基于磁热耦合法的高功率密度永磁电机永磁体温度分布特性与试验研究
2024-01-26熊斌崔刚鲍炳炎李振国阮琳黄守道
摘 要：具有高效率、结构简单等优点的永磁同步电机（PMSM）在高功率密度需求的驱动应用场景中得到广泛应用。然而，该类型电机通常不设置转子冷却措施，设计不当将出现转子温升偏高，引起转子结构变形、永磁体（PM）不可逆失磁等风险。结合电动汽车用高功率密度永磁电机的发热和冷却过程，建立计及材料特性随温度变化的磁热耦合计算模型，以一台115 kW-8极的外水套冷却方式永磁电机为例，采用电机实测电流数据作为电磁分析的输入条件，通过电磁与传热的双向耦合计算，获得准确的电机永磁体损耗与温度分布。为进一步验证电机永磁体的温度分布特性，搭建转子内部零部件在线测温系统，获得负载状态下电机转子永磁体完整的温度数据和分布规律，验证了磁热耦合分析方法的准确性，为该类型电机转子永磁体的温升抑制及防退磁设计提供参考。
关键词：高功率密度；永磁同步电机；转子测温；永磁体温度；磁热双向耦合
DOI：10.15938/j.emc.2024.11.010
中图分类号：TM351
文献标志码：A
文章编号：1007-449X（2024）11-0104-13
Temperature distribution characteristics and experiment of permanent magnet for high power density permanent magnet motor based on electromagnetic thermal coupling method
XIONG Bin1，2， CUI Gang1，2， BAO Bingyan1，2， LI Zhenguo1，2， RUAN Lin1，2， HUANG Shoudao3
（1.Institute of Electrical Engineering， Chinese Academy of Sciences， Beijing 100190， China; 2.University of Chinese Academy of Sciences， Beijing 100049， China; 3.College of Electrical and Information Engineering， Hunan University， Changsha 410082， China）
Abstract：Permanent magnet synchronous motor（PMSM） has the advantages of high efficiency and simple structure， which is widely used in drive application scene with high power density requirements. However， this type of motor usually does not set cooling measures for the rotor. Improper design will cause the temperature of the rotor to rise， resulting in the structural deformation of the rotor， irreversible demagnetization of permanent magnet（PM） and other risks. Combined with the heating and cooling process of high power density PMSM for electric vehicles， electromagnetic thermal coupling calculation model was established considering the material properties varying with temperature. Taking a 115 kW， 8-pole PMSM with outer water cooling jacket as an example， the measured current data of the motor was used as the input condition for electromagnetic analysis. Through bidirectional coupling calculation of electromagnetic and heat transfer， the accurate PM loss and temperature distribution of the motor were obtained. In order to further verify the temperature distribution characteristics of the PM， an online temperature measurement system for the internal parts of the rotor was built. The complete temperature data and distribution law of the PM inside the rotor under load condition were obtained， and the accuracy of the electromagnetic thermal coupling analysis method was verified. It provides a reference for the temperature rise suppression and anti-demagnetization design of this type of motor rotor PM.
