盘式永磁同步电机电磁结构设计与散热研究

刘 凡，邓 涛，华旭彬

(1.重庆交通大学 机电与车辆工程学院，重庆 400074；2.重庆交通大学 航空学院，重庆 400074；3.重庆交通大学 绿色航空技术研究院，重庆 401135)

盘式永磁同步电机具有轴向尺寸短、结构紧凑、振动噪音小、功率和转矩密度高等优点，随着新型材料的出现和制造工艺的进步，越来越受到学者们的青睐[1]。

Donato等[2]分别设计了积分槽集中绕组和分数槽集中绕组的轴向磁通电机，并对2台电机的性能进行综合对比分析。Federico等[3]对一台新型的多级结构无槽盘式永磁同步电机展开研究，该盘式永磁同步做为汽车轮缘驱动电机，并设计了一种高效的定子绕组冷却结构，并分析了额定工况下的工作性能。Naghi等[4]设计了1台 5 kW的表贴式永磁体盘式永磁发电机，提出一种求解电机主要部件温度的热阻网络法，并通过试验验证了该方法预测节点温度的准确性。李翠萍等[5]采用热网络模型对比分析了不同冷却水流速对水冷感应电机额定工况温升的影响，并通过实验验证了该模型的正确性。王晓远等[6]对螺旋形冷却回路展开研究，从冷却液流速、散热系数、经济性、电机温度分布等多方面进行综合分析，最终得出螺旋形冷却回路设计提供参考依据。刘蕾[7]针对盘式永磁同步电机在电机机壳上设计了3种冷却回路结构，并进行对比研究分析。综上，目前盘式永磁同步电机温度场的研究相对较少，而对于盘式永磁电机而言，电机温度过高有导致永磁体发生不可逆退磁的风险、定子绕组绝缘发生破坏，从而影响电机的性能，所以为了进一步提高电机运行的稳定性和效率，对盘式电机进行温度场分析是非常有必要的。

为改善传统混动车驱动系统的功率密度、调速范围和效率，提出并设计一款永磁体内嵌式双定子中间转子盘式永磁同步电机，与传统盘式电机结构相比，中间转子的轴向尺寸缩短，可进一步增加电机转矩密度与功率密度。建立盘式永磁同步电机三维模型，进行空载工况与额定工况电磁仿真，并对该盘式永磁同步电机进行冷却散热研究，设计其冷却散热结构，进行热建模和温度场仿真分析，得到该电机电磁性能参数与温度分布云图，验证该电机设计的合理性。

1 盘式永磁同步电机总体设计

1.1 结构设计

盘式电机电磁结构设计和液冷冷却结构设计流程如图1所示，首先根据车用电机性能要求，进行盘式电机结构及电磁参数设计；其次利用电磁仿真软件进行盘式电机三维电磁场分析，通过仿真数据与设计值对比，进行电磁结构尺寸参数修正，直至满足电机电磁性能要求。根据电磁仿真分析得到电机额定工况损耗数据，进行电机冷却结构参数设计，利用Fluent进行流固热耦合求解运算，分析电机冷却结构设计是否合理，进行冷却结构参数修正，直至满足电机冷却性能要求。

图1 设计流程框图

如图2所示，该车用盘式永磁同步电机采用的是双定子中间转子的结构方案，该种结构可以有效解决单定子单转子盘式电机由于轴向气隙偏心引起的单边磁拉力问题，又便于在电机的定子端盖上设计冷却回路，对盘式电机进行有效散热。

图2 电机结构示意图

盘式电机定转子结构如图3所示，盘式电机定子盘由定子铁心和固定在定子铁芯上电枢绕组组成，电枢绕组采用利兹线绕组，为了避免定子盘产生环电流，电枢绕组采用串联的连接方式。转子盘由转子磁钢和转子铁芯组成，转子磁钢为高矫顽力钕铁硼，并且采用嵌入式永磁体结构固定在中间转子盘铁芯上，可缩短盘式电机轴向尺寸。为降低永磁体涡流损耗，对磁钢进行分段设计，将转子磁钢分为4段，每段之间采用磁钢专用胶进行粘合，以便于磁钢的安装。

