考虑温度场和流场的永磁同步电机折返型冷却水道设计
声明：本平台只提供分享和交流不作商业用途，如侵权请及时联系我们删除！
0 引言
永磁同步电机因具有功率密度高、效率高、结构紧凑等优点，成为新能源汽车驱动电机的首选。随着电机容量的不断增加及其小型化和轻量化的发展，再加上新能源汽车用永磁同步电机的密闭式结构，导致电机运行时散热环境恶劣，电机温升过高，成为制约新能源汽车用永磁同步电机向高功率密度、高效率发展的重要因素。
新能源汽车用永磁同步电机大都采用水冷方式对电机进行冷却，冷却水道布置在机壳内部，通过机壳内部水道中的循环冷却介质带走热量，从而控制电机温升。目前，新能源汽车用永磁同步电机冷却水道的结构主要有折返型和轴向螺旋型两种。轴向螺旋型水道的水路平顺，水道压降小，但由于冷却介质从电机一端流入另一端流出，电机两端的温度梯度较大，不利于对电机整体的温升控制。折返型水道的水路呈迷宫状，不会在电机两端产生温度梯度，同时入水口与出水口可布置在电机同一端，方便水冷系统的布置，因而被广泛应用。
现有研究多采用基于积分形式守恒方程的有限体积法对电机的温度场、流场进行仿真，从而研究电机的温升，但并未对永磁同步电机常用的折返型水道的结构参数进行细化研究，对折返型水道结构参数对流体流动特性、水道压降以及电机温升变化的影响的研究也还不够深入。
本文对一台额定功率68 kW的永磁同步电机的折返型水道结构参数进行设计。建立电机流-固耦合有限元模型，对电机温度场、水道流场进行仿真分析，并通过电机台架实验验证了仿真模型的正确性。进而通过仿真模型分析了水道内冷却水的流动特性，综合考虑分析入水口水道宽度与水道圆角半径对水道压降的影响，据此得到水道结构几何参数，实现了电机低温升的设计目标，最后进行电机温升与水道压降实验验证。
1 电机三维求解域模型建立
1.1 电机及其冷却水道结构
本文研究的永磁同步电机额定功率为68 kW，额定转速为3 200 r/min，电机三维模型如图1所示，主要由端盖、机壳、定子、转子、绕组及轴等组成，电机的定转子结构如图2所示。电机内部空间密闭，折返型水道集成在机壳内部，尽量布满机壳以增加散热面积。水道结构的二维展开图如图3所示，主体宽度为36 mm、深8 mm，其中间隔断宽6 mm。为绕开机壳的接线盒开口，局部水道有内凹形状。电机相关技术参数见表1。
图1 永磁同步电机三维模型
Fig.1 3D model of thepermanent magnet synchronous motor
图2 电机定转子结构
Fig.2 Stator and rotor structure of the motor
图3 水道结构二维展开图
Fig.3 2D schematic diagram of the water channel
表1 电机相关技术参数
Tab.1 Relevant parameters of the motor
1.2 流-固耦合数学模型
为了提高数值仿真模型计算效率，同时满足工程计算的精度要求，需作如下简化：①去除零件螺纹孔、凸台等对于热分析、流体分析影响较小的特征；②绕组在定子槽中分布复杂且槽中含有绝缘漆、绝缘纸等材料，为方便计算，按总质量、总热阻均不变的原则对定子槽内绕组进行等效处理，将绕组等效为中间铜、外部绝缘材料的结构，等效模型如图4所示；③引入气隙的等效导热系数，通过导热系数来描述气隙中流动空气的热交换能力。
图4 等效绕组模型
Fig.4 Equivalent winding model
此外，冷却液与机壳水道接触面的传热系数由于受水流状态及电机温度的影响而难以直接求出，进行数值计算时将传热面的传热系数当作边界条件直接施加在模型中较难实现。本文采用流-固耦合的仿真方法将水道中冷却液的流场与整机的温度场当作一个整体来求解，在不同的区域采用通用的控制方程，使冷却液体与水道冷却壁面之间的对流传热面成为计算区域的一部分，无需再设置该传热面的传热系数，不但避免了传热面传热系数难求的问题，而且使仿真模型更符合实际。
