电动车用永磁同步电机温升分析及结构优化

李晓艺

（陕西工业职业技术学院 陕西 咸阳 712000）

引言

电机作为电动汽车的动力核心，其小型化体积和高功率密度常造成内部温升过高，从而影响电机的运行性能、效率和寿命[1-2]。选择合理的散热方式和散热结构，使电机温升控制在安全范围内，具有重要的意义。

液冷系统由于所占空间小、散热效果好，目前应用于大多数电机上[3]。但其结构复杂，且水道结构对冷却液的流动情况和电机的温度分布起关键作用。国内外众多学者对电机的温度场计算、损耗计算做了研究，且取得了一些成果，但对电机冷却水路的相关研究较少。梁培鑫等对比研究了2 种常用的轴向Z 字型和周向螺旋型水路，综合考虑了水路的散热效果和对外部散热器及泵体的影响，给出了基于电机长径比的水冷电机水路选择方法[4]。田玉冬等研究了一种C 型环槽水路。结果表明，该水路结构中，各水路支路间流场分布均匀，传热性能良好[5]。和伟超等研究了一种高效率并联V 型水冷结构。结果表明，相比于串联水冷结构，并联水冷结构流动压头损失小，且可通过调整主水路的形状使流场更加均匀[6]。

针对上述水道结构沿水流行程温度升高，冷却不均的问题，本文以一台永磁同步电机为研究对象，通过磁热耦合分析，得到电机的温升分布，并与试验值比对。建立互逆双水道模型，比对不同水道结构冷却液速度分布和电机温升分布情况，对其进行结构优化。

1 电机结构及其参数

本文所研究的样机为永磁同步电机，图1 所示为电机整体外观图，主要由转轴、转子铁芯、永磁体、定子绕组、定子铁芯、电机壳体等部件组成。其中，机壳内轴向分布肋片形成水套。

图1 电机整体结构

电机的基本参数如表1 所示。

表1 电机基本参数

2 热源损耗计算

采用Ansoft Maxwell 软件进行仿真计算，模型简化后取1/8 样机模型进行二维建模，依据电机结构参数建立如图2 所示的物理模型。

图2 电机二维物理模型

对额定工况下工作的电机进行有限元计算，设置各部件的材料属性，添加绕组激励，将转子、永磁体设为运动部件，施加主从边界条件、矢量磁位边界条件，设置求解选项并进行仿真[7-8]。

2.1 铁芯损耗

图3 为转子运转到不同位置时电机的磁密分布图。

图3 磁密分布图

由图3 可见，转子上的隔磁磁桥处磁密最大，定子铁芯不同部位的磁密随时间变化而不同。

图4 为额定工况下电机定子和转子铁芯损耗随时间的变化曲线。

图4 铁芯损耗曲线

由图4 可见，铁芯损耗随电机运行逐渐增大，而后趋于稳定。铁芯损耗取电机运行稳定后的平均值，定子铁芯损耗约为450 W，转子铁芯损耗约为29 W。

2.2 绕组铜耗

忽略趋肤效应和邻近效应引起的附加损耗，绕组的基本铜耗可以表示为：

式中：Pcu为绕组的总铜耗，W；m 为绕组相数；I 为电流有效值，A；R 为每相绕组的电阻值，Ω。

实际导线的电阻值是一个随温度变化的量，可用公式表示为：

式中：R0为参考电阻值，Ω；α0为导体温度系数，℃-1；ρ0为参考电阻率，Ω·m；l 为导线长度，m；S 为导线横截面积，mm2；t 为电机运行稳定时的绕组温度，℃；t0为环境温度，℃。

试验测得，t0=20 ℃时，参考电阻R0=8.28m Ω；电机的额定电流为I=120 A；导体温度系数α0=0.003 93℃-1；电机运行稳定时的绕组温度取t=100 ℃，通过公式（1）和公式（2）计算得到Pcu=470 W。

2.3 永磁体涡流损耗

图5 为仿真得到的额定工况下永磁体涡流损耗曲线。电机运行稳定后，永磁体涡流损耗约为40 W。

图5 永磁体涡流损耗曲线

3 基于CFD 的电机温升计算

3.1 稳态仿真

对电机进行模型简化及边界条件设置[9-10]，稳态热仿真后，得到电机内部温升分布情况，如表2 所示。

表2 电机内主要部件的温升分布 ℃

由表2 可见，电机运行至温升稳定时，定子铁芯和绕组为热源，温升较大，绕组温度最高为98.4 ℃；由于两侧冷却条件不一致，定子铁芯温差最大。

图6 为电机的径向温升分布图。

图6 电机径向温升分布图

图6 的折线中，ab 段为定子绕组，cd 段为定子铁芯，ef 段为电机壳体内侧，gh 段为冷却液道，ij 段为电机壳体外侧。

由图6 可见，电机运行至温升稳定时，由内径向外温度逐渐降低。这是由于绕组损耗大且内部无冷却系统，冷却不到位；壳体非热源，且冷却条件好，温度最低。绕组绝缘层导热系数小，导致bc 段存在温度梯度；同样，定子与壳体之间存在装配间隙，空气导热系数小，导致de 段存在温度梯度。

