軸向磁通輪轂電機新型冷卻系統(tǒng)渦流損耗優(yōu)化*

常九健，王 晨，鄭昕昕，方建平，王曉林，康 鵬

（1.合肥工業(yè)大學汽車與工程技術研究院，合肥230000；2.寧波菲仕運動控制技術有限公司，寧波315000）

前言

近些年，隨著各種高性能電機材料的迅速發(fā)展和工藝水平的不斷進步，許多新電機的拓撲結構才得以實現(xiàn)［1-3］。在各種拓撲結構中，軸向磁通電機軸向長度短、結構緊湊、功率密度高，適合輪轂驅動這種對軸向空間要求嚴格的場合，尤其是軸向磁通分塊鐵心無磁軛電機（the yokeless and segmented armature axial flux machine，YASA）。該種電機不存在定子磁軛，電機整體質(zhì)量和鐵耗進一步降低，電機采用集中式短距繞組，可有效提高定子槽滿率，降低電機銅耗，提高電機效率［4-6］。

YASA輪轂電機定子鐵心為獨立的單元，定位難度大，易導致氣隙不均，并且難以集成冷卻系統(tǒng)，對電機散熱提出一定的挑戰(zhàn)。文獻［7］中研制的YASA自然冷卻電機，電機外殼上伸出翅片，通過翅片將繞組熱量傳導到外殼進行散熱。該種結構既可以對定子單元進行軸向定位，又可以對定子進行有效散熱，但是自然冷卻電機功率密度低，并不適用于車用輪轂驅動。文獻［8］中采用多路銅管并聯(lián)的方式作為冷卻系統(tǒng)對電機繞組背部進行冷卻，但是冷卻銅管和繞組之間接觸面積小，冷卻效率低。

本文中針對現(xiàn)有YASA輪轂電機傳熱效率低的問題提出一種新型冷卻系統(tǒng)，其主要特點是在液冷殼體上伸出翅片，翅片上開有U型水道，YASA電機繞組直接和翅片貼合，繞組上產(chǎn)生的熱量傳導到翅片上，再通過翅片內(nèi)部液冷管道中液體將熱量帶走從而達到散熱目的。傳統(tǒng)的冷卻系統(tǒng)和本項目提出的新型冷卻系統(tǒng)結構分別如圖1（a）和圖1（b）所示。

圖1 YASA電機冷卻系統(tǒng)

但是該YASA電機內(nèi)部磁場復雜，暴露于變化磁場中的金屬冷卻系統(tǒng)部件會產(chǎn)生額外的渦流損耗。文獻［9］~文獻［11］中采用二維有限元方法分別對不同類型的軸向磁通電機進行分析，探究其內(nèi)部磁場，驗證了2D?FEM方法的有效性。文獻［12］中對渦流損耗進行了研究，建立了三維解析模型，并與有限元結果進行對比，驗證了其方法的可行性；文獻［13］中對大型雙屏蔽感應電機中端部金屬件渦流損耗進行了研究，并通過切斷渦流路徑來降低渦流損耗；文獻［14］中對大容量汽輪發(fā)電機的鐵心端部漏磁導致的金屬結構渦流損耗進行了研究；文獻［15］中針對大型同步調(diào)相機運行時壓圈渦流損耗大的問題，提出一種新型銅屏蔽結構；文獻［16］中通過分段方法對軸向磁通電機永磁體損耗進行優(yōu)化。但是對于新型YASA電機冷卻部件渦流損耗并沒有相關的研究。

本文中首先對定子無軛盤式電機的冷卻系統(tǒng)進行建模；然后分析該冷卻系統(tǒng)產(chǎn)生損耗的主要因素，通過建立有限元2D等效模型加以驗證；根據(jù)渦流損耗產(chǎn)生機理，分別從降低翅片所處位置磁場大小與增大翅片電渦流環(huán)路電阻角度出發(fā)，分別優(yōu)化了分塊定子鐵心端部長度、翅片高度以及翅片開槽數(shù)，在保證傳熱效率的前提下，盡可能降低翅片渦流損耗，提高電機效率。最后，通過對優(yōu)化前后的樣機進行實驗測試，證實了該優(yōu)化方案的可行性。

