IJRM. 国际旋转机械学报 1542-3034 1023-621x. 后维 10.1155 / 2019/9653231 9653231. 研究文章 用于车辆永磁电动机的电磁 - 热整合设计 http://orcid.org/0000-0003-4701-3637. 陈 世君 1 2 http://orcid.org/0000-0003-0090-853x. 张 气 1 黄 盗贼 1 伊克巴尔 M. Tariq. 1 机电工程与自动化学院 上海大学 上海200072 中国 Shu.edu.cn. 2 物理与电子工程学院 安庆师范大学 安庆246133 中国 aqtc.edu.cn 2019年 2 5. 2019年 2019年 13 12 2018年 28 03 2019年 2 5. 2019年 2019年 陈世军等人版权所有©2019 这是一篇在知识共享署名许可下发布的开放获取的文章，允许在任何媒体中不受限制的使用、发布和复制，只要原始作品被正确引用。

为了更有效地设计高性能汽车用永磁电机，提出了一种在确定电机主要尺寸参数时兼顾电机电磁特性和电机绕组温升的电磁-热一体化设计方法。然后利用该方法设计了一种48槽8极车用永磁电机。在有限元分析的基础上，对热磁耦合设计进行了仿真验证。在新建的电机实验平台上对样机进行了分析和测试。仿真结果与实验结果一致，验证了新设计方法的准确性和有效性。该方法可以很好地提高永磁电机的设计效率。

 中国国家自然科学基金 61572238. 上海工业 - 大学 - 研究所合作年度计划项目 胡cxy-2015-014 1.介绍

车用永磁电机具有高扭矩/电流、高功率密度、高效率、体积小、重量轻等优点。如何在满足特定性能指标的同时，减小电机体积，节约空间，提高材料利用率是电机设计中亟待解决的问题。车用永磁电机的设计目标应是高密度、低重量、高可靠性、低速大功率、恒功率宽调速，并通过增大电磁负载在有限空间内最大限度地提高电机功率密度。因此，车用电机的尺寸极限、电磁负载、热负载都远远大于普通电机，电机温升成为车用永磁电机设计中极为重要的指标[ 1- 3.]。传统的车辆永磁电动机设计方法首先设计了电磁方案，从而模拟了温度升高;如果温度升高太高，则重新设计该方案。重复这种方式，直到电磁方案和电机温度升高都是合格的。不可否认，这种设计方法在很大程度上扩大了工程师的工作量并且效率较低。因此，车辆永磁电动机的电磁设计应与热设计集成，形成用于车辆永磁电动机的电磁 - 热集成设计（ETID）理论方法。

目前，在文献中研究了几种热分析方法。如图所示，利用流体 - 结构相互作用有限元方法（FEM），模拟并分析了额定操作条件下的42kW水冷车辆永磁同步电动机的稳态温度场[ 4.]。建立了一种特殊的冷却系统和一种新的转子结构原型有限元模型，并根据电机内部产热率和材料性能进行了划分[ 5.]。提出了一种用于轴向磁通永磁电动机的热磁耦合方法，并通过使用对流传导分析方程来分割定子和转子[ 6.]。通过整合热网络和FEM来分析双凸极和双转子永磁电动机的热磁耦合[ 7.]。结合了一块参数热网络方法和3D流体分析，当考虑了具有悬垂结构的表面安装的永磁电动机的热效应[ 8.]。为永磁同步电动机提出了一种电磁 - 热流体一体化分析方法[ 9.]。用于用于航空致动应用的表面安装的永磁同步电动机的不同负载条件和环境温度下，有限元件用于瞬态热分析。 10]。建立了用于太阳能汽车的轮内电机的热仿真模型，通过构建质量流量和传热耦合仿真模型来分析轮内电机的热特性[ 11]。提出了一种新的电热双向耦合设计方法，分析了基于研究的FSPM电动机的电磁性能，其中考虑了不同温度下的PM材料特性的变化[ 12]。提出了一种新的轴向径向磁通式永磁同步电动机。轴向径向磁通型永磁同步电动机（ARFTPMSM）的性能可以通过改变轴向磁动力（AMMF）来调节。通过使用逐步踩飞对研究不同AMMF下的ARFTPMSM的三维稳态温度场分布[ 13]。

