永磁同步電機的冷卻結構優化設計及溫度場仿真

丁 杰，張 平

(1.湘潭大學，湘潭 411105；2.南車株洲電力機車研究所有限公司 南車電氣技術與材料工程研究院，株洲 412001)

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永磁同步電機的冷卻結構優化設計及溫度場仿真

丁 杰1,2，張 平1

(1.湘潭大學，湘潭 411105；2.南車株洲電力機車研究所有限公司 南車電氣技術與材料工程研究院，株洲 412001)

根據電動汽車用高功率密度永磁同步電機螺旋水路的結構特點，分析了進出水管布置方式對壓力損失的影響，結果表明進出水管切向于水路方式比進出水管法向于水路的壓降降低了10.7%。對改變水槽和隔板尺寸的水冷機座進行散熱能力與壓力損失的仿真計算，通過壓降、表面散熱系數與散熱面積的綜合分析，機座水路結構以水槽寬度30 mm、隔板寬度5 mm的方案最佳。基于選定的螺旋水路結構，對電機的流場和溫度場進行耦合仿真計算，通過仿真結果與試驗數據的對比，驗證了電機冷卻結構設計的合理性與仿真結果的準確性。

永磁同步電機；螺旋水路；優化設計；溫度場

0 引 言

隨著電動汽車產業的快速發展，永磁同步電機以其高轉矩、寬調速范圍和高效節能的突出優點，得到日益廣泛的應用[1]。由于電動汽車的安裝空間狹小，電機的進水口處水溫高達65～70℃，結構緊湊的電機單位體積功率密度高，諸多因素使得電機溫升已成為設計者最為關注的問題之一。

為控制電機的溫升，需要選擇合適的冷卻方式，并對冷卻結構進行合理的設計。相對于風冷而言，水冷方式的散熱能力強，冷卻效果好，可簡化電機結構且有效減小電機體積，目前是電動汽車用永磁同步電機的主流冷卻方式。合理的冷卻結構設計不僅能夠有效地將電機產生的熱量散失出去，還可以保證進出水管的水壓滿足整車供水水泵的要求[2]。因此，對電機的水路進行合理地優化設計，提高其冷卻效率，對電機設計和工程化應用均具有非常重要的意義。

本文以一款電動汽車用高功率密度水冷永磁同步電動機為研究對象，設計不同螺旋水路的電機機座模型，對電機冷卻水路的流場與表面散熱系數進行仿真計算，從而得出優化的冷卻結構。在此基礎上，對電機整體的溫度場進行仿真計算，并通過溫升實驗驗證了冷卻結構設計的合理性。

1 電機冷卻結構

1.1 水路的選擇

根據冷卻水沿機座的流動方向，水路一般分為軸向與周向。軸向水路散熱較為均勻，且進出水管位置設置靈活，但是水流阻力大，會帶來較大的能量消耗。周向水路一般沿機殼周向形成螺旋形水路，進出水管分別位于電機兩端，導致進出水口存在一定溫差，然而螺旋水路暢通平滑，流阻小，對進水口的水壓要求低[3-4]。考慮到整車系統對電機進水管壓力要求較為苛刻，且機械接口要求電機進出水管分別布置在電機機座兩側，電機機座采用了周向螺旋水道冷卻結構，如圖1所示，電機機座的軸向長度為250 mm，a，b分別表示螺旋水路水槽矩形截面的寬度和深度，c表示水槽之間的隔板寬度，h為水道軸向長度設計段，為180 mm。根據電機外形尺寸和機座厚度可確定螺旋水路水槽深度b為6 mm，因此，影響電機螺旋水路流場和散熱能力的因素主要包括：進出水管的布置、水槽寬度a和隔板寬度c的選擇。

圖1 周向螺旋水路結構

1.2 進出水管布置的優化

周向螺旋水路中的壓力損失主要來自水路的沿程阻力、彎曲阻力和進出水管處的局部阻力。進出水管的布置使冷卻水進入和流出螺旋水路的角度不同，這直接影響局部阻力系數的大小[5]。布置進出水管時，與水路之間存在法向相連和切向相連兩種典型的方式，如圖2所示。