图3 定转子结构

1.2 电磁参数设计

1.2.1电磁功率

盘式永磁同步电机的电枢绕组沿径向呈辐射分布状，电机的线电流密度A与半径r成反比，内径处绕组排布最密集，因此最大线电流密度出现在此处。

(1)

盘式永磁同步电机电磁功率计算如下：

Pem=mEfIacosφ

(2)

在设计电机时应当以最大线电流密度来进行计算，即内径处的线电流密度。则电机电磁功率为：

(3)

式中：ns为电机的同步转数(r/s)；cosφ为电机功率因数。

1.2.2电磁转矩

对于盘式永磁同步电机，其线电流密度与电枢绕组的径向长度r有关，线电流密度的幅值为[8]：

(4)

根据安培右手定则可以求得电枢绕组作用在圆周方向上的切向力为：

(5)

根据所求的切向力可求得电机的电磁转矩为：

(6)

经过化简可得到盘式永磁同步电机的平均电磁转矩为：

(7)

根据以上分析，双定子单转子盘式永磁同步电机主要设计参数如表1所示。

表1 电机主要设计参数

1.3 盘式永磁同步电机冷却系统设计

1.3.1冷却回路参数设计

电机冷却结构采用螺旋型冷却回路，电机损耗产生的热量由冷却回路内的冷却液带走，冷却液流动时存在流体阻力，故需要冷却水泵提供一定的流动能量。冷却回路中的流体阻力损失Ps(单位:MPa)计算如下[9]：

(8)

式中：

ξz=ξj+ξc+ξs；ξj+ξc=1；ξs=f(α)

d为螺旋冷却回路横截面等效圆周直径；rg为水的重度，rg=1 000 kgf/m3；v为冷却液的流速；g为重力加速度，g=9.8 m/s2；L为螺旋冷却回路总长度;A为螺旋冷却回路横截面面积；x为水道横截面周长；ξz为螺旋冷却回路进出口和转弯处冷却液的阻力系数；ξj为冷却液进口阻力系数;ξc为冷却液出口阻力系数；ξs为螺旋冷却回路转弯阻力系数；λ为螺旋冷却回路内的沿程阻力系数。

1.3.2电机热物性参数

电机热物性参数主要由导热系数λ(单位:W/m·K)、比热容C(单位:J/kg·K)和密度ρ(单位:kg /m3)组成，电机主要部件材料的热物性参数如表2所示[10]。

表2 电机主要部件材料热物性参数

2 双定子单转子永磁同步电机电磁仿真分析

2.1 电磁建模

根据电机初步设计尺寸在Maxwell中采用参数化建模，建立了双定子单转子盘式电机1/4等效模型，如图4所示。然后在Maxwell中，设置各部件的材料属性、添加激励源和剖分设置、定义求解选项。

图4 盘式电机1/4物理模型

2.2 空载瞬态分析

2.2.1空载反电势

在Maxwell瞬态场中进行盘式电机1 600 r/min转速下的空载运行工况仿真，此时电枢绕组两端的感应电动势即为电机空载反电势[11]。电机空载反电势如图5所示。

图5 空载反电势

该空载反电动势与电机额定电压相接近，且该电机空载反电动势具有较高的正弦性，这表明电机磁极、绕组、槽极配合等参数设计的合理性。

2.2.2气隙磁密

盘式电机气隙磁密会随着半径的增大而增大[12]，如图6所示的气隙磁密3D分布图，径向气隙磁密波形近似于正弦波，可以得到较好的反电势，电机磁极设计合理，但由于定子铁芯开槽会产生齿谐波，会叠加在气隙磁密波形上，使气隙磁密分布图产生不规则的凹点。

图6 气隙磁密3D分布图

2.2.3齿槽转矩

齿槽转矩对盘式永磁电机的低速转矩质量、噪声有重大影响[13]，该盘式电机定子齿槽数设计为24槽，转子磁极为20极，槽极配合为分数槽，进而抑制电机齿槽转矩，齿槽转矩如图7所示，盘式电机齿槽转矩均值为1 N·m，产生的齿槽转矩值在合理范围内。

