胡 攀， 陳東亞， 韋 虹

（1.寧波吉利羅佑發(fā)動(dòng)機(jī)零部件有限公司， 浙江 寧波 315336 2.浙江吉利動(dòng)力總成有限公司， 浙江 寧波 315800；3.寧波上中下自動(dòng)變速器有限公司， 浙江 寧波 315800）

0 引言

隨著油耗和排放法規(guī)的日益嚴(yán)苛， 各大主機(jī)廠從原傳統(tǒng)燃油車的開發(fā)轉(zhuǎn)向混動(dòng)車型和純電車型， 而對(duì)于混動(dòng)車型和純電動(dòng)車型的核心動(dòng)力部件電機(jī)的性能要求在逐步提升，在“節(jié)能與新能源汽車技術(shù)路線圖2.0”中明確了電機(jī)在功率密度、效率、成本以及噪音控制等多方面的要求。 而要達(dá)指向性目標(biāo)2025 年電機(jī)功率密度要達(dá)到5kW/kg，2030 年電機(jī)功率密度要達(dá)到6kW/kg， 強(qiáng)化電機(jī)的冷卻是必不可少的手段。

隨著電機(jī)功率密度的提升帶來(lái)了更高的散熱需求，而這主要因?yàn)楣β拭芏忍嵘龓?lái)了電流密度增加， 電機(jī)繞組溫升快容易導(dǎo)致絕緣層的破壞從而導(dǎo)致電機(jī)短路，并且永磁體溫度過(guò)高會(huì)造成永磁體的不可逆退磁，從而降低電機(jī)的壽命。 強(qiáng)化電機(jī)的冷卻不僅可以提升電機(jī)壽命，由于電機(jī)散熱還限制了電機(jī)的峰值和額定扭矩，所以散熱性能的提升還能提升電機(jī)的性能輸出。 電機(jī)峰值扭矩除了電磁設(shè)計(jì)的限制外，其工作時(shí)間的長(zhǎng)短主要受限于電機(jī)的散熱能力，如散熱能力不佳，電機(jī)無(wú)法達(dá)到峰值扭矩的目標(biāo)性能，特別是對(duì)于需要持續(xù)輸出的額定扭矩，其冷卻能力越強(qiáng)，持續(xù)扭矩與峰值扭矩的比值越大。 所以要想提升電機(jī)的功率密度，必須強(qiáng)化電機(jī)冷卻性能，而當(dāng)前乘用車電機(jī)的主要趨勢(shì)是從電機(jī)水冷技術(shù)向油冷技術(shù)發(fā)展[1]。

1 研究機(jī)型的介紹

本次研究開展的基礎(chǔ)機(jī)型為額定功率30kW 的發(fā)電機(jī)， 其主要特點(diǎn)是需要足夠的小型化來(lái)滿足布置空間的要求，其峰值有效功率密度要求達(dá)到6kW/kg 以上，電機(jī)主要技術(shù)參數(shù)如表1 所示。

表1 電機(jī)技術(shù)參數(shù)

高功率密度對(duì)于電機(jī)散熱要求極大， 所以本次課題主要針對(duì)該機(jī)型的冷卻設(shè)計(jì)，從電機(jī)損耗分布著手，結(jié)合油冷快速臺(tái)架的驗(yàn)證結(jié)果， 采用熱網(wǎng)絡(luò)法和有限元法對(duì)電機(jī)溫度場(chǎng)進(jìn)行仿真優(yōu)化， 最終通過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證其油冷設(shè)計(jì)的效果。

2 電機(jī)的損耗分析

電機(jī)損耗的損耗分布主要由銅耗、 鐵耗和摩擦損耗組成， 損耗降低電機(jī)性能的同時(shí)產(chǎn)生熱量是溫度場(chǎng)計(jì)算的熱源[2]。 因此，準(zhǔn)確計(jì)算電機(jī)損耗分布對(duì)于油冷設(shè)計(jì)具有重要的意義。