流体数值计算的模型选择直接影响冷却液的流动形态以及电机的温度分布。电机水道中的冷却液在流动时雷诺系数较大（＞2 320），为湍流状态，除了满足质量守恒方程、动量守恒方程和能量守恒方程外，还需引入流体力学中由湍动能k方程与含有湍动耗散率方程组成的标准k-ɛ方程对流体进行描述。当流体为不可压缩且处于稳定流动状态时，采用的通用控制方程为
展开形式为
式中，
对电机温度场进行计算，其传热过程遵循能量守恒定律，三维导热微分方程及边界条件为
式中，λx、λy、λz分别为各介质沿x、y、z方向的导热系数；t为电机的待求温度；qv为电机的热流密度；c为物体的比热容；s1、s2为求解域的边界面；q0为通过s1的热流密度；tf为流体的温度；n为物体边界的法向量。
1.3 网格划分
求解域模型的网格划分是对空间上连续的计算区域内的控制方程进行离散，从而得到需要求解的离散方程组。因此，对于不同模型进行网格划分时应采用不同的控制策略以达到精确计算的目的。本文研究水冷系统的永磁同步电机在求解温度场与流场的问题时，流-固界面的速度梯度与温度梯度变化较大，需在梯度方向上有足够多的节点，才能准确反映温度与速度的变化情形。为准确反映边界层处的参数，流体域的三维模型使用膨胀层边界网格，流体域主体网格单元尺寸为2 mm，边界层为5层变化率为1.2的较密网格，如图5所示。
图5 流体域网格
Fig.5 The mesh of the fluid domain
1.4 热源分布
电机的温升主要由各种损耗造成，永磁同步电机的损耗主要包括定子和转子的铁心损耗、定子绕组铜耗、机械损耗和杂散损耗。因电机使用水冷系统不需要通风，转子风摩损耗小，同时电机的机械损耗与铁耗、铜耗相比所占比例很小，对于水冷电机温度场仿真结果影响不大，可以忽略不计。由于永磁同步电机的损耗通过解析法计算比较困难，故在进行电机温度场、流场分析前需先借助电磁场有限元分析软件对电机损耗进行计算。电机在额定工况下各部分损耗值见表2。永磁体采用了轴向分段设计，但该永磁同步电机所采用的分数槽绕组结构使其谐波含量较大，且永磁体离气隙较近，所以永磁体的涡流损耗值较大。
表2 电机额定工况下各部分损耗值
Tab.2 Loss value of motor under rated working condition
2 电机温度场、流场计算结果及验证
2.1 电机额定工况下仿真结果
将电机在额定工况下运行时损耗产生的热量施加到各对应部位作为热源，冷却水的入口水流量为14 L/min，入口水温为70℃，室温为30℃，当迭代计算收敛后，可得到电机连续运行到温度达到平衡状态的温度场及流场。图6为电机整机的温度分布，电机转子位于电机内部处于一个相对隔绝的状态，主要通过气隙向外导热，而气隙的导热能力较差，因此在电机运行时转子产生的热量不易散出，其最高温度达到161.5℃，温升为131.5℃。图7为电机绕组的温度分布，定子槽内绕组的热量通过绝缘层、定子铁心和电机机壳，最后由机壳内的冷却水循环带走，散热效果较好。所以槽内绕组温度在电机内部最高，沿径向向外降低，外圆靠近机壳处温度最低。端部绕组主要通过与空气的对流散热，散热效果欠佳，最高温度达到152.6℃，温升为122.6℃。
图6 电机整机温度分布
Fig.6 Temperature distribution diagram of the motor
图7 电机绕组温度分布
Fig.7 Temperature distribution diagram of motor winding
当水道中冷却液体流道状态稳定时，水道中水流的压强分布如图8所示。由图8可知，入水口处的压强最大为9 832 Pa，之后随着水道的延长流体损耗随之增大，水流压强逐渐减小，并在出水口处达到最小为-315 Pa。水道在直线部分颜色变化较小，压强分布均匀，但在90°直角弯和180°折返弯处颜色发生突变，有明显的分界线产生，说明水流在水道直角弯与折返弯处产生明显的压力损失，从而导致水流压强突降并出现局部压强不均匀的现象。