(a)進出水管與水路法向相連(b)進出水管與水路切向相連

圖2 進出水管的布置

進出水管的布置對進水與出水的局部區域產生一定影響，但不會對電機的整個溫度場產生大的影響，因此，可以先分析水管布置對冷卻水路流速和壓力的影響。利用HyperMesh軟件劃分高質量的網格，設置進水口的冷卻水溫度為70℃，流量為10 L/min，折算為入口平均速度是0.53 m/s，設置出水口為壓力出口邊界條件，根據雷諾數計算值選擇標準k-ε湍流模型，通過Fluent軟件進行求解計算可以得到相應的仿真結果。圖3是采用進出水管與水路切向相連方式，水槽寬度a=30 mm，隔板寬度c=5 mm的水路流速分布與壓力分布云圖。從圖3(a)可看出，水槽大部分區域的流速分布均勻，最高流速(1.01 m/s)出現在進出水管與水槽過渡的區域，局部流速過高會造成較大的動壓損失，最低流速則出現在水槽端部，該區域成為了流動死區。由圖3(b)可知冷卻水從進水管經螺旋水路到出水管，壓力逐漸降低，產生的壓降ΔP為3 114 Pa。

(a)速度場分布(b)壓力場分布

圖3 進出水管與水路切向相連的仿真結果

通過仿真計算可知，進出水管與水路法向相連方式的最高流速為1.17 m/s，壓降為3 489 Pa。進出水管與水路切向相連方式與法向相連方式比較可知，進出水管切向于水路時，冷卻水的流入角度和流出角度小，局部阻力系數小，水路中的最高流速值降低了13.7%，壓降降低了10.7%，說明改變進出水管布置，優化進出水管冷卻水的流入與流出角度，可有效改善冷卻水在水路中的流動特性。

1.3 水路的優化

進出水管按照與水路切向相連的布置方式，接下來需要選擇合適的水槽寬度a與隔板寬度c。由于水路在機座上覆蓋的范圍廣，水槽寬度與隔板寬度除影響水路中的流場外，還會直接影響整個電機的溫度場分布。考慮到依靠經驗公式在定轉子表面施加對流換熱系數的方法易產生較大誤差，且電機中旋轉的氣流和熱相互影響而不能簡單地分割開來，有必要對電機的流場與溫度場進行耦合計算[6-11]。然而耦合計算的方法對計算時間與計算機資源的要求都很高，為提高多種方案分析工作的效率，采用了將電機所有熱源附加在機座內表面，并假設全部損耗均被冷卻水帶走，僅對帶螺旋水路的機座進行仿真分析的策略。

對水槽寬度a為30 mm，隔板寬度c為5 mm，螺旋水路圈數N為5圈的機座方案進行仿真，可得到如圖4所示的帶螺旋水路機座溫度場分布，進水口溫度最低，靠近出水口一側的溫度最高，為82.1 ℃。冷卻水與水槽接觸的散熱面積A=0.292 m2，機座壁表面平均溫度To=73.6 ℃，冷卻水平均溫度Tw=71.3 ℃，基于牛頓傳熱定律[12]可計算出等效對流散熱系數α=2 386 W/(m2·K)。

圖4 機座溫度場分布

表1是隔板寬度c為5 mm，改變水槽寬度a的仿真計算結果。a=30 mm方案較a=24 mm方案，散熱面積基本相同，等效散熱系數減小約0.2%，而壓降減小了41.6%，說明在不影響散熱能力的前提下，電機進出水口的壓降可以大為降低。隨著水槽寬度的繼續增加，螺旋圈數減少，表面散熱系數與壓降隨之減小。

表1 固定隔板寬度時改變水槽寬度的計算數據

將水槽寬度與隔板寬度總長設定為52 mm，水路螺旋圈數為3圈，通過改變水槽寬度與隔板寬度的數值，進行仿真計算后可得到表2所示的結果。可以看出機座表面散熱系數和壓降隨水槽寬度增加整體呈下降趨勢，但散熱系數分別在a=30 mm和a=45 mm時出現了一個拐點。通過壓降、表面散熱系數與散熱面積的綜合分析，機座水路結構最終選擇了參數a=30 mm、b=6 mm、c=5 mm、N=5的方案。

表2 固定水槽寬度與隔板寬度總長的計算數據

2 電機溫度場仿真與實驗驗證

2.1 仿真計算

在進行水槽結構優化設計時，將所有損耗加載在機座內壁上，這種方式不能反映電機內部溫度場的分布，尤其是無法得到電機內溫度最高點的數值。為了驗證所選冷卻結構是否滿足電機散熱需求，需要對電機全域三維流場和溫度場進行耦合仿真計算。

電機三維模型中主要包括定子鐵心、定子繞組、絕緣系統、轉子鐵心、轉子壓圈、兩端端蓋、水冷機座和轉軸等。為便于網格剖分，將定子繞組端部作直線棒處理。認為渦流效應對電機定子繞組的影響相同，定子繞組線圈銅耗均勻分布，線圈絕緣包扎完全緊密，定子槽內浸漬漆完全填充。額定工況時，定子繞組線圈、軛部和齒部的損耗密度值分別為1 453 521,152 163和251 610 W/m3，轉子的損耗密度值為24 093 W/m3。