Keywords：high power density; permanent magnet synchronous motor; rotor temperature measurement; permanent magnet temperature; electromagnetic thermal bidirectional coupling
0 引 言
永磁电机因其体积小、重量轻、效率高、结构简单、可靠性高等优点，在电动汽车、轨道交通、航空航天等高功率密度驱动系统中得到了广泛的应用[1-2]。外水套冷却是永磁电机应用最普遍的冷却方式，冷却系统简单可靠，与控制器的集成度高[]。然而，外水套冷却方式的永磁电机通常不对转子设置冷却措施，尽管相对于定子部分转子的损耗较小，但随着功率密度的进一步提升，以及谐波磁场抑制不够充分，都将引起转子损耗的增大，并导致转子温度升高，引起转子结构变形、永磁体不可逆失磁等风险[4-6]。
近年来随着电动汽车技术的不断发展，所采用永磁电机的容量等级和功率密度都得到了明显提升。作为典型的高功率密度永磁电机应用案例，电动汽车主驱动电机转子永磁体的温度分布和温升抑制也受到越来越多的关注[7]。电动汽车主驱动电机中常用的钕铁硼永磁体在高工作温度下易发生不可逆退磁故障已经成为影响该类电机高可靠性运行的主要问题。一旦永磁电机发生不可逆退磁故障，严重情况下甚至可能影响电动汽车驾驶人员的生命安全。因此，有必要开展永磁电机转子永磁体温度的准确计算与分析，以此作为永磁电机高可靠性设计的基础。
为了准确获得转子永磁体的温度分布特性，首先需要明晰转子永磁体的发热状况，而理论上转子磁场与气隙磁场同步旋转，转子没有涡流损耗，但由于永磁电机由变频控制器供电，气隙磁场存在大量的谐波，将在转子铁心和永磁体中产生涡流损耗[8-9]。尤其是针对目前驱动电机使用最广泛的钕铁硼永磁材料，因为其电导率较高，谐波磁场将会使永磁体内产生较大的涡流损耗，该涡流损耗也成为了转子的主要发热源[10]。针对永磁体内的涡流损耗国内外学者开展了大量研究工作，在涡流损耗的产生理论[11-12]、计算方法[13-14]、分布特性[15]、抑制措施[16-17]等方面都形成了大量成果。然而，永磁体内的涡流损耗主要受到谐波磁场的影响，电机结构确定后影响变量便是电机的输入电流，而电机的输入电流受到电机和控制器的共同作用，无法实现理想的正弦波形。采用理想的电流波形进行转子损耗计算将引起较大的偏差，而以电机实测电流波形作为电磁损耗的激励源，将对于电机转子铁心及永磁体涡流损耗计算准确性的提升十分有益[18-19]。
按照外水套冷却永磁电机的散热过程，尽管转子没有特殊的冷却措施，但转子在密闭的机壳内高速旋转，可以通过电机内空气对流将转子的热量经机壳散出，达到转子的热平衡。为了获得转子的温度参数，文献[20]提出一种基于系统等效热模型的转子温度实时迭代算法，转子温度误差小于10 ℃。文献[21]提出使用多元线性回归的办法对状态方程参数进行离线辨识，基于状态方程对电机转子温度进行在线估计，模型预测温度误差小于6 ℃。文献[4]采用基于有限体积元法的三维流固耦合共轭传热求解模型，得到了不同结构下转子区域的流动和温度分布特性。相关文献的研究结果表明[22]，采用三维流热耦合计算方法可获得更全面转子温度分布特性，对进一步温升控制策略的提出更具参考价值。
由于电机损耗的大小和分布受到部件材料特性的影响，而材料特性又与温度相关，温度分布又受到损耗影响，因此材料特性、电磁损耗和温度参数动态耦合，计及材料特性随温度变化的影响，进行电机磁热耦合的仿真分析，对提高研究结果的准确性十分有益[22]。文献[4]采用电磁场-温度场双向耦合计算方法，进行参数的迭代计算，并通过电机的温升实验验证了方法的准确性。但是双向耦合分析的模型和数据处理工作量十分巨大，现有研究还少有对电磁、传热和流体进行全面耦合分析研究。
