基于计算流体力学的非晶合金轴向磁通永磁电机冷却系统设计

基于计算流体力学的非晶合金轴向磁通永磁电机冷却系统设计韩雪岩;张华伟;徐昕;兰玉华
【摘要】In this paper, a new type of material amorphous alloy is used as the stator of axial flux permanent magnet (AFPM) motor. The stator core of amorphous alloy and silicon steel sheet are developed, and their loss characteristics are compared. The test data show the iron core using amorphous alloy instead of silicon steel can decrease the loss of
motor.However, due to the selection of high frequency, the loss in the rotor increases. In order to further improve the cooling efficiency of amorphous alloy AFPM motor and optimize the motor design to ensure the safe operation of the motor, the cooling system is designed in this paper. Four kinds of cooling structures are studied. The corresponding mathematical and physical models of 3D fluid field are established based on computational fluid dynamics (CFD). Under the same calculation and meshing conditions, the thermal and flow characteristics of these four kinds of cooling structures are studied by the finite volume method. The spiral structure is optimized and the specific size parameters are designed. Finally, the temperature rise tests of the parallel and spiral structure are carried out. The results show that, the cooling efficiencies of spiral structure in windings and rotor are increased 33.1% and 26.5% respectively, much higher than those of parallel structure. It provides guidance for using this new material to design cooling structure and optimize electromagnetic scheme of permanent magnet motors.%采用一种新型材料
——非晶合金作为轴向磁通永磁(AFPM)电机的定子铁心.研制非晶合金和硅钢片两种材料的定子铁心,对其损耗特性进行对比,实验数据显示非晶合金替代常规硅钢片作为电机铁心,能够降低电机的铁耗,但是同时由于高频率的选择使得电机转子部分等损耗有所增加.为进一步提高非晶合金轴向磁通永磁电机冷却效率,优化电机设计保证电机的安全运行,对该类电机的冷却系统进行设计.研究四种冷却结构并建立相应的三维流体场数学模型和物理模型,基于计算流体力学(CFD)理论基础,通过有限
体积法,在相同的计算条件、网格划分前提下,研究四种冷却结构的热特性和流动特性.优选出螺旋型结构并对其进行具体尺寸参数设计,最后对无隔水板和螺旋结构进行温升试验.试验结果表明,螺旋结构的绕组和转子冷却效率高出无隔水板结构33.1%和26.5%,为该类新型材料的永磁电机冷却结构设计及电磁方案优化提供了指导.【期刊名称】《电工技术学报》
【年(卷),期】2017(032)020
【总页数】9页(P189-197)
【关键词】非晶合金;轴向磁通永磁电机;冷却结构;有限体积法;温度场
【作者】韩雪岩;张华伟;徐昕;兰玉华
【作者单位】沈阳工业大学国家稀土永磁电机工程技术研究中心沈阳 110870;沈
阳工业大学国家稀土永磁电机工程技术研究中心沈阳 110870;西安航天精密机电
研究所西安 710100;沈阳工业大学国家稀土永磁电机工程技术研究中心沈阳110870;河北电机股份有限公司石家庄 051430
【正文语种】中文
【中图分类】TM315
非晶合金作为一种新型软磁材料，具有优异的电磁性能（高磁导率、低损耗）。

将其应用于电机铁心来替代常规硅钢片材料，能够显著降低电机的铁耗、提高电机效率，节能效果显著，尤其对于铁耗占主要部分的高频电机应用场合[1,2]。

正弦波供电时，非晶合金电机的空载损耗仅为硅钢片电机的45%，由于高频率的选择，在变频器供电时的时间谐波电流含量高于硅钢片电机，由此引起的谐波损耗大于硅钢片电机，使得电机转子部分等谐波损耗有所增加，这给电机的散热增加了一定的困难[3]。

非晶电机的热分析对于高效率的冷却系统十分重要。

文献[4]采用有限元法建立了圆柱坐标系对直线电机进行了温度场计算。

文献[5]对空冷发电机的转子温度场进行了三维计算。

文献[6]采用三维有限元对电机温度场进行分析，进而来判断定子绕组和永磁体运行的稳定性。

有限元法是目前电机3D热分析的主要方法，其建模和网格要求相对较低，计算快捷[7]。

但是由于电机对流散热主要依靠经验公式计算或试验值的修正[8,9]，对温升的计算带来一定的局限性和误差，而且电机冷却结构内的表面粗糙度和转子旋转的影响未能得到充分考虑。

