純電動汽車用永磁同步輪轂電機溫度場仿真研究

純電動汽車用永磁同步輪轂電機溫度場仿真研究摘要：在純電動汽車上，永磁同步電機作為驅(qū)動電機使用，因其長期處于工作狀態(tài)，電磁損耗增加，導(dǎo)致溫升較高；且電機自身安裝位置狹小，造成散熱不暢。因此，對于純電動汽車用永磁同步輪轂電機來說，進(jìn)行溫度場仿真研究非常必要。基于fluent對某6.5kW永磁同步輪轂電機進(jìn)行溫度場仿真，針對以往電機溫升仿真不考慮永磁體渦流損耗和轉(zhuǎn)子鐵芯損耗的問題，研究了兩種損耗對電機溫度場的影響，得到了輪轂電機溫度場的分布規(guī)律，為后續(xù)輪轂電機冷卻水道的設(shè)計提供了依據(jù)。隨著純電動汽車產(chǎn)業(yè)鏈的不斷升級和完善，作為純電動汽車動力源的電機也在不斷發(fā)展。研發(fā)高性能電機既是我國對純電動汽車技術(shù)自主可控的追求，也是相關(guān)汽車產(chǎn)業(yè)優(yōu)化升級的必要條件，其中，永磁同步電機因其高效率、高功率的特點而受到技術(shù)人員的青睞[1]。當(dāng)前，永磁同步輪轂電機在純電動汽車上作為驅(qū)動電機使用，因其處于長期工作狀態(tài)，電磁損耗會增加；且電機自身安裝位置狹小，易導(dǎo)致散熱不暢，使溫升較高。電機溫升過高一方面會導(dǎo)致銅線絕緣漆、定子槽絕緣失去絕緣效果，從而影響電機的壽命；另一方面，會影響電機轉(zhuǎn)子永磁體的性能，使得電機磁場不穩(wěn)定[2]。因此，對于純電動汽車用永磁同步輪轂電機設(shè)計，不僅需要考慮電磁和結(jié)構(gòu)問題，而且還需要進(jìn)行溫度場仿真驗證。電機溫度場仿真的重點在于三個方面1）熱源-電機損耗計算的準(zhǔn)確性2）電機仿真三維模型的簡化與等效3）交互邊界條件-對流換熱系學(xué)者[3]提出的模型計算電磁損耗作為熱源。在仿真模型簡化等效方面，胡俊民等人[5]建立了電機的定子和繞組模型，利用傳熱學(xué)原理對定子和繞組進(jìn)行簡化和等效，并進(jìn)行溫度場分析；但是，其研究并未考慮到永磁體渦流損耗和轉(zhuǎn)子損耗對電機溫度場的影響。張琪等人[4]基于某款輪轂電機，簡化電機的繞組、槽絕緣等相關(guān)薄片層以及定、轉(zhuǎn)子鐵芯模型，通過試驗，驗證了模型簡化方法的正確性；然而，其研究并沒有考慮到永磁同步輪轂電機在純電動汽車上的使用情況。王劍波等人[6]以某款電動汽車性能參數(shù)為目標(biāo)，以集中驅(qū)動式的內(nèi)轉(zhuǎn)子電機為研究對象，使用等效熱網(wǎng)絡(luò)法分析了該電機關(guān)鍵節(jié)點的溫度分布；其研究雖然考慮到了永磁同步電機在純電動汽車上的使用，但是，熱網(wǎng)絡(luò)法并不能顯示出電機的溫度分布情況，無法為冷卻水道的設(shè)計提供參考。針對上述問題，本文將某型永磁同步輪轂電機作為研究對象，分析永磁體渦流損耗和轉(zhuǎn)子鐵芯損耗對電機溫度場的影響。首先，使用Motor-CAD創(chuàng)建電磁模型，計算出電機的損耗；然后，將電機的損耗以體熱源的方式加載到fluent軟件三維模型的相應(yīng)位置，通過一系列的數(shù)值計算，簡化仿真模型和仿真過程。本文研究的電機是外轉(zhuǎn)子永磁同步輪轂電表1電機主要性能參數(shù)參數(shù)數(shù)值參數(shù)數(shù)值額定功率P/kW額定電壓U/V330額定電流I/A）500槽數(shù)Q27極數(shù)2P24定子外徑D/mm230定子內(nèi)徑D/mm306軸向長度L/mm76氣隙δ/mm1如圖1所示，為通過Motor-CAD建立的電磁模型在額定點的磁密云圖。