永磁同步電機(jī)的冷卻結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)及溫度場(chǎng)仿真

丁 杰，張 平

(1.湘潭大學(xué)，湘潭 411105；2.南車株洲電力機(jī)車研究所有限公司 南車電氣技術(shù)與材料工程研究院，株洲 412001)

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永磁同步電機(jī)的冷卻結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)及溫度場(chǎng)仿真

丁 杰1,2，張 平1

(1.湘潭大學(xué)，湘潭 411105；2.南車株洲電力機(jī)車研究所有限公司 南車電氣技術(shù)與材料工程研究院，株洲 412001)

根據(jù)電動(dòng)汽車用高功率密度永磁同步電機(jī)螺旋水路的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，分析了進(jìn)出水管布置方式對(duì)壓力損失的影響，結(jié)果表明進(jìn)出水管切向于水路方式比進(jìn)出水管法向于水路的壓降降低了10.7%。對(duì)改變水槽和隔板尺寸的水冷機(jī)座進(jìn)行散熱能力與壓力損失的仿真計(jì)算，通過(guò)壓降、表面散熱系數(shù)與散熱面積的綜合分析，機(jī)座水路結(jié)構(gòu)以水槽寬度30 mm、隔板寬度5 mm的方案最佳?；谶x定的螺旋水路結(jié)構(gòu)，對(duì)電機(jī)的流場(chǎng)和溫度場(chǎng)進(jìn)行耦合仿真計(jì)算，通過(guò)仿真結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比，驗(yàn)證了電機(jī)冷卻結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的合理性與仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性。

永磁同步電機(jī)；螺旋水路；優(yōu)化設(shè)計(jì)；溫度場(chǎng)

0 引 言

隨著電動(dòng)汽車產(chǎn)業(yè)的快速發(fā)展，永磁同步電機(jī)以其高轉(zhuǎn)矩、寬調(diào)速范圍和高效節(jié)能的突出優(yōu)點(diǎn)，得到日益廣泛的應(yīng)用[1]。由于電動(dòng)汽車的安裝空間狹小，電機(jī)的進(jìn)水口處水溫高達(dá)65～70℃，結(jié)構(gòu)緊湊的電機(jī)單位體積功率密度高，諸多因素使得電機(jī)溫升已成為設(shè)計(jì)者最為關(guān)注的問(wèn)題之一。

為控制電機(jī)的溫升，需要選擇合適的冷卻方式，并對(duì)冷卻結(jié)構(gòu)進(jìn)行合理的設(shè)計(jì)。相對(duì)于風(fēng)冷而言，水冷方式的散熱能力強(qiáng)，冷卻效果好，可簡(jiǎn)化電機(jī)結(jié)構(gòu)且有效減小電機(jī)體積，目前是電動(dòng)汽車用永磁同步電機(jī)的主流冷卻方式。合理的冷卻結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)不僅能夠有效地將電機(jī)產(chǎn)生的熱量散失出去，還可以保證進(jìn)出水管的水壓滿足整車供水水泵的要求[2]。因此，對(duì)電機(jī)的水路進(jìn)行合理地優(yōu)化設(shè)計(jì)，提高其冷卻效率，對(duì)電機(jī)設(shè)計(jì)和工程化應(yīng)用均具有非常重要的意義。

本文以一款電動(dòng)汽車用高功率密度水冷永磁同步電動(dòng)機(jī)為研究對(duì)象，設(shè)計(jì)不同螺旋水路的電機(jī)機(jī)座模型，對(duì)電機(jī)冷卻水路的流場(chǎng)與表面散熱系數(shù)進(jìn)行仿真計(jì)算，從而得出優(yōu)化的冷卻結(jié)構(gòu)。在此基礎(chǔ)上，對(duì)電機(jī)整體的溫度場(chǎng)進(jìn)行仿真計(jì)算，并通過(guò)溫升實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了冷卻結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的合理性。

1 電機(jī)冷卻結(jié)構(gòu)