3.2 试验验证

在外界环境温度为27 ℃，额定负载运行工况下，对电机进行温升试验。图7 为电机温升试验平台。设定冷却液初始温度、流量与仿真边界条件一致。

图7 电机温升试验平台

由于仿真忽略了占比较小的损耗，且试验设备存在测量误差，瞬态仿真结果与试验温度之间存在误差。瞬态仿真结果与试验温度比对如图8 所示。相对误差小于2%，仿真结果可信。

图8 试验值与仿真值对比图

4 双水道结构温升分布

考虑到单水道模型冷却液温度随水流行程逐渐增大，造成电机冷却不均匀。分析单水道模型弊端，优化结构，建立轴向、平行、螺旋互逆双水道模型如图9 所示。水道整体设计宽度均为132 mm，高度均为8 mm，入口和出口直径均为14 mm。

图9 双水道模型

对模型前处理（建立有限元模型）后，设置相同的边界条件，热仿真所得结果如表3 所示。

表3 各种水道热分析结果对比

分析表3 可知，双水道模型的冷却效果整体优于单水道模型。由于模型的基准温度为60 ℃，可知，相比于轴向单水道，轴向双水道的最大温升降低了3.5 ℃，降低了9.1%；平行双水道的最大温升降低了3.7 ℃，降低了9.6%；螺旋双水道的最大温升降低了3 ℃，降低了7.8%。

4.1 冷却液流速

图10 为4 种水道模型的冷却液速度矢量图。

图10 冷却液速度矢量图

对比可以发现，双水道模型的流场分布较为均匀；单水道模型的流速最大，但是水道内存在大量不利于传热的缓流区。

轴向双水道内的局部最大流速为1.38 m/s，位于水道拐角变截面处，且在水道的两侧，流速较小。由于轴向水道沿程有许多拐角，湍流度高，最大流速高，冷却效果较好，但同时压力损失较大[11]。

螺旋双水道是沿电机圆周方向呈螺旋状分布肋板形成水道，水流顺畅，沿程压力损失最小。由于没有变截面的扰动，2 条水道内最大流速较小，为0.83 m/s，但流场整体分布比较均匀。

平行双水道内，各平行支路内流场均匀，水流的分流效果好，水道内局部最大流速为1.22 m/s，位于水道拐角变截面处。相较于螺旋双水道，变截面的扰动增大了冷却液的湍流度。相较于轴向双水道，沿程拐角较少，压力损失较小。

4.2 径向温升分布

图11 为4 种水道结构的电机径向温升分布图。折线中，single 表示轴向单水道，axel 表示轴向双水道，parallel 表示平行双水道，helix 表示螺旋双水道。

图11 电机径向温升分布对比图

由图11 可以看出，4 种水道结构的电机温升分布大体一致，冷却效果存在差异，双水道模型的冷却效果明显优于单水道模型。

单水道模型冷却液流动过程中，沿程水温增大，冷却液冷却效果下降，造成电机进出水口两端冷却不均匀，出口端冷却不足，从而导致电机最高温升增大。双水道模型存在2 股互逆的水流，使得电机进出水口两端温度均匀化，从而降低了电机的最大温升。

双水道模型中，平行双水道和轴向双水道的冷却性能高于螺旋双水道。相比于螺旋双水道，平行双水道和轴向双水道由于水流行程中拐角的存在，增大了湍流度，同时增加了对流换热系数，所以冷却效果更好。

5 结论

本文通过对一台永磁同步电机的有限元分析和试验研究，得出以下结论：

1）电机运行至温升稳定时，由于定子和机壳之间空气间隙、绕组绝缘层的存在，径向温度分布存在2 个温度梯度。

2）双水道结构在机壳内形成2 股互逆的水流，使电机进出水口两侧温度均匀化，从而降低了电机最大温升。

3）轴向及平行水道由于水道拐角处流通截面积变小，流动方向改变。一方面使得流速提高，湍流度增大，对流换热系数增大，从而改善传热；另一方面涡流的产生导致局部损耗，使得水路压力沿程损失增大。