1 YASA輪轂電機的建模

軸向磁通電機結構形式多樣，其中YASA電機有功率密度大，結構緊湊等優(yōu)點。本文所研究的電機為一臺額定功率為30 kW、2極18槽雙轉子單定子軸向磁通電機，如圖2所示。該電機用于電動汽車輪內(nèi)驅動系統(tǒng)。電機主要參數(shù)見表1。

表1 改進前YASA電機參數(shù)

圖2 YASA電機結構示意圖

YASA電機對于對稱性和結構強度都有一定的要求，如何更好地固定各鐵心模塊又能保證良好的散熱性能是YASA電機設計的重點。針對以上要求，本文中介紹了一種用于固定定子單元并起散熱作用的水冷殼體，如圖3所示。水冷殼體內(nèi)壁上設有若干個翅片，繞組纏繞在定子鐵心上并嵌在水冷殼體內(nèi)壁上相鄰的翅片之間，由環(huán)氧樹脂進行灌封，如圖4所示。殼體翅片內(nèi)部布有水道，定子熱量由翅片通過冷卻液帶出。

圖3 水冷殼體

圖4 電機定子實物圖

由于需要考慮散熱、加工、機械強度和輕量化，選擇鋁合金作為水冷殼體材料。鋁合金AL6061?T6相關性能見表2。

表2 AL6061?T6相關物理參數(shù)

2 水冷殼體渦流損耗產(chǎn)生原因分析

2.1 渦流損耗仿真

本文中以電機轉速4 000 r/min 、電流120 A進行仿真。圖5為通過三維有限元分析得出的電機水冷殼體上的損耗分布。由圖可知，殼體損耗主要分布在翅片上，外殼只有少量損耗。翅片軸向兩端損耗大，且主要集中在兩端的某一側，最大單位體積損耗可高達1.0×108W/m3。從圖6可以看出，水冷殼體總渦流損耗高達1 105 W。

圖5 水冷外殼渦流損耗分布

圖6 水冷殼體渦流損耗曲線

2.2 翅片渦流損耗產(chǎn)生原因分析

有限元分析（FEA）中計算某一構件的渦流損耗所采用的算法為

式中：Pe為渦流損耗；σ為材料電導率；V為構件的體積；J為渦流密度。

根據(jù)上述仿真結果可知，水冷殼體渦流損耗主要產(chǎn)生于各翅片上。由于軸向磁通電機不同徑向截面磁密變化規(guī)律相似，為了解電機磁力線走向，取電機平均半徑處將其展開，并添加激勵，進行二維有限元分析，得到磁力線分布。圖7為電機平均半徑處等效展開為二維直線電機進行仿真得到的磁力線圖。

圖7 電機平均半徑處磁力線分布

定子鐵心是由一種各向同性的軟磁復合材料（SMC）制成的。磁通在電機內(nèi)部可沿不同方向通過定子。圖7和圖8分別顯示為3種不同磁力線穿過翅片的仿真圖與示意圖。標記1處，由永磁體進入定子鐵心的部分主磁通由于永磁體進入定子鐵心的這段磁路磁阻較大，呈現(xiàn)一定的發(fā)散性；標記2處為齒間漏磁，磁力線直接由定子鐵心穿過翅片直接進入相鄰鐵心；標記3處為極間漏磁，磁力線由永磁體N極出發(fā)穿過翅片進入相鄰永磁體S極。

圖8 穿過翅片的3種不同磁力線示意圖

在3種不同磁通中，標記1磁通對渦流損耗起了主要作用，齒間漏磁與極間漏磁相對較少。由于一些磁通發(fā)散式地進入定子鐵心，從而導致翅片端部處于較大磁場中，翅片軸向兩端渦流損耗大，且集中在兩端的某一側，如圖9所示。

圖9 翅片處磁感應強度云圖

3 翅片渦流損耗優(yōu)化

3.1 定子齒形優(yōu)化

伸出的定子鐵心端部長度在一定程度上有聚磁作用，可以將由永磁體發(fā)出的磁力線通過鐵心端部伸出部分再進入定子鐵心，從而將各磁力線收攏，減小翅片端部磁場強度，增大與繞組匝鏈的磁通量，如圖10所示。但是伸出部分過長可能會導致極間漏磁與齒間漏磁加劇，從而影響電機轉矩輸出。