1.1 水路的選擇

根據(jù)冷卻水沿機(jī)座的流動(dòng)方向，水路一般分為軸向與周向。軸向水路散熱較為均勻，且進(jìn)出水管位置設(shè)置靈活，但是水流阻力大，會(huì)帶來(lái)較大的能量消耗。周向水路一般沿機(jī)殼周向形成螺旋形水路，進(jìn)出水管分別位于電機(jī)兩端，導(dǎo)致進(jìn)出水口存在一定溫差，然而螺旋水路暢通平滑，流阻小，對(duì)進(jìn)水口的水壓要求低[3-4]?？紤]到整車系統(tǒng)對(duì)電機(jī)進(jìn)水管壓力要求較為苛刻，且機(jī)械接口要求電機(jī)進(jìn)出水管分別布置在電機(jī)機(jī)座兩側(cè)，電機(jī)機(jī)座采用了周向螺旋水道冷卻結(jié)構(gòu)，如圖1所示，電機(jī)機(jī)座的軸向長(zhǎng)度為250 mm，a，b分別表示螺旋水路水槽矩形截面的寬度和深度，c表示水槽之間的隔板寬度，h為水道軸向長(zhǎng)度設(shè)計(jì)段，為180 mm。根據(jù)電機(jī)外形尺寸和機(jī)座厚度可確定螺旋水路水槽深度b為6 mm，因此，影響電機(jī)螺旋水路流場(chǎng)和散熱能力的因素主要包括：進(jìn)出水管的布置、水槽寬度a和隔板寬度c的選擇。

圖1 周向螺旋水路結(jié)構(gòu)

1.2 進(jìn)出水管布置的優(yōu)化

周向螺旋水路中的壓力損失主要來(lái)自水路的沿程阻力、彎曲阻力和進(jìn)出水管處的局部阻力。進(jìn)出水管的布置使冷卻水進(jìn)入和流出螺旋水路的角度不同，這直接影響局部阻力系數(shù)的大小[5]。布置進(jìn)出水管時(shí)，與水路之間存在法向相連和切向相連兩種典型的方式，如圖2所示。

(a)進(jìn)出水管與水路法向相連(b)進(jìn)出水管與水路切向相連

圖2 進(jìn)出水管的布置

進(jìn)出水管的布置對(duì)進(jìn)水與出水的局部區(qū)域產(chǎn)生一定影響，但不會(huì)對(duì)電機(jī)的整個(gè)溫度場(chǎng)產(chǎn)生大的影響，因此，可以先分析水管布置對(duì)冷卻水路流速和壓力的影響。利用HyperMesh軟件劃分高質(zhì)量的網(wǎng)格，設(shè)置進(jìn)水口的冷卻水溫度為70℃，流量為10 L/min，折算為入口平均速度是0.53 m/s，設(shè)置出水口為壓力出口邊界條件，根據(jù)雷諾數(shù)計(jì)算值選擇標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型，通過(guò)Fluent軟件進(jìn)行求解計(jì)算可以得到相應(yīng)的仿真結(jié)果。圖3是采用進(jìn)出水管與水路切向相連方式，水槽寬度a=30 mm，隔板寬度c=5 mm的水路流速分布與壓力分布云圖。從圖3(a)可看出，水槽大部分區(qū)域的流速分布均勻，最高流速(1.01 m/s)出現(xiàn)在進(jìn)出水管與水槽過(guò)渡的區(qū)域，局部流速過(guò)高會(huì)造成較大的動(dòng)壓損失，最低流速則出現(xiàn)在水槽端部，該區(qū)域成為了流動(dòng)死區(qū)。由圖3(b)可知冷卻水從進(jìn)水管經(jīng)螺旋水路到出水管，壓力逐漸降低，產(chǎn)生的壓降ΔP為3 114 Pa。

(a)速度場(chǎng)分布(b)壓力場(chǎng)分布

圖3 進(jìn)出水管與水路切向相連的仿真結(jié)果

通過(guò)仿真計(jì)算可知，進(jìn)出水管與水路法向相連方式的最高流速為1.17 m/s，壓降為3 489 Pa。進(jìn)出水管與水路切向相連方式與法向相連方式比較可知，進(jìn)出水管切向于水路時(shí)，冷卻水的流入角度和流出角度小，局部阻力系數(shù)小，水路中的最高流速值降低了13.7%，壓降降低了10.7%，說(shuō)明改變進(jìn)出水管布置，優(yōu)化進(jìn)出水管冷卻水的流入與流出角度，可有效改善冷卻水在水路中的流動(dòng)特性。

1.3 水路的優(yōu)化

進(jìn)出水管按照與水路切向相連的布置方式，接下來(lái)需要選擇合適的水槽寬度a與隔板寬度c。由于水路在機(jī)座上覆蓋的范圍廣，水槽寬度與隔板寬度除影響水路中的流場(chǎng)外，還會(huì)直接影響整個(gè)電機(jī)的溫度場(chǎng)分布?？紤]到依靠經(jīng)驗(yàn)公式在定轉(zhuǎn)子表面施加對(duì)流換熱系數(shù)的方法易產(chǎn)生較大誤差，且電機(jī)中旋轉(zhuǎn)的氣流和熱相互影響而不能簡(jiǎn)單地分割開(kāi)來(lái)，有必要對(duì)電機(jī)的流場(chǎng)與溫度場(chǎng)進(jìn)行耦合計(jì)算[6-11]。然而耦合計(jì)算的方法對(duì)計(jì)算時(shí)間與計(jì)算機(jī)資源的要求都很高，為提高多種方案分析工作的效率，采用了將電機(jī)所有熱源附加在機(jī)座內(nèi)表面，并假設(shè)全部損耗均被冷卻水帶走，僅對(duì)帶螺旋水路的機(jī)座進(jìn)行仿真分析的策略。