2.1 銅耗的研究

永磁同步電機(jī)銅耗的主要來(lái)源是由定子的繞組產(chǎn)生，其電機(jī)繞組由電流流過(guò)產(chǎn)生焦耳 損耗[2-3，12，13]，其計(jì)算公式如式（1）所示，而相對(duì)比高轉(zhuǎn)速的電機(jī)來(lái)說(shuō)除了直流產(chǎn)生的焦耳損耗外， 還有交流產(chǎn)生的趨膚效應(yīng)和鄰近效應(yīng)帶來(lái)的附加銅耗也需要一并考慮。

式中： PCu—銅損損耗（W）；m—電機(jī)相數(shù)；I—通電電流有效值（A）；R—繞組20℃下的阻值（Ω）； ɑ—電阻溫度系數(shù)（Ω/℃）。

2.2 鐵耗的研究

電機(jī)中鐵心由于正弦磁場(chǎng)交變所引起的損耗為鐵心損耗。 根據(jù)鐵耗的產(chǎn)生原因主要分為：磁滯損耗、渦流損耗和附加損耗[8，9，13]。 單位體積鐵耗如公式（2）所示。

式中： PFe—鐵耗（W）；Ph—鐵心磁滯損耗（W）；Pe—鐵心渦流損耗（W）；Pa—鐵心附加損耗（W）；Kh—磁滯損耗系數(shù)；Ke—渦流損耗系數(shù)；Ka—附加損耗系數(shù)；Bm—磁密幅值（T）；f—磁場(chǎng)頻率（Hz）；ɑ—經(jīng)驗(yàn)系數(shù)，一般取2。

鐵耗系數(shù)作為鐵心的性能的關(guān)鍵輸入， 其大小會(huì)在不同的頻率下進(jìn)行測(cè)試， 通常會(huì)根據(jù)供應(yīng)商提供的硅鋼片的實(shí)測(cè)曲線進(jìn)行擬合得到。對(duì)本文采用的0.27mm 硅鋼片在50Hz、200Hz、800Hz、1200Hz、1600Hz 工作頻率下進(jìn)行鐵耗系數(shù)擬合，擬合曲線如圖1 所示。

圖1 不同頻率下的鐵耗分布

2.3 永磁體損耗的研究

電機(jī)磁鋼造成的損耗在電機(jī)損耗中占比小，其主要是因?yàn)殡姍C(jī)內(nèi)部磁場(chǎng)密度的變化導(dǎo)致了永磁體內(nèi)部產(chǎn)生渦流損耗。 而造成電機(jī)渦流損耗的主要原因包括了電機(jī)定子齒槽使得電機(jī)旋轉(zhuǎn)的過(guò)程中磁路的磁阻發(fā)生了變化和在繞組中電流在磁密中所引起的諧波兩個(gè)方面。在永磁體引起的集膚效應(yīng)和渦流在單位體積內(nèi)所產(chǎn)生的損耗可由式（3）表示。

式中：Pe永磁—永磁體內(nèi)渦流損耗 （W）；V永磁—永磁體體積，其大小等于永磁；厚度b、寬度h、長(zhǎng)度L 的乘積（mm3）；Bav—平均磁密（T）；σ—導(dǎo)電率；X—變量，其表示為永磁體厚度b 與透入深度δ 的商。

2.4 電機(jī)損耗分布的研究

電機(jī)損耗除了銅耗、鐵耗和永磁體的損耗外，還包含了機(jī)械損耗， 對(duì)于油冷電機(jī)的機(jī)械損耗主要包括軸承等運(yùn)動(dòng)件的摩擦損耗、風(fēng)摩損耗以及攪油損耗等，根據(jù)電機(jī)結(jié)構(gòu)不同其機(jī)械損耗均有差異， 本次研究中機(jī)械損耗主要以電機(jī)實(shí)際測(cè)試為準(zhǔn)。而對(duì)于銅耗、鐵耗以及永磁體損耗的分布采用motor-CAD 軟件進(jìn)行電磁建模研究電機(jī)損耗分布， 其電磁模型如圖2 所示， 電機(jī)為圓線集中式繞組，電機(jī)不同轉(zhuǎn)速滿載的損耗分布如圖3 所示，可看滿載工況下電機(jī)損耗以定子繞組的銅耗為主， 交流銅耗、鐵耗以及磁鋼損耗均隨著轉(zhuǎn)速升高而上升。

