永磁同步電機多工況溫升研究

王維振　王迎波　陳國濤　姜建豐　賀曉

摘 要：永磁同步電機已成為商用車首選動力來源，其大功率、高效率、高功率密度的發展趨勢以及整車上狹小的安裝空間和惡劣的運行環境，給電機散熱尤其是繞組端部散熱帶來了很大的挑戰。文章基于一款商用車用扁線電機，建立了熱仿真模型，研究了不同工況下繞組端部灌封對電機溫升特性的影響，試驗結果表明仿真模型精度較高，電機灌封對于降低穩態工況溫升速率效果顯著，有助于延長電機穩態工況運行時間；可以快速將瞬態工況聚集的熱量傳遞出去，防止溫度快速攀升帶來的絕緣材料老化風險。

關鍵詞：永磁同步電機 灌封 溫升 穩態工況 瞬態工況

1 前言

永磁同步電機作為商用車應用最為廣泛的整車動力來源，不斷向著輕量化，小型化，集成化和高功率密度的方向發展，然而電機在整車上尤其是商用車上的運行環境非常惡劣，給電機的散熱和防護帶來了更高的要求[1-2]。過高的電機運行溫度會導致永磁體退磁，絕緣材料老化失效等致命問題，對電機的性能以及可靠耐久性造成較大影響，甚至嚴重影響整車運行安全[3-4]。

為了解決電機運行過程中散熱問題，確保電機長時間高負載運行，需要及時將電機產生的熱量傳遞出去。通常電機的冷卻方式可以根據冷卻介質分為空氣冷卻和液體冷卻，液體冷卻又分為水冷和油冷兩類，電動汽車用永磁同步電機通常采用液體冷卻的方式[5]。電機殼體鑄有液體流道可以通過傳導的方式直接帶走與殼體直接接觸部分電機定子產生的熱量，電機繞組端部由于與殼體無直接接觸，散熱較為困難。為解決電機繞組端部散熱問題，通常采用端部噴油冷卻或者有機硅凝膠灌封方式，電機油冷技術需要增加噴油泵，相比水冷電機對殼體改動較大，增加了系統復雜性和成本，對電機系統的可靠性也提出了更高的要求[6]。本文基于一款商用車用扁線電機，采用仿真與試驗結合的方式，研究了不同工況下電機各部件的溫升情況，并分析了電機灌封對電機溫升的影響。

2 電機仿真模型建立

本文選用的永磁同步電機其三維結構如圖1所示，具體參數如表1所示。該電機是一款商用車用扁線電機，集成在整車驅動橋之上，冷卻方式為水冷，設計冷卻流量為16L/min，其峰值功率達到120kW，峰值扭矩360Nm。

電機外形與結構較為復雜，細節特征較多，為減少計算量，提高網格劃分精度，需要對電機模型進行簡化：刪除幾何模型中螺栓、固線夾、吊環、油封等對傳熱影響較小的零件；將發卡型繞組簡化為長方體；在保證精度無太大損失的基礎上，計算過程中將轉子高速旋轉時與定轉子氣隙內空氣的對流換熱過程簡化等效為施加在轉子表面的對流換熱邊界，同時忽略熱輻射以及空氣自然對流，認為冷卻液等各類材料的物性參數不隨溫度和壓力變化[7]。簡化后的電機模型如圖2所示。

3 電機溫度場模型與熱源計算

電機溫升的計算方法通常采用等效熱路法和數值計算法，等效熱路法假設銅線和鐵芯是等溫體，計算結果也是平均溫升，因此等效電路法更適合電機穩態溫升的計算；數值計算法是基于能量守恒定律與傅里葉定律建立電機溫度場數學模型如式1所示，各部分熱量變化是與時間有關的微分形式，數值計算量較大，通常借用計算機的幫助，通過有限元法求解電機溫升[8-9]。

（1）

式中，λ為x，y，z方向上的導熱系數，各向同性；T為溫度；qv為單位時間單位體積介質發熱量；cp為比熱容；ρ為密度。

電機溫度場模型中，電機各部分產熱量是溫升計算必要條件，電機熱源包括銅損，鐵損，永磁體渦流損耗和機械損耗。

繞組銅耗是因為電流流過繞組，銅導線電阻產生的損耗，其計算公式見式2：

（2）

式中，Ia，/Ib，/Ic為三相電流；Ra，/Rb，/Rc為三相電阻；δ為扁線電機集膚效應影響系數，該系數與導線電導率，磁導率以及電流頻率角速度相關。

電機鐵損可以分為定子鐵損和轉子鐵損，是變化的磁場在硅鋼材料上產生的磁滯損耗和渦流損耗，具體計算公式見式3[10]：

（3）

式中，kh/ke/kex分別為鐵芯磁滯損耗系數、渦流損耗系數以及附加損耗系數；B為定子/轉子鐵芯磁密幅值；f為定子/轉子鐵芯實際磁通頻率。

永磁體渦流損耗是由于電機高頻電流諧波在永磁體內部產生渦流引起的損耗，渦流損耗計算公式見式4。渦流損耗與氣隙磁密的變化率有直接關系，雖然渦流損耗在電機總損耗中占比不大，但高轉速時電機渦流損耗不可忽視。

