基于流固耦合的高速永磁电机冷却结构分析与改进

朱高嘉, 朱英浩, 佟文明, 韩雪岩, 朱建国

(1. 国家稀土永磁电机工程技术研究中心， 沈阳工业大学 ，辽宁 沈阳 110870；2. 悉尼科技大学工程与信息技术学院， 悉尼 新南威尔士 2007)

基于流固耦合的高速永磁电机冷却结构分析与改进

朱高嘉1, 朱英浩1, 佟文明1, 韩雪岩1, 朱建国2

(1. 国家稀土永磁电机工程技术研究中心， 沈阳工业大学 ，辽宁 沈阳 110870；2. 悉尼科技大学工程与信息技术学院， 悉尼 新南威尔士 2007)

为研究高速永磁电机的温度分布状态和冷却系统效率，以一台全封闭式15kW、30000r/min高速非晶合金永磁电机为例，分析电机内冷却介质的流动状态和电机温升分布，并通过对比一台结构相似的10kW、2250r/min样机的温升计算结果和实验结果，验证算法的准确性和可靠性。针对全封闭式永磁牵引电机转子发热严重的特点，建立了一套由转子径向风孔隔板作为风扇驱动、自循环轴向-径向混合通风冷却系统，通过流固耦合仿真验证了冷却系统的高效性和可靠性。计算结果表明，通过应用该冷却系统可以有效地降低转子位置的温升，对全封闭式高速永磁电机冷却结构设计具有一定的参考意义。

高速永磁电机；全封闭结构；通风冷却；流体场; 温度场

1 引言

高速永磁电机由于其高效率、高功率密度、可与负载或原动机直接相连的特点[1,2]，在航空航天、高速机床、高速压缩机等领域得到了广泛和密切的关注[3]。永磁电机具有效率和功率因数高、调速范围大[4]的优点，在高速电机研究领域具有广阔的应用前景。由于高速永磁电机损耗密度大、工作频率高，电机内部发热严重。为了保证电机运行可靠性及其输出转矩能力，对转子、永磁体的有效冷却是电机安全稳定运行的关键。

为了实现电机冷却系统的合理设计，电机温度场精确计算技术是设计工作中的重要工具。电机的温升计算问题，发展于热路法[5]、经过集总参数热网络法[6]达到了场计算技术[7,8]的计算水平。近年来，随着计算技术的不断进步和计算机性能的逐步提高，应用基于计算流体力学(Computational Fluid Dynamics, CFD)的方法处理电机内的流固耦合[9,10](Fluid Structure Interaction, FSI)问题，已经在电机的发热与散热分析中得到了较为广泛的关注，许多专家在计算技术上进行了研究[11,12]并且通过应用得到了诸多有价值的规律[13,14]。流固耦合方法将电机内散热面对流传热能力的分析归纳到流体场的计算中，可以较为方便地得到较精确的温度场分布。对于冷却结构复杂、冷却介质温度变化大的问题，其计算结果更加精确可靠。

本文以一台全封闭式15kW机壳水冷高速非晶合金永磁电机为例，应用基于流固耦合的计算技术分析电机内流体的流动和电机温升分布。通过对比一台结构相似的10kW样机耦合计算结果和温升实验结果，验证计算结果的准确性和计算方法的可靠性。针对电机转子、永磁体中央位置发热严重的特点，建立了一套转子径向通风孔内隔板作为离心风扇驱动、自循环轴向-径向混合通风冷却系统。通过应用三维流固耦合仿真，验证了将文中设计的冷却系统应用于15kW高速非晶合金永磁电机的可行性。

2 电机结构及参数

15kW、30000r/min高速非晶合金永磁电机基本结构如图1所示。电机采用4极18槽结构，内置式永磁体呈“—”型排列。电机定子铁心采用安泰科技股份有限公司生产的1k101非晶合金材料叠压而成，通过线切割工艺开设18个梨形槽。电机机壳外侧开设螺旋形水道，通入冷却水实现散热。电机基本参数及冷却结构参数如表1所示。