圖10 有無槽楔時磁力線分布

圖11為定子齒形示意圖，對端部伸出長度L進行優(yōu)化分析。從圖12可以看出，隨著端部伸出長度增加，翅片渦流損耗呈現(xiàn)下降趨勢，最低可降為852 W；但是，由于鐵心端部伸出長度與電機漏磁有相關性，過長可能會導致電機齒間漏磁、齒頂漏磁加劇，過短則會減少與繞組匝鏈的磁通量，均會影響電機轉矩輸出；為了保證轉矩輸出盡可能大、翅片渦流損耗較小，綜合考慮，鐵心端部伸出長度選擇5 mm，此時電機輸出轉矩最大，又保證了相對較小的渦流損耗（955 W）。

圖11 定子鐵心截面示意圖

圖12 電機輸出轉矩、翅片渦流損耗隨槽楔伸出長度變化

3.2 電磁熱耦合—優(yōu)化翅片高度

3.2.1 電磁分析

翅片軸向端面越接近永磁體，該端面所處變化磁場幅值越大，產(chǎn)生渦流損耗越大。圖13所示為翅片示意圖，考慮實際情況，為了不影響翅片中水道的布置，將翅片的高度從39.6降到27.6 mm進行優(yōu)化（可加工的最小高度）。

圖13 翅片示意圖

圖14為不同高度下冷卻殼體損耗分布圖。翅片高度與損耗之間的關系如圖15所示。可以得出，渦流損耗隨翅片高度呈指數(shù)增長，當翅片高度降至27.6 mm時，損耗僅為330 W，是原始損耗的29.9%。

圖14 翅片不同軸向高度下對應的渦流損耗云圖

圖15 翅片軸向切除高度與渦流損耗的關系

3.2.2 磁熱耦合

降低翅片的高度可以提高電機的效率，但同時也減小了繞組與翅片之間的散熱面積，限制了電機的輸出功率。除翅片外，電機的主要熱源來自定子鐵心和繞組，翅片對電機的散熱起著重要的作用。為了降低電機內(nèi)部溫度，提高電機的輸出功率，必須綜合考慮電磁場與溫度場，優(yōu)化翅片的高度。

本文對電機進行流體和熱分析。由于定子槽內(nèi)包括銅線、槽絕緣、導線漆膜、環(huán)氧樹脂等，需要采用等效材料法進行建模。等效過程如圖16所示，首先計算槽內(nèi)各材料在同一截面所占面積，根據(jù)面積大小等效為等高不等寬的矩形；根據(jù)等效原理最終將不規(guī)則多種材料替換成一種材料。

圖16 定子槽內(nèi)結構等效步驟圖

等效材料的導熱系數(shù)、比熱容和質(zhì)量密度可通過以下公式計算。

式中：λi、δi、ci、ρi、Vi為槽內(nèi)每種材料的導熱系數(shù)、等效厚度、比熱容、質(zhì)量密度和體積。槽內(nèi)材料等效厚度與導熱系數(shù)見表3。槽內(nèi)材料等效后，F(xiàn)luent軟件中電機模型的部件材料與導熱系數(shù)在表4中列出。

表3 槽內(nèi)材料等效厚度與導熱系數(shù)

表4 CFD模擬中使用的材料與導熱系數(shù)

設置電機仿真參數(shù)如下：

（1）保證電機其他參數(shù)不變，只改變翅片高度；

（2）進水溫度為27°C，進水口流量為8 L/min；

（3）假設除翅片渦流損耗外，其他損耗不隨翅片高度變化而變化，其值為4 000 r·min-1、120 A工況下Maxwell軟件仿真得到（不考慮空氣摩擦損失和其他額外損失），見表5。