图7 齿槽转矩

2.3 负载瞬态分析

图8为盘式电机磁感应强度分布图，电机内部磁感应强度最大值在永磁体上，未达到磁饱和，符合设计要求。

图8 磁感应强度分布图

图9为盘式电机在额定转速下瞬态转矩的输出曲线。电机额定功率均为60 kW，额定转速均为1 600 r/min，其额定转矩理论值应为357 N·m，电机额定转矩计算：

图9 额定转矩

(9)

式中：P为额定功率；T为额定转矩；n为额定转速。

根据电磁仿真结果所得出的瞬态转矩平均值为358 N·m，其误差为0.28%，故从瞬态仿真角度考虑，仿真值满足设计要求，初步验证了电机设计的正确性。

2.4 盘式永磁同步电机损耗分析

2.4.1定子绕组铜损

电机在正常运行时绕组产生的焦耳热即为铜损，双定子单转子盘式电机的铜损是由2个定子盘上的定子绕组共同产生，总铜损计算为[14]：

Pcu=mI2R

(10)

式中：m为相数；I为绕组中的相电流，2个定子绕组采用串联结构所以绕组中的电流相等；R为2个定子绕组的每相绕组电阻之和。

2.4.2定子铁损

目前对定转子铁芯损耗的计算主要采用的Bertotti等研究学者提出的铁耗分离模型，铁芯损耗包括：铁芯材料磁滞效应产生的磁滞损耗(Phy)、铁芯与变磁场感生效应产生的涡流损耗(Peddy)以及磁畴运动感生的附加损耗(Pec)，具体表达式如下：

PFe=Phy+Peddy+Pec=

(11)

式中：khy、keddy、kec分别为磁滞损耗系数、涡流损耗系数、附加损耗系数；Bm为气隙磁密幅值；f为磁场基波频率；α为经验系数，通常取经验常数为2。

2.4.3永磁体涡流损耗

永磁体涡流损耗也是电机损耗不可忽略的部分，永磁体涡流损耗产生的主要原因是在定转子气隙间有定子铁心开槽和定子绕组所产生的高次谐波磁场，该电机采用永磁体材料为高矫顽力钕铁硼材料，且该钕铁硼材料电导率较高，永磁体转动时会在永磁体内部产生较大的涡流损耗。根据文献[15]得出转子永磁体涡流损耗的解析式为：

(12)

式中：f为电机基波频率；ec为永磁体电导率；h为永磁体厚度；nf为气隙谐波次数；an、bn为各次谐波分量磁密幅值。

根据电机的基本参数在Maxwell中仿真电机额定工况下各部件的损耗情况，仿真结果如图10所示，永磁体涡流损耗均值为685.6 W，电机铁芯铁损均值为134.1 W。

图10 电机各部件损耗曲线

3 温度场仿真分析

3.1 基本假设

1)忽略辐射换热对电机温度场影响；

2)冷却液流速较小，可将冷却液视为不可压缩流体；

3)忽略分段磁钢之间间隙对传热影响，为便于网格剖分与有限元计算，将分段磁钢等效为整块磁钢；

4)将利兹线绕组等效为单个绕阻。

3.2 边界条件

1)冷却液入口设置为速度入口，入口冷却液流速为2.5 m/s，入口冷却液初始温度为30 ℃；

2)冷却液出口设置为压力出口，压力为1个大气压；

3)固体与固体的接触面设置为无滑移接触面；

4)定转子之间气隙转速与转子的转速设置为额定转速1 600 r/min。

3.3 电机散热分析模型的建立

电机机壳上的冷却回路模型如图11所示，冷却回路为螺旋型，冷却回路端面为长方形。盘式电机网格模型如图12所示，绘制有限元网格之前，需要将模型进行切分，然后使用ICEM CFD进行网格绘制，电机定转子以及机壳采用六面体结构化网格进行网格剖分，利用六面体网格划分的网格数量相对于利用四面体网格划分的网格数量较少，盘式电机模型网格的倾斜度和网格的正交中心质量都有显著改善，网格数量少能提升流固耦合求解迭代速度，减少计算时间。