同时，在文献中也已经研究了几种电机设计方法。提出了配备有磁轴承的高速固体圆柱PM电动机的电磁方面的设计过程[ 14]。提供了4-KW 150-KRPM超高速SPMSM的电气辅助涡轮增压器的设计[ 15]。提出了一种结构简单、性能优良的外转子横向磁通永磁电机，将部分漏磁变为主磁通，提高了电机性能。 16]。分析了电动汽车用IPM电机的转子形状，分析了包括两种混合动力汽车在内的五种汽车用电机转子[ 17]。

上述研究表明了存在许多实用和可行方法的电动机热性能计算和电磁设计。然而，在确定电动机电磁方案之后进行所有方法的热性能模拟，并且对EtID存在罕见的研究。本文基于传统电机电磁设计和热设计的基本理论，我们提出了一种用于电动机设计的EtiD方法。通过使用新建的48槽和8极车辆水冷永磁电动机来验证该方法的有效性和优越性。

 2.ETID的广义方程 2.1。电机主要尺寸的计算

当电磁载荷，有效的核心长度或长直径比，电枢相电压和相电流波形系数，磁场波形系数和绕组因子都是恒定的，电磁扭矩 T. em.电动机由电动机电枢内径决定，可以如下计算[ 18]： （1） T. E. m = π K. 一世 K. N m K. D. P. D. 一世 S. 2 L. E. F 一种 B. δ. 2

在哪里 K. 一世为电机相电流波形系数， K. 纳米为磁场波形系数， K. DP.是卷绕因素， D. 是电机定子是内径， L. EF.是有效的定子芯长度， 一种是线路负载，和 B. δ. 是气隙磁通密度的峰值。

用于车辆的永磁电动机的定子结构如图所示 1， 在哪里 D. 操作系统是电机定子的外径， D. TS.定子齿根直径， D. 或是转子直径， B. TS.是定子齿宽， B. 夺取是等效的平均插槽宽度， H JS.为定子轭架高度， H TS.牙齿高度等于等效的平均槽高度 H 夺取， 和 δ. 气隙厚度是气隙。如图所示 1那 （2） H T. S. = D. T. S. - D. 一世 S. 2 H j S. = D. O. S. - D. T. S. 2

用于车辆永磁电动机的定子结构。

比例 B. δ. 计算定子齿磁通密度的直径 B. T. S. 和轭磁通密度 B. j S. 分别是， （3） K. T. S. = B. δ. B. T. S. K. j S. = B. δ. B. j S.

车辆用永磁电机的总气隙磁通计算如下 α. ' P. 计算弧系数; B. δ. 一种 V. 平均气隙助焊剂密度： （4） φ. T. = π α. P. ' D. 一世 S. L. E. F B. δ. α. P. ' = B. δ. 一种 V. B. δ.

在车辆永磁电动机的定子齿的计算直径下的总齿面积和槽区域计算如下，其中 K. LS.核心长度系数是否近似为1， j S.是定子绕组电流密度，和 S. F线圈空间因子是： （5） ∑ S. T. S. = ∑ B. T. S. ∗ H T. S. = φ. T. H T. S. K. F E. S. L. F E. S. B. T. S. = π α. P. ' K. T. S. D. 一世 S. D. T. S. - D. 一世 S. 2 K. F E. S. K. L. S. ∑ S. S. S. = π D. 一世 S. 一种 j S. S. F

由于定子齿根和定子的内径之间的区域等于定子的总齿和槽区域的总和，因此获得了以下公式： （6） ∑ S. T. S. + ∑ S. S. S. = π D. T. S. 2 - D. 一世 S. 2 4. = π α. P. ' K. T. S. D. 一世 S. D. T. S. - D. 一世 S. 2 K. F E. S. K. L. S. + π D. 一世 S. 一种 j S. S. F

获得了相对于车辆永磁电动机的定子外径的定子内径的二次方程： （7） 一种 一世 S. O. S. D. O. S. 2 - 2 B. 一世 S. O. S. D. O. S. + C 一世 S. O. S. = 0.

