船用電機散熱系統的性能分析及評估

汪俊，王鴻東，王檢耀，王健，梁曉鋒，易宏

上海交通大學 海洋智能裝備與系統教育部重點實驗室，上海 200240

0 引 言

近年來，隨著能源危機的出現和全球環保意識的增強，船舶航行時排放的SOX，NOX，CO2等氣體帶來的環境問題日益突出。另外，隨著船舶綠色化和智能化進程的加快，以及電動汽車的大量生產與使用，電動船舶逐漸受到青睞。截至2018 年底，全球現有運營電動船舶53 艘，計劃建造74 艘。電動船舶以電機作為推進主機，與柴油機相比，電機的體積小、噪聲小，而且可以正/反轉運行。船舶是一個多單元、多模塊的集合體，其中驅動泵、通風機械、分離器、液壓機械及其輔助設備都會用到電機。船用電機的設計目標是在有限空間和重量條件下盡量提高電機的輸出功率，即實現高功率密度，但這樣將導致熱損耗有所增加。若電機運轉過程中產生的熱量不能有效擴散，則將導致電機溫度升高，進而降低電動船舶的航行效率。

針對電機的散熱問題，宋吉等[1]對某電勵磁同步電機進行了基于自然冷卻的散熱分析，發現其內部繞阻的溫升較高。Streibl 等[2]采用雙風扇結構，以增大風磨損耗為代價提高了風冷效率。Saliba 等[3]通過優化風扇位置，從而改善了電機端部過熱的問題。王艷武等[4]針對某電動汽車的感應電機開展了分析工作，發現冷卻水的流速對定子溫度場的影響較大。王曉遠等[5]提出了油內冷輪轂的電機冷卻方式，通過將計算結果與實測數據進行對比，驗證了有限元法（finite element method，FEM）的正確性和油內冷卻方式的有效性。Chin 等[6]利 用Motor-CAD 和Femlab 軟 件 分 別 計算了某車用永磁同步電機的溫度場，并對比了熱網絡法和有限元法的優劣。楊松等[7]利用Fluent對大型永磁同步電機端部的通風結構進行了仿真和結構優化。路玲等[8]分析了冷卻水流速度對不同水道電機溫升的影響。李翠萍等[9]對電動汽車電機的冷卻系統進行了綜述，并且指出風冷系統適用于低功率密度電機，而液冷系統則適用于高功率密度電機。由此可見，高功率密度電機散熱系統的研究成果仍主要集中于電動汽車領域，走的是“設計—仿真—修正”路線，其冷卻方式以液冷為主。

目前，針對船用電機的研究成果相對較少，李航等[10]分析了船用螺旋槳及漿后發電機設計的可行性；連軍強等[11]基于粒子群優化（particle swarm optimization，PSO ）算法對船用永磁電機的齒槽轉矩進行了優化；蔡清男等[12]基于施加效率優化控制模塊的優化方法，提高了船用電機的效率。然而，以上研究均未考慮船用電機的散熱問題。胡萌[13]針對某船用高功率永磁電機開展了溫度場?流場的耦合計算，并提出了優化意見，但其仍然局限于傳統路線，即針對某一選定的散熱系統進行仿真和優化。汽車是批量化生產，故適用于這樣的傳統路線；而船舶一般是定制建造，需要針對其電機特點來設計散熱系統。傳統路線需要大量的修正過程，這將耽誤造船工期，所以需要在設計之前對不同散熱系統的散熱效果進行對比評估，然后根據目標電機的特點來選擇合適的散熱系統，即走出一條“仿真—對比—設計”的新路線。劉云飛[14]針對3 種典型的水套結構散熱系統進行了仿真和對比分析，但其僅建立了機殼模型，而忽略了定子、轉子等部件，因此，有必要建立電機整體模型，以考慮不同散熱系統對電機各部件散熱效果的影響。

本文擬以某船用高功率密度電機作為研究對象，采用電子熱仿真軟件ANSYS Icepak 建立電機整體模型，計算軸向、螺旋和環形水冷3 種典型電機散熱系統的三維溫度場，并從部件散熱效果和溫度梯度等方面進行對比評估，從而確定較優的水套形式，發現散熱系統的不足，并提出針對性的優化方案，用以為船用電機的散熱系統設計提供參考。

1 船用電機模型

1.1 物理模型

某船用高速永磁電機的基本設計參數如表1所示。物理模型如圖1 所示。

圖1 電機的物理模型Fig. 1 The physical model of motor

1.2 基本假設

為了簡化求解過程，本文作出如下基本假設：

1） 正常情況下，電機溫升的最大值出現在以額定功率長期連續運行并達到熱穩態時，即連續定額工作制，研究該狀態下的電機溫升情況具有普遍意義[15]，因此控制方程不必包含時間項。