随着计算机技术的发展，出现了新的数值计算方法——计算流体力学（Computational Fluid Dynamics, CFD）。

CFD能更好地对电机内流体进行模拟仿真，以预测其实际的运动状态和获取内部温升分布[10]。

CFD在电机流体温度场中得到一定的运用，其计算结果也得到试验的验证[11-16]。

但是关于轴向水冷冷却系统设计文献相对较少，特别是关于非晶合金电机的冷却系统就更少，仅查到专利文献[17]对非晶轴向电机进行了冷却水箱设计。

本文将基于CFD针对非晶合金轴向磁通永磁（Axial Flux Permanent Magnet, AFPM）电机的几种冷却结构热特性和流体特性进行分析与优选，并进行具体尺寸的设计。

非晶合金具有高频低损耗的特性，高频时非晶合金不仅可以实现高效率，还可以获得较高的功率密度。

为了更好比较非晶合金电机的高效率特性，本文从两种材料的
损耗特性入手，研制了两台相同结构尺寸的永磁电机定子铁心，铁心材料分别采用非晶合金材料和DW270硅钢片，对两种定子铁心材料的损耗密度进行测试对比，得到不同频率和磁密下的铁心损耗密度测试数据，如图1所示。

从图1可以看出：随着工作频率的增加，非晶合金铁心的损耗密度增加幅度相对
较缓；而DW270硅钢的变化较为显著，在200Hz时已超过非晶材料400Hz的
损耗密度，在磁密为1T、频率为400Hz时，DW270硅钢片损耗密度增加明显，为同频率非晶合金材料的近4.2倍。

因此，电机在高频时使用非晶合金铁心，电机的效率能够得到显著提高。

良好的冷却系统对电机的安全运行至关重要，所以本文对高频非晶合金AFPM电机的冷却系统进行研究和设计。

非晶轴向磁通电机损耗密度大，运行温升高。

本文研究的电机为双定单转结构如图2所示，定子铁心通过燕尾槽与端盖固定，转子通过转轴和轴承与端盖固定。

结合该类型电机结构上的特点，对电机双边端盖进行冷却设计，提出了四种端盖冷却结构形式，并利用SolidWorks软件建立了四种冷却结构的物理模型，如图3所示。

水道切面结构如图4所示。

（1）无隔水板结构，水流从入口处进入水道，立即分成两股水流沿端盖左右两侧流动，直到出口处汇聚流出。

（2）螺旋型结构，水流从入口处进入水道，沿螺旋形状绕流，沿圆周一个方向流动直到出口处流出。

（3）串联型结构，水流由入水口沿相同曲率水道流动，在水流旋转一圈时，水流将发生180°的转变，经过几次108°转变后，从出口处流出。

（4）并联型结构，水流经入口处进入主水道，然后分流端盖两侧的各分水道流速降低，然后汇聚到另一侧主水道流速增大，经出口处流出。

电机内冷却水为不可压缩流体，在冷却结构内流动时满足控制方程如下
式中，r 为流体密度；为速度矢量；cp为冷却水的比定压热容；SE为热源；F为
流体受到的质量力；P为流体压力；m 为粘度系数。