本文从外水套冷却永磁电机的发热和冷却过程出发，分析影响转子永磁体温度分布特性的电磁参数、流动与传热、材料特性及其耦合关系，研究计及材料特性随温度变化的磁热耦合计算模型，以一台115 kW-8极电动汽车永磁驱动电机为例，利用电机实测电流作为电磁分析的输入激励，通过电磁与传热的双向耦合计算，得到目标电机三维结构中的损耗、温度和流场特性。研究转子内部零部件的在线测温系统，建立转子旋转测温平台，得到负载状态下电机转子内部永磁体的温度数据，与计算结果对比分析，验证磁热耦合计算方法的准确性，并进一步研究分析转子温度分布规律，为外水套永磁驱动电机转子永磁体的温升抑制和防退磁优化设计提供支撑。
1 电机磁热耦合分析数学模型
电机的发热与冷却深度耦合。为获得转子永磁体温度更准确的计算结果，需要从电机内电磁分析出发，考虑温度对材料电磁性能的影响等因素，获得更准确的损耗参数。将损耗数据传递至传热模型，传热模型计算的温度参数再返回循环迭代电磁模型，进而获得更接近电机运行实际的磁热耦合特性。
1.1 永磁电机损耗分析模型
为了获得更准确的电磁损耗参数，考虑到电机的电磁结构和重点关注的永磁体形式，研究采用三维电磁场分析模型，基本公式为[2]：
×（1μ×A）=Ja－σ（At+）+1μ0×M；
·σ（At+）=0。（1）
式中：A、、Ja分别为矢量磁位、标量电位和电枢电流密度；M为永磁体磁化强度；μ和σ分别为磁导率和电导率。
由电磁参数计算公式（1）可知，材料的磁导率和电导率将直接影响电磁计算结果，其中涉及电机的铁心、铜导线和永磁体。按照文献[24]对电机用无取向硅钢片的测试结果，在20～200 ℃的温度范围内测试样品50DW465硅钢片的导磁性能几乎不受温度变化的影响，而铁心损耗则随温度升高略有降低。铁心损耗与温度逆向变化，在不同类型硅钢片损耗随温度变化规律未被完全量化条件下，计算过程中不计及铁心损耗随温度的变化不会造成电机运行过程的高温风险。因此本文研究目标模型的铁心损耗不考虑温度变化的影响。铁心损耗可根据Bertotti 的经典计算模型[25]，按下式进行计算，即
PFe=khfBα+kcf2B2+kef1.5B1.5。（2）
式中：B为磁密幅值；f为电流的交流频率；kh为磁滞损耗系数；kc为涡流损耗系数；ke为附加损耗系数。
电机定子绕组铜导线的电阻率随温度变化的数学模型为
ρ2=ρ3（1+αT）。（3）
式中：ρ2为铜绕组在工作温度下的电阻率；ρ3为0 ℃下铜的电阻率，为0.017 07 Ω·mm2/m；α为铜的平均温度系数，取值为0.003 93；T为铜绕组工作温度。
为更为直观地体现二者的变化规律，由式（3）可进一步绘制图1。
由图1可知，随着温度的升高，铜导线的电阻率不断升高。按照电机定子绕组工作在150 ℃计算，相对于常温条件下电阻将增加约50%，进而定子铜耗也将增加50%。在此基础上，可计算考虑控制器作为电源时谐波影响下的总铜耗为
PCu=mI2R+m∑∞k=2I2kRk。（4）
式中：I为基波电流有效值；Ik为谐波电流有效值；R为基波电流有效电阻；Rk为第k次电流谐波的有效电阻。
此外，当电机运行速度较高时，尤其是电机绕组型式为成型绕组或扁铜线绕组，电机的绕组铜耗计算需要考虑集肤效应和邻近效应的影响，即考虑电机交流损耗对铜耗的影响。交流损耗的计算可通过建立包含电机外电路、考虑绕组并联支路数与绕组层数特征的计算模型实现[26]。
