胡 攀， 陳東亞， 韋 虹

（1.寧波吉利羅佑發(fā)動機零部件有限公司， 浙江 寧波 315336 2.浙江吉利動力總成有限公司， 浙江 寧波 315800；3.寧波上中下自動變速器有限公司， 浙江 寧波 315800）

0 引言

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

隨著電機功率密度的提升帶來了更高的散熱需求，而這主要因為功率密度提升帶來了電流密度增加， 電機繞組溫升快容易導致絕緣層的破壞從而導致電機短路，并且永磁體溫度過高會造成永磁體的不可逆退磁，從而降低電機的壽命。 強化電機的冷卻不僅可以提升電機壽命，由于電機散熱還限制了電機的峰值和額定扭矩，所以散熱性能的提升還能提升電機的性能輸出。 電機峰值扭矩除了電磁設計的限制外，其工作時間的長短主要受限于電機的散熱能力，如散熱能力不佳，電機無法達到峰值扭矩的目標性能，特別是對于需要持續(xù)輸出的額定扭矩，其冷卻能力越強，持續(xù)扭矩與峰值扭矩的比值越大。 所以要想提升電機的功率密度，必須強化電機冷卻性能，而當前乘用車電機的主要趨勢是從電機水冷技術向油冷技術發(fā)展[1]。

1 研究機型的介紹

本次研究開展的基礎機型為額定功率30kW 的發(fā)電機， 其主要特點是需要足夠的小型化來滿足布置空間的要求，其峰值有效功率密度要求達到6kW/kg 以上，電機主要技術參數如表1 所示。

表1 電機技術參數

高功率密度對于電機散熱要求極大， 所以本次課題主要針對該機型的冷卻設計，從電機損耗分布著手，結合油冷快速臺架的驗證結果， 采用熱網絡法和有限元法對電機溫度場進行仿真優(yōu)化， 最終通過試驗驗證其油冷設計的效果。

2 電機的損耗分析

電機損耗的損耗分布主要由銅耗、 鐵耗和摩擦損耗組成， 損耗降低電機性能的同時產生熱量是溫度場計算的熱源[2]。 因此，準確計算電機損耗分布對于油冷設計具有重要的意義。

2.1 銅耗的研究

永磁同步電機銅耗的主要來源是由定子的繞組產生，其電機繞組由電流流過產生焦耳 損耗[2-3，12，13]，其計算公式如式（1）所示，而相對比高轉速的電機來說除了直流產生的焦耳損耗外， 還有交流產生的趨膚效應和鄰近效應帶來的附加銅耗也需要一并考慮。

式中： PCu—銅損損耗（W）；m—電機相數；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（Ω/℃）。

2.2 鐵耗的研究

電機中鐵心由于正弦磁場交變所引起的損耗為鐵心損耗。 根據鐵耗的產生原因主要分為：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；Ke—渦流損耗系數；Ka—附加損耗系數；Bm—磁密幅值（T）；f—磁場頻率（Hz）；ɑ—經驗系數，一般取2。

鐵耗系數作為鐵心的性能的關鍵輸入， 其大小會在不同的頻率下進行測試， 通常會根據供應商提供的硅鋼片的實測曲線進行擬合得到。對本文采用的0.27mm 硅鋼片在50Hz、200Hz、800Hz、1200Hz、1600Hz 工作頻率下進行鐵耗系數擬合，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

電機磁鋼造成的損耗在電機損耗中占比小，其主要是因為電機內部磁場密度的變化導致了永磁體內部產生渦流損耗。 而造成電機渦流損耗的主要原因包括了電機定子齒槽使得電機旋轉的過程中磁路的磁阻發(fā)生了變化和在繞組中電流在磁密中所引起的諧波兩個方面。在永磁體引起的集膚效應和渦流在單位體積內所產生的損耗可由式（3）表示。