其中，式（1）为质量守恒方程，式（2）为能量守恒方程，式（3）为动量守恒方程。

本文采用标准k-e 湍流方程进行求解。

标准模型使用湍流动能k和扩散因子e 的通用控制方程，即
式中，f、V为通用变量；Г为扩散系数；S为源项。

牛顿冷却定律描述了散热量、壁面与冷却介质的温度差和散热面积三者的关系,即式中，a 为散热系数；A为散热面积；T1、T2分别为散热面和冷却介质温度。

根据式（5），假定冷却介质流量和入口温度保持不变，随着散热量的增加，壁面和冷却液的温度差就会增大。

当散热量不变时，T1-T2所得差值越小，a 与A乘积越大，冷却结构的散热能力越强，散热效率越高。

由于实际流体存在一定的粘滞性，水道对流体产生着各种形式的阻力，因此流体在管道中流动时，势必引起相关能量的损耗。

根据不同部位和原因，将能量损耗分为两类：一类是流体跟管道壁之间摩擦产生摩擦阻力损耗，即
另一类是水道形式出现了突变而产生局部阻力损耗，具体来说，是因截面积变化、流动分离和二次流等因素引起的能量损失，即
式（6）和式（7）中，m 为摩擦系数；l为冷却水道长度；d为等效直径；ν为流体速度；x 为局部损耗系数，在相似的几何形状中x 为常数。

管道流体总阻力压降为
（1）本文以冷却结构内冷却水为流体计算域，其入口设为速度入口边界，出口设为压力出口，入口水温为300K，冷却水速由式（9）和式（10）计算可得。

假设电机额定运行时的全部热量均由冷却水带走，在实际热传递过程中，总有一部分热量通过端盖、机壳和转轴与环境大气发生对流散去，然而冷却水散去的热量远大于其他方式，所以作此假设以简化计算。

式中，Q为水带走总热量；r 为冷却水的密度；V为水道内水的流量；TInlet、
TOut分别为冷却水进出口温度；u1为水流速度；A1为水道口面积。

（2）电机模型与环境接触的外界边界采用耦合对流边界，环境温度为300K。

（3）针对电机流体温度仿真所需的各部分损耗，均由原样机进行试验所得，其具体生热率见表1。

为了选择合理的冷却结构，结合传热学及流体力学理论对其进行三维流体温度场仿真，在冷却结构3D仿真分析时对电机计算模型进行了简化处理：忽略转子的影响，将含有绕组、绝缘、槽楔和铁心等复杂的定子结构，等效为导热系数为leq（单位为W/(m·K)）的发热体，qeq为等效发热体的生热率，单位为W/m3。

二者计算
公式分别为
式中，Q为等效发热体的平均等效损耗，W；Veq为等效发热体的体积，m3；Pcu为定子绕组铜耗，W；Vcu为定子绕组总体积，m3；PFe为定子铁心损耗，W；VFe为定子铁心体积，m3；di (i=1, 2, 3, …, n)为定子各部件的轴向向等效厚度；li (i=1, 2, 3, …, n)为定子各部件的导热系数。

将相关物理模型导入Gambit软件进行网格化处理。

网格划分时采用了六面体网格，通过了网格检查和独立性验证，网格质量满足计算，然后利用Fluent流体场
软件进行流体温度场计算。

5.1.1 无隔水板结构
图5为无隔水板结构仿真结果。

从图5a可以看出，无隔水版结构温度呈现出上低下高和左右两侧对称的趋势。

主要是因为冷却水进入冷却水道后，分成两股水流且速度均等，在流动的过程中发生对流传热，水流温度增加与壁面的温度差逐渐减小，散热能力降低所致。

从图5b可以看出，冷却水在进入水道后，立即分成两条支路，而且水流截面突然增大，水速降低水阻变小，入口处所需压力相应较小。

图5c为压力场，入口压力计算均值为545Pa。

5.1.2 螺旋型结构
图6为螺旋型结构仿真结果。

从图6a可以看出，冷却水道的中部温度较高，两端的温度相对较低。

轴向方向来看，水道内表面温度较高，随着轴向向外，肋片处温度逐渐降低；径向方向来看，水道中间温度较高，随着螺旋方向由内到外肋片的温度逐渐降低，又冷却水从入口到出口逐渐吸热，致使冷却水的温度逐渐升高，与水道相关面的温差减小，吸收的热量也相应的减少，导致出口域温度高于出口。

之所以会产生这种温度场分布情况，主要是因为水道轴向内表面中间部分与电机定子铁心配合，而定子铁心其导热系数要远大于空气的，因此电机的大部分热量要通过定子铁心传导给端盖水道，而这部分的发热量又较高，因此温度也要相对较高。

