永磁同步电机的冷却结构优化设计及温度场仿真

丁 杰，张 平

(1.湘潭大学，湘潭 411105；2.南车株洲电力机车研究所有限公司 南车电气技术与材料工程研究院，株洲 412001)



永磁同步电机的冷却结构优化设计及温度场仿真

丁 杰1,2，张 平1

(1.湘潭大学，湘潭 411105；2.南车株洲电力机车研究所有限公司 南车电气技术与材料工程研究院，株洲 412001)

根据电动汽车用高功率密度永磁同步电机螺旋水路的结构特点，分析了进出水管布置方式对压力损失的影响，结果表明进出水管切向于水路方式比进出水管法向于水路的压降降低了10.7%。对改变水槽和隔板尺寸的水冷机座进行散热能力与压力损失的仿真计算，通过压降、表面散热系数与散热面积的综合分析，机座水路结构以水槽宽度30 mm、隔板宽度5 mm的方案最佳。基于选定的螺旋水路结构，对电机的流场和温度场进行耦合仿真计算，通过仿真结果与试验数据的对比，验证了电机冷却结构设计的合理性与仿真结果的准确性。

永磁同步电机；螺旋水路；优化设计；温度场

0 引 言

随着电动汽车产业的快速发展，永磁同步电机以其高转矩、宽调速范围和高效节能的突出优点，得到日益广泛的应用[1]。由于电动汽车的安装空间狭小，电机的进水口处水温高达65～70℃，结构紧凑的电机单位体积功率密度高，诸多因素使得电机温升已成为设计者最为关注的问题之一。

为控制电机的温升，需要选择合适的冷却方式，并对冷却结构进行合理的设计。相对于风冷而言，水冷方式的散热能力强，冷却效果好，可简化电机结构且有效减小电机体积，目前是电动汽车用永磁同步电机的主流冷却方式。合理的冷却结构设计不仅能够有效地将电机产生的热量散失出去，还可以保证进出水管的水压满足整车供水水泵的要求[2]。因此，对电机的水路进行合理地优化设计，提高其冷却效率，对电机设计和工程化应用均具有非常重要的意义。

本文以一款电动汽车用高功率密度水冷永磁同步电动机为研究对象，设计不同螺旋水路的电机机座模型，对电机冷却水路的流场与表面散热系数进行仿真计算，从而得出优化的冷却结构。在此基础上，对电机整体的温度场进行仿真计算，并通过温升实验验证了冷却结构设计的合理性。

1 电机冷却结构

1.1 水路的选择

根据冷却水沿机座的流动方向，水路一般分为轴向与周向。轴向水路散热较为均匀，且进出水管位置设置灵活，但是水流阻力大，会带来较大的能量消耗。周向水路一般沿机壳周向形成螺旋形水路，进出水管分别位于电机两端，导致进出水口存在一定温差，然而螺旋水路畅通平滑，流阻小，对进水口的水压要求低[3-4]。考虑到整车系统对电机进水管压力要求较为苛刻，且机械接口要求电机进出水管分别布置在电机机座两侧，电机机座采用了周向螺旋水道冷却结构，如图1所示，电机机座的轴向长度为250 mm，a，b分别表示螺旋水路水槽矩形截面的宽度和深度，c表示水槽之间的隔板宽度，h为水道轴向长度设计段，为180 mm。根据电机外形尺寸和机座厚度可确定螺旋水路水槽深度b为6 mm，因此，影响电机螺旋水路流场和散热能力的因素主要包括：进出水管的布置、水槽宽度a和隔板宽度c的选择。

图1 周向螺旋水路结构

1.2 进出水管布置的优化

周向螺旋水路中的压力损失主要来自水路的沿程阻力、弯曲阻力和进出水管处的局部阻力。进出水管的布置使冷却水进入和流出螺旋水路的角度不同，这直接影响局部阻力系数的大小[5]。布置进出水管时，与水路之间存在法向相连和切向相连两种典型的方式，如图2所示。

(a)进出水管与水路法向相连(b)进出水管与水路切向相连

图2 进出水管的布置

进出水管的布置对进水与出水的局部区域产生一定影响，但不会对电机的整个温度场产生大的影响，因此，可以先分析水管布置对冷却水路流速和压力的影响。利用HyperMesh软件划分高质量的网格，设置进水口的冷却水温度为70℃，流量为10 L/min，折算为入口平均速度是0.53 m/s，设置出水口为压力出口边界条件，根据雷诺数计算值选择标准k-ε湍流模型，通过Fluent软件进行求解计算可以得到相应的仿真结果。图3是采用进出水管与水路切向相连方式，水槽宽度a=30 mm，隔板宽度c=5 mm的水路流速分布与压力分布云图。从图3(a)可看出，水槽大部分区域的流速分布均匀，最高流速(1.01 m/s)出现在进出水管与水槽过渡的区域，局部流速过高会造成较大的动压损失，最低流速则出现在水槽端部，该区域成为了流动死区。由图3(b)可知冷却水从进水管经螺旋水路到出水管，压力逐渐降低，产生的压降ΔP为3 114 Pa。