解决方案: （8） D. 一世 S. = F D. O. S. = B. 一世 S. O. S. ± B. 一世 S. O. S. 2 - 一种 一世 S. O. S. C 一世 S. O. S. 一种 一世 S. O. S.

在哪里 （9） 一种 一世 S. O. S. = π 2 α. P. 那 2 K. j S. 2 4. P. 2 K. F E. S. 2 K. L. S. 2 + α. P. 那 2 K. j S. K. T. S. P. K. F E. S. 2 K. L. S. 2 + 2 α. P. 那 K. T. S. K. F E. S. K. L. S. - 1 B. 一世 S. O. S. = K. T. S. + π K. j S. 2 P. α. P. 那 K. F E. S. K. L. S. D. O. S. + 2 一种 j S. S. F C 一世 S. O. S. = D. O. S. 2 在哪里 K. JS.是定子轭的空气间隙中的峰值通量密度与磁通密度的比率; K. TS.是气隙中的通量密度与定子齿中的磁通密度的比率; K. FES.为岩心堆积系数; P.是杆对的数量; j S.为定子绕组电流密度;和 S. F是线圈空间因子。

定子齿宽 B. TS.可以计算如下： （10） B. T. S. = π α. P. ' K. T. S. D. 一世 S. Z. S. K. F E. S. K. L. S.

在哪里 Z. S.是定子插槽号。

 2.2。计算温度

定子槽上升。在电机设计期间，通常绕组热量是最不粗糙的，并且通常所有其他部件的温度升高都可能令人满意，只要绕组的温度升高，就可以令人满意。

定子槽分为绕组，槽楔，绝缘纸和槽壁间隙4区。连续且均匀地分配给槽内的浸渍清漆和细空气间隙，其由裸铜线和清漆薄膜组成的每个涂布线的外层。换句话说，一个裸铜线，线清漆薄膜圆柱形壁，浸渍清漆层圆柱形壁和细空气间隙圆柱形壁在一起构成了等效导体，以及 N每个槽中的等效导体构成绕组。关于作为热源的绕组，其等同的导热系数计算如下[ 19]： （11） λ. S. E. = 1 1 / λ. 0. + 2 ∑ 一世 = 1 N 1 / λ. 一世 LN. ⁡ R. 一世 / R. 一世 - 1 在哪里 λ. se是定子槽内等同的导热系数; R. 0.和 λ. 0.是裸铜线的半径和导热系数; R. N是最外面的圆形的半径; R. 一世和 λ. 一世是内壁的半径和导热系数 一世- 中间的 - 分别;这里 N= 3; R. 1那 R. 2， 和 R. 3.是清漆膜层，浸渍清漆层和细空气间隙层的半径。 R. 1那 R. 2， 和 R. 3.可以计算如下[ 19]： （12） R. 1 = R. 0. + D. W. R. 2 = K. L. R. 3. - R. 1 + R. 1 R. 3. = 一种 一种 R. E. 一种 - C S. O. L. T. δ. 一种 + D. 一世 N N π 在哪里 δ. 一种 是槽壁隙的厚度; D. 在是绝缘纸的厚度; K. L.是清漆填充系数; 一种 区域和 C 投币口除了插槽楔子外，是否分别是插槽区域和槽边;两者都决定了平均槽长度 H 夺取以及平均槽宽 B. 夺取。替换成（ 11），可以计算定子槽内的等效导热率。

