車用螺旋型水道永磁同步電機溫升特性

何聯格，石文軍，陳紅玲，張 斌，聶遠航，吳欣陽

(1.重慶理工大學 車輛工程學院，重慶 400054；2.重慶理工大學 汽車零部件先進制造技術教育部重點試驗室，重慶 400054；3.重慶青山工業有限責任公司，重慶 402761)

由于永磁電機具有高轉速、高功率密度、結構簡單及工作效率高等優點，在各領域應用非常廣泛[1-2]。由于車用永磁同步電機功率密度大，工作環境封閉，散熱困難，導致電機溫度過高，從而引起永磁體不可逆退磁和繞組絕緣層快速老化失效等問題，因此研究永磁同步電機的冷卻系統對電機運行可靠性具有重要意義[3-4]。

電機的冷卻方式主要有自然冷卻、風冷、水冷、油冷以及混合冷卻等。趙蘭萍等[5]對比研究了自然風冷和油冷2種冷卻方式對輪轂電機溫升特性的影響。吳琳等[6]對比研究了電機在風冷和水冷下的溫升特性，得出水冷具有良好的冷卻效果。水冷系統具有成本低、效果好的優點，使用較廣泛。現有對水冷電機的研究，集中在散熱結構設計和優化[7-9]。劉慧娟等[10]利用3D有限元法對比分析了永磁同步電機在不同水道結構、不同注水方式、不同冷卻液溫度和流量下的溫度場分布。李曉藝等[11]提出一種軸向Z字形互逆雙水道模型，分析得出互逆雙水道能在一定程度上改善電機的冷卻效果。Zhang等[12]研究了車用永磁同步電機水道的長度、寬度、水道層數以及電機機殼厚度對電機冷卻效果的影響。綜上可知，已有文獻在冷卻系統的研究中，主要分析了單水道模型下的溫升特性。

本文以某38 kW車用永磁同步電機樣機為研究對象，利用Maxwell和CFX仿真軟件對樣機電磁場與溫度場進行仿真分析。通過與試驗結果進行對比分析，驗證了仿真計算方法和模型的準確性。在此基礎上，提出一種對流雙水道電機模型，并對其進行溫度場仿真計算，將計算結果與單水道電機模型進行對比分析，得出對流雙水道電機模型具有更好的冷卻效果的結論。

1 電機原模型下的溫度場仿真

1.1 電機基本參數

本文以一臺48槽/8極永磁電機為基礎，對該電機在38 kW、4 000 r/min工況下的溫升特性進行分析，基本參數見表1。

表1 樣機基本參數

1.2 電機熱源計算

該樣機損耗主要是由繞組銅耗、定轉子鐵芯損耗、永磁體渦流損耗、風磨損耗組成。其中銅耗和風磨損耗采用公式計算，定轉子鐵芯損耗和永磁體渦流損耗通過仿真計算得到。

繞組銅耗主要來自于銅線內阻，為了簡化計算過程在計算銅耗時不考慮溫度對電阻的影響，諧波以及集膚效應，直接采用式(1)計算

PCu=mI2R

(1)

式中：PCu為繞組銅耗；m為電機相數；I為相電流；R為繞組內阻。

風磨損耗是轉子旋轉過程中，轉子表面與空氣發生摩擦而產生。采用式(2)計算

(2)

式中：PF為風磨損耗；n1為轉子的轉速；Dr為轉子外徑；lr為轉子軸向長度。

在永磁體和三相交流電的相互作用下，定、轉子內部形成復雜多變的磁場[13]。為了快速準確地得到包括磁滯損耗、渦流損耗和異常損耗的定轉子鐵芯損耗，以及全面考慮定子開槽和定子繞組分布引起空間諧波以及定子電流的非正弦引起的時間諧波[7]引起的永磁體渦流損耗，直接利用Maxwell進行瞬態電磁仿真，得到電機各部件具體損耗值，如表2所示。

表2 熱源分布

1.3 仿真模型的建立

1.3.1溫度場分析的幾點假設

永磁同步電機的熱源比較多，熱量的傳遞過程十分復雜。為了簡化仿真過程，提出如下幾點假設[14]：

① 電機繞組、定子鐵芯、轉子鐵芯、永磁體和氣隙各部分產生的熱量分別均勻分布。

② 忽略各個部件之間的裝配間隙。

③ 忽略電機在溫升過程中的熱輻射。

④ 忽略溫度對電機各個部件的導熱系數以及表面對流換熱系數的影響。

⑤ 電機內部冷卻氣體流速遠小于聲速，即馬赫數很小，故冷卻水為不可壓縮流體。

1.3.2熱傳導數學模型

根據熱傳導理論，在笛卡兒坐標系內，求解域內熱傳導微分方程為

(3)