圖1電機磁密云圖在電機溫度場仿真中，需要設(shè)置的熱物理參數(shù)主要包括導(dǎo)熱系數(shù)λ、比熱容C以及密度ρ。如表2所示，為電機主要部件的熱物理參數(shù)。2熱源分析一般情況下，電機運行的環(huán)境溫度變化不大，電機溫升主要是由電機在輸出動力過程中產(chǎn)生的電磁損耗所造成的；因此，將電磁損耗作為熱源。電磁損耗主要分為以下四類：鐵芯損耗；繞組銅表2材料熱物理參數(shù)部件材料）））鐵芯B20AT12007600450機殼鋁合金2790871永磁體N42EH7500460繞組銅8938385槽絕緣絕緣紙700絕緣漆聚酯亞胺800和旋轉(zhuǎn)磁場相關(guān)；渦流損耗主要與變化磁場所感生的電流相關(guān)；鐵心的附加損耗是由于定子的開槽以及氣隙齒諧波而引起的?？傻帽磉_(dá)式：=KhfBmα+Kef2Bm2+Kaf1.5Bm1.5。（1）其中：Pfe是單位質(zhì)量的鐵損，單位為W/kg；Kh、Ke、Ka分別是磁滯損耗系數(shù)、渦流損耗系數(shù)和附加損耗系數(shù)；Bm是氣隙磁密幅值；f為磁場基波頻率；a為經(jīng)驗系數(shù)，通常取經(jīng)驗常數(shù)為2。定子繞組損耗（Pcu）主要為電機輸出動力過程中電流流過繞組所產(chǎn)生的損耗。通過焦耳-楞次定律可得，電機的繞組銅耗計算公式為[8-9]：其中：m為電機的相數(shù)；I為流過定子繞組的電流；R為電機運行過程中的電阻。永磁體渦流損耗是電機在高速運轉(zhuǎn)工況下，由磁場高次諧波在永磁體以及磁鋼中感生出來的。它會使永磁體升溫，從而影響轉(zhuǎn)子磁鋼的磁通特性，進(jìn)而使得永磁同步電機的動力輸出不穩(wěn)定。永磁體的渦流損耗計算公式為[10]：Pm=EQ\*jc3\*hps20\o\al(\s\up6(LaVK),12p1)EQ\*jc3\*hps20\o\al(\s\up6(mL),Lb)2。（3）其中：La為永磁體軸向長度；V為永磁體的體積；Km為電動勢比例系數(shù)；f為磁場的交變頻率；Lb為永磁體在充磁方向上的長度；p1為釹鐵硼的電導(dǎo)率。一般將電機的機械損耗分為風(fēng)摩損耗、軸承摩擦損耗等。風(fēng)摩損耗是因為轉(zhuǎn)子高速旋轉(zhuǎn)，帶動電機內(nèi)部空氣對部件表面進(jìn)行摩擦造成的，其與轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)速相關(guān)。軸承摩擦損耗是軸承在工作過程中與其他介質(zhì)摩擦產(chǎn)生的，其與軸承類型、轉(zhuǎn)本文主要驗證永磁體損耗和轉(zhuǎn)子損耗對電機溫度的影響，在此不考慮機械損耗。根據(jù)電機的結(jié)構(gòu)參數(shù)在Motor-CAD中進(jìn)行仿真，從而得到電機額定工況下各部件的損耗數(shù)值。如表3所示，為仿真結(jié)果。為了研究純電動汽車永磁體損耗和轉(zhuǎn)子鐵耗對電機溫度場的影響，可將轉(zhuǎn)子和永磁體損耗也考慮進(jìn)來，將電磁損耗作為熱源添加到電機的相應(yīng)位置。3溫度場分析根據(jù)傳熱學(xué)[11]理論，永磁同步輪轂電機的熱源主要來自于電機的電磁損耗。其中：一部分熱量借助熱傳導(dǎo)作用傳到臨近的其他物體及相鄰介質(zhì)中；其他的熱量則是通過熱對流和熱輻射，傳遞到周圍的介質(zhì)中。在自然條件下，由于大部分熱量都是通假設(shè)熱量傳遞過程中無能量損失，傳遞過程遵循能量守恒、質(zhì)量守恒定律，而且滿足傳熱學(xué)方程。