图11 冷却回路模型 图12 电机网格模型

3.4 结果分析

利用ANSYS Workbench软件中的流固热耦合分析模块Fluent，将ANSYS Maxwell计算的电机损耗导入，进行双定子单转子永磁同步电机流场与温度场的流固耦合仿真。赋予电机各部件材料属性，设置定转子之间气隙空气层、转子的旋转转速为1 600 r/min，电机环境温度与冷却液初始温度均为30 ℃，进行模型计算求解，求得电机额定工况下的温度分布。

1)定子温度场仿真结果如图13所示，定子铁心最高温度集中在定子齿部，最高温度为119.8 ℃，这是因为定子齿部与绕组相接触，热量集中，且定子齿部与定子机壳冷却流道距离较远；定子绕组端部通过与空气接触散热，散热效果较差，因此绕组最高温度集中分布在绕组端部位置，最高温度值为123.4 ℃，定子绕组采用H级绝缘，温升处于安全范围内。

图13 定子温度场云图

2)转子温度场仿真结果如图14所示，转子永磁体涡流损耗较大，且永磁体产生的热量主要由定转子间的空气带走，散热情况较差，因此永磁体最高温度集中在永磁体中间位置，永磁体最高温度为133.8 ℃，永磁体材料采用钕铁硼，处于该材料合理温升范围。

图14 转子温度场云图

3)水道温度场、水道流阻分布以及水道流速分布分别如图15～17所示。螺旋型冷却回路的流速在圆弧处较大，但整体流速分布均匀，温度场分布相对良好，螺旋型冷却回路进出口压差相对较低，消耗泵的功率也较低，有良好的经济性。

图15 水道温度云图 图16 水流流阻云图

图17 水流流速云图

冷却液流速对电机温升有重要影响，不同冷却液入口流速会有不同的电机各部件温升值，为了选定合理的冷却液流速，选取1～5 m/s的冷却液入口流速来进行仿真对比分析。定转子的最高温度随入口冷却液流速的变化关系曲线如图18。由图18可知，随着冷却液流速的增加，电机各部件温升均逐渐降低，各部件温升变化缓慢趋于稳定，直到电机温升达到热饱和。大约在入口流速3 m/s，冷却液带走的热量与电机热源产生的热量达到平衡，即使冷却液流速提高，电机的温升也不再下降，电机温升达到热饱和状态。冷却液流速增大会增加泵的功率，随着冷却液流速的增大，电机冷却会逐渐趋于热平衡，实际应用中应综合考虑选择合理的入口冷却液流速。

图18 电机最高温度随入口流速变化曲线

4 结论

阐述了双定子单转子盘式永磁同步电机结构特点，设计了分数槽双定子单转子盘式电机电磁结构及螺旋形回路冷却系统，主要结论如下：

1)利用ANSYS Maxwell进行三维瞬态电磁仿真，结果表明：空载时，感应电动势与额定电压相接近，气隙磁密与齿槽转矩均在合理范围内；在三相额定电流128 A下，电机磁感应强度未出现磁饱和现象，额定输出转矩为358 N·m，仿真结果满足设计要求。

2)设计了盘式电机冷却回路，计算绕组等效热导率和液冷冷却条件下的导热系数，分析在液冷散热条件下的稳态温度场分布情况，结果表明：该电机最高温度在磁钢中间部位，最高温度为133.8 ℃，不会造成永磁体退磁和绕组绝缘材料失效，冷却结构符合设计要求。

3)分析了冷却液流速对电机温升影响，改变冷却液入口水速，获得了不同冷却水速下电机各部件的温升值，大约在冷却回路入口流速为3 m/s，定子最高温度为121 ℃，转子最高温度为132.5 ℃，达到热平衡。

后续仍需进行电机结构优化设计以及对电机冷却散热关键因素开展深入研究，并进行该款盘式电机样机研发，开展相关试验验证工作。