图1 15kW水冷永磁同步电机基本结构Fig.1 Basic structure of 15kW water-cooled PMSM

参数数值参数数值额定功率/kW15定子铁心外径/mm130额定转速/(r/min)30000转子铁心外径/mm67.4极对数2气隙长度/mm1.3定子槽数18铁心长度/mm110绝缘等级F永磁体宽度/mm15.5永磁体牌号N40UH磁化方向长度/mm4非晶材料牌号1k101水道宽、高/mm20/7.5

3 数学模型与基本假设

3.1 数学模型

根据传热学的基本理论，在笛卡尔坐标系下，三维稳态热传导控制方程可表示为[15]：

(1)

式中，T为待解温度变量(K)；λx、λy、λz分别为x、y、z方向的导热系数(W/(m·K))；q为热源密度(W/m3)；s1、s2分别为绝热边界、对流散热边界；n为边界法向方向；α为散热面对流传热系数(W/(m2·K))；Ta为冷却介质温度(K)。

电机内流体的流动应当同时满足质量守恒定律、动量守恒定律和能量守恒定律。对于稳态、不可压、粘性流体，其控制方程可表示为[16]：

(2)

式中，ρ为流体密度(kg/m3)；Λ为可选变量，在连续性方程中为常数1，在动量方程中为各方向速度分量ux、uy、uz，在能量方程中为单位质量内能e，在湍流方程中分别为湍流动能κ和湍流耗散率ε；u为流体的速度矢量(m/s)；Γ为扩散系数；SΛ为源项参量。

3.2 计算时的基本假设

为了简便计算，在计算时做出如下假设[17-20]：①认为定子槽内绕组的发热情况相同，忽略趋肤效应和邻近效应；②将槽内导体等效成均匀的铜条，并将槽内所有绝缘和空气等效成一个绝缘实体；③计算时考虑定子和机壳间装配间隙对传热的影响；④绕组端部伸出部分用等长的直导体、绝缘等效；⑤电机内冷却气体马赫数较低，认为流体不可压。计算时考虑转子旋转对转子端面散热、气隙部分传热的影响，在气隙和转子铁心的交界面、转子铁心端面和腔内空气交界面给定额定转速30000r/min。流固耦合计算中考虑空气摩擦损耗的作用[8]。

4 15kW水冷永磁同步电机流固耦合计算

4.1 计算模型和热计算参数

为缩减计算规模和计算时间，考虑到电机的对称性，选取1/4模型作为求解域，如图2所示。由于冷却水入口为速度入口，为了保证水槽冷却区域内流动状态接近实际，适当延长了入口、出口，以保证进入水道前湍流能充分发展。计算域中，由于模型对称性，固体部分断面设置为绝热边界；由于在计算中考虑旋转的作用，气体部分断面设置为周期性边界。计算时给定冷却水量17.78L/min(冷却水道内平均水速1.975m/s)。

计算时考虑变频器谐波对电机损耗的影响，通过有限元仿真得到额定工况下电机损耗分布，如表2所示。由于电机工作频率、转速较高，电机中铁耗、附加耗和机械损耗较大。在表2中，轴承摩擦损耗Pbr根据经验公式[21]得到：

Pbr=0.7725×10-3GrDshnr

(3)

式中，Gr为转子的总重量(kg)；Dsh为电机轴径(m)；nr为电机转速(r/min)。

图2 电机流固耦合求解域Fig.2 Solution domain of motor

位置损耗/W生热率/×106(W/m3)绕组183.11.834定子铁心312.70.443转子铁心98.110.442永磁体63.251.159轴承94.024.196

4.2 流体场与温度场分析

为了分析电动车用永磁牵引电机的温度分布状态，应用基于计算流体力学(CFD)的流固耦合(FSI)计算技术分析电机冷却介质的流动及电机温度分布状态。由于电机采用PWM波供电且工作频率较高，在运行过程中转子内存在大量的空间谐波和时间谐波，转子、永磁体发热严重。由于转子端面和电机腔内冷却空气接触，并且由于旋转的作用其散热能力较强，电机最高温升出现在永磁体中央位置，最高温升101.2K，永磁体温升分布如图3所示。由于电机采用机壳水冷的冷却结构，绕组温升相对较低。电机绕组最高温升76.7K，位置出现在下层绕组的端部，如图4所示。