(a)速度场分布(b)压力场分布

图3 进出水管与水路切向相连的仿真结果

通过仿真计算可知，进出水管与水路法向相连方式的最高流速为1.17 m/s，压降为3 489 Pa。进出水管与水路切向相连方式与法向相连方式比较可知，进出水管切向于水路时，冷却水的流入角度和流出角度小，局部阻力系数小，水路中的最高流速值降低了13.7%，压降降低了10.7%，说明改变进出水管布置，优化进出水管冷却水的流入与流出角度，可有效改善冷却水在水路中的流动特性。

1.3 水路的优化

进出水管按照与水路切向相连的布置方式，接下来需要选择合适的水槽宽度a与隔板宽度c。由于水路在机座上覆盖的范围广，水槽宽度与隔板宽度除影响水路中的流场外，还会直接影响整个电机的温度场分布。考虑到依靠经验公式在定转子表面施加对流换热系数的方法易产生较大误差，且电机中旋转的气流和热相互影响而不能简单地分割开来，有必要对电机的流场与温度场进行耦合计算[6-11]。然而耦合计算的方法对计算时间与计算机资源的要求都很高，为提高多种方案分析工作的效率，采用了将电机所有热源附加在机座内表面，并假设全部损耗均被冷却水带走，仅对带螺旋水路的机座进行仿真分析的策略。

对水槽宽度a为30 mm，隔板宽度c为5 mm，螺旋水路圈数N为5圈的机座方案进行仿真，可得到如图4所示的带螺旋水路机座温度场分布，进水口温度最低，靠近出水口一侧的温度最高，为82.1 ℃。冷却水与水槽接触的散热面积A=0.292 m2，机座壁表面平均温度To=73.6 ℃，冷却水平均温度Tw=71.3 ℃，基于牛顿传热定律[12]可计算出等效对流散热系数α=2 386 W/(m2·K)。

图4 机座温度场分布

表1是隔板宽度c为5 mm，改变水槽宽度a的仿真计算结果。a=30 mm方案较a=24 mm方案，散热面积基本相同，等效散热系数减小约0.2%，而压降减小了41.6%，说明在不影响散热能力的前提下，电机进出水口的压降可以大为降低。随着水槽宽度的继续增加，螺旋圈数减少，表面散热系数与压降随之减小。

表1 固定隔板宽度时改变水槽宽度的计算数据

将水槽宽度与隔板宽度总长设定为52 mm，水路螺旋圈数为3圈，通过改变水槽宽度与隔板宽度的数值，进行仿真计算后可得到表2所示的结果。可以看出机座表面散热系数和压降随水槽宽度增加整体呈下降趋势，但散热系数分别在a=30 mm和a=45 mm时出现了一个拐点。通过压降、表面散热系数与散热面积的综合分析，机座水路结构最终选择了参数a=30 mm、b=6 mm、c=5 mm、N=5的方案。

表2 固定水槽宽度与隔板宽度总长的计算数据

2 电机温度场仿真与实验验证

2.1 仿真计算

在进行水槽结构优化设计时，将所有损耗加载在机座内壁上，这种方式不能反映电机内部温度场的分布，尤其是无法得到电机内温度最高点的数值。为了验证所选冷却结构是否满足电机散热需求，需要对电机全域三维流场和温度场进行耦合仿真计算。

电机三维模型中主要包括定子铁心、定子绕组、绝缘系统、转子铁心、转子压圈、两端端盖、水冷机座和转轴等。为便于网格剖分，将定子绕组端部作直线棒处理。认为涡流效应对电机定子绕组的影响相同，定子绕组线圈铜耗均匀分布，线圈绝缘包扎完全紧密，定子槽内浸渍漆完全填充。额定工况时，定子绕组线圈、轭部和齿部的损耗密度值分别为1 453 521,152 163和251 610 W/m3，转子的损耗密度值为24 093 W/m3。