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

2.4 電機損耗分布的研究

電機損耗除了銅耗、鐵耗和永磁體的損耗外，還包含了機械損耗， 對于油冷電機的機械損耗主要包括軸承等運動件的摩擦損耗、風摩損耗以及攪油損耗等，根據電機結構不同其機械損耗均有差異， 本次研究中機械損耗主要以電機實際測試為準。而對于銅耗、鐵耗以及永磁體損耗的分布采用motor-CAD 軟件進行電磁建模研究電機損耗分布， 其電磁模型如圖2 所示， 電機為圓線集中式繞組，電機不同轉速滿載的損耗分布如圖3 所示，可看滿載工況下電機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速升高而上升。

圖2 電機電磁模型

圖3 電機滿載損耗分布

本次研究著重針對電機額定工況進行油冷設計優(yōu)化， 從圖4電機額定工況的損耗分布可以看出，該工況下損耗主要集中在定子繞組和鐵心上，由此油冷設計主要針對定子進行加強冷卻設計。

圖4 電機額定工況下損耗分布

3 電機油冷設計變量驗證

本次研究為了驗證不同油冷結構設計對于電機冷卻性能的影響，搭建電機油冷結構驗證的專用臺架，如圖5 所示，臺架電壓為24V 安全電機，其電機采用三相串聯結構，模擬均勻發(fā)熱熱源。如圖6 所示為改制電機的結構，可實現不同冷卻結構，包括不同孔徑、孔數以及分布的切換驗證，本次驗證的方案如表2 中所示，結構設計上主要有設計冷卻孔的孔徑和孔數。

圖5 電機油冷設計驗證臺

圖6 油冷電機結構

表2 電機定子油冷驗證方案

3.1 冷卻流量對于電機性能的影響

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 冷卻孔數和孔徑對于電機性能的影響

對于冷卻管路孔數的驗證我們采用多孔數對電機進行驗證，其驗證結果如圖9 所示：在相同的流量5/min，孔徑Ф1.5mm 下孔數為14 的效果最佳，分析該結果主要由于孔數越多充分換熱的面積越大，散熱能力越強。從圖10中的驗證結果可看出，在孔數為9 的冷卻管設計條件下，孔徑為Ф1.5mm 的冷卻效果最佳，但差別不大，分析該結果主要由于在相同的流量和孔數下， 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系， 從當前不同孔徑下的冷卻效果來看，孔徑對冷卻效果的影響較小。

圖9 不同孔數對冷卻效果的影響

圖10 不同孔徑對冷卻效果的影響

4 電機熱仿真分析

當前電機熱網絡法主要針對電機整體平均溫度水平進行快速的預測， 而有限元法針對電機的整個溫度分布情況進行計算分析。

4.1 熱網絡法計算

采用熱網絡法對于電機溫度分布進行快速參照油冷變量設計臺架驗證的結果，結合公式（3）計算繞組和鐵心等換熱面上的平均換熱系數， 用于motor-CAD 軟件中采用熱網絡法進行電機的溫度計算，圖11 所示為熱網絡法仿真模型，其可計算各部位溫度如表3 所示，從熱網絡模型中可以看出電機最高溫度位于槽內的繞組處， 表3 所示的是油冷電機部分點的最高溫度情況， 最高溫度繞組溫度147℃，并未超出絕緣H 級最高溫度180℃的要求，由于油冷變量設計臺架驗證的結果中未涉及到轉子和磁鋼的換熱系數參數，所以熱網絡法對于轉子部分的溫度預測僅作為參考，由于換熱系數的差異會導致與實際溫度差異大。

圖11 熱網絡模型

表3 熱網絡法溫度仿真

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

4.2 有限元法計算

通過star-ccm++軟件建模采用有限元仿真的方式研究電機的溫度分布情況， 其熱源的加載來源于Motor-CAD 的電磁計算結果， 通過電磁計算獲得電機繞組、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確加載電機各個部件的材料屬性， 以及根據油冷快速驗證的結果計算電機各部位的接觸熱阻并加載至仿真模型中。 仿真模型的計算模型選擇如圖12 所示，主要采用歐拉多相流以及K-Omega 湍流模型。