表5 4 000 r·min-1、120 A工況下電機其他損耗

翅片不同高度時定子溫度分布如圖17所示，定子最高溫度、效率與翅片長度的關系如圖18所示。結果表明，隨著翅片高度增加，翅片的渦流損耗增大，電機效率降低；同時，翅片與繞組之間的接觸面積也相應減小，電機最高溫度呈現(xiàn)先降低再升高。優(yōu)化前，翅片高度為39.6 mm，此時定子最高溫度為107.5°C；翅片高度降至33.6 mm時，溫度為106.1°C，雖然比最低溫度高出0.3 °C，但是損耗卻降低了110 W，效率得到了較大的提升，因此以h=33.6 mm為優(yōu)化后高度，此時電機最高溫度為106.1°C，翅片渦流損耗為573 W，電機效率為93.2%。需要指出的是，從圖中可以看出，翅片高度減小過多，可能會對電機散熱產(chǎn)生嚴重影響。

圖17 不同翅片高度下電機定子溫度場對比

圖18 翅片不同切除高度與定子最高溫度、效率的關系

3.3 渦流損耗優(yōu)化—翅片開槽

從磁熱耦合優(yōu)化后的結果看，翅片渦流損耗在電機總損耗中仍然占據(jù)著較大的比重，還需要進一步對其進行優(yōu)化。為了盡可能不改變翅片散熱面積，通過增大電渦流環(huán)路電阻來降低渦流損耗。圖19所示的是通過分段來降低渦流損耗的原理圖，計算公式如式（5）所示。

圖19 未開槽與開一個槽等效電阻

利用該原理在翅片兩端開槽。當然開槽越深對減損越有利，由于翅片內(nèi)布有水道，為了保證一定的結構強度和加工時出現(xiàn)的誤差，槽底需離水道至少2 mm，故設開槽深度為5 mm。渦流損耗隨開槽數(shù)目變化曲線如圖20所示。

圖20 翅片渦流損耗隨開槽數(shù)變化

從圖中可以看出，翅片開槽對降低渦流損耗有顯著效果，開1個槽相較于不開槽降損效果最為明顯，而隨著開槽數(shù)變多，雖然渦流損耗也有所降低，但是降損效果越來越不明顯。開槽數(shù)量增加對降損意義不大，反而會增加加工難度，另外開槽過多，減少的散熱面積也變得不可忽略，所以開3、4個槽較好。該電機翅片最終以3槽進行設計，渦流損耗降至362 W。

通過以上3種角度優(yōu)化，電機冷卻結構的渦流損耗從1 105降至362 W，為原來的32.7%，提高了電機的工作效率，同時也保證了較好地散熱性能。

4 樣機測試

為驗證改進方法的合理性，對優(yōu)化后的輪轂電機進行測試，如圖21和圖22所示。測試時，冷卻水為清水加防凍劑，進水口溫度為25°C。保證電機轉矩為60 N·m不變，采用id=0控制，對比優(yōu)化前后電機轉速由500~4 000 r/min（未經(jīng)過減速器）時的效率變化，見表6。

圖21 優(yōu)化前后電機實物圖

圖22 輪轂電機測試圖

從表6可以得出，當翅片未優(yōu)化時，電機效率比優(yōu)化后低，且隨著轉速增大，兩者差距也越來越大，這是由于未優(yōu)化的翅片隨著轉速增大，渦流損耗呈二次方急劇升高。優(yōu)化后的電機效率有較大提高，測試結果與分析結果有較好的對應。

表6 輪轂電機優(yōu)化前后的效率

YASA電機優(yōu)化前后峰值功率與功率密度的變化情況如表7所示，優(yōu)化前的冷卻水套，由于渦流損耗隨轉矩、轉速增大而急劇增大，溫升嚴重影響了電機功率輸出。優(yōu)化后電機溫度降低，從而可以加載更高的電流，因此電機可以輸出更高的功率。

表7 輪轂電機優(yōu)化前后峰值功率與功率密度

5 結論

本文中介紹了一種用于YASA電機的直接冷卻系統(tǒng)，分析了冷卻系統(tǒng)產(chǎn)生渦流損耗的原因，通過優(yōu)化槽楔長度以降低翅片端部位置處的磁場強度；通過磁熱耦合優(yōu)化翅片高度，在保證電機良好散熱前提下降低翅片渦流損耗；以及在翅片端部開槽，用來增大等效電阻，進而降低損耗。實驗表明，優(yōu)化后的電機效率有較大程度的提升，且隨著轉速的增加，優(yōu)化效果更加明顯。