钕铁硼永磁材料磁性能随其工作温度变化明显，在开展永磁电机磁性能计算时，需要求取材料工作温度下的磁性能[27]。同时，研究表明永磁体的电阻率也随其工作温度变化明显[28]，尤其是电动汽车永磁驱动电机常用的高性能钕铁硼永磁体，其电阻率随温度的变化模型[29]为
ρ1=bT+a。（5）
式中：ρ1为磁体电阻率；T为磁体工作温度；根据样机钕铁硼材料中稀土材料镝的含量实测结果，变量a和b分别取值为1.258和0.884×10-3。
为更为直观地体现二者的变化规律，式（5）可进一步绘制图2。
由于永磁体的电阻率直接影响到永磁体内涡流损耗的大小，因此损耗分析模型加入永磁体电阻率随温度变化特性，有益于获得更准确的损耗分布。
在此基础上，由下式可计算得到永磁体损耗数值[30]，即
Pem=∫VEJdV=∫VJ2σdV=∫Vρ1J2dV。（6）
式中：σ为永磁体的电导率；E为涡流电场强度；J为涡流密度；ρ1为永磁体的电阻率；V为永磁体的体积。
1.2 电机内流热分析模型
按照外水套冷却永磁电机的传热过程，参与电机内传热的流体包括机壳流道内的冷却水以及电机腔体内的空气。利用流体与传热耦合分析原理，基于质量守恒、动量守恒和能量守恒建立电机内流固耦合分析模型，电机内流热耦合求解基本方程[31]为：
ρt+·（ρL）=0；
（ρu）t+·（ρLu）=·（μu）－Px+Su；
（ρv）t+·（ρLv）=·（μv）－Py+Sv；
（ρw）t+·（ρLw）=·（μw）－Pz+Sw；
（ρT）t+·（ρLT）=·（kcT）+ST。（7）
式中：ρ为流体密度；t为时间；L为流体流速矢量；u、v、w分别为L在x、y、z方向的矢量；μ为湍流粘度系统；P为流体微元上的静压力；Su、Sv、Sw为动量方程的源项；ST为热源；k为流体的热导率；c为比热容；T为求解区域待求温度。
结合目标电机内流动与传热特征，分析采用标准湍流模型的定常流动进行求解。湍流方程为：
（ρk）t+·（ρkL）=·［（μ+μtσk）k］+Gk－ρε；
（ρε）t+·（ρLε）=·［（μ+μtσε）ε］+G1εεkGk－G2ερε2k。（8）
式中：ε为扩散因子；k为流体的湍流动能；σk和σε为普朗特数；G1ε和G2ε为常数；Gk为湍流发生率。
1.3 永磁电机磁热耦合计算模型
电机的磁热耦合计算可分为单向耦合计算和双向耦合计算。电机磁热耦合的传统计算中使用的单向耦合计算，通常以电机零部件的物理模型单元为边界，将电磁场计算得到的零部件损耗数据传递到温度场计算中对应的物理模型单元。数据传递形式主要为利用插值法的损耗体积平均值传递或对应网格节点传递。温度场计算得到的稳态温度场计算结果即视为模型最终的温度分布结果。因此，磁热单向耦合计算的精度依赖于电磁场计算中材料工作温度的赋予值，该方法无法考虑实际工作温度对材料属性的影响。
为了得到电机稳定运行状态下更准确的性能参数和温度特性，计算过程考虑电磁场与温度场对电机材料属性的相互影响，即发展了磁热双向耦合计算方法。电机磁热双向耦合计算中，通过磁热模型间的数据传递，计及材料工作温度与其物性的相互影响，使计算结果更加准确。耦合计算的数据传递一般使用基于网格对应的数值传递，可以得到准确的计算结果，但通常三维多物理场计算模型网格数量庞大，需要大量的计算资源。本文采用基于电机物理模型细化单元划分的平均值数据传递方法，利用基于Python语言编写的User Defined Function等批处理程序，实现快速的单元数值的自动传递，耦合计算流程如图3所示[32]。
