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0 引言
永磁同步电机因具有功率密度高、效率高、结构紧凑等优点，成为新能源汽车驱动电机的首选。随着电机容量的不断增加及其小型化和轻量化的发展，再加上新能源汽车用永磁同步电机的密闭式结构，导致电机运行时散热环境恶劣，电机温升过高，成为制约新能源汽车用永磁同步电机向高功率密度、高效率发展的重要因素。
1 电机三维求解域模型建立
1.1 电机及其冷却水道结构
本文研究的永磁同步电机额定功率为68 kW，额定转速为3 200 r/min，电机三维模型如图1所示，主要由端盖、机壳、定子、转子、绕组及轴等组成，电机的定转子结构如图2所示。电机内部空间密闭，折返型水道集成在机壳内部，尽量布满机壳以增加散热面积。水道结构的二维展开图如图3所示，主体宽度为36 mm、深8 mm，其中间隔断宽6 mm。为绕开机壳的接线盒开口，局部水道有内凹形状。电机相关技术参数见表1。
图1 永磁同步电机三维模型
Fig.1 3D model of thepermanent magnet synchronous motor
图2 电机定转子结构
Fig.2 Stator and rotor structure of the motor
图3 水道结构二维展开图
Fig.3 2D schematic diagram of the water channel
表1 电机相关技术参数
Tab.1 Relevant parameters of the motor
1.2 流-固耦合数学模型
图4 等效绕组模型
Fig.4 Equivalent winding model
（1）
展开形式为
（2）
式中，
为广义变量；Γ为对应于
的广义扩散系数；S为广义源项；ρ为物体的密度；τ为时间项；
、w和u分别为沿y、z和x方向上的速度。
对电机温度场进行计算，其传热过程遵循能量守恒定律，三维导热微分方程及边界条件为
（3）
式中，λx、λy、λz分别为各介质沿x、y、z方向的导热系数；t为电机的待求温度；qv为电机的热流密度；c为物体的比热容；s1、s2为求解域的边界面；q0为通过s1的热流密度；tf为流体的温度；n为物体边界的法向量。
1.3 网格划分
图5 流体域网格
Fig.5 The mesh of the fluid domain
1.4 热源分布
电机的温升主要由各种损耗造成，永磁同步电机的损耗主要包括定子和转子的铁心损耗、定子绕组铜耗、机械损耗和杂散损耗。因电机使用水冷系统不需要通风，转子风摩损耗小，同时电机的机械损耗与铁耗、铜耗相比所占比例很小，对于水冷电机温度场仿真结果影响不大，可以忽略不计。由于永磁同步电机的损耗通过解析法计算比较困难，故在进行电机温度场、流场分析前需先借助电磁场有限元分析软件对电机损耗进行计算。电机在额定工况下各部分损耗值见表2。永磁体采用了轴向分段设计，但该永磁同步电机所采用的分数槽绕组结构使其谐波含量较大，且永磁体离气隙较近，所以永磁体的涡流损耗值较大。
表2 电机额定工况下各部分损耗值
Tab.2 Loss value of motor under rated working condition
2 电机温度场、流场计算结果及验证
2.1 电机额定工况下仿真结果
图6 电机整机温度分布
Fig.6 Temperature distribution diagram of the motor
图7 电机绕组温度分布
Fig.7 Temperature distribution diagram of motor winding
当水道中冷却液体流道状态稳定时，水道中水流的压强分布如图8所示。由图8可知，入水口处的压强最大为9 832 Pa，之后随着水道的延长流体损耗随之增大，水流压强逐渐减小，并在出水口处达到最小为-315 Pa。水道在直线部分颜色变化较小，压强分布均匀，但在90°直角弯和180°折返弯处颜色发生突变，有明显的分界线产生，说明水流在水道直角弯与折返弯处产生明显的压力损失，从而导致水流压强突降并出现局部压强不均匀的现象。
图8 水道水流压强分布
Fig.8 Pressure distribution map of the water channel
2.2 电机温升实验验证
图9 电机温升、压降实验测试平台
Fig.9 Temperature rise and pressure drop test platform of motor
表3 电机绕组温升与水道压降的仿真、实验结果对比
Tab.3 Comparison of simulation and test results between temperature rise of motor winding and pressure drop of water channel
3 水道几何参数设计及验证
3.1 水道流体流动特性分析
用线型图来表示水道中水流的运动轨迹，如图10所示，图中方框内水流产生明显的旋涡现象，形成了大片冷却水滞留区域。该旋涡主要是由于流道突然扩大或急转弯，水具有的惯性使其与边界层分离而成的。涡流靠主流速带动旋转，主流速将能量传递给了旋涡，又因为旋涡内存在粘性摩擦，因此涡流运动消耗了一部分能量，增加了水流的局部损耗。在该折返型水道中，水流经过第一个90°左拐弯后产生的涡流现象尤为明显。通过对入水口水道宽度进行优化，可以减少冷却液体产生涡流的现象，同时优化水道圆角半径也可提高水道中水流动的平顺性，增加水流的冷却效率。
图10 水道水流线型图
Fig.10 Linetype diagram of liquid flow in water channel
3.2 水道结构参数仿真计算
图11 入水口水道宽度与水道圆角半径对水道压降的影响
Fig.11 Influence of the width of inlet water channel and fillet on pressure drop of water channel
图12 仿真计算后水道结构二维展开图
Fig.12 2D schematic diagram of optimized water channel
图13 入水口水道宽度为45 mm，水道圆角半径为 20 mm时水流线型图
Fig.13 Linetype diagram of liquid flow in water channel when the inlet width of the water channel is 45 mm and the fillet is 20 mm
图14 水道参数设计后电机整机温度分布
Fig.14 Temperature distribution diagram of the optimized motor
图15 水道参数设计后电机绕组温度分布
Fig.15 Temperature distribution diagram of the optimized motor winding
3.3 水道结构方案实验验证
图16 水道参数设计前后电机绕组温升实验对比
Fig.16 Comparison test of the motor winding temperature rise before and after water channel optimization
4 结论
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