从图6b可以看出，在螺旋水道中水道截面未发生变化，所以水道中水速保持一致。

水道中未出现直角弯道，而是相同曲率的平滑弯道，所以其相对水阻较小。

图6c为压力场，入口压力计算均值为2 265Pa，并且随着水的流动水压逐渐降低，到出水口处最低。

5.1.3 并联型结构
图7为并联型结构仿真结果。

从图7a可以看出，在相同的水道截面的情况下，在并联水道结构中，入口处温度降低较多，出口处温度降低较少，出入口的温差较大。

此种温度场分布主要是因为冷却水经水道入口流入冷却水道内的主水道内，再流进各个分路水道，在各分路水道中被分流流速减慢，带走热量的效率较低。

在冷却水经各个分路水道流入出口处的主水道时，吸收了较多的热量，冷却水与水道内壁的温度差减小，热量传递减少，因此，出口侧温度相对较高。

但是由于靠近出入口处的分水道冷却水循环较快，因此，在出口侧分水道温度相对较低。

从图7b可以看出，并联结构中冷却水在主水道分流进入各分支水路中，迫使水流
分散，水流速度逐渐降低，入口的压强较小。

图7c为压力场，入口压力计算均值为529Pa，由于分流作用使得水道中的整体流速降低，各分水道所受压力值差别相对不大，流阻相对较小。

5.1.4 串联型结构
图8为串联型结构仿真结果。

从图8a可以看出，温度场在径向和轴向分布和螺旋型基本一直，即径向上整个水道温度场呈现中间温度较高，两端温度较低的分布情况，沿着水流方向，从入口处肋片温度逐渐升高；轴向上由于冷却水与肋片产生热量传递，导致温度由内向外沿径向依次降低分布。

但在弯道分布处，弯道区域的温度明显低于附近水道的温度，但由于水道中水流温度的增加，沿水流方向弯道的温度分布也有增加的趋势，整体呈现出上高下低的趋势，高温区要稍小于螺旋型。

从图8b可以看出，冷却水经入口进入冷却水道时，在第一个环形水槽中冷却水的流动性比较稳定，当冷却水流经水道另一端时，水道出现了180°方向转变，导致
冷却水的流动方向发生突变，在此发生了较大的动能损失，流动速度较大时还有可能会发生边界层分离的现象；经过多次的180°方向转变，冷却水会发生更多的能
量损失。

在这种串联型的冷却水道结构中，由于动能和压力损失很大，为了使冷却水能达到比较好的流动状态，达到需要的冷却效果，就需要提高水泵的要求。

图8c为压力场，入口压力计算均值为3 334Pa，各环形水槽中水压随着直角槽的出现呈现出明显的压力差值，最内圈环形水槽压力最为明显，到出口处也相应最小。

5.1节采用了无隔水板、螺旋型、并联型和串联型四种冷却结构进行流体温度场计算，产生了不同的冷却效果。

四种结构在相同边界条件下的仿真结果对比见表2。

由表2可以看出：无隔水板结构中等效铁心的温升为53.8K，螺旋型的为44.7K，并联型的为50.6K，而串联型的只有44.5K。

相比之下，串联和螺旋型结构的冷却效果基本相同，且优于无隔水板和并联结构。

与螺旋型水道结构相比，冷却水在串
联结构水道流动时，产生较大的压头损失和能量损失，且对供水泵的要求较高。

无隔水板和并联型结构则需要水泵提供较高的动能。

因此，结合这些情况选择螺旋型的水道是比较合理的。

本节将基于第5节优选的螺旋冷却结构进行水道的具体参数设计，电机的主要参数见表3。

基于螺旋型冷却结构对非晶轴向电机进行冷却水道设计，通过改变水道圈数和肋片厚度，可以得到不同的水道口径向长度，其基本参数见表4。

在相同的入口流量条件下，利用Fluent软件对不同的肋片长度和螺旋个数进行流体场仿真，结果如图9所示。

水道的冷却效果与散热面积和散热能力有重要关系，由表3可知随着圈数的增加水道口径向长度在减小，但肋片轴向散热面积增加量大于水道径向面积减少量，整体散热面积增加，在同一入口流量的条件下，散热能力也在增加。

由图9可以看出，随着圈数的增加，不同肋片厚度的冷却水道散热能力都在增强，在水道个数大于6时，各水道的散热能力增加减缓，等效散热体的温升变化很小，所以本文水道个数设计选择为5。

