè)計和螺旋型水路結(jié)構(gòu)制造樣機，根據(jù)國標QC/T 413-1999(汽車電氣設(shè)備基礎(chǔ)技術(shù)條件)4.3節(jié)進行溫升實驗，連續(xù)工作8 h，30 min內(nèi)溫度上升值不大于1℃，樣機達到穩(wěn)定的溫升，實驗室環(huán)境溫度為26℃。采用紅外線熱成像儀對該樣機機殼進行溫度測試，測試結(jié)果如圖17所示。由圖可知，出口處的最高溫度為75℃。

圖17 螺旋型水路熱成像儀溫度結(jié)果Fig.17 Thermal testing result of Spiral water cooling

由于CFD流體對螺旋型水路機殼的仿真模型中，電機總損耗折成熱流密度均勻分布在機殼的內(nèi)表面，得到機殼仿真最高溫度為72℃。而事實上電機定轉(zhuǎn)子損耗并非均勻分布，因此CFD與實驗存在誤差，但誤差小于5%，驗證了采用CFD流體仿真螺旋型水路結(jié)構(gòu)的可靠性。

而且，本文結(jié)合電機內(nèi)部模型和CFD進行聯(lián)合仿真，由圖15可知，機殼最高溫度為78℃，繞組端部最高溫度為118℃，轉(zhuǎn)子導(dǎo)條最高溫度為160℃。由圖17可知，機殼最高溫度為75℃，與圖15仿真結(jié)果78℃非常吻合，進而推斷驗證定子和轉(zhuǎn)子最高溫度的合理性，滿足設(shè)計目標。

5 結(jié)論

本文討論的高功率密度電機通過綜合選擇水冷系統(tǒng)來平衡電機的熱量，保證高功率密度電機的絕緣等級。利用CFD和熱場分別比較周向型、軸向型、螺旋型3種水冷方式，結(jié)合溫度場的冷卻效果和泵的功率及制作工藝等多方面綜合分析，最終優(yōu)選螺旋型水路作為高功率密度電機的水冷方式，實現(xiàn)高電流密度10.0 A/mm2的設(shè)計目標。最后，通過紅外線熱成像儀對樣機進行溫度試驗，驗證CFD流固耦合仿真的可靠性。

[1] 溫旭輝.電動汽車電機驅(qū)動技術(shù)現(xiàn)狀與發(fā)展綜述[J].電力電子，2013，20(2)：5-9. Wen Xuhui.Present situation and development of electric motor drive technology in electric vehicle application[J].Power Electronics，2013，20(2)：5-9.

[2] 王繼強，王鳳翔.高速永磁發(fā)電機的設(shè)計與電磁性能分析[J].中國電機工程學(xué)報，2008，28(20)：105-110. Wang Jiqiang，Wang Fengxiang.Design and analysis of electromagnetic properties for high speed PM generator[J].Proceedings of the CSEE，2008，28(20)：105-110.

[3] 張學(xué)禮.水下電機定子蒸發(fā)冷卻技術(shù)與傳統(tǒng)冷卻技術(shù)模型實驗研究[D].北京：中國科學(xué)院大學(xué)，2006.

[4] 溫嘉斌，孟大偉，魯長濱.大型水輪發(fā)電機通風(fēng)發(fā)熱綜合計算[J].中國電機工程學(xué)報，2000，20(11)：6-9. Wen Jiabin，Meng Dawei，Lu Changbin.Synthetic calculation for the ventilation and heating of large water wheel generator[J].Proceedings of the CSEE，2000，20(11)：6-9.

[5] 吳桂珍，孟大偉，許明宇.高能量密度水冷電機冷卻系統(tǒng)設(shè)計與熱力計算[J].防爆電機，2008，43(142)：1-3，21. Wu Guizhen，Meng Dawei，Xu Mingyu.Design of cooling system and calculation of heating on water cooled motor with high energy density[J].Explosion-proof Electric Machine，2008，43(142)：1-3，21.