在三維坐標(biāo)系中，設(shè)x、y分別為電機的徑向和切向坐標(biāo)，z為電機的軸向坐標(biāo)，建立電機溫度表3電機損耗數(shù)值分布參數(shù)參數(shù)值W電樞銅耗永磁體損耗定子鐵芯損耗轉(zhuǎn)子鐵芯損耗場方程式為：λxl+λy+λz+Qv=pC-λs2=α(T-Te）-λs2=α(T-Te）其中：λx、λy、λz分別為電機相應(yīng)部件沿x、y和z方向的導(dǎo)熱系數(shù)；Qv為電機單位體積的熱流密度；p為部件的密度；C為部件的比熱容；T為電機的待求溫度；s1、s2分別為求解域的絕熱壁面和對流散熱壁面；n為壁面的法向分量；α為散熱系數(shù)；Te為對流散熱壁面的溫度。模擬電機的溫度場，必須知道電機相應(yīng)部件的導(dǎo)熱系數(shù)λx、λy、λz，熱邊界的對流散熱系數(shù)a以及電機相應(yīng)部件的熱流密度Qv。式中，Qv可以根據(jù)下式算出：其中：Ploss為電機各部件的損耗；V為對應(yīng)部件的體積。3.2模型簡化和參數(shù)計算在永磁同步電機中，繞組涉及到多個部件以計算量大；且相應(yīng)部件難以建模，如槽絕緣是緊貼于定子的薄片結(jié)構(gòu)，絕緣漆包裹在銅線表面等，這些結(jié)構(gòu)無法精準(zhǔn)建立模型，繞組的多層結(jié)構(gòu)在flu-ent中也很難劃分網(wǎng)格。因此，為了劃分網(wǎng)格和節(jié)省模型計算的時間，就需要對繞組進(jìn)行等效處理。等效方法是相同體積等效，將銅線等效為一整塊導(dǎo)體，將槽絕緣、槽內(nèi)空氣、絕緣漆等按體積等效為包裹在導(dǎo)體外側(cè)的絕緣層。如圖2所示，為簡化之后的模型。圖2簡化后的繞組模型根據(jù)傳熱學(xué)原理和體積相等原則，推導(dǎo)得到以下公式，從而計算出銅導(dǎo)體和絕緣層的物性參數(shù)。λ=(d123其中：d1為槽絕緣材料的厚度；d2為定子和槽絕緣材料的間隙厚度；d3為絕緣漆的厚度；ds為等效絕緣層的厚度；λ1、λ2、λ3分別為對應(yīng)材料的導(dǎo)、V3分別為對應(yīng)材料在槽內(nèi)的體23分別為對應(yīng)材料的密度。如表4所示，為等效絕緣層和導(dǎo)體層的參數(shù)。定轉(zhuǎn)子的鐵芯是由硅鋼片經(jīng)過疊壓而成的，且在硅鋼片之間有絕緣材料間隔，硅鋼片很薄，難以建模，所以需要將鐵芯進(jìn)行簡化等效處理?？蓪⒐桎撈徒^緣材料結(jié)合起來考慮，等效為具有不同導(dǎo)熱系數(shù)的結(jié)合體，其密度和比熱容等于原硅鋼片。等效鐵芯的切向、徑向和軸向的導(dǎo)熱系數(shù)計算為：表4等效物性參數(shù)物性參數(shù)厚度d/mm）））等效絕緣層261等效導(dǎo)體層-3858938in-1λ2=λ3=1-KF11-KF1δFeλFe+δinλin=KFeλFe+（1-KFe)λin；KFe=。、λ3分別是鐵芯的軸向、切向和徑向的導(dǎo)熱系數(shù)；λFe是硅鋼片的導(dǎo)熱系數(shù)；λin是硅鋼片之間絕緣材料的導(dǎo)熱系數(shù)；KFe是硅鋼片的疊壓系4電機熱邊界條件計算氣隙空氣是定轉(zhuǎn)子之間熱交換的介質(zhì)，由于空氣跟著電機高速轉(zhuǎn)動，在溫度場計算時模擬轉(zhuǎn)動空氣的傳熱需要大量的計算資源。因此，為了提高計算效率，通常將氣隙空氣視為靜止空氣，但是賦予其與旋轉(zhuǎn)空氣同樣的散熱系數(shù)。等效過程如下：首先，計算電機在額定工況下氣隙內(nèi)流動空氣的雷v其中：ωφ為轉(zhuǎn)子圓周速度，ωφ=2πnro/60（n為轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速，ro為轉(zhuǎn)子內(nèi)徑δ為氣隙長度。