图3 无内风路流固耦合计算得到的电机永磁体温升分布Fig.3 Temperature rise distribution of PMs without inner ventilation system

图4 无内风路流固耦合计算得到的电机绕组温升分布Fig.4 Temperature rise distribution of windings without inner ventilation system

在安装区域狭小、周围空气温度较高的较为恶劣的工作环境下，稳定运行时高达101.2K的永磁体温升在较高的温度环境下制约电机电磁性能，且可能致使永磁体发生不可逆退磁，无法保证电机长期运行时的安全性和可靠性。

5 轴向-径向混合通风冷却结构

5.1 冷却结构

为了降低电机尤其是转子位置的温升，保证电机输出转矩能力并提高电机的运行可靠性，本文建立一套由安装于转子径向风孔、随转子同步旋转的隔板作为离心风扇驱动的轴向-径向混合通风冷却系统。冷却风路如图5所示。冷却风由安装于转子径向风孔内的隔板作为离心式风扇驱动，流经转子径向通风孔-定子径向通风孔-定子轴向通风孔-转子轴向通风孔，回到隔板位置形成冷却风循环。由于电机采用机壳水冷的方式冷却，由4.2节的计算结果可知，靠近机壳的电机定子铁心位置温升较低；转子铁心内部位置温升较高。冷却风由温升较高的转子位置吸收热量，由温升较低的定子、机壳、端盖位置散出热量，帮助均衡电机内部的温升。

图5 混合通风冷却风路Fig.5 Mixed-ventilation cooling structure

5.2 基于混合通风结构的流场、温度场分析

流固耦合求解域模型如图6所示。在1/4模型内开设定子轴向通风孔3个(全域12个)；转子减重孔用作轴向通风孔，在计算模型内共1个(全域4个)。在计算模型中转子轴向通风孔被沿中心面切断，实际模型中由于中心面作为对称面不存在粘性力，断面在计算中设置为无摩擦面。耦合计算时计及空气摩擦损耗对电机发热、散热的影响。

图6 混合通风冷却电机求解域模型Fig.6 Solution domain of mixed-ventilated motor

流固耦合仿真的结果如图7所示。电机最高温升81.3K，位置出现在分段永磁体内部中央位置，如图8所示。由于隔板搅动的作用，冷却风除了沿径向的流动外，存在较大的周向速度分量。虽然冷却风温度较高，但仍具备一定的散热能力，故而分段永磁体内侧端面的温升低于永磁体内部。

图7 有内风路流固耦合计算得到的电机温升分布Fig.7 Temperature rise distribution of motor with inner ventilation system

图8 有内风路流固耦合计算得到的永磁体温升分布Fig.8 Temperature rise distribution of motor PMs with inner ventilation system

电机绕组最高温升70.6K，位置仍出现在下层绕组的端部位置，如图9所示。

图9 有内风路流固耦合计算得到的绕组温升分布Fig.9 Temperature rise distribution of motor windings with inner ventilation system

5.3 冷却效率分析

根据4.2节、5.2节的结果可知，通过应用转子径向风孔内隔板驱动、自循环轴向-径向混合通风冷却系统，可以有效地降低转子位置的温升。在冷却风的作用下，永磁体最高温升降低了19.9K。此外，在未安装混合通风冷却系统的情况下，永磁体内最高、最低温升相差17.2K，而通过内循环冷却风的作用，永磁体内温差降低到了11.0K，永磁体温升更加均衡。对于电机绕组，通风结构具有一定的冷却作用，但由于冷却风将一部分转子热量携带到定子铁心且通风结构增大了电机风摩耗，安装、未安装混合通风冷却结构时绕组温升差别较小(降低约6.1K)。转子径向风孔内隔板驱动、自循环轴向-径向混合通风冷却系统一定程度上均衡了电机内定子、转子温升，使得电机温升分布更加合理，提高了电机长期稳定运行的可靠性。

6 温升实验及数据对比

以一台结构相似、冷却方式相同的10kW，2250r/min永磁牵引电机为样机，采用第4节的流固耦合计算方法计算电机温升分布。通过对比电机温升计算值和实验结果，验证计算方法的可靠性和准确性。图10为电机整机温升分布图。由于转子端面和电机腔内冷却空气接触，并且由于旋转的作用其散热能力较强，电机最高温升出现在永磁体中央位置，最高温升142.0K。永磁体温升分布如图11(a)所示。由于电机采用机壳水冷的冷却结构，绕组温升相对较低。电机绕组最高温升106.7K，位置出现在下层绕组的端部，如图11(b)所示。

