油冷式永磁同步電機的瞬態溫度場分析

崔 可，龔天明，胡 貴，周茜茜，王 韜

（中車株洲電機有限公司，湖南 株洲 412000）

1 引言

永磁同步電機由于結構緊湊、效率高、功率密度大，被廣泛應用于電動汽車以及油電混合汽車領域。一般而言，較高的電機溫升容易導致電機繞組絕緣老化、永磁體失磁等問題，這些都將影響電機的使用壽命及穩定性。目前，車用永磁電機的冷卻方式主要可分為風冷、水冷和油冷幾類，工程技術人員針對不同冷卻方式均進行了一定研究。其中，哈爾濱理工大學的丁樹業[1]基于有限元的方法和共軛傳熱原理，對一臺50kW的永磁同步電機在變頻供電時的溫度場及流體場進行了仿真計算，并進行了實驗驗證。韓國釜慶大學的Daesuk Joo[2]等人則討論分析一臺7.5kW、額定轉速3000r/min的農用電動汽車永磁同步電機溫度分布，該電機是通過機座與空氣換熱來進行冷卻。相對于空冷而言，水冷能夠適用于電機功率密度更大的場合。沈啟平[3]等人采用有限元的方法對水冷永磁同步電機的三維流場進行分析，對冷卻水道的溫度分布進行了研究。Shahrood[4]科技大學學者Ahmad Durabi等人通過對一臺海洋推進系統用電機進行研究，該電機為低壓橫向磁場永磁同步電機，通過在每相鋁殼上設計兩條流體冷卻通道，采用強制水冷方式達到電機散熱的效果。油冷電機目前應用較廣，主要是因為油的介電常數高，絕緣性能較優，散熱效率良好。現階段，在電動汽車及相關設備中，油冷電機因為散熱和保護機器的發展和應用，是市場上不可或缺的主體之一。雅典國立科技大學的學者Laskaris K.I.等人[5]以一臺間接油冷永磁牽引電機為研究對象，該電機額定功率為100kW，額定轉速4000r/min。電機散熱是通過在機殼上設計油道結構，當冷卻油流進時，帶走電機內部產生的熱量，25℃的冷卻油可散掉5kW熱量，冷卻效果良好。杜愛民等[6]采用電磁場-溫度場耦合的有限元分析方法，對一臺額定功率32kW、額定轉速4500r/min的油冷永磁同步電機進行了額定工況下溫度場仿真分析，并與實驗結果進行了對比。

本文在已有的研究基礎上，采用流體數值仿真的方法，對一臺額定功率65kW、額定轉速5200r/min的油冷式車用永磁同步電機瞬態溫升過程進行了數值仿真及實驗測量，并將仿真計算結果與實驗測量結果進行了對比分析，以驗證仿真計算方法的可靠性。

2 電機模型與參數

圖1 直接噴油冷卻電機結構示意圖及噴油嘴說明

研究對象是一臺直接噴油冷卻式永磁同步電機，采用了轉子內置的磁路結構，其三維模型及主要結構如圖1所示。電機額定功率為65kW，額定轉速為5200r/min，扭矩為120N·m。電機冷卻方式為直接油冷，實驗過程中冷卻油通過油泵驅動，從電機進油口進入電機，通過機座油道上部的噴嘴（圖1中編號1～7位置處）噴射到定子繞組端部進行冷卻，電機內部冷卻油的液面不超過氣隙。定轉子冷卻油量通過節流閥控制，實驗過程中通過進口的總油流量10L/min。