按照磁热双向耦合计算流程，首先建立电磁场和温度场的电机计算模型。为提升计算准确度，对于永磁体等空间温度分布差异较大的部件，将其实体划分为若干虚拟单元进行建模，每个单元模型均设定若干变量以描述材料物性的变化规律。两场中模型的简化处理方法应保持一致。在电磁场模型建立中，考虑到温度对不同材料电导率的影响程度差异，对铜绕组、永磁体等主要材料的电导率属性中引入温度变量，建立受工作温度影响的材料电导率数学模型。
然后，设置材料的初始工作温度，计算该温度下各零部件的损耗值。将所得到的损耗值以模型单元划分的平均值形式传递到温度场对应模型中，计算得到该损耗所对应的材料工作温度。在此基础上，判断计算温度与初始温度之间的偏差是否满足误差需求，如果不满足误差要求，将该温度重新赋予电磁场模型中材料属性的工作温度变量，调整材料电导率属性，重复前述计算流程，直至温度偏差满足误差要求。本文的迭代计算中，最终将各部件温度场计算温度与材料电导率计算温度误差小于5%作为计算的终止判定条件[32]。
最后，通过多轮迭代计算实现磁热双向耦合的稳态后，计算新工作温度下的电机性能，开展对应的电机特性分析。
2 电机磁热耦合分析物理模型
2.1 电机结构和参数
为获得外水套冷却结构永磁电机转子永磁体温度分布特性，本文以一台电动汽车用115 kW-8极外水套冷却永磁驱动电机为例，进行磁热耦合分析研究，建立电机三维结构模型如图4所示，电机基本参数如表1所示。
电机采用端部法兰固定，机壳内设置折流冷却水循环流道，与定子铁心直接接触传热。电机模型包括端部接线盒，接线盒与电机内部腔体连通，可以作为转子部分冷却空气的循环流动空间。
2.2 电磁损耗分析物理模型
目标电机转子采用双V型内置式永磁体结构，根据电机制造工艺，转子轴向分为4段，永磁体分别粘接于铁心内，再将4段铁心热套固定于转轴上。由于电机圆周方向上具有结构对称性，为了获得更准确的涡流损耗分布，建立电机三维电磁分析模型如图5所示。
根据电机三维电磁分析模型，转子每个磁极包括4块永磁体，以图示逆时针方向编号，上层左侧小磁体开始，磁体编号分别为a、A、B、b。为便于实现电磁场与温度场的双向耦合计算中损耗与温度数据的传递、准确定义不同空间位置永磁体在不同工况下的电阻率与磁性能，采用了永磁体虚拟分块建模方法。将永磁体模型划分为若干小体积的单元磁体，对每一个单元磁体的电阻率、磁性能分别进行定义，在磁热双向耦合计算过程中的每次迭代计算时同步改变所有单元磁体的特性[3]。此外，为实现永磁体损耗的准确计算，对电机电磁分析模型中的永磁体、气隙等部位进行了网格细化。电磁场计算模型总体的网格数量为835 403。
2.3 流热耦合分析物理模型
按照目标电机的传热过程，电机的热量由机壳内的冷却水带走，而转子部分需经过气隙和端部腔体内的空气将热量传递机壳。因此，流热耦合模型包括定转子全部固体部件，以及机壳内的循环水和电机内的空气两部分流体域。流热耦合模型中的冷却水在外部系统的驱动下循环流动，设置冷却水的进出口定解条件即可。模型中空气域的流动与传热过程则包括空间的自然对流传热和转子旋转引起的强迫对流换热。为了反映转子高速旋转引起的强迫换热效果，模型中转子区域设置为旋转区域，转速为转子的额定转速。电机气隙中的空气流速在临近定转子表面位置存在一定的差异，气隙的建模及网格划分过程中应考虑气隙层内的热交换。建立目标电机的流热耦合分析模型如图6所示。
流热耦合计算中，将电机水套的进水口设定为速度入口边界条件，进水口处的冷却水流速为0.6 m/s，冷却水的进口温度为75 ℃；冷却水的出水口采用标准压力出口边界条件。最后，在假定电机各零部件导热系数及散热系数不随温度改变的基础上，开展热流计算。
为了提升流热耦合计算的精度，本文采用了混合网格划分方法，对电机气隙网格进行了分层加密处理，并考虑到计算模型和电机结构特征，对电机结构较为规则部分的区域采用六面体网格划分，对复杂结构部分的区域采用四面体网格划分，网格总数量约为1 240万，同时利用二阶压力项，结合二阶迎风离散格式进行模型的计算与分析。