設置環境溫度為70℃，進水口流量為10 L/min，出水口為壓力出口邊界條件。通過流場與溫度場耦合仿真計算可得出如圖5所示的電機溫度場分布。由圖5可知，電機機座、定子鐵心齒部與轉子鐵心溫度梯度小，定子繞組是電機內溫度最高的部位，繞組端部溫度高于繞組直線有效段部分，這是由于繞組直線有效段的熱量容易被機座上的冷卻水帶走，而繞組端部的散熱條件惡劣一些。電機各槽內繞組溫度分布不均勻，繞組端部最高溫度為133.5℃，該值在電機溫升限值范圍內，繞組有效段最低溫度為120.1℃，繞組最大溫差相差約為13.4 ℃，這是冷卻水沿周向水路流動時溫度不均引起的。就同一槽內的繞組而言，定子繞組端部與有效段溫差約為5 ℃，繞組兩端端部溫差不大，這是由于電機本身軸向長度較小且螺旋水路內水流流速均勻，由進出水管溫度差異帶來的電機兩端溫度梯度較小。

(a)全域(b)電機軸向截面

圖5 電機溫度場分布

2.2 實驗驗證

為驗證電機冷卻結構的合理性與仿真結果的準確性，建立了如圖6所示的溫升實驗平臺，兩臺電機分別利用電機控制器進行驅動，在定子繞組、前端蓋、后端蓋和機座上布置了熱電阻PT100，對樣機進行額定工況下的穩定溫升試驗。

圖6 溫升實驗平臺

實驗時的環境溫度為31.3℃，為便于仿真結果與實驗數據的比較，選取進水口溫度為31.3℃進行仿真計算。表3是仿真結果與實驗數據對比的情況。電機繞組溫度實驗值為98.7℃，仿真值為96.4℃，相對誤差為2.3%，產生誤差的主要原因是仿真時假設電機繞組絕緣系統處于理想狀態且線圈端部做直線段處理，而實際的定子槽受加工工藝的影響會存在微小的氣隙，繞組端部與直線段的差異較大。前后端蓋的仿真結果與實驗數據誤差較大的原因在于仿真建模時為簡化起見，并未完全按照實物建立所有的細節特征。從總體來看，仿真結果與實驗數據吻合度較好，滿足工程設計實際需要，因此，可以通過實驗數據驗證仿真結果的準確性和電機冷卻結構設計的合理性。

表3 仿真結果與實驗數據對比

3 結 語

隨著對電機結構緊湊與單機容量要求的提高，電機的冷卻結構設計和溫升計算在設計過程中的地位越來越重要。以往的電機冷卻結構依靠經驗進行設計時，通過選擇較多的水路螺旋圈數來增大散熱面積與保證散熱效果，但這是以較大的壓力損失作為代價的。開發該款電動汽車用高功率密度水冷永磁同步電動機時，系統所能提供的進水口壓強低，通過冷卻結構優化設計與全域電機流場溫度場耦合仿真，為產品設計提供了理論指導。開發出的產品不僅通過了實驗驗證，也在小批量裝車考核，現場運行情況良好。因此，在電機產品設計早期，采用熱仿真的方法可為產品熱設計提供有效的理論指導，有利于提升產品的可靠性，有效實現降本增效。

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Optimization Design of Cooling Structure and Temperature Simulation for Permanent Magnet Synchronous Motor

DINGJie1,2,ZHANGPing1

(1.Xiangtan University,Xiangtan 411105,China;2.CSR Research of Electrical Technology & Material Engineering,CSR Zhuzhou Institute Co., Ltd., Zhuzhou 412001,China)

According to the spiral channel structure characteristics of high power density permanent magnet synchronous motor for electric vehicle, the effects of inlet and outlet pipe layout on pressure loss were analyzed. The results show that the pressure drop of inlet and outlet pipes tangential to the waterway than vertical to the waterway is decreased by 10.7%. The simulation of cooling capacity and pressure loss based on different size of water channel and separator were carried out. Through the comprehensive analysis of the pressure drop, surface heat transfer coefficient and heat exchange area, the waterway structure with water channel width 30 mm and separator width 5 mm is the optimal scheme. Coupled simulation of motor flow field and temperature field was carried out based on selected spiral waterway structure, and the rationality of the motor cooling structure design and the accuracy of simulation results can be verified by comparison analysis of the simulation results and the experiment data.

permanent magnet synchronous motor; spiral channel; optimization design; temperature field

2015-06-01

湖南省自然科學省市聯合基金重點項目(12JJ8020)

TM351

A

1004-7018(2016)06-0031-04

丁杰(1979-)，男，博士研究生，高級工程師，研究方向為一般力學與力學基礎、變流器結構仿真與熱仿真。