式中：λx、λy、λz為電機內各介質在x、y、z方向的熱導率；T為物體的溫度；qv為熱源密度；ρ為物體的密度；c為物體的質量熱容；Tw為邊界溫度值；τ為時間項；S1、S2、S3為物體邊界；Tf為流體溫度；α為流體與壁面間的表面對流換熱系數。

1.3.3溫度仿真模型

經過對模型網格質量仿真分析時長等綜合考慮，對電機進行一系列簡化，建立包括機殼、水道、冷卻水、定子、繞組、轉子、永磁體和軸的仿真物理模型，如圖1(a)所示。為了方便仿真前處理，遵循繞組總體體積不變的原則，將多匝繞組等效為實心一體模型，如圖1(b)所示。

圖1 電機溫度場簡化模型

1.4 導熱系數的確定

1.4.1絕緣層等效導熱系數

由于在定子槽內有不均勻分布的槽內浸漆層、槽絕緣層、繞組絕緣層以及槽內間隙，為了方便建模和計算，將所有絕緣材料等效為一體，如圖2(c)所示。等效絕緣層的導熱系數可根據式(4)計算[15]

圖2 各位置溫度分布云圖

(4)

式中：λ0為絕緣體等效導熱系數；δi為(i=1、2、3、4)各種絕緣體的等效厚度；λi為(i=1、2、3、4)各種絕緣體的等效導熱吸收。

1.4.2氣隙的等效導熱系數

雖然定、轉子氣隙厚度很薄，但是對電機溫升過程的影響很大。為了方便仿真前處理，將轉子和氣隙假設為靜止，氣隙為固體，將原來的熱對流變為熱傳導。根據文獻[16]引入氣隙的等效導熱系數λa，根據氣隙的流動狀態對其等效導熱的計算如下：

(5)

式中：Reg為等效氣隙雷諾數；Dr為轉子外徑；n1為轉子轉速；γa為空氣動力粘度；g為氣隙厚度；Recr為等效氣隙臨界雷諾數；Ds為定子鐵芯內徑。

若Reg小于Recr，定、轉子間空氣流動狀態為層流，氣隙等效導熱系數為空氣導熱系數；若Reg大于Recr，定、轉子間空氣流動狀態為湍流，此時氣隙等效導熱系數λa可根據以下公式計算：

(6)

式中：λa為氣隙等效導熱系數。

1.5 溫度場仿真分析

1.5.1邊界條件設置

該電機的溫度場仿真邊界條件設置如下:

① 將電機環境溫度設置為65 ℃。

② 冷卻水入口設置為速度入口，流速為8 L/min，溫度為30 ℃。

③ 冷卻液出口設置為零壓力出口。

④ 仿真計算中所有流固耦合面兼為無滑移邊界。

⑤ 電機內各零件的端面散熱系數參考文獻[14]進行處理。

1.5.2溫度場求解

通過對電機在38 kW、4 000 r/min工況下的瞬態溫度場仿真計算，各位置溫度分布情況如圖2所示。最高溫度出現在繞組端部，為87.5 ℃；永磁體最高溫度為63.7 ℃;定子最高溫度也出現在端部，為64.4 ℃。電機各部件都出現兩端溫度高于中間溫度的現象，繞組和定子的溫差較大，其他部件相對較少，主要是因為繞組兩端端部熱量大且無法直接通過冷卻水冷卻。

2 電機溫升試驗與仿真對比

對樣機進行臺架試驗，如圖3所示。試驗采用熱電偶法，因為繞組端部溫度最高，所以試驗主要監測繞組端部溫升狀況。雖然熱電偶直接接觸被測繞組，為了避免繞組周向溫差導致試驗結果不夠準確，在繞組溫度較高端均勻地放置4組熱電偶。

圖3 電機溫升臺架試驗測試

將所讀取的4組數據的均值作為最終試驗數據，與仿真溫度值對比，如圖4所示。樣機在前300 s溫度上升較快，試驗數據中300～1 200 s的溫度雖然有微小波動，但是整體上呈緩慢上升，到1 200 s溫度基本達到穩定，仿真溫度穩定在87.5 ℃，試驗溫度為90 ℃，誤差在允許范圍內，并且仿真溫度與試驗溫度變化趨勢一致。驗證了對電機溫升過程的仿真計算方法和模型的準確性。