本节针对螺旋个数为5的冷却结构，对在同一入口流量条件下，冷却水道肋片厚度与电机等效温升之间的关系进行研究。

随着肋片厚度的增加，水道的径向高度越来越小。

而相同的入口流量，又使得肋片较厚的水道中流体的散热能力有所增强。

利用Fluent软件对不同肋片厚度的水道进行仿真，结果如图10所示，并对水道的总压力进行计算，研究其对电机等效热源的影响和水道阻力。

从图10可以看出，在同一入口流量条件下，随着肋片厚度的增加，水道的散热能力有所增加，但变化不是很明显。

而水道所需的总阻力压力在显著增加，尤其在肋片厚度大于3mm后，此时则需要消耗更大的驱动功率。

从电机整体效率和散热能力角度考虑，冷却水道的肋片厚度设计在3mm左右为最好。

通过以上分析，已确定水道的结构形式和相关参数，现在原有水道结构的基础上，对不同轴向长度的冷却水道进行仿真计算，得出了一组计算结果值，将计算值进行整理拟合出水道轴向长度对等效电机温升影响的曲线，如图11所示。

图11为在同一水道流速状态下，螺旋水道不同的轴向长度对电机等效温升的影响。

从图11可以看出，随着水道轴向长度的增加，螺旋水道内的散热面积逐渐增加，水道的散热能力逐渐增强。

轴向长度在2～10mm区间内，温升变化比较大，温
升大约降低了4K左右。

但当轴向长度大于10mm时，温升的变化趋缓，温升值
基本不变。

出现此现象的原因是：水道的径向长度不变，当水道轴向长度增加时，则水道的等效直径dw增加。

由于冷却水在水道中的流速一定，所以水道内各壁面的单位散热能力会有所降低，则水道整体散热能力增加趋缓。

因此，在既可以保证电机冷却要求，又不会额外增加电机轴向长度的条件下，选择水道轴向长度为
10mm比较合理。

基于制造工艺和课题进度的要求，本文试制了无隔水板和螺旋型两种冷却结构的非晶合金轴向磁通永磁电机，分别对其进行了温升试验。

试验平台如图12和图13所示，两次试验均测试了额定条件即定子电流为13.4A、转子转速为4 000r/min、入口水温和环境温度为23℃、水流量为400L/h条件下的电机稳态温升，实测值见表5。

受到试验条件和结构限制，本文为试验对电机绕组进行了热电偶埋置，转子、轴承盖和转轴等其他部件采用了红外线测温计测量。

电机的最高温升主要受槽绝缘等级和永磁体最高工作温度限制，而永磁体的工作温度受试验条件限制无法直接测得，可用转子实测值间接表达。

从表5可以看出，
无隔水板绕组和转子温升分别为70K和92K，螺旋结构绕组和转子温升分别为46.8K和67.6K。

螺旋结构温升明显低于无隔水版结构，其绕组和转子冷却效率分别高出了33.1%和26.5%。

本文针对非晶合金轴向磁通永磁电机端盖冷却结构建立了三维物理和数学模型，提
出了四种新的冷却结构，并对其进行了流体温度场仿真。

基于散热效果和流体阻力优选出了螺旋型冷却结构，并对其进行了具体尺寸的设计。

最后针对两种冷却结构进行了冷却效果的对比试验。

得出如下结论：
1）螺旋型和串联型冷却结构散热效果基本一致，且都优于无隔水板和并联型，但串联型结构的流阻高于螺旋型。

2）优选出了螺旋冷却结构的螺旋圈数、肋片厚度和轴向长度，为同类结构设计提高了参考依据，缩短了设计时间，节约了设计成本。

3）无隔水板结构简单，散热效果较差，设计出的螺旋结构与无隔水板结构对比，冷却效率高出了33.1%和26.5%，保障了电机的安全运行，为该电机再次优化设
计和功率密度的提高提供了参考依据。

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韩雪岩女，1978年生，博士，副教授，硕士生导师，研究方向为特种电机及其控制技术。

E-mail:**************（通信作者）
张华伟男，1988年生，硕士研究生，研究方向为特种电机及其控制技术。

E-mail:****************。