表1 電機的基本設計參數Table 1 Basic design parameters of motor

2） 電機內部的壓力和溫度不會改變水和空氣的密度，因此電機內流體可以視為不可壓縮流體。

3） 定子、轉子等部件產生的熱損耗均勻分布，且不隨溫度的變化而變化。

4） 繞組上的導線纏繞緊密，且與定子緊密結合在一起，因此可用一根相同直徑的圓形截面導線替代。

文獻[16]對有限元計算結果與紅外熱成像測試結果作了對比分析，從而驗證了有限元法的正確性和上述假設的合理性。

1.3 數學模型

本節將針對船用電機穩態下的散熱特性進行分析，且導熱方程中不考慮時間項。由于熱輻射是因自身溫度而向外發射能量，因此溫度越高，則輻射越強。通常情況下，僅考慮高溫物體的熱輻射，不考慮熱輻射對電機散熱的影響。根據傳熱學原理，將物體某一點分割為平行六面體單元，其導熱控制方程為：

電機內流體滿足流體力學的基本控制方程，即質量守恒方程、動量守恒方程和能量守恒方程。

質量守恒方程：

式中：ρ 為流體密度；t為時間；u，v，w為質點速度沿x，y，z軸的分量。

動量守恒方程：

式中：Fx，Fy，Fz分別為質量力在x，y，z方向的分量；p為壓強； τxx， τyy， τzz為3 個坐標軸方向的法向應 力； τxy， τyx， τyz， τzy， τxz， τzx為3 個 坐標軸方向的切向應力。

能量守恒方程：

1.4 物理模型

在電機制造過程中，水套是在機殼表面銑出水槽后扣蓋而成。典型的電機水冷系統包括3 種：軸向水套、螺旋水套和環形水套，其物理模型如圖2 所示。

圖2 水套的物理模型Fig. 2 The physical models of water jackets

2 溫度場的物理量計算

2.1 熱載荷

該電機為永磁電機，轉子磁場由永磁體產生，故其損耗主要為轉子機械損耗、定子繞組損耗和定子鐵芯損耗，具體如表2 所示。由于各部件的熱損耗均勻分布，所以在建模過程中可以直接將熱損耗施加至對應實體，其中熱源密度q即為該實體損耗與體積的比值。

表2 電機的熱損耗Table 2 The thermal loss of motor

2.2 導熱系數

定子與轉子通過氣隙實現熱交換，因電機轉子的高速旋轉，氣隙間的空氣通常為紊流，若按照空氣對流換熱規律進行求解，則計算量非常大。為解決這個問題，文獻[17]采用靜止流體的導熱系數來等效氣隙間的空氣熱交換能力，即將氣隙中的對流換熱等價為導熱，并通過實驗驗證了該方法的有效性，故本文也將采用該方法。

氣隙的等效導熱系數λq為

電機的導熱系數如表3 所示。

2.3 散熱系數

由于氣隙狹長，故其內部空氣能以較高的速度沿著轉子旋轉的方向流動，且流速分布相對均勻；當空氣進入體積相對較大的兩側端腔之后，氣體流速將迅速下降[18]，因此可以認為電機內部的對流換熱主要存在于氣隙與轉子、定子的接觸面。此外，雖然機殼外部空氣的流速較低，但是該處面積較大，不能忽略其對流換熱效果。

電機內部的對流散熱系數δ 為

由式（9）可知，散熱系數與表面溫度和空氣流動速度有關，而這二者均為待求解的量。根據文獻[18] 的結論，由于氣隙厚度非常薄，且該區域內的氣體流速分布均勻，因此可以近似認為氣隙處的空氣流動速度為轉子外表面的線速度。本文將采用迭代法來選取表面溫度，即先假定該處的表面溫度為室溫，求得一個對流換熱系數并代入模型求解，進而得到該處表面的平均溫度，然后重復上述過程直至收斂。由于不同的水冷系統將主要影響機殼外表面的溫度分布，而對氣隙處散熱系數的影響較小，因此可以近似認為3 種水冷系統氣隙處的對流散熱系數為恒定值。

氣隙處的對流散熱系數如表4 所示。

表4 氣隙處的對流散熱系數Table 4 Convective heat transfer coefficients at air gap

鑒于電機外表面的對流散熱系數受水套形式的影響較大，不宜采用公式進行計算，故本文將在仿真軟件Icepak 中擴大計算區域，將四周邊界設置為開口屬性，即可自動計算電機機殼與外界空氣的換熱過程，從而得到對流散熱系數。