圖4 仿真溫度與試驗溫度曲線

3 對流雙水道的提出和分析

3.1 對流雙水道電機與單水道電機模型對比

為了研究對流雙水道對電機溫度場的影響，對該樣機模型進行進一步簡化處理。簡化模型如圖5所示，控制2種水道截面積相等。單水道入水口水流速度為8 L/min，溫度為30 ℃，對流雙水道有2個入水口，進水口流速各為4 L/min，溫度為30 ℃。

圖5 2種水道下的電機模型

3.2 對流雙水道模型電機與單水道模型電機溫度場對比分析

3.2.1在38 kW、4 000 r/min下穩態溫度場分析

以38 kW、4 000 r/min為例，模擬電動車在某低速工況下勻速運行。對2種水道結構下的電機進行CFX穩態仿真。

圖6(a)顯示單水道模型電機冷卻水壓降為 6 684 Pa，對流雙水道模型電機冷卻水壓降為7 351 Pa，單水道模型電機比對流雙水道模型電機壓力損失大667 Pa。圖6(b)分別是單水道模型電機水流速度與對流雙水道模型電機水流速度，水流速度最高分別為1.19 m/s和1.24 m/s，對流雙水道模型高于單水道模型0.05 m/s。通過對比2種水道模型的電機冷卻水壓降和流速可知，在水道橫截面相同的情況下，對流雙水道模型電機比單水道模型電機冷卻水能量損失高10%。

圖6 單雙水道云圖

對流雙水道模型電機與單水道模型電機繞組軸向溫度如圖7所示。對比對高溫度，雙水道模型電機為88.3 ℃，單水道模型電機高于前者4.9 ℃，為93.2 ℃；對比平均溫度，雙水道模型電機為69 ℃，單水道模型電機為69.2 ℃，二者幾乎相等；對比兩端溫差，雙水道模型電機比單水道模型電機低11.1 ℃，為6.1 ℃；2種模型在軸向上的溫差十分明顯，雙水道模型電機最大為35.3 ℃，單水道模型電機最大為41.2 ℃。

圖7 2種水道模型下繞組軸向溫度曲線

對流雙水道模型電機與單水道模型電機轉子軸向溫度如圖8所示。對比對高溫度，雙水道模型電機為61.5 ℃，單水道模型電機為63.1 ℃，前者比后者低1.6 ℃；對比平均溫度，對流雙水道模型電機略低，分別為59.4 ℃和59.6 ℃；對比兩端溫差和軸向最大溫差，雙水道模型電機都略低于單水道模型電機。

圖8 2種水道模型下轉子軸向溫度曲線

對比對流雙水道模型電機和單水道模型電機，雖然在繞組和轉子在軸向平均溫度上沒有明顯差距，但是對于電機在2種冷卻水道下的最高溫度，特別是繞組最高溫度，雙水道模型電機比單水道模型電機低5.3%，并且從繞組和轉子的軸向溫度對比可以看出，雙水道模型電機溫度在軸向上分布更加均勻。

3.2.2在74 kW、10 000 r/min下瞬態溫度場分析

電機在74 kW、10 000 r/min下工作時，模擬汽車在短暫超車工況下的情景。對雙水道對流模型電機和單水道模型電機進行瞬態溫度場仿真，假設電機最大耐高溫150 ℃。2種模型下的分析結果如圖9所示。雙水道模型電機達到150 ℃的時間在第65 s，單水道模型電機達到150 ℃的時間在第61 s，前者比后者晚4 s達到最高溫度。在實際行車過程中，若采用對流雙水道電機，在短暫的超車工況下行駛時，對比單水道電機可以多行駛4 s，若在該轉速下電動車車速為100 km/h，采用對流雙水道電機比單水道電機多行駛111 m，可以在一定程度上提高超車安全距離。

圖9 2種水道模型下繞組達到150 ℃時間曲線

4 結論

1) 采用電磁場-流體場-溫度場多物理場耦合的方法，仿真分析了樣機在額定工況下持續運行時的溫度場分布，并將計算結果與樣機臺架試驗數據進行對比分析，驗證了仿真計算方法和模型的準確性。

2) 通過對2種不同水道的電機模型的溫度場對比分析可得，電機各個部件的溫度軸向分布不均勻，尤其在繞組上表現最為明顯，單水道和雙水道模型的電機軸向最大溫差分別達到41.2 ℃和35.3 ℃。

3) 對比分析2種不同水道的電機模型溫度場計算結果可得，對流雙水道電機模型不僅可以降低電機最高溫度，而且使電機軸向溫度分布更加均勻。

4) 通過對2種電機模型進行瞬態仿真結果對比分析，在74 kW、10 000 r/min條件下運行時，對流雙水道電機模型比單水道電機模型達到150 ℃所用時間更長，表明雙水道電機模型能在高功率高轉速工況下運行更長時間。