（4）

式中，ρ為分別為鐵芯磁滯損耗系數、渦流損耗系數以及附加損耗系數；B為定子/轉子鐵芯磁密幅值；S為渦流回路面積。

機械損耗主要包括風摩擦損耗和軸承摩擦損耗，轉速越高，機械損耗大，計算公式見式5[11]：

（5）

式中，Cr-轉子表面粗糙度；Cf為空氣摩擦系數；ρ為空氣密度；ω為轉子角速度；r-轉子半徑；l為氣隙軸向長度。

對不同工況下各熱源產熱量進行計算，計算結果如表2所示，忽略低轉速的轉子鐵耗以及永磁體的渦流損耗。

4 不同工況下溫升仿真結果

4.1 工況1溫升情況

圖3為不灌封電機在工況1條件下持續1h得到的溫度分布云圖，從圖3和表3可以看出，該持續工況下最高溫度161.34℃出現在繞組端部中間位置，繞組最低溫度為81.59℃，溫度分布差異較大。繞組中部導線相對電流密度較低且殼體水套帶走了大部分熱量；繞組端部導線密度大，電流產熱較多，同時該工況轉速較低，空氣對流散熱差；從仿真結果看，定子溫度分布與繞組類似，永磁體溫度最低。該工況下，繞組絕緣皮老化失效的風險增加，永磁體退磁風險相對較小。

圖4和表4是灌封電機在工況1條件下運轉1h的仿真結果，電機灌封后，該工況下最高溫度仍然出現在繞組端部，最高溫度為121℃，相比不灌封電機溫度降低40℃，灌封膠填充了導線之間的空隙，大大減小了熱阻，增強了傳導散熱的能力。

在入水溫度為65℃，水流量16L/min的情況下，對兩款電機溫升情況進行了對比測試，從表5測試結果看，不灌封電機在65min內從63.9℃上升至161.1℃，溫升97.2℃，最終達到熱平衡；灌封電機在62min內從67℃上升至118℃，溫升51℃，達到熱平衡。測試結果與仿真結果誤差在3%以內，仿真精度較高，通過試驗驗證了灌封效果的有效性。

4.2 工況2溫升情況

工況2為瞬時工況，仿真運行60s后的溫升結果如圖5和表6所示，繞組最高溫度為145℃，最高溫度出現位置與工況1相同，但平均溫度相比工況1更高。從定子溫度分布云圖看，定子溫度最高131℃，平均溫度較高，溫度梯度明顯。工況2轉速低，電流大，短時發熱無法及時傳遞導致熱量在繞組端部和定子內圈聚集，致使溫度偏高。

從圖6和表7灌封電機的溫度分布云圖上看，繞組、定子最高溫度與不灌封電機差異不大，表8試驗結果也證實了這一點，但從實際試驗結果看，試驗停止后不灌封電機溫度繼續上升了30.2℃，觸發了電機的溫度保護，而灌封電機溫度僅上升了7.8℃。實際應用過程中，一旦溫度短時上升過高引起電機降額或停機，灌封電機可快速將短時積累的熱量傳遞出去，防止溫度進一步上升引起電機不可逆的損壞，提高電機可靠性。

4.3 工況3電機溫升情況

工況3為最高轉速下峰值扭矩工況，與工況2同為瞬時工況，圖 7與表9為不灌封電機運行10s的溫度分布情況，從仿真結果看，不灌封電機溫度分布趨勢與工況2相同，但最高溫度相對較低，這是因為高轉速電機受到電壓限制，輸出峰值扭矩所需電流較小，因此發熱量較工況偏低。由于轉速增加，磁場變化率增大，導致永磁體渦流損耗增加，因此工況3相比工況2永磁體溫度升高。

從圖8和表10灌封電機的溫升情況來看，繞組溫度相比不灌封電機下降較多，為120℃，但定子溫度變化不大。同工況2，電機實際試驗過程中，從表11可以看出，不灌封電機溫度在停止試驗后會繼續攀升25℃左右，由于工況3發熱量相對較小，攀升幅度也小于工況2。

5 結論

本文基于一款商用車用扁線電機建立了仿真模型，分別試制了一款不灌封電機和灌封電機，采用仿真與試驗的方法，研究了不同工況下兩款電機的溫升情況，得出以下結論：

通過刪除對傳熱影響較小的零部件等簡化三維模型的方式，得到的熱仿真模型精度較高，通過試驗對比，仿真精度在3%左右；同時可以證實由理論計算得到的熱損耗較為精確。

對比不灌封和灌封電機在三種工況下的溫升情況可以發現，通過對電機繞組端部進行灌封可以有效減緩穩態工況的溫升速率，由于瞬態工況短時間內熱量迅速聚集，散熱速度較慢，因此電機灌封對電機瞬態工況溫升速率影響不大。

瞬態工況試驗過程中，停止試驗后，不灌封電機溫度會繼續迅速攀升，而灌封電機的溫升速度大大減緩，電機灌封有效降低了電機因溫度過高而停機后，溫度繼續升高導致的絕緣材料加速老化失效的風險，有助于提高電機的可靠性。

商用車因載荷大，道路復雜，電機處于瞬態峰值扭矩工況的時間相對較長，因此電機灌封帶來的性價比相對更高，有益于提高整車可靠性和安全性，因而電機灌封技術更適合在商用車用永磁同步電機上推廣。

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