定子槽热阻由径向，圆周和轴向部分的热阻组成。由于铜损失主要从内部到外部进行，这里仅考虑径向热阻的温度升高。热阻 R. th_all.插槽内可以计算如下[ 20.]： （13） R. T. H _ 一种 L. L. = H S. 一种 V. - 2 D. 一世 N - 2 δ. 一种 / 2 λ. S. E. L. E. F B. S. 一种 V. - 2 D. 一世 N - 2 δ. 一种 + D. 一世 N λ. 一世 N L. E. F B. S. 一种 V. - 2 δ. 一种 + δ. 一种 λ. 一种 L. E. F B. S. 一种 V. 在哪里 λ. 在是绝缘纸的导热系数; λ. 一种为空气的导热系数。因此，每个槽内的温升计算如下: （14） δ. θ. W. = P. C 你 Z. S. × R. T. H _ 一种 L. L. 在哪里 P. 铜是铜损耗，可以根据电机效率要求和工程设计进行经验计算。可见，在相同的铜损耗下，当线圈空间系数、槽绝缘厚度、槽绝缘导热系数、浸渍清漆、清漆膜、清漆填充系数均为常数时，定子槽的温升与槽等效高度成正比 H 夺取，但与插槽等效宽度成反比 B. 夺取和定子芯长度 L. EF.。根据经验，在环境温度下 T. 一种> 40°C，电机绕组的允许温度升高应符合以下条件[ 21]： （15） δ. θ. W. ≤. 0．9 T. H - T. 一种

在哪里 T. H为最高温度，可根据绝缘等级(如A、B、F、H)分配不同的经验值。

总之，电机的主要尺寸参数不仅涉及其电磁性能，而且还影响电机绕组的温度升高。

 3. EtiD的关键技术流程图

ETID的关键技术流程图如图所示 2。首先，根据设计要求，选择了适当的极点槽;确定电机定子外径和电机铁芯长度;根据预设的旋转速度估计磁通密度;定子内径和牙齿宽度从（ 8.） 和 （ 10）;经过精细化调整，确定定子槽的形状。其次，电机绕组温升根据( 14） 和 （ 15）;如果温度升高的要求不满意，电动机内径 D. 是，牙齿宽度 B. TS.，和槽高度 H S.应调整，直到条件满意。最后，选择合适的转子磁性钢结构，并建立了一个完整的电机模型，用于有限元计算;电动机的电磁扭矩，效率和其他性能指标进行评估;如果设计要求不满足，应调整或精制包括转子结构的电机尺寸，直到满足设计要求。

电磁热集成设计过程。

 4. FEM上的ETID模拟

根据部分的尺寸关系 2.1，我们将外径230 mm设置为基线，极点插槽匹配= 48插槽和8极，波形系数 K. 纳米= 1.11，相电流波形系数 K. 一世= 1.414，轴长 L. EF.= 160mm，额定旋转速度 N= 4000rpm，从而大致估计电磁密度。定子内径 D. 是可以初步估计（ 8.）.在堆芯堆积系数处 K. FES.= 0.97且 B. δ. = 0.6t，我们计算了来自（ 10）.

根据公式（ 13） 和 （ 14），定子槽中温度升高的曲线与定子槽的等效高度和宽度获得，如图所示 3.。可以看出，定子槽中的温度升高与定子槽的等效高度成比例 H 夺取与槽的等效宽度成反比 B. 夺取。考虑到原型绕组的绝缘水平为H，环境温度为48°C，根据式（ 15）.

定子槽的温度升高曲线与 B. 夺取和 H 夺取。

根据上述初步估计，我们设计了一种V形转子结构，适当地精制尺寸参数，并设计了具有表现性能和主要尺寸的原型机 1。图中示出了4000 r / min的空载线反态仿真波形 4.，峰值在318 V.4000r / min @ 88kw的电磁扭矩模拟波形显示在图中 5.，平均电磁扭矩210.7 n•m。

原型机的性能和主要尺寸。

参数 价值
额定功率（kW） 42.
额定速度（rpm） 4000.
最大功率（kW） 88.
最大速度（rpm） 11500.
定子外径 D. 操作系统（毫米） 230
定子内径 D. 是（毫米） 156.4
转子内径（mm） 43.
杆/插槽 8/48
核心长度（mm） 160.
定子槽高 H S.（毫米）： 20.
牙齿宽度 B. TS.（毫米） 6.54
气隙长度（mm） 0.6
绕线绝缘水平 H