3 電機損耗及分布

永磁同步電動機的損耗可分為定子鐵芯損耗、繞組銅耗、轉子及永磁體渦流損耗及機械損耗。

3.1 定子鐵芯損耗模型

永磁同步電動機內部的定子鐵芯損耗分為磁滯損耗、渦流損耗和異常損耗（附加損耗），根據產生機理，永磁同步電機定子鐵芯損耗計算式為[6]：

式中，Ph為磁滯損耗；Pc為渦流損耗；Pe為異常損耗。

3.2 繞組銅耗模型

繞組銅耗是相電流流過繞組時產生的歐姆熱，一般可分為基本銅耗和附加銅耗。基本銅耗是相電流在繞組導線上產生的損耗Pcpper，計算式為：

式中，m為電機繞組的相數；I為繞組相電流有效值；R為每相繞組有效電阻值。

3.3 轉子和永磁體渦流損耗模型

轉子及永磁體的渦流損耗計算分為解析計算和有限元法兩種，工程上一般采用有限元法求解邊界條件復雜的磁場。在時域內，磁場方程可寫為：

▽××（▽×Az）=Js-σ（?Az/?t+▽E）+▽×Hc（3）

式中，▽為哈密頓算子；μ為相對磁導率；Az為磁位矢量；Jz為電流密度；σ為材料電導率；E為電勢標量；Hc為永磁體矯頑力；t為時間。

3.4 機械損耗

因樣機采用了深溝球軸承，所以摩擦損耗較小，可忽略不計。風磨損耗與轉子形狀、表面粗糙度、轉速以及空氣物性參數等因素有關[6]，機械損耗Pf計算式為：

式中，a為轉子鐵芯的表面粗糙度，本文取a=1；Cf為摩擦因數；ρ0為空氣密度；ωm為電機轉速;r為轉子半徑；L為轉子軸向長度。

選取輸出轉速為5200r/min、輸出轉矩為120N·m，進行瞬態溫度場仿真分析，得到電機損耗結果如表1所列。

表1 電機損耗

4 電機溫度場分析

4.1 實驗裝置及測試結果

實驗過程主要是對額定工況下，對象電機采用直接噴油冷卻時的溫升情況進行測量。冷卻油采用的變速箱潤滑油，型號是DEXRON-VI（Petro-Canada/RDL-3434），冷卻油通過油泵驅動進入電機內部，與發熱部件完成熱交換之后，經過電機機座底部出油口流出。加熱的冷卻油流出電機后再通過稀油站進行降溫處理，之后重新進入電機，以此循環。測試過程中，每隔兩分鐘記錄一次傳感器采集的溫度數據，測溫實驗裝置及傳感器的布置位置如圖2所示：一共在3處布置了測溫點，分別為繞組上端、繞組下端以及油底殼測溫點。其中編號1～7為噴油嘴位置，與圖1中對應。三處測溫點測得的非穩態溫升數據見表2。

表2 不同測溫位置非穩態溫升過程測溫數據

從表2的測試結果可以看出，繞組上端由于距噴油嘴位置較近，從噴油嘴噴出的低溫冷卻油對上端的冷卻效果較為明顯，因此整個測溫過程中，繞組上端的溫度明顯低于繞組下端。測量油底殼處的溫度主要是為了獲得冷卻油與繞組部分進行熱傳遞之后，冷卻油本身的溫升情況。通過實驗數據可以看出，冷卻油在流過電機內的發熱部件表面后，溫度逐漸上升，測溫初始時刻進口冷卻油溫度為42.6℃，油底殼溫度為52.7℃；測溫結束時進口處的油溫達到55℃，油底殼溫度為77.2℃，由于冷卻油在電機外稀油站進行了冷卻降溫，電機入口處的溫度始終低于出口。

4.2 仿真結果與實驗結果對比

圖2 測溫實驗裝置及測溫傳感器位置示意圖

除實驗測試以外，我們還采用流體商用仿真軟件fluent對這一直接噴油冷卻非穩態兩相流動過程進行了數值模擬。邊界條件包括：電機機座油管進口設定為速度入口，根據實驗條件分別設定此處的流速及溫度，其中溫度按照實驗結果給定為隨時間變化的規律。出口設定為壓力出口，此處的壓力大小給定為一個大氣壓（101325Pa）。另外，多相流模型選擇fluent自帶的vof模型，這一模型對于準確捕捉氣液兩相分界面具有一定優勢，湍流模型則選取了標準k-ε模型。

這里首先給出了對稱截面上的冷卻油及空氣體積分數的云圖（見圖3），圖中數值1表示對應位置處全部為冷卻油，數值為0則表示對應位置處全部為空氣，這一參數可以反映冷卻油在機座內的流動情況。通過對稱截面上的體積分數可以發現流場內的冷卻油（圖中紅色部分，數值為1處）受重力影響，基本集中于機座內腔下方，冷卻油高度在定轉子氣隙以下，不超過定子線圈最下端，這一情況與實驗過程觀測的結果相符。

圖3 對稱截面位置處的冷卻油、空氣體積分數

電機內固體發熱部件溫度基本呈現出從上至下溫度遞增的規律，距離噴油孔越近，繞組或鐵芯的溫度越低，這一規律與試驗測試結果一致，再次驗證了直接噴油冷卻的散熱效果。繞組受直接噴油冷卻及周邊空氣對流散熱影響，溫度相對于鐵芯而言更低，截面I中溫度最高區域主要集中在定子鐵芯下端，其中最高溫達到了102℃，主要是因為此處的空氣、冷卻油的流速較低，對流換熱的效果較差所致。

圖4 對稱截面上溫度分布云圖

圖5分別給出了繞組上端、上組下端以及油底殼測溫位置處的溫度時變曲線及與實驗結果對比。三處測溫位置仿真得到的非穩態溫升曲線與實驗結果規律基本一致，個別位置處的仿真結果與實驗結果存在一定差別。測溫終點（30min）時，繞組上端試測溫點溫度為82℃，仿真結果為75℃，二者相差7℃，相對誤差大小為9.3%；繞組下端測溫點溫度為100℃，仿真結果為96℃，二則相差4℃，相對誤差大小為-4%；油底殼測溫點溫度為77℃，仿真溫度值為73℃，二者相差4℃，相對誤差為-5.2%。繞組上下端及油底殼測溫點處的仿真數據與試驗測溫結果吻合程度較好，相對誤差絕對值均在10%以內。需要說明的是，與繞組上下端溫度仿真曲線相比，油底殼測溫點處的溫度仿真曲線波動較大，這主要是是因為油底殼測溫點處同時存在氣液兩相，特別是在非穩態仿真過程中，冷卻油與空氣的體積分數隨著時間不斷發生變化所引起的。

圖5 不同測溫位置處仿真與實驗結果對比

總體而言，仿真結果與實驗結果吻合程度較好，三處測溫點仿真結果與試驗結果相比，相對誤差絕對值均小于10%，計算精度較高，驗證了本文仿真計算方法的可靠性。

5 結 論

采用試驗測量及流體仿真的方法對直接噴油冷卻電機溫度場進行了分析，仿真結果與試驗結果吻合較好，兩者誤差較小，相對誤差絕對值在10%以內，驗證了計算方法的準確性，表明本仿真方法可以作為一種噴油冷卻電機溫度場研究分析手段。同時，仿真及試驗結果均表明，直接噴油冷卻散熱效果較好，對于全封閉式的永磁電機而言是一種理想的冷卻散熱手段。