對(duì)水槽寬度a為30 mm，隔板寬度c為5 mm，螺旋水路圈數(shù)N為5圈的機(jī)座方案進(jìn)行仿真，可得到如圖4所示的帶螺旋水路機(jī)座溫度場(chǎng)分布，進(jìn)水口溫度最低，靠近出水口一側(cè)的溫度最高，為82.1 ℃。冷卻水與水槽接觸的散熱面積A=0.292 m2，機(jī)座壁表面平均溫度To=73.6 ℃，冷卻水平均溫度Tw=71.3 ℃，基于牛頓傳熱定律[12]可計(jì)算出等效對(duì)流散熱系數(shù)α=2 386 W/(m2·K)。

圖4 機(jī)座溫度場(chǎng)分布

表1是隔板寬度c為5 mm，改變水槽寬度a的仿真計(jì)算結(jié)果。a=30 mm方案較a=24 mm方案，散熱面積基本相同，等效散熱系數(shù)減小約0.2%，而壓降減小了41.6%，說(shuō)明在不影響散熱能力的前提下，電機(jī)進(jìn)出水口的壓降可以大為降低。隨著水槽寬度的繼續(xù)增加，螺旋圈數(shù)減少，表面散熱系數(shù)與壓降隨之減小。

表1 固定隔板寬度時(shí)改變水槽寬度的計(jì)算數(shù)據(jù)

將水槽寬度與隔板寬度總長(zhǎng)設(shè)定為52 mm，水路螺旋圈數(shù)為3圈，通過(guò)改變水槽寬度與隔板寬度的數(shù)值，進(jìn)行仿真計(jì)算后可得到表2所示的結(jié)果?？梢钥闯鰴C(jī)座表面散熱系數(shù)和壓降隨水槽寬度增加整體呈下降趨勢(shì)，但散熱系數(shù)分別在a=30 mm和a=45 mm時(shí)出現(xiàn)了一個(gè)拐點(diǎn)。通過(guò)壓降、表面散熱系數(shù)與散熱面積的綜合分析，機(jī)座水路結(jié)構(gòu)最終選擇了參數(shù)a=30 mm、b=6 mm、c=5 mm、N=5的方案。

表2 固定水槽寬度與隔板寬度總長(zhǎng)的計(jì)算數(shù)據(jù)

2 電機(jī)溫度場(chǎng)仿真與實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

2.1 仿真計(jì)算

在進(jìn)行水槽結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)時(shí)，將所有損耗加載在機(jī)座內(nèi)壁上，這種方式不能反映電機(jī)內(nèi)部溫度場(chǎng)的分布，尤其是無(wú)法得到電機(jī)內(nèi)溫度最高點(diǎn)的數(shù)值。為了驗(yàn)證所選冷卻結(jié)構(gòu)是否滿足電機(jī)散熱需求，需要對(duì)電機(jī)全域三維流場(chǎng)和溫度場(chǎng)進(jìn)行耦合仿真計(jì)算。

電機(jī)三維模型中主要包括定子鐵心、定子繞組、絕緣系統(tǒng)、轉(zhuǎn)子鐵心、轉(zhuǎn)子壓圈、兩端端蓋、水冷機(jī)座和轉(zhuǎn)軸等。為便于網(wǎng)格剖分，將定子繞組端部作直線棒處理。認(rèn)為渦流效應(yīng)對(duì)電機(jī)定子繞組的影響相同，定子繞組線圈銅耗均勻分布，線圈絕緣包扎完全緊密，定子槽內(nèi)浸漬漆完全填充。額定工況時(shí)，定子繞組線圈、軛部和齒部的損耗密度值分別為1 453 521,152 163和251 610 W/m3，轉(zhuǎn)子的損耗密度值為24 093 W/m3。