圖2 電機(jī)電磁模型

圖3 電機(jī)滿載損耗分布

本次研究著重針對(duì)電機(jī)額定工況進(jìn)行油冷設(shè)計(jì)優(yōu)化， 從圖4電機(jī)額定工況的損耗分布可以看出，該工況下?lián)p耗主要集中在定子繞組和鐵心上，由此油冷設(shè)計(jì)主要針對(duì)定子進(jìn)行加強(qiáng)冷卻設(shè)計(jì)。

圖4 電機(jī)額定工況下?lián)p耗分布

3 電機(jī)油冷設(shè)計(jì)變量驗(yàn)證

本次研究為了驗(yàn)證不同油冷結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)對(duì)于電機(jī)冷卻性能的影響，搭建電機(jī)油冷結(jié)構(gòu)驗(yàn)證的專用臺(tái)架，如圖5 所示，臺(tái)架電壓為24V 安全電機(jī)，其電機(jī)采用三相串聯(lián)結(jié)構(gòu)，模擬均勻發(fā)熱熱源。如圖6 所示為改制電機(jī)的結(jié)構(gòu)，可實(shí)現(xiàn)不同冷卻結(jié)構(gòu)，包括不同孔徑、孔數(shù)以及分布的切換驗(yàn)證，本次驗(yàn)證的方案如表2 中所示，結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)上主要有設(shè)計(jì)冷卻孔的孔徑和孔數(shù)。

圖5 電機(jī)油冷設(shè)計(jì)驗(yàn)證臺(tái)

圖6 油冷電機(jī)結(jié)構(gòu)

表2 電機(jī)定子油冷驗(yàn)證方案

3.1 冷卻流量對(duì)于電機(jī)性能的影響

從圖7 可看出在不同冷卻流量下的線圈最高溫度差異明顯， 冷卻流量越高油冷效果越好。 從圖8不同流量下的摩擦損失可以看出摩擦損失隨著流量的加大而增加， 并且3～5L/min流量下摩擦功差別小，流量10L/min 與5L/min 摩擦功差別大。 所以流量的選擇需要平衡冷卻效果和摩擦功來(lái)考慮。

圖7 不同冷卻流量下的線圈最高溫度

圖8 不同冷卻流量下的摩擦損失

3.2 冷卻孔數(shù)和孔徑對(duì)于電機(jī)性能的影響

對(duì)于冷卻管路孔數(shù)的驗(yàn)證我們采用多孔數(shù)對(duì)電機(jī)進(jìn)行驗(yàn)證，其驗(yàn)證結(jié)果如圖9 所示：在相同的流量5/min，孔徑Ф1.5mm 下孔數(shù)為14 的效果最佳，分析該結(jié)果主要由于孔數(shù)越多充分換熱的面積越大，散熱能力越強(qiáng)。從圖10中的驗(yàn)證結(jié)果可看出，在孔數(shù)為9 的冷卻管設(shè)計(jì)條件下，孔徑為Ф1.5mm 的冷卻效果最佳，但差別不大，分析該結(jié)果主要由于在相同的流量和孔數(shù)下， 孔徑越小冷卻的流速快某些區(qū)域換熱效果好，但換熱面積變小，所以冷卻效果需要平衡兩者關(guān)系， 從當(dāng)前不同孔徑下的冷卻效果來(lái)看，孔徑對(duì)冷卻效果的影響較小。

圖9 不同孔數(shù)對(duì)冷卻效果的影響

圖10 不同孔徑對(duì)冷卻效果的影響

4 電機(jī)熱仿真分析

當(dāng)前電機(jī)熱網(wǎng)絡(luò)法主要針對(duì)電機(jī)整體平均溫度水平進(jìn)行快速的預(yù)測(cè)， 而有限元法針對(duì)電機(jī)的整個(gè)溫度分布情況進(jìn)行計(jì)算分析。