3 电机损耗和传热计算结果
根据目标电机的电磁分析模型和流热分析模型，结合样机运行工况确定模型的定解条件，通过电磁与传热耦合计算方法，计算得到目标电机电磁特性参数和流热分布。
3.1 损耗计算结果及特征分析
按照电磁计算模型，利用样机额定负荷条件下的实测电流作为激励，以耦合迭代得到的温度提取对应温度下材料的电导率，计算得到电机的电磁特性。运行在额定负荷下电机的实测电流波形如图7所示。
以转速4 500 r/min、输出转矩245 N·m为研究目标工况。经过多轮迭代计算后，得到额定负荷下电机各部件的总损耗分别为：定子铜耗2 264.5 W，定子铁耗1 167.4 W，转子铁耗443 W，转子永磁体涡流损耗94.5 W。由电机的总损耗数据可知，整体损耗的86.5%都集中在电机定子部分。电机的温度场计算的时候，实际使用的是各零部件的损耗密度。前文求取的损耗数值结合电机各部件的体积，可以计算得到其损耗密度。由于电机各部件的实际结构复杂，同一部件的不同空间位置的损耗密度可能存在差异，计算过程中根据部件的空间结构对模型进行换分划分，并分别给定了划分后各模型的损耗密度。由于细分模型较多，本节仅给出各部件的平均损耗密度。定子绕组的平均损耗密度为4 810 197.9 W/m3，定子铁心的平均损耗密度为697 930.130 7 W/m3，转子铁心的平均损耗密度为687 224.009 7 W/m3，永磁体的平均损耗密度为254 002.2 W/m3。
尽管转子永磁体部分的损耗总量较小，但在冷却条件有限的情况下，掌握其分布特性十分有必要。根据电磁场计算结果，提取循环迭代计算后永磁体的损耗分布。由于a、b与A、B两种永磁体的充磁方向厚度分别为4 mm和5.2 mm，可认为永磁体在该方向上的损耗分布均匀，进而得到永磁体的损耗分布二维图，如图8所示。图中横纵坐标分别为永磁体的轴向长度和宽度。
由永磁体的涡流损耗分布可以看出，额定负荷条件下转子永磁体内将产生一定的涡流损耗，该涡流损耗在永磁体上分布极不均匀，高损耗区域主要集中在永磁体周向的边沿，而中部区域则很低，损耗密度相差接近100倍。沿轴向也存在较大的不均匀性，轴向上分成4段永磁体，在分段边沿的损耗远高于中部。因此整体上永磁体的损耗呈现中间小边沿大的分布特征，最高的损耗密度集中在周向的边沿。永磁体涡流损耗的分布不均，尤其是局部区域过于集中对温度的一致将产生不利影响。
3.2 温度计算结果及特征分析
根据电机流热耦合计算模型和运行条件，冷却水入口温度为75 ℃，流量8 L/min，环境温度20 ℃，以耦合迭代得到的损耗参数作为热源，转子区域以额定转速旋转，计算得到电机的温度分布和流场分布。电机温度分布如图9所示。
由电机整体温度分布可见，电机最高温度为184.74 ℃，位于接线端端部绕组及BusBar连接铜排区域，该区域远离与水套内表面相接触的定子铁心，其产生的热量仅能依靠轴向上向铁心方向的热传导和端部的流动空气实现散热，而该区域的轴向传热能力与端部空气的带热能力均有限，因此区域温度较高。由于电机的定子铁心直接与水套机壳接触传热，整体温度较低，平均保持在100 ℃左右。而以气隙为分界线，电机转子区域的温度较高，并呈现出两端略低、中间更高的特点。截取电机轴向中心截面的温度分布如图10所示。
