CN109067073A - 全封闭强制风冷结构永磁牵引电机散热结构优化的方法 - Google Patents

Abstract

本发明提供一种全封闭强制风冷结构永磁牵引电机散热结构优化的方法，包括确定永磁牵引电机的整体结构及其中定子与外壳间的风道的数量，并在所有风道中设有相同结构的锯齿形板，确定待优化的结构参数；建立永磁牵引电机全局热网络模型及包含风道、端盖与冷却空气的局部计算流体力学模型；获取包含锯齿形板待优化结构参数值的多个方案，并根据全局热网络模型及局部计算流体力学模型，对每一个方案进行收敛计算，筛选出温升最低的方案；根据所筛选出的温升最低的方案中锯齿形板待优化结构参数值，对所有风道中的锯齿形板的待优化的结构参数进行调整得到最终锯齿形板。实施本发明，通过改善牵引电机的通风设计，满足高功率密度永磁电机的散热需求。

Description

全封闭强制风冷结构永磁牵引电机散热结构优化的方法

技术领域

本发明涉及高铁永磁牵引电机技术领域，尤其涉及一种全封闭强制风冷结构永磁牵引电机散热结构优化的方法。

背景技术

永磁电机因具有高功率密度、高效、低噪声和低维护成本等特点因此过去几十年间，永磁电机被广泛用于轨道交通领域(比如法国，日本，德国和加拿大)。我国已将永磁牵引电机作为下一代高速列车发展方向。

对于高速列车而言，2012年法国阿尔斯通公司在AGV列车上首次将永磁电机投入商用，该电机采用全封闭自冷却结构来防止灰尘和铁屑进入永磁体，并且可以实现低维护成本的目标。相比于AGV列车，中国CRH380A列车的转向架空间更小，使得永磁电机在更小的体积下要实现相同的功率等级，就需对电磁和散热进行挑战性设计。

众所周知，电磁设计总是追求更高的功率密度，却会导致单位体积的热量更大，即对散热能力的要求更高，因此需要良好的散热设计，能保证绕组和永磁体等温度敏感元件的温度分别不超过绝缘等级的阈值温度和永磁体的居里温度。然而，现有的永磁牵引电机散热结构无法平衡电磁功率和散热性能，要么电磁功率密度大而散热效果跟不上，要么牺牲电磁功率密度来改善散热效果。因此，需要改善牵引电机的通风设计，在电磁功率密度和散热性能上找到一个平衡点。

散热设计通常采用热网络模型进行通风结构优化，虽然所需的计算资源较少，但其结果的准确性直接受风道内传热系数的影响。电机内冷却空气的风路复杂，且存在湍流效应，风道内的实际传热系数没有可用的经验公式和理论模型，且流体场与温度场本身存在强耦合关系。

发明内容

本发明实施例所要解决的技术问题在于，提供一种全封闭强制风冷结构永磁牵引电机散热结构优化的方法，通过改善牵引电机的通风设计，使得电磁功率密度和散热性能上找到一个平衡点。

为了解决上述技术问题，本发明实施例提供了一种全封闭强制风冷结构永磁牵引电机散热结构优化的方法，所述方法包括以下步骤：

步骤S1、确定永磁牵引电机的整体结构及其中定子与外壳间的风道的数量，并在所有风道中均设有用于增强对流换热并具有相同的锯齿形板，且进一步确定所述锯齿形板的初始结构及其对应待优化的结构参数与调整范围；

步骤S2、根据永磁牵引电机的整体结构、风道结构及其中设定的锯齿形板的初始结构，建立包含所有风道结构参数细节的永磁牵引电机全局热网络模型以及用于计算所有风道内湍流传热系数的局部计算流体力学模型；

步骤S3、获取包含锯齿形板待优化结构参数值的多个方案，并根据所述全局热网络模型及所述局部计算流体力学模型，对所获取的每一个方案进行温度场与流体场的耦合收敛计算，并待所有收敛计算完成后，筛选出温升最低的方案；

步骤S4，根据所筛选出的温升最低的方案中锯齿形板待优化结构参数值，对所有风道中的锯齿形板的待优化的结构参数进行调整，得到所有风道中最终调整后的锯齿形板。

其中，所述方法进一步包括：

根据所述永磁牵引电机的整体结构、每一风道的结构及各自对应优化后的锯齿形板的结构，建立所述永磁牵引电机整体的全局计算流体力学模型，并根据所述永磁牵引电机整体的全局计算流体力学模型，计算出所述永磁牵引电机的温度分布情况及其对应的局部最大温升点。