設(shè)置環(huán)境溫度為70℃，進(jìn)水口流量為10 L/min，出水口為壓力出口邊界條件。通過(guò)流場(chǎng)與溫度場(chǎng)耦合仿真計(jì)算可得出如圖5所示的電機(jī)溫度場(chǎng)分布。由圖5可知，電機(jī)機(jī)座、定子鐵心齒部與轉(zhuǎn)子鐵心溫度梯度小，定子繞組是電機(jī)內(nèi)溫度最高的部位，繞組端部溫度高于繞組直線有效段部分，這是由于繞組直線有效段的熱量容易被機(jī)座上的冷卻水帶走，而繞組端部的散熱條件惡劣一些。電機(jī)各槽內(nèi)繞組溫度分布不均勻，繞組端部最高溫度為133.5℃，該值在電機(jī)溫升限值范圍內(nèi)，繞組有效段最低溫度為120.1℃，繞組最大溫差相差約為13.4 ℃，這是冷卻水沿周向水路流動(dòng)時(shí)溫度不均引起的。就同一槽內(nèi)的繞組而言，定子繞組端部與有效段溫差約為5 ℃，繞組兩端端部溫差不大，這是由于電機(jī)本身軸向長(zhǎng)度較小且螺旋水路內(nèi)水流流速均勻，由進(jìn)出水管溫度差異帶來(lái)的電機(jī)兩端溫度梯度較小。

(a)全域(b)電機(jī)軸向截面

圖5 電機(jī)溫度場(chǎng)分布

2.2 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證電機(jī)冷卻結(jié)構(gòu)的合理性與仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性，建立了如圖6所示的溫升實(shí)驗(yàn)平臺(tái)，兩臺(tái)電機(jī)分別利用電機(jī)控制器進(jìn)行驅(qū)動(dòng)，在定子繞組、前端蓋、后端蓋和機(jī)座上布置了熱電阻PT100，對(duì)樣機(jī)進(jìn)行額定工況下的穩(wěn)定溫升試驗(yàn)。

圖6 溫升實(shí)驗(yàn)平臺(tái)

實(shí)驗(yàn)時(shí)的環(huán)境溫度為31.3℃，為便于仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的比較，選取進(jìn)水口溫度為31.3℃進(jìn)行仿真計(jì)算。表3是仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比的情況。電機(jī)繞組溫度實(shí)驗(yàn)值為98.7℃，仿真值為96.4℃，相對(duì)誤差為2.3%，產(chǎn)生誤差的主要原因是仿真時(shí)假設(shè)電機(jī)繞組絕緣系統(tǒng)處于理想狀態(tài)且線圈端部做直線段處理，而實(shí)際的定子槽受加工工藝的影響會(huì)存在微小的氣隙，繞組端部與直線段的差異較大。前后端蓋的仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)誤差較大的原因在于仿真建模時(shí)為簡(jiǎn)化起見(jiàn)，并未完全按照實(shí)物建立所有的細(xì)節(jié)特征。從總體來(lái)看，仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合度較好，滿足工程設(shè)計(jì)實(shí)際需要，因此，可以通過(guò)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性和電機(jī)冷卻結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的合理性。

表3 仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比

3 結(jié) 語(yǔ)

隨著對(duì)電機(jī)結(jié)構(gòu)緊湊與單機(jī)容量要求的提高，電機(jī)的冷卻結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和溫升計(jì)算在設(shè)計(jì)過(guò)程中的地位越來(lái)越重要。以往的電機(jī)冷卻結(jié)構(gòu)依靠經(jīng)驗(yàn)進(jìn)行設(shè)計(jì)時(shí)，通過(guò)選擇較多的水路螺旋圈數(shù)來(lái)增大散熱面積與保證散熱效果，但這是以較大的壓力損失作為代價(jià)的。開(kāi)發(fā)該款電動(dòng)汽車用高功率密度水冷永磁同步電動(dòng)機(jī)時(shí)，系統(tǒng)所能提供的進(jìn)水口壓強(qiáng)低，通過(guò)冷卻結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)與全域電機(jī)流場(chǎng)溫度場(chǎng)耦合仿真，為產(chǎn)品設(shè)計(jì)提供了理論指導(dǎo)。開(kāi)發(fā)出的產(chǎn)品不僅通過(guò)了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，也在小批量裝車考核，現(xiàn)場(chǎng)運(yùn)行情況良好。因此，在電機(jī)產(chǎn)品設(shè)計(jì)早期，采用熱仿真的方法可為產(chǎn)品熱設(shè)計(jì)提供有效的理論指導(dǎo)，有利于提升產(chǎn)品的可靠性，有效實(shí)現(xiàn)降本增效。

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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

湖南省自然科學(xué)省市聯(lián)合基金重點(diǎn)項(xiàng)目(12JJ8020)

TM351

A

1004-7018(2016)06-0031-04

丁杰(1979-)，男，博士研究生，高級(jí)工程師，研究方向?yàn)橐话懔W(xué)與力學(xué)基礎(chǔ)、變流器結(jié)構(gòu)仿真與熱仿真。