4.1 熱網(wǎng)絡(luò)法計(jì)算

采用熱網(wǎng)絡(luò)法對(duì)于電機(jī)溫度分布進(jìn)行快速參照油冷變量設(shè)計(jì)臺(tái)架驗(yàn)證的結(jié)果，結(jié)合公式（3）計(jì)算繞組和鐵心等換熱面上的平均換熱系數(shù)， 用于motor-CAD 軟件中采用熱網(wǎng)絡(luò)法進(jìn)行電機(jī)的溫度計(jì)算，圖11 所示為熱網(wǎng)絡(luò)法仿真模型，其可計(jì)算各部位溫度如表3 所示，從熱網(wǎng)絡(luò)模型中可以看出電機(jī)最高溫度位于槽內(nèi)的繞組處， 表3 所示的是油冷電機(jī)部分點(diǎn)的最高溫度情況， 最高溫度繞組溫度147℃，并未超出絕緣H 級(jí)最高溫度180℃的要求，由于油冷變量設(shè)計(jì)臺(tái)架驗(yàn)證的結(jié)果中未涉及到轉(zhuǎn)子和磁鋼的換熱系數(shù)參數(shù)，所以熱網(wǎng)絡(luò)法對(duì)于轉(zhuǎn)子部分的溫度預(yù)測(cè)僅作為參考，由于換熱系數(shù)的差異會(huì)導(dǎo)致與實(shí)際溫度差異大。

圖11 熱網(wǎng)絡(luò)模型

表3 熱網(wǎng)絡(luò)法溫度仿真

式中：Q—換熱量（W）；K—換熱系數(shù)（W/m2k）；A—換熱面積（m2）；△T—溫差（k）。

4.2 有限元法計(jì)算

通過(guò)star-ccm++軟件建模采用有限元仿真的方式研究電機(jī)的溫度分布情況， 其熱源的加載來(lái)源于Motor-CAD 的電磁計(jì)算結(jié)果， 通過(guò)電磁計(jì)算獲得電機(jī)繞組、鐵心、磁鋼等部件的發(fā)熱量，加載至有限元模型中。 在仿真模型中需要準(zhǔn)確加載電機(jī)各個(gè)部件的材料屬性， 以及根據(jù)油冷快速驗(yàn)證的結(jié)果計(jì)算電機(jī)各部位的接觸熱阻并加載至仿真模型中。 仿真模型的計(jì)算模型選擇如圖12 所示，主要采用歐拉多相流以及K-Omega 湍流模型。

圖12 有限元計(jì)算模型

在仿真模型搭建完成后我們對(duì)電機(jī)的流場(chǎng)進(jìn)行優(yōu)化，如圖13 所示為油冷電機(jī)溫度場(chǎng)仿真模型，主要目的是調(diào)整冷卻管路設(shè)計(jì)中孔的布置位置以及孔的夾角等設(shè)計(jì)參數(shù)，使得冷卻的換熱面積以及換熱位置處于最佳的狀態(tài)。從表4 的熱網(wǎng)絡(luò)計(jì)算與有限元計(jì)算的結(jié)果中發(fā)現(xiàn)有繞組最高溫度達(dá)到156℃， 滿足設(shè)計(jì)要求，并且限元計(jì)算結(jié)果與熱網(wǎng)絡(luò)計(jì)算結(jié)果相差9℃，主要由于有限元法計(jì)算溫度場(chǎng)可計(jì)算得到局部的溫度分布， 而熱網(wǎng)絡(luò)法計(jì)算是采用的平均換熱系數(shù)進(jìn)行計(jì)算，得到的是平均的溫度情況。

圖13 有限元仿真模型

表4 熱網(wǎng)絡(luò)法vs 有限元法溫度仿真

表5 仿真結(jié)果與測(cè)試數(shù)據(jù)的對(duì)比

5 電機(jī)試驗(yàn)驗(yàn)證

通過(guò)電機(jī)溫度場(chǎng)試驗(yàn)研究電機(jī)冷卻結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)對(duì)于電機(jī)冷卻效果的影響， 圖14 所示為冷卻流量5L/min 下的溫升曲線，可以看出電機(jī)繞組最高溫度133℃，距離溫度180℃還存在較大安全空間，相比于熱網(wǎng)絡(luò)法和有限元法計(jì)算結(jié)果最大差距達(dá)到了23℃， 推斷由于有限元法等效的繞組模型無(wú)法準(zhǔn)確體現(xiàn)繞組狀態(tài)， 實(shí)物繞組之間存在間隙，散熱效果更好，并且溫度傳感器測(cè)量為漆包線絕緣外層測(cè)點(diǎn)溫度導(dǎo)致了差異大。 而從定子表面測(cè)點(diǎn)溫度來(lái)看最大溫度差異為5℃，由于模型不存在較大差異所以數(shù)據(jù)較為準(zhǔn)確。 所以有限元法計(jì)算電機(jī)溫度場(chǎng)模型建立需要與實(shí)物盡量保持一致，否則導(dǎo)致較大的差異，但整體的分布趨勢(shì)具有較好的指導(dǎo)意義。