[6] Hsu J S，Nelson S C，Jallouk P A.Report on toyota prius motor thermal management[C].ORNL/TM-2005/33，UT-Battelle，LLC，Oak Ridge National Laboratory，Oak Ridge，Tennessee，2005.

[7] Burress T A，Coomer C L，Campbell S L，et al.Evaluation of the 2008 lexus ls600 hhybrid synergy drive system[C].Oak Ridge National Laboratory，Oak Ridge，TN，2009.

[8] 李子健.電動車用水冷感應(yīng)電機溫度場及其水冷系統(tǒng)的研究[D].哈爾濱：哈爾濱工業(yè)大學(xué)，2008.

[9] 韓占忠，王敬，蘭小平.Fluent-流體工程仿真計算實例與應(yīng)用[M].第2版.北京：北京理工大學(xué)出版社，2010.

[10]唐任遠，等.現(xiàn)代永磁電機理論與設(shè)計[M].第1版.北京：機械工業(yè)出版社，1997.

[11]魏永田，孟大偉，溫佳斌.電機內(nèi)的熱交換[M].第1版.北京：機械工業(yè)出版社，1998.

[12]孔曉光，王鳳翔，邢軍強.高速永磁電機的損耗計算與溫度場分析[J].電工技術(shù)學(xué)報，2012，27(9)：166-173. Kong Xiaoguang，Wang Fengxiang，Xing Junqiang.Losses calculation and temperature field analysis of high speed permanent magnet machines[J].Transaction of China Electrotechnical Society，2012，27(9)：166-173.

[13]Hetemi F，Dajaku G，Gerling D.Influence of magnet thickness and magnet orientation on the performance of IPMSM[C].International Conference on Electrical Machines，Rome，2010：1-4.

[14]Zhu Z Q，Howe D.Electrical machines and drives for electric，hybrid，and fuel cell vehicles[J].Proceedings of the IEEE，2007，95(4)：746-765.

[15]Offringa L J J，Blokland A J.High-speed permanent magnet generator with power electronic converter for gas turbine power plants[C].IMarE Conference，The Institute of Marine Engineers，London，1998.

[16]Barry M，Cheri L，Gregory D.Development of an 11 000 r/min 3 500 h Pinduct ion motor and adjustable-speed drive for refinery device[J]. IEEE Transaction on Industry Application，1997，33(3)：815-825.

Design and Analysis of Water Cooling System for HEVs High-Power-Density Motor Using CFD and Thermal Technology

WangXiaoyuanDuJingjuan

(School of Electrical Engineering and Automation Tianjin University Tianjin 300072 China)

The focus of the paper consist in the design and analysis of the water cooling system applied in HEVs high power density motor.To make sure of the heating transfer of high-power-density motor，it's the key to choose the suitable cooling structure.The paper uses computational fluid dynamics (CFD) and the coupling of solid and liquid thermal analysis to analyze three cooling methods，i.e.axial，radial，and spiral channels.The aim of the paper is to find the optimal cooling structure through the comparison of the velocity distribution，heating transfer，the consumption of water pump，the temperature distribution，and the processing technic.Finally，the spiral channel is adopted for high power density motor as the frame cooling structure.Thus，the design target of 10.0 A/mm2is achieved with optimized magnetic circuit and special material.With the same temperature rise，the current density of the proposed high-power density motor is about 2 times higher than that (5.0 A/mm2) in normal motor.At last，the testing of temperature by the infrared equipment is done to verify the results by CFD and hot spot of thermal field in FEA.

CFD，water cooling system，thermal analysis，high power density，current density

2014-12-01 改稿日期2015-03-10

TM315

王曉遠 男，1962年生，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向為電機系統(tǒng)及其控制。(通信作者)

杜靜娟 女，1979年生，博士研究生，研究方向為電動汽車驅(qū)動電機設(shè)計和冷卻系統(tǒng)的分析研究。