其中，所述步骤S1中“所述锯齿形板的待优化的结构参数”包括：

所述锯齿形板在各自对应风道内所形成弯曲折叠的分支数量、分支的厚度以及两两相邻分支之间的夹角；其中，同一风道内所有分支具有相同的长度。

其中，所述步骤S3具体包括：

获取包含锯齿形板待优化结构参数值的多个方案；

对所获取的每一个方案进行收敛计算均重复以下收敛计算，具体包括：在所述全局热网络模型中，通过等效并联三角形通道的方式，计算出风道内的节点温度、定子到冷却空气的热流量；将计算得到的风道内的节点温度与热流量导入所述局部计算流体力学模型中，计算出风道内的湍流传热系数，且进一步将所计算出的风道内的湍流传热系数重新分别导入所述全局热网络模型中进行计算，直到所述全局热网络模型中相邻两次的计算误差小于0.1K为止；

待所有收敛计算完成后，从所获取到的多个方案中筛选出温升最低的方案。

实施本发明实施例，具有如下有益效果：

1、本发明在全封闭永磁牵引电机的冷却风道内构建锯齿形板来增大冷却空气的接触面积，为了获得优化后的锯齿形板的结构参数，同时应用了热网络和CFD(计算流体力学)方法，不仅考虑了冷却流体分布和实际传热系数的内在关系，还因优化后的锯齿形板，使得永磁牵引电机的电磁功率密度和散热性能上找到一个平衡点；

2、本发明提出的全局热网络耦合局部计算流体力学的计算模型，利用全封闭结构的特点，通过局部模型充分考虑冷却空气经过入风口、端盖、带锯齿形板风道的流场分布情况对湍流传热系数的影响，实现了温度场与流体场的快速耦合计算；

3、本发明还通过建立永磁牵引电机整体的全局CFD模型，得到三维的温度分布情况，用来预测可能导致绕组绝缘或者永磁体局部过热故障的最高温升点，为永磁牵引电机的实际设计提供有力的保障依据，具有广泛的实用性和推广性。

附图说明

为了更清楚地说明本发明实施例或现有技术中的技术方案，下面将对实施例或现有技术描述中所需要使用的附图作简单地介绍，显而易见地，下面描述中的附图仅仅是本发明的一些实施例，对于本领域普通技术人员来讲，在不付出创造性劳动性的前提下，根据这些附图获得其他的附图仍属于本发明的范畴。

图1为本发明实施例提供的全封闭强制风冷结构永磁牵引电机散热结构优化的方法的流程图；

图2为本发明实施例提供的全封闭强制风冷结构永磁牵引电机散热结构优化的方法中全封闭强制风冷结构永磁牵引电机的局部剖视图；

图3为本发明实施例提供的全封闭强制风冷结构永磁牵引电机散热结构优化的方法中某一风道内锯齿形板的局部结构示意图；

图4为本发明实施例提供的全封闭强制风冷结构永磁牵引电机散热结构优化的方法中采用CFD模型计算时冷却空气区域的网格划分的示意图；

图5为本发明实施例提供的全封闭强制风冷结构永磁牵引电机散热结构优化的方法中锯齿形板的结构参数优化结果示意图；

图6为图5中方案0和方案15在热等效试验下的温升结果和优化效果的对比图；

图7为本发明实施例提供的全封闭强制风冷结构永磁牵引电机散热结构优化的方法中优化后的永磁牵引电机在变流器额定电流供电下的温升测试结果图；

图8为本发明实施例提供的全封闭强制风冷结构永磁牵引电机散热结构优化的方法中优化后的永磁牵引电机在变流器额定电流供电下温升与铁芯损耗的线性拟合图。

具体实施方式

为使本发明的目的、技术方案和优点更加清楚，下面将结合附图对本发明作进一步地详细描述。

如图1所示，为本发明实施例中，提出的一种全封闭强制风冷结构永磁牵引电机散热结构优化的方法，所述方法包括以下步骤：

步骤S1、确定永磁牵引电机的整体结构及其中定子与外壳间的风道的数量，并在所有风道中均设有用于增强对流换热并具有相同的锯齿形板，且进一步确定所述锯齿形板的初始结构及其对应待优化的结构参数与调整范围；