图8 水道水流压强分布
Fig.8 Pressure distribution map of the water channel
2.2 电机温升实验验证
为验证电机温度场、流场仿真结果的正确性，进行电机额定工况下的温升、压降实验。电机温度的采集通过电机绕组预埋的热电偶进行，入水口和出水口的压力由水压传感器测量。电机温升、压降测试平台主要由电机、功率测量设备、控制器、恒温水池和控制操作台等组成，如图9所示。实验时外界条件与仿真边界条件保持一致，即入口水流量为14 L/min，入口水温为76℃，实验环境温度为29.1℃。
图9 电机温升、压降实验测试平台
Fig.9 Temperature rise and pressure drop test platform of motor
电机在额定工况下运行60 min后绕组温度不再上升，电机温度达到平衡状态。此时，绕组温度保持在156.0℃不变，温升为126.0℃。绕组温度的仿真结果比实验结果低3.4℃，误差2.8%（见表3），在误差允许范围内。实验测得的冷却水出、入水口压强差为11 300 Pa，但因实测水流压降除了电机水道的压降，还包括恒温水池到电机出、入水口处水管的沿程损失，因此实测电机水道压降为11 300 Pa，大于仿真电机水道压降10 147 Pa，符合实际情况。实验测试结果表明，电机温度场、流场仿真模型是准确可靠的。
表3 电机绕组温升与水道压降的仿真、实验结果对比
Tab.3 Comparison of simulation and test results between temperature rise of motor winding and pressure drop of water channel
3 水道几何参数设计及验证
3.1 水道流体流动特性分析
用线型图来表示水道中水流的运动轨迹，如图10所示，图中方框内水流产生明显的旋涡现象，形成了大片冷却水滞留区域。该旋涡主要是由于流道突然扩大或急转弯，水具有的惯性使其与边界层分离而成的。涡流靠主流速带动旋转，主流速将能量传递给了旋涡，又因为旋涡内存在粘性摩擦，因此涡流运动消耗了一部分能量，增加了水流的局部损耗。在该折返型水道中，水流经过第一个90°左拐弯后产生的涡流现象尤为明显。通过对入水口水道宽度进行优化，可以减少冷却液体产生涡流的现象，同时优化水道圆角半径也可提高水道中水流动的平顺性，增加水流的冷却效率。
图10 水道水流线型图
Fig.10 Linetype diagram of liquid flow in water channel
3.2 水道结构参数仿真计算
为使冷却液体流动平缓、流速分布均匀，对水道的几何参数进行设计，取入水口水道宽度30～50 mm、水道圆角半径10～50 mm（每5 mm一个计算点）。对不同结构方案的水道进行流体仿真分析，计算得到水道压降的三维曲面分布如图11所示，图中圆圈所选区域为压降最大的水道结构方案，压降为9 630 Pa，此时入水口水道宽度为50 mm，水道圆角半径为50 mm。从图11可以得到：当入水口水道宽度一定时，随着水道圆角半径的增加，水道压降呈先下降再上升的趋势；对每一特定入水口水道宽度，都有一个与之对应的水道圆角半径尺寸使水道中水流最为平稳、水的局部损耗最小。在所有的水道结构设计方案中，图11中方框所选区域的压降最小，仿真结果为8 485 Pa。此方案即为水道结构的最优方案，此时入水口水道宽度为45 mm，水道圆角半径为20 mm。
图11 入水口水道宽度与水道圆角半径对水道压降的影响
Fig.11 Influence of the width of inlet water channel and fillet on pressure drop of water channel