圖14 電機(jī)繞組溫升曲線

從圖15 額定工況下在不同的冷卻流量對(duì)應(yīng)繞組端部測(cè)點(diǎn)最高溫度可看出，流量越大對(duì)于冷卻效果越好，當(dāng)前在5L/min 的流量下繞組最高溫度只有133℃， 表明其持續(xù)運(yùn)行功率可繼續(xù)提升。在圖16 可看出持續(xù)運(yùn)行功率達(dá)到40kW 繞組最高溫度達(dá)到150℃，由此在該油冷設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)的條件下電機(jī)最大的持續(xù)功率輸出至少可以達(dá)到45kW， 相對(duì)于原先的額定功率設(shè)計(jì)目標(biāo)30kW 高出了33%，從數(shù)據(jù)上看電機(jī)仍然具備進(jìn)一步小型化的潛力。

圖15 額定工況30kw 不同流量下電機(jī)繞組最高溫度

圖16 不同持續(xù)功率下的繞組最高溫度

如圖17 所示在40kW 下電機(jī)電流密度在15A/mm2，由此后續(xù)進(jìn)一步進(jìn)行電機(jī)小型化優(yōu)化時(shí)可考慮額定工況點(diǎn)的電密保持在15A/mm2下冷卻系統(tǒng)仍滿足散熱需求。

圖17 不同持續(xù)功率下線圈的電流密度

6 結(jié)束語(yǔ)

（1）通過(guò)電機(jī)損耗分布的分析了解了各工況下電機(jī)的損耗占比，在額定工況在銅耗占比大，需要重點(diǎn)解決繞組的冷卻， 由此在冷卻結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)上重點(diǎn)是如何降低繞組的最高溫度。

（2）通過(guò)油冷臺(tái)架的快速驗(yàn)證我們了解到了冷卻流量對(duì)于電機(jī)冷卻效果的影響，流量越大冷卻效果越好，但同時(shí)需要考慮攪油損失，需要平衡兩者之間的關(guān)系；對(duì)于孔徑和孔數(shù)分布對(duì)于冷卻效果的影響， 孔數(shù)越多總體來(lái)說(shuō)由于冷卻越均勻，換熱面積更大，帶來(lái)的冷卻效果越明顯，對(duì)于孔徑的大小主要影響了流速，其對(duì)冷卻效果影響較小。

（3）通過(guò)熱網(wǎng)絡(luò)法與有限元法的仿真計(jì)算我們可以預(yù)測(cè)電機(jī)的散熱水平， 熱網(wǎng)絡(luò)法可以更快速的預(yù)測(cè)電機(jī)的溫度情況，其依賴于試驗(yàn)數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性，要想研究局部的溫度仍需要大量的測(cè)點(diǎn)數(shù)據(jù)，由此其主要用于趨勢(shì)預(yù)測(cè)。有限元法計(jì)算電機(jī)溫度場(chǎng)可以知道電機(jī)的溫度分布，但其數(shù)值的準(zhǔn)確性依賴于數(shù)模的準(zhǔn)確性， 并且還需要后續(xù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)的校準(zhǔn)。

（4）通過(guò)油冷電機(jī)的測(cè)試驗(yàn)證，我們可以發(fā)現(xiàn)最終的冷卻結(jié)構(gòu)具備很好的冷卻效果， 在達(dá)到目標(biāo)功率密度6kW/kg 的前提下， 持續(xù)工作功率40kW 相比與初定的額定功率高出33%，仍然具有較大的小型化空間，并且額定功率點(diǎn)在該冷卻設(shè)計(jì)下可以參照電流密度15A/mm2進(jìn)行設(shè)計(jì)。