在4000r / min时，无负载线反态仿真波形。

电磁扭矩模拟波形在4000r / min @ 88kw。

给定电路，电磁，流体和温度的多职域，并基于控制电路的耦合模拟，电磁计算和热分析，我们确定了在工作条件下的车载永磁电机的关键电机部件的温度分布4000r /MIN @ 42kW并考虑逆变器谐波损失（图 6.[ 3.]）。水套，定子绕组，定子芯，转子芯和永磁体的最高温度分别为49.5°C，113.8°C，114.8°C，122.2°C和122.4°C。

考虑谐波损失后的温度分布：（a）水夹克;（b）定子绕组;（c）定子和转子芯;（d）磁铁。

 5.实验验证

已设置原型机的测试平台，如图所示 7.，其中具有额定功率42kW的两个相同的电动机彼此驱动。测试电机采用扭矩控制，而其他电机使用速度控制。此外，冷却系统用于该实验中。通过监测每个组件的温度变化的目的，热电阻分别放置在电动机的端部绕组，框架的外壁，转子永磁体的下侧，进水口和框架的出口。入口水温度设定为48℃，水流速率12L / min。

原型机测试平台。

图中显示了4000r / min的无负载线反向emf测量波形 8.，在322 V的峰值下，显然，实验数据与波形幅度和形状方面的模拟结果非常一致。

在4000r / min时，无负载线反向emf测量波形。

在4000r / min实验测量的电流波形显示在图中 9.。由于在实验中使用了电流放大器，因此示波器显示的示波器是电压信号。电压峰值为1.064V，电流电压变化比为1A / mV。转换后，输入电动机的峰值电流为1064A，或者即，电流幅度为532a，电流提前角度37°和电动机输出扭矩210.6nm。实验结果非常接近模拟结果。

在4000r / min的输入电流测量波形/ min 88kw。

在4000r/min@42kW下测得的定子绕组温度和永磁体温度分别为112°C和123°C，与模拟结果非常接近(113.8°C, 122.4°C)。

总而言之，电磁仿真结果和热仿真结果非常接近实验测量结果，指示此处提出的车辆永磁电动机ETID方法准确有效。

 6。结论

提出了一种有效的车辆永磁电机ETID方法，该方法集成了电磁设计和温度上升设计，从而大大缩短了电机示意图设计时期，提高了效率。

（ 1 ） 在电机设计期间，影响电动机电磁性能的关键尺寸参数包括定子内径和齿宽，其方程在此提出。

（ 2 ） 电动机定子绕组的温度升高是电动机热性能的关键指示器。这里，等价地计算intrAllot绕组导热系数，从而估计绕组温度上升。与绕组温度升高的经验值范围一起，进行了电机绕组的热设计，这是非常实用的。

（ 3. ） 为Etid建造了带有额定功率42 kW的48槽和8极永磁电动机。实验数据与模拟数据一致。经过有效，准确，优异的，提供了电机ETID方法，为实际工程应用提供了有效的手段。