2.4 絕緣等效處理

定子繞組槽與定子鐵芯接觸面之間存在絕緣，其材料為厚度較薄的聚酯薄膜，因此在建模過程中可以忽略絕緣材料實體，僅需在絕緣材料接觸面上指定對應的材料和熱阻即可。

3 數值計算結果及評估

3.1 計算方法的可靠性驗證

本文以某30 kW 水冷永磁同步電機作為試驗樣機，進水口的流速為2.0 m/s。為了驗證有限元法和仿真軟件Icepak 計算電機溫度場的可靠性，本文將針對文獻[16]中的模型進行仿真計算，并將仿真結果T1與文獻[16] 的熱路法計算結果T2和試驗結果T0進行對比，具體如表5 所示。

表5 電機溫度的試驗值與仿真值對比Table 5 Comparsion between the test values and the simulation values of the motor temperature

由表5 可知，Icepak 有限元仿真結果的數值最大，其與試驗值的偏差小于5%，由此驗證了仿真計算結果的可靠性。

3.2 網格劃分

本文將采用多級混合網格劃分方法對電機區域進行精細切割，并將該區域向x，y，z方向各擴展10 mm，以保證網格平滑過渡。對于電機外部的空氣區域，將采用尺度較大的網格，這樣既保證了網格劃分精度，又減少了網格數量，從而可以有效提高計算效率。鑒于電機模型為導入的異形CAD 幾何體，本文選用了Mesher-HD 六面體占優網格，共計1 186 961 個單元和1 403 082 個節點，其精度可以滿足網格無關性要求。電機的剖面網格如圖3 所示。

圖3 網格剖面圖Fig. 3 Section view of the mesh

保證模型的幾何形狀不變，并精確捕捉模型的幾何特征，是構建網格的基本要求。本文網格質量的檢查結果如圖4 所示（橫坐標為相應的網格質量指標，縱坐標為網格數量），滿足了各項評判標準，可見其網格質量良好。

圖4 網格質量Fig. 4 Quality of the mesh

3.3 計算結果

本文將環境溫度設置為20 ℃，通過對比冷卻水入口在不同溫度和流速下的多種工況計算結果，發現當水套入口處冷卻水溫度為30 ℃、流速為0.5 m/s 時，散熱效果的經濟性最高，因此，本文將選用該工況作為典型工況。電機穩定運行狀態下的溫度場仿真結果如圖5～圖10 所示。

圖5 縱剖面的溫度云圖Fig. 5 Temperature contour of longitudinal section

圖10 機殼的溫度云圖Fig. 10 Temperature contours of the casing

各部件的最高溫度及具體位置如表6 所示。

下文從溫度梯度和部件溫度極值等方面對散熱效果進行對比分析，具體如下：

1） 徑向溫度梯度。3 種水冷系統在氣隙處均存在較大的徑向溫度梯度，這說明氣隙的存在造成了較大的熱阻，進而導致轉子的熱量無法及時沿徑向傳導，即水冷系統不能有效減小氣隙處的徑向溫度梯度。

圖6 橫剖面的溫度云圖Fig. 6 Temperature contours of the cross section

圖7 水套的溫度云圖Fig. 7 Temperature contours of the water jackets

圖8 轉子的溫度云圖Fig. 8 Temperature contours of the rotor

圖9 定子的溫度云圖Fig. 9 Temperature contour of the stator

表6 各部件的最高溫度及位置Table 6 Extreme temperatures and positions of each component

2） 軸向溫度梯度。3 種水冷系統的高溫區域均出現在中部，即溫度值向兩端遞減；此外，均存在一定的軸向溫度梯度，即水套入口處的溫度較高，而出口處的溫度較低，這是冷卻水在流動過程中逐步被加熱所致。環形水套和螺旋水套在軸向均為交替出現的結構，當內部冷卻水在水套中逐步被加熱時，將在軸向形成一定的溫度梯度，其中軸向水套沿軸向的溫度分布較為平滑，且軸向溫度梯度相對較小。

3） 環向溫度梯度。軸向水冷沿環向存在較大的溫度梯度，而環形水冷和螺旋水冷在環向的溫度梯度則較小。環形水套與螺旋水套相比，在電機單位長度內的水套體積更大，可以帶走環形區域內的更多熱量，因而，環形水套的散熱效果優于螺旋水套。

4） 溫度極值。3 種水冷方式的溫度極值相差較小，均在1 ℃左右，改變水套形式對降低溫度極值的作用較小。

（1） 轉子。3 種水冷系統的轉子均發熱明顯，最高溫度均超過了70 ℃，遠遠高于定子。而在實際運行過程中，定子的熱損耗將高于轉子，這說明由于氣隙的存在，水冷系統對轉子的散熱效果欠佳。

（2） 定子。3 種水冷系統的定子最高溫度均控制在40 ℃以下，這說明雖然定子的熱損耗較高，但水套可以對定子進行有效散熱。其中，軸向水套的定子溫度極值高于其他2 種水套，故其冷卻效果相對較差。