按照电机轴向中心截面的温度分布，电机各部件沿径向向内温度逐步升高，槽内绕组的槽口处导线温度最高。转子温度整体高于定子，靠近轴心区域的温度更高，另外转子的温度分布出现了与磁极分布一致的V形特征，V形磁极的外侧温度更低，主要是由于磁极的外侧由导热性能更好的硅钢片构成，更利于热量传导至转子表面后散发，而磁极内侧区域被导热系数更低的大V永磁体包围，并且内侧没有散热的渠道，因此内侧整体温度更高。
电机转子部分温度分布如图11所示，整体呈现中间高两侧低的分布特点，这是由于电机机壳内部存在一定的空气，该部分空气既可以与转子端部表面直接接触，同时也可以与温度较低的端盖、冷却水套内表面等位置接触，在电机转子高速旋转过程中，会带动空气产生一定的流动，可以将电机端部表面的热量带走，进而传递到其他低温部位，实现一定程度上的端部冷却效果。此外，转子表面出现了与磁极一致的温差间隔区域，表明永磁体的损耗分布和磁极传热结构对转子温度分布的影响。
提取转子永磁体的温度分布如图12所示。
由图可知，永磁体工作温度范围为132.29～161.75 ℃，最大温差约30 ℃。根据钕铁硼永磁体的磁特性等级划分标准，30 ℃温差已跨越2个永磁体的工作温度等级。可见，电动汽车用永磁电机转子永磁体在同一工况下，不同空间位置存在明显的工作温度差异。即永磁体在同一工况下的磁特性存在显著区别，磁体的抗退磁特性也将存在明显的差别。在同一故障冲击电流下，永磁体将产生明显的退磁差异。
从永磁体的温度分布还可以看出，永磁体中大V的A和B的最高温度比小V的a、b高，分布上则均呈现出中间部位温度高、两端部位低的特点，及轴向上铁心中心部位的永磁体更易发生退磁。该现象主要由于电机铁心中心部位的散热情况不良，而端部临近电机腔体空气可以更好的实现热传递造成。同时，A和B永磁体靠近转轴部位的温度最高，即该区域是永磁体最易发生退磁的部位。此现象是由于气隙中流动空气可以实现其附近区域更好的散热，而铁心临近转轴位置的热量只能通过热传导实现散热。此外，由图8和图12的对比可见，永磁体的温度分布规律与损耗分布规律并不完全一致，永磁体的温度分布受电机整体的冷却结构影响显著。
电机转子部分的热量经腔体内的空气散出，腔体内冷却空气的流线和流速分布如图13所示。
根据电机腔体内空气流线分布，电机转子的旋转带动周围空气高速流动，导致转子附近的空气流速较高，而腔体内其他区域流速则较低。但是从腔体内整体流场的分布可以看出，电机运行过程中腔体内部空气形成了大量的旋流，接线盒部分也参与了整体的流动，这对于促进电机转子的热交换是有利的。另外电机的气隙连通两个端部空气域，但并没有出现明显的流线，主要是由于电机的气隙宽度仅有0.8 mm，电机高速旋转的切向流速难以促使空气在轴向上形成有效流动，这也限制了转子气隙侧表面的散热作用，并导致中部的温度偏高。
4 实验样机测试及分析
按照磁热耦合仿真计算结果，获得电机转子永磁体温度分布的特性，以及损耗和结构对温度分布的影响规律，为了进一步验证转子永磁体的温度特性，建立转子旋转测温系统和实验样机。
4.1 转子旋转测温系统
永磁电机的转子中永磁体对温度最敏感，也是转子温度防护的主要约束目标。根据仿真计算结果的转子温度分布可以看出，永磁体处于高温区域，尤其是大V的永磁体温度最高，并且永磁体在轴向上存在较大的差异，因此实验样机转子测温过程重点关注大V永磁体的温度测量，并应获得轴向上不同位置的温度数据。
实验样机的转子测温选取一个磁极下的一个大V磁体作为温度测试目标。样机每极永磁体在轴向上由4段磁体组成，在每一段磁体的上、中、下3个位置分别布置测温点，3个位置点中上部测温点为磁体靠近气隙边角位置点，中部测温点为磁体几何中心点，下部测温点为磁体靠近转轴的边角位置点，磁体各测温点位置如图14所示。
由于样机采用烧结的长方形永磁块，无法在永磁体上设置轴向安装测温传感器的凹槽，因此样机设计时在永磁体下侧的铁心硅钢片上设置凹槽，叠装完成后形成轴向的传感器布置通道结构。转子永磁体测温传感器布置结构如图15所示。