 数据可用性

数据的性质是电机尺寸参数;可以从上海大学电气机械实验室访问数据。完整的数据属于上海大学电气机械实验室的联合所有权。

 利益冲突

作者宣称没有利益冲突。

 致谢

这项工作得到了中国国家自然科学基金的支持，授予否定。61572238和上海工业大学 - 研究所合作年度计划项目授予否。胡cxy-2015-014。

 凯夫拉斯 T. D. 凯拉斯 a·G。 航空航天应用永磁同步电动机的热敏 IEEE工业电子产品交易 2014年 61. 8. 4404. 4411. 2-S2.0-84894435500 10.1109 / TIE.2013.2278521 徐珍 H。 嘉熙 L. 诚明 Z. liyi. L. 高压载管永磁线性电动机温度升高的计算与实验研究 等离子体科学的IEEE交易 2013年 41. 5. 1182. 1187. 2-S2.0-84877873972 10.1109 / TPS.2013.2246872 陈 S. J. 张 Q。 他 B. 黄 S. R. 慧 D.-D. 基于多物理域耦合仿真的高密度永磁同步电动机热分析 电气工程技术学报 2017年 12 1 91. 99. 2-S2.0-85006046098 10.5370 / jet.2017.12.1.091 气 Z. Weixu. W. 盗贼 H。 建国 G。 基于流体 - 固耦合法的车辆高密度永磁电动机的热递盘模拟 电机和控制应用 2012年 8. 86. 90. el-refeie. a . M。 亚历山大 J.P。 基因托 年代。 雷 P。 呵呵 K.-K。 德博克 P。 沈 X。 用于牵引应用的先进的高功率密度内部永磁电机 2013年IEEE能源转换大会和博览会的诉讼程序 2013年九月 美国 IEEE. 581 590 2 - s2.0 - 84891065387 Vanspel. H。 rasekh. 一种。 血红蛋 一种。 vierendeels. j。 军士 P。 轴向磁通永磁电机的电磁与热耦合分析 磁性IEEE交易 2015年 51. 11 8108104 2-S2.0-84946119728 陈 y。 朱 X。 拱 L. 王 L. 使用电磁热耦合法对双重阳光永磁双转子电动机的性能分析 应用超导性的IEEE交易 2016年 26 4. 5205305. 2-S2.0-84964467436 yeo. H. K. 公园 H. J. SEO J. M. j S. Y. RO. J. S. j H. K. 悬臂结构表面安装永磁电机的电磁与热分析 磁性IEEE交易 2017年 53. 6. 8203304 江 y。 王 D. 陈 j。 张 Q。 轩 T。 双向方法的永磁同步机电磁 - 热流体分析 磁性IEEE交易 2018年 54. 3. 8102705. 2-S2.0-85036591047 凯夫拉斯 T. D. 凯拉斯 a·G。 航空用永磁同步电机的有限元瞬态热分析 2012年第20届电机国际电机会议2012年议事诉讼程序 2012年9月 法国 2566 2572 2-S2.0-84870835813 姚 F.-X。 张 Z.-K. 张 Y.-t. 车载车载车载电动机热特性的仿真研究 2017年第三届可持续发展国际会议论文集 2017年7月 天津，中国 329. 335. 10.2991 / icsd-17.2017.51 舒 Z. 朱 X。 拱 L. 杜 y。 刘 C。 基于电热双向耦合法的外转子磁通开关永磁电动机的电磁性能评价 能量 2017年 10 5，第677条 2-S2.0-85035136445 李 D. 温 y。 李 W. 冯 B. 曹 j。 三维温度场计算与轴向磁通型永磁同步电动机的分析 能量 2018年 11 5，第1208条 2-S2.0-85047083481 徐 年代。 刘 X。 乐 y。 具有主动磁轴承的高速固体圆柱形永磁电动机的电磁设计 磁性IEEE交易 2017年 53. 8. 8203715 2-S2.0-85029222822 林 M.-S。 金 J.-M. 湖港 Y.-S. 洪 J.P。 考虑速度响应特性的电动涡轮增压器超高速永磁电机设计 IEEE / Mechatronics的Asme事务 2017年 22 2 774. 784. 10.1109 / TMECH.2016.2634160 2-S2.0-85018503769 仙明 D. 新型横向磁通永磁电动机的设计与性能分析 国际应用电磁与力学杂志 2018年 56. 623. 635. 湖港 M.-h. 韩 黄永发。 金 D.-h. ch H.-r. EV电力牵引平台IPM电机转子形状的设计与分析 能量 2018年 11 10，第2601条 10.3390 / en11102601 翔 Z. 电气励磁/ PM BSG车辆设计理论的同步电动机和仿真比较 2016年 上海，中国 上海大学 气 Z. Xirui. L. 盗贼 H。 jydF4y2Ba Z. 基于多域共仿真的高密度永磁电动机升温计算 CSEE的诉讼程序 2014年 34. 12 1874年 1881年 2-S2.0-84900507541 黄 G。 福 F。 中小型旋转电机设计手册 2014年 中国电力出版社 利瓦伊 E. 多相电机 1986年 Chap.10 威利