然后，與臨界雷諾數(shù)進(jìn)行對比，判定電機氣隙的流動狀態(tài)，臨界雷諾數(shù)為2300。本文中氣隙為湍流狀態(tài)，氣隙的有效導(dǎo)熱系數(shù)為：電機內(nèi)部溫度場的熱邊界反映了部分部件在空氣中的散熱能力，一般在fluent中對相應(yīng)部件表面進(jìn)行對流換熱系數(shù)設(shè)置。電機的主要散熱表面包括定子端面、轉(zhuǎn)子端面和機殼。定子端面散熱系數(shù)[13]的計算公式為：其中：αs為定子端面的散熱系數(shù)；vr為轉(zhuǎn)子內(nèi)徑繞組端面散熱系數(shù)[14]可以根據(jù)流體力學(xué)的相關(guān)原理推導(dǎo)，計算公式為：；（EQ\*jc3\*hps20\o\al(\s\up7(■),■)EQ\*jc3\*hps20\o\al(\s\up7(0),0)EQ\*jc3\*hps20\o\al(\s\up7(.),.)EQ\*jc3\*hps20\o\al(\s\up7(103R),456R)EQ\*jc3\*hps10\o\al(\s\up5(ec),ec)EQ\*jc3\*hps10\o\al(\s\up12(0),0)EQ\*jc3\*hps10\o\al(\s\up12(.),.)EQ\*jc3\*hps20\o\al(\s\up7(定),定)EQ\*jc3\*hps20\o\al(\s\up7(子),子)EQ\*jc3\*hps20\o\al(\s\up7(繞),繞)EQ\*jc3\*hps20\o\al(\s\up7(組),組)EQ\*jc3\*hps20\o\al(\s\up7(外),內(nèi))EQ\*jc3\*hps20\o\al(\s\up7(端),端)EQ\*jc3\*hps20\o\al(\s\up7(面),面)EQ\*jc3\*hps10\o\al(\s\up4(Dr),30)EQ\*jc3\*hps20\o\al(\s\up5(n),u)；（其中：αw為定子端面的散熱系數(shù)；Nuc為努賽爾數(shù)，它是衡量端部繞組對流強度的無量綱數(shù)，可以根據(jù)雷諾數(shù)計算；λair是空氣的導(dǎo)熱系數(shù)，取值為Rec是定子繞組端部的雷諾數(shù)；det是定子繞組的等效直徑，單位為m；Dsr和Dr分別是定子槽底直徑和轉(zhuǎn)子內(nèi)徑，單位為m。機殼散熱系數(shù)[15]的計算公式為：。（20）其中：αc為電機機殼表面的散熱系數(shù)；αo為機殼表面在自然環(huán)境下的散熱系數(shù)，取αo=14；v為機殼外部空氣流動速度，取v=v額定×0.8，v額定是車輛運行的額定車速，單位為m/s；k為空氣流動效率，如表5所示，根據(jù)以上公式，可計算得到電機對流散熱面的散熱系數(shù)。5溫度場有限元分析在電機額定工況點6.5kW@500rpm進(jìn)行熱表5電機邊界系數(shù)邊界面名稱邊界面名稱）繞組內(nèi)表面繞組外表面定子端面機殼外表面仿真分析。為提升效率，減少運算時間，取電機的1/4模型進(jìn)行計算。如圖3所示，為計算模型。本文使用fluent-meshing進(jìn)行網(wǎng)格劃分，如圖4所示，為網(wǎng)格劃分結(jié)果。根據(jù)圖4，一共有90115個面網(wǎng)格，最大外斜度為0.54；有205143個體如圖5所示，為仿真之后得到的電機溫度分布圖。如表6所示，為電機溫度數(shù)據(jù)。對永磁同步輪轂電機溫度場仿真結(jié)果進(jìn)行分（1）電機的溫度分布呈兩極分化，定子、繞組圖3電機三維模型圖4體網(wǎng)格劃分（a）定子、繞組溫度分布圖