（3） 機殼。機殼的最高溫度雖然均達到了48 ℃，但均出現于機殼端部區域中心處，原因是此處與發熱明顯的轉子有接觸，距離水套較遠，導致散熱效果較差。除此之外，螺旋水冷和環形水冷的機殼整體溫度均控制在較低水平，散熱效果良好；而軸向水套的環向溫度梯度較大，頂部出現了較大面積的高溫區域，導致散熱效果相對較差。通過進一步對比水套溫度云圖，發現環形水冷機殼端部的低溫區域較大，具備了更好的散熱效果。

為了便于設計師根據需求選擇合適的散熱方式，本文對3 種水套形式的水冷系統散熱效果進行了評分，在同一標準下的★越多，即代表其散熱效果更優，評價結果如表7所示。

由表7 可見，綜合考慮機殼、定子、轉子等部件的冷卻效果和溫度梯度，環形水套的表現最優。

4 優化方案

4.1 概 述

針對水冷系統中轉子、機殼端部過熱，以及氣隙處的軸向溫度梯度過大等問題，本文提出強迫風冷與水冷相結合的優化方案。由于水冷系統的進水口、出水口和強迫風冷系統的進風口、出風口均位于電機兩端，本文擬針對水流與氣流同向和異向2 種方案的散熱效果進行對比，從而確定最優方案。

表7 不同水套形式的散熱效果評價Table 7 Evaluation of heat dissipation effect of different water jacket forms

4.2 優化方案設計

選擇散熱效果較好的環形水套作為優化方案的水冷系統，進水口的流速為0.5 m/s，初始水溫為30 ℃，強迫風冷系統由分別位于電機兩端的風機和散熱孔組成。風機類型為軸流風機，參考市面上常見的相近尺寸的軸流風機參數，風量設為0.02 m3/s，散熱孔的開孔率設為0.8。環境溫度設為20 ℃。考慮到水流和氣流的方向將影響電機的溫度梯度，本文設計了進水口、進風口在電機同側和異側這2 種優化方案。為便于下文表述，將進水口與進風口在電機同側的方案簡稱為方案1，異側則為方案2。

4.3 優化結果及分析

優化方案的溫度云圖結果如圖11～圖15 所示。從溫度云圖可以看出，電機幾乎不存在環向溫度梯度，而軸向溫度梯度、氣隙處的徑向溫度梯度也相比水冷系統有所下降，這說明2 種優化方案可以較好地解決氣隙處徑向溫度梯度過大的問題。

圖11 橫剖面的溫度云圖Fig. 11 Temperature contours of the cross section

圖12 縱剖面的溫度云圖Fig. 12 Temperature contours of the longitudinal section

圖13 定子溫度云圖Fig. 13 Temperature contours of the stator

圖14 轉子溫度云圖Fig. 14 Temperature contours of the rotor

圖15 機殼溫度云圖Fig. 15 Temperature contours of the casing

環形水套原始方案與2 種優化方案的各部件最高溫度及下降值如表8 所示。從表8 可以看出，在水冷系統中引入強迫風冷系統之后，可以降低電機各部件的最高溫度，其中對轉子溫度極值的優化效果最佳，機殼次之，定子最差，這說明2 種優化方案均能較好地解決轉子局部過熱的問題。同時，各部件溫度極值之間的差值也明顯縮小，即電機的溫度分布更趨均勻。

表8 3 種水冷系統方案的最高溫度及下降值對比Table 8 Comparison of extreme temperatures and decrease values for three schemes of water-cooling system

根據2 種優化方案的對比結果，機殼和定子的軸向溫度梯度主要受水流方向影響，而轉子的軸向溫度梯度則主要受氣流方向影響。當水流與氣流方向相反時，即進水口和進風口分別位于電機兩端時，軸向溫度梯度更小，溫度分布更均勻，這一點在機殼和轉子上體現最明顯，究其原因，可能是水流與氣流造成的軸向溫度梯度互相抵消一部分的結果。

5 結 論

本文以某船用電機為研究對象，計算了3 種水冷系統的溫度場，并基于對比評估結果，提出了優化改進方案，結論如下：

1） 從部件散熱效果和溫度梯度的角度評估，環形水套的表現最優。

2） 水冷系統對電機端部和轉子的散熱效果較差，且在氣隙處存在較大的徑向溫度梯度，故在設計電機時建議考慮輔助散熱系統。

3） 在水冷系統中引入強迫風冷系統之后，可以降低電機各部件的最高溫度，其中轉子溫度的優化效果最佳。

4） 基于水冷與強迫風冷相結合的散熱系統可以較好地彌補水冷系統的缺陷，當進水口和進風口分別位于電機兩端時，冷卻效果更佳。