设置环境温度为70℃，进水口流量为10 L/min，出水口为压力出口边界条件。通过流场与温度场耦合仿真计算可得出如图5所示的电机温度场分布。由图5可知，电机机座、定子铁心齿部与转子铁心温度梯度小，定子绕组是电机内温度最高的部位，绕组端部温度高于绕组直线有效段部分，这是由于绕组直线有效段的热量容易被机座上的冷却水带走，而绕组端部的散热条件恶劣一些。电机各槽内绕组温度分布不均匀，绕组端部最高温度为133.5℃，该值在电机温升限值范围内，绕组有效段最低温度为120.1℃，绕组最大温差相差约为13.4 ℃，这是冷却水沿周向水路流动时温度不均引起的。就同一槽内的绕组而言，定子绕组端部与有效段温差约为5 ℃，绕组两端端部温差不大，这是由于电机本身轴向长度较小且螺旋水路内水流流速均匀，由进出水管温度差异带来的电机两端温度梯度较小。

(a)全域(b)电机轴向截面

图5 电机温度场分布

2.2 实验验证

为验证电机冷却结构的合理性与仿真结果的准确性，建立了如图6所示的温升实验平台，两台电机分别利用电机控制器进行驱动，在定子绕组、前端盖、后端盖和机座上布置了热电阻PT100，对样机进行额定工况下的稳定温升试验。

图6 温升实验平台

实验时的环境温度为31.3℃，为便于仿真结果与实验数据的比较，选取进水口温度为31.3℃进行仿真计算。表3是仿真结果与实验数据对比的情况。电机绕组温度实验值为98.7℃，仿真值为96.4℃，相对误差为2.3%，产生误差的主要原因是仿真时假设电机绕组绝缘系统处于理想状态且线圈端部做直线段处理，而实际的定子槽受加工工艺的影响会存在微小的气隙，绕组端部与直线段的差异较大。前后端盖的仿真结果与实验数据误差较大的原因在于仿真建模时为简化起见，并未完全按照实物建立所有的细节特征。从总体来看，仿真结果与实验数据吻合度较好，满足工程设计实际需要，因此，可以通过实验数据验证仿真结果的准确性和电机冷却结构设计的合理性。

表3 仿真结果与实验数据对比

3 结 语

随着对电机结构紧凑与单机容量要求的提高，电机的冷却结构设计和温升计算在设计过程中的地位越来越重要。以往的电机冷却结构依靠经验进行设计时，通过选择较多的水路螺旋圈数来增大散热面积与保证散热效果，但这是以较大的压力损失作为代价的。开发该款电动汽车用高功率密度水冷永磁同步电动机时，系统所能提供的进水口压强低，通过冷却结构优化设计与全域电机流场温度场耦合仿真，为产品设计提供了理论指导。开发出的产品不仅通过了实验验证，也在小批量装车考核，现场运行情况良好。因此，在电机产品设计早期，采用热仿真的方法可为产品热设计提供有效的理论指导，有利于提升产品的可靠性，有效实现降本增效。

[1] 唐任远.现代永磁电机理论与设计[M].北京:机械工业出版社,1997.

[2] 姚望.永磁同步牵引电机热计算和冷却系统计算[D].沈阳:沈阳工业大学,2013.

[3] 张鑫鑫.增程式电动汽车驱动电机及其温度特性研究[D].哈尔滨:哈尔滨工业大学,2013.

[4] 梁培鑫,柴凤,李翠萍,等.水冷电机水路设计的研究[J].微电机，2013,46(5):1-3.

[5] 魏永田,孟大伟,温嘉斌.电机内热交换[M].北京:机械工业出版社,1998.

[6] 丁树业,孙兆琼,徐殿国,等.3MW双馈风力发电机传热特性数值研究[J].中国电机工程学报,2012,32(3):137-144.

[7] 胡田,唐任远,李岩,等.永磁风力发电机三维温度场计算及分析[J].电工技术学报,2010,28(3):122-126.

[8] 丁树业,葛云中,陈卫杰,等.双馈风力发电机三维温度场耦合计算与分析[J].电机与控制学报,2012,16(3):83-89.

[9] 李伟力,杨雪峰,顾德宝,等.多风路空冷汽轮发电机定子内流体流动与传热耦合计算与分析[J].电工技术学报,2009,12(24):24-31.

[10] 李伟力,丁树业,靳慧勇.基于耦合场的大型同步发电机定子温度场的数值计算[J].中国电机工程学报,2005,25(13):129-134.

[11] 丁杰,张平,李益丰,等.永磁同步电机的三维流场温度场耦合计算[J].大功率变流技术,2014,(6):46-50.

[12] STATON D A,CAVAGINO A.Convection heat transfer and flow calculations suitable for electric machines thermal models[J].IEEE Transactions on Industrial Electronics,2008,55(10):3509-3516.

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

湖南省自然科学省市联合基金重点项目(12JJ8020)

TM351

A

1004-7018(2016)06-0031-04

丁杰(1979-)，男，博士研究生，高级工程师，研究方向为一般力学与力学基础、变流器结构仿真与热仿真。