通过仿真计算后的水道结构二维展开图如图12所示，入水口水道宽度加宽至45 mm，水道增加半径为20 mm的圆角。对该方案进行流场及温度场仿真，该方案的水流线型如图13所示，对比图10，水流经过第一个直角弯时产生的旋涡明显减小，水道中冷却水流更为均匀且有效冷却水流区域也得到增大。此时水道的局部损耗最小，水冷系统效率最高。
图12 仿真计算后水道结构二维展开图
Fig.12 2D schematic diagram of optimized water channel
图13 入水口水道宽度为45 mm，水道圆角半径为 20 mm时水流线型图
Fig.13 Linetype diagram of liquid flow in water channel when the inlet width of the water channel is 45 mm and the fillet is 20 mm
按照分析得到的最优水道结构修改电机有限元仿真模型的几何参数，进行流-固耦合温度场仿真。图14和图15分别为重新设计水道方案的电机在额定工况下稳定运行时的整机与绕组温度分布。对比图14与图6，由于水道结构更为合理，水道参数设计后的电机机壳的温度分布更为均匀，散热性能更佳，整机最高温度为151.2℃，较原方案的161.5℃降低了10.3℃。水道参数设计后的电机绕组温度分布（图15）与原方案绕组温度分布（图7）趋势相似，都是靠近机壳处温度最低，向电机内部递增，两边绕组端部温度最高。绕组最高温度由原方案的152.6℃降为143.4℃，降低了9.2℃。
图14 水道参数设计后电机整机温度分布
Fig.14 Temperature distribution diagram of the optimized motor
图15 水道参数设计后电机绕组温度分布
Fig.15 Temperature distribution diagram of the optimized motor winding
3.3 水道结构方案实验验证
根据设计的水道几何参数制作样机，对新样机进行台架温升实验。新样机同样在额定工况下运行，实验时环境温度为32.5℃，经过60 min绕组温度逐渐稳定，最终保持在151.0℃不变，温升为118.5℃。同时测得电机水冷系统压降从原来的11 300 Pa降到9 817 Pa，水道的压力损耗减小了13.1%。对比设计前后电机绕组温升随电机运行时间的变化，如图16所示，之前绕组温升为126.9℃，重新设计后电机绕组温升下降8.4℃，降幅6.6 %。电机绕组温升降低的主要原因在于水道压降减小从而提高了水道中流体介质的流速，增大了水流的湍流程度，提升了水道的对流换热能力。同时，结构改进后的水道水流分布更为均匀稳定，有利于保持电机的均温与低温升。
图16 水道参数设计前后电机绕组温升实验对比
Fig.16 Comparison test of the motor winding temperature rise before and after water channel optimization
4 结论
通过建立流-固耦合的温度场、流场仿真模型对折返型水道进行了参数设计，并通过电机台架实验验证了仿真结果。结果表明，水道宽度为45 mm，水道圆角半径为20 mm时，额定功率68 kW的新能源汽车用永磁同步电机水道压降减少了13.1 %，电机绕组温升降低了8.4℃。并得出折返型水道有以下规律：当入水口水道宽度一定时，随着水道圆角半径的增大，水道压降呈先下降再上升的趋势；每一特定入水口水道宽度，都有一个与之对应的水道圆角半径尺寸可以使水道压降最小，且使电机温升降低；基于流型调控合理选取入水口水道宽度和水道圆角半径，先确定入水口水道宽度，再综合考虑水道的换热性能和压降，获得最佳的水道圆角半径的设计方法，为水冷电机流道设计提供参考。