圖12 有限元計算模型

在仿真模型搭建完成后我們對電機的流場進行優(yōu)化，如圖13 所示為油冷電機溫度場仿真模型，主要目的是調整冷卻管路設計中孔的布置位置以及孔的夾角等設計參數，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 的熱網絡計算與有限元計算的結果中發(fā)現有繞組最高溫度達到156℃， 滿足設計要求，并且限元計算結果與熱網絡計算結果相差9℃，主要由于有限元法計算溫度場可計算得到局部的溫度分布， 而熱網絡法計算是采用的平均換熱系數進行計算，得到的是平均的溫度情況。

圖13 有限元仿真模型

表4 熱網絡法vs 有限元法溫度仿真

表5 仿真結果與測試數據的對比

5 電機試驗驗證

通過電機溫度場試驗研究電機冷卻結構設計對于電機冷卻效果的影響， 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，相比于熱網絡法和有限元法計算結果最大差距達到了23℃， 推斷由于有限元法等效的繞組模型無法準確體現繞組狀態(tài)， 實物繞組之間存在間隙，散熱效果更好，并且溫度傳感器測量為漆包線絕緣外層測點溫度導致了差異大。 而從定子表面測點溫度來看最大溫度差異為5℃，由于模型不存在較大差異所以數據較為準確。 所以有限元法計算電機溫度場模型建立需要與實物盡量保持一致，否則導致較大的差異，但整體的分布趨勢具有較好的指導意義。

圖14 電機繞組溫升曲線

從圖15 額定工況下在不同的冷卻流量對應繞組端部測點最高溫度可看出，流量越大對于冷卻效果越好，當前在5L/min 的流量下繞組最高溫度只有133℃， 表明其持續(xù)運行功率可繼續(xù)提升。在圖16 可看出持續(xù)運行功率達到40kW 繞組最高溫度達到150℃，由此在該油冷設計結構的條件下電機最大的持續(xù)功率輸出至少可以達到45kW， 相對于原先的額定功率設計目標30kW 高出了33%，從數據上看電機仍然具備進一步小型化的潛力。

圖15 額定工況30kw 不同流量下電機繞組最高溫度

圖16 不同持續(xù)功率下的繞組最高溫度

如圖17 所示在40kW 下電機電流密度在15A/mm2，由此后續(xù)進一步進行電機小型化優(yōu)化時可考慮額定工況點的電密保持在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 結束語

（1）通過電機損耗分布的分析了解了各工況下電機的損耗占比，在額定工況在銅耗占比大，需要重點解決繞組的冷卻， 由此在冷卻結構的設計上重點是如何降低繞組的最高溫度。

（2）通過油冷臺架的快速驗證我們了解到了冷卻流量對于電機冷卻效果的影響，流量越大冷卻效果越好，但同時需要考慮攪油損失，需要平衡兩者之間的關系；對于孔徑和孔數分布對于冷卻效果的影響， 孔數越多總體來說由于冷卻越均勻，換熱面積更大，帶來的冷卻效果越明顯，對于孔徑的大小主要影響了流速，其對冷卻效果影響較小。

（3）通過熱網絡法與有限元法的仿真計算我們可以預測電機的散熱水平， 熱網絡法可以更快速的預測電機的溫度情況，其依賴于試驗數據的準確性，要想研究局部的溫度仍需要大量的測點數據，由此其主要用于趨勢預測。有限元法計算電機溫度場可以知道電機的溫度分布，但其數值的準確性依賴于數模的準確性， 并且還需要后續(xù)試驗數據的校準。

（4）通過油冷電機的測試驗證，我們可以發(fā)現最終的冷卻結構具備很好的冷卻效果， 在達到目標功率密度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，并且額定功率點在該冷卻設計下可以參照電流密度15A/mm2進行設計。