样机转子永磁体总计设置12个测温点，采用K型热电偶作为测温传感器。测温传感器与旋转测温系统相连，旋转测温系统包括信号采集、信号处理和数据存储3个信息模块，以及供电的电池模块，系统构成如图16所示。实验开始前将数据存储模块清空，并装入足量的电池。实验结束后通过数据接口将转子温度数据导出，并以时间为参考基准获得对应实验条件下的温度数据。
测温传感器固定于转子铁心的测温槽中，连接线再通过空心轴引出，并与同轴旋转的测温装置连接。旋转测温装置及连接如图17所示。
4.2 实验样机及测试结果
按照样机的设计参数，搭建实验样机测试平台，并建立电机转子旋转测温系统，实验样机测试平台如图18所示。
实验样机额定工况下，测得转速4 500 r/min，输出转矩245 N·m，电流为345 A。冷却水进水温度为75 ℃，冷却水流量为8 L/min，环境温度为20 ℃。额定工况下测得电机转子达到热稳态后，各测点温度如表2所示。
根据测试结果可以看出，测点温度仍然呈现两端低中间高的特点。测点之间的最大温差也达到了27 ℃，表明转子永磁体之间根据位置不同，存在较大的温差。
4.3 数据对比分析
提取额定工况下永磁体测点的磁热耦合计算数据如表3所示，联合对应位置的温度测试结果，建立对比分析曲线如图19所示。
按照计算与实测电机永磁体的温度数据可以看出，计算值与实测结果具有良好的一致性，都呈现出中部高两端低的分布特点，并且温度在轴向上的对应关系是完全匹配的，验证了磁热耦合计算方法对研究外水套冷却电机转子永磁体温度分布特性的准确性。
对比表2和表3数据可知，磁热耦合计算值略高于实测结果，温度偏差范围为3.2～9.6 ℃，平均偏差约7 ℃，分析认为实验过程中电机通过端部法兰固定在金属安装支撑架上，转子的部分热量可通过转轴传导至温度较低的端盖及支撑架上，而计算过程未考虑这部分散热，此外，由于电机的非驱动端与接线盒连通，而接线盒在电机实验过程中未做密封，存在与外部的空气流通，也将带走电机部分热量，仿真中未考虑该部分散热的影响，综上原因造成了转子测量温度略低的现象，但测试数据整体偏差水平较低，满足工程实用的需要。
5 结 论
本文分析了电动汽车用外水套冷却永磁电机的发热和冷却过程，研究了该类型电机电磁参数、材料特性及流动与传热对转子永磁体温度分布特性的影响。建立考虑材料电导率随温度变化的磁热耦合计算模型，以一台115 kW-8极的实验样机为例，以实测电流为激励，通过磁热双向耦合计算得到电机的损耗、温度和流场分布。搭建样机的实验测试平台，并实现了对转子内永磁体温度的测量，验证了磁热耦合计算方法的准确性，获得了该类型电机转子永磁体温度影响因素和分布规律。研究得到如下结论：
1） 采用计及材料特性随温度变化的磁热双向耦合模型计算得到永磁电机转子永磁体温度特性，经试验验证方法有效，精度满足工程需要。
2） 电机转子钕铁硼永磁体的涡流损耗和温度均存在较大的空间不均匀分布特性，损耗整体呈现边沿大中间小的特点，温度整体呈现两端低中间高的特点。温度与损耗的分布规律存在差异，温度分布规律受电机整体冷却结构影响。
3） 外水套永磁电机转子永磁体中大V磁体最高温度高于小V磁体。大V永磁体靠近转轴部位的温度最高，该区域是永磁体最易发生退磁的部位，应重点考虑防退磁设计。
4） 外水套永磁电机转子无冷却措施，转子整体温度较定子偏高50 ℃左右，在电机设计过程应重点考虑转子侧，尤其是永磁体的温升抑制。
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（编辑：邱赫男）