图10 流固耦合计算得到的10kW样机温升分布Fig.10 Temperature rise distribution of 10kW prototype

图11 流固耦合计算得到的10kW样机永磁体、绕组温升分布Fig.11 Temperature rise distribution of PMs and windings of 10kW prototype

实验时通过在绕组端部埋设热电阻测量其温度。电机温升实验平台如图12(a)所示。图12(c)为无线测温设备，带天线的盒体为温度信号处理、发射器，将其固定于电机转轴。为了测量永磁体温升，将图12(c)中导线端头安装的微型测温元件埋设于永磁体侧面、转子开设隔磁桥而产生的空隙中，测得温度值由信号处理发射器发射，由图12(b)中EPTM1000主机接收信号并显示温度。

图12 10kW水冷永磁同步电机温升试验Fig.12 Temperature rise test of 10kW water-cooled PMSM

表3给出了10kW样机在额定转速运行情况下电机实验温升和计算温升的对比。可以看出，电机绕组温升计算误差约4.22%，永磁体温升计算误差约5.02%，满足工程需要，并且验证了流固耦合算法的准确性。

表3 10kW样机温升实验结果和数值计算结果对比Tab.3 Results of numerical analyses and experiment

7 结论

本文基于永磁电机三维流体场、温度场耦合模型，分析一台全封闭式高速非晶合金永磁电机的温度分布状态。针对电机转子、永磁体中央位置发热严重、在恶劣的工作环境下无法保证电机长期安全运行的问题，建立一套由转子径向风孔隔板作为离心风扇驱动、自循环轴向-径向混合的通风冷却系统。应用流固耦合计算技术分析电机内的流动以及电机温升分布状态。由分析结果可知，该冷却系统可以有效地降低电机转子、永磁体温升，解决了电机永磁体温升过高的问题，对全封闭式高速永磁电机的冷却系统设计具有一定的参考意义。

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Analysisandenhancementofcoolingsystemofhigh-speedpermanentmagnetmotorbasedoncomputationalfluiddynamics

ZHU Gao-jia1, ZHU Ying-hao1, TONG Wen-ming1, HAN Xue-yan1, ZHU Jian-guo2

(1. National Engineering Research Center for Rare-earth Permanent Magnet Machines, Shenyang University of Technology, Shenyang 110870, China;2. Faculty of Engineering and Information Technology, University of Technology Sydney,Sydney NSW 2007, Australia)

In order to analyze the temperature distributions and cooling efficiency of the high-speed permanent magnet motors (HSPMM) with totally enclosed structures, thermal and fluid analysis of a totally enclosed 15kW 30000r/min PM motor utilizing an amorphous alloy (AA) core are employed. The calculations of an analogous structured 10kW, 2250r/min prototype based on the same calculation technology are carried out, and the results are validated by the temperature-rise experiments of the prototype. A self-circulated radial-axial mixed ventilation system is presented for the cooling of the seriously heated parts, and of which the cooling air is driven by the division plates working as the centrifugal fans mounted inside the rotor radial passage. The ventilation system proved to be effective and reliable by computational fluid dynamics (CFD) analyses. The cooling system presented can effectively reduce the temperature rises of the rotor units, and thus provides certain guidance for the designing and manufacturing of the HSPMM with enclosed structures.

high-speed permanent magnet motor; totally enclosed structure; forced-air cooling; fluid field; temperature field

2016-12-27

国家自然科学基金项目(51307111； 51677122)、 国家重点研发计划项目(2016YFB0300500)、 辽宁省教育厅科学技术研究项目(L2013049)

朱高嘉(1989-)， 男， 江苏籍， 博士研究生， 研究方向为永磁电机多物理场耦合分析；朱英浩(1929-)， 男， 浙江籍， 中国工程院院士， 教授， 博导， 研究方向为变压器。

10.12067/ATEEE1612086

1003-3076(2017)12-0001-07

TM315