具体过程为，散热结构设计不仅仅要保证牵引系统的正常运行，还要给高速铁路应用的长寿命工作时长留出足够的安全阈值。在此全封闭强制风冷永磁牵引电机中，流体区域分为两部分：冷却空气和内部空气，如图2所示。图2中，1-出风口，2、8-端部绕组外层，3、9-端部绕组内层，4、10-轴承，5-定子，6-外壳，7-入风口。此时，冷却空气从入风口7进入前端盖，并经过定子5与外壳6间的风道，到达出风口1。内部空气则通过转轴上的风扇搅动，以此增强端部绕组到端盖之间的传热速率，并减小前后部件之间的温差。由于冷却空气是由车厢上的通风系统提供的，所以流动条件是已知的，流量为35m³/min，压强为3500Pa。根据冷却空气的流量和公式(1)，可以算出入风口附近的雷诺数为1.9×10⁵，因此流体中存在湍流。

式(1)中，Re为雷诺数，ρ为空气密度，d_Φ为水力直径，v为入口速度，μ为运动粘度，Q为流量。

为了便于对全封闭永磁牵引电机进行建模分析，需确定永磁牵引电机的整体结构，具体结构参数如下表1所示：

表1

为了增强每一风道中对流换热效果，通常会在全封闭永磁牵引电机的每一个冷却风道内分别构建相同结构的锯齿形板来增大冷却空气的接触面积。如图3所示，锯齿形板的设计原则有以下两点：(1)锯齿形板的结构中两相邻分支的夹角只有两个参数，分别为θ₁和θ₂。(2)所有分支被设计为相同的长度。

锯齿形板虽然使得接触面积和湍流强度增大，对流换热也因此得到增强，但由于锯齿形板和前端盖环形腔体结构的应用，使得风道内冷却空气的流动状态和对流传热计算变得非常复杂。因此，为了简化锯齿形板的结构参数计算，以及能通过几个关键的结构参数调整锯齿形板的结构来改善永磁牵引电机散热效果，需要在确定锯齿形板的初始结构的情况下，确定出锯齿形板的几个待优化的结构参数。具体包括：锯齿形板在各自对应风道内所形成弯曲折叠的分支数量n、分支厚度th以及两两相邻分支之间的夹角θ₁和θ₂。应当说明的是，由于所有风道内所有分支具有相同的长度，而且所有风道的内径厚度h是固定的，这使得当分支的数量被确定时，两个角度θ₁和θ₂是唯一的。

步骤S2、根据永磁牵引电机的整体结构、风道结构及其中设定的锯齿形板的初始结构，建立包含所有风道结构参数细节的永磁牵引电机全局热网络模型以及用于计算所有风道内湍流传热系数的局部计算流体力学模型；

具体过程为，在热网络中对所有风道内的传导传热与对流传热进行全局建模，并结合局部三维CFD仔细分析风道内的对流传热。此时，在热网络模型中，热源通过电磁有限元仿真计算，通常热网络建模将永磁牵引电机划分为有限的控制单元，并用热阻和热源来表示，而定子和外壳之间的热阻大小决定了风道的散热效果。由于风道中冷却空气的流体分布情况是不明确的，用来计算热参数的传热系数是未知的。因此，引入CFD方法对风道内的流体分布进行局部建模，计算冷却空气的传热系数。

在一个实施例中，通过Matlab软件中建立了包含永磁牵引电机整体的热网络模型进行锯齿形板的优化设计，该模型描述了定子、外壳与冷却空气之间的对流传热和定子与外壳之间的传导传热。绕组损耗P_cu和铁芯损耗P_fe通过Maxwell软件进行求解，机械损耗则由经验公式计算得到，它们的计算值分别为5.88kW，5.16kW和4.20kW。定子的铁芯损耗为3.79kW，转子的铁芯损耗为1.37kW。由于电机采用全封闭强制风冷结构，内部空气和冷却空气的摩擦损耗可以忽略不计。应用文献(Wesseling,2001；Wei,1993；Micallef,2006)中的解析公式来建模端部绕组、转轴以及转子到端部空气的对流传热过程。

同样的，风道内由定子与外壳到冷却空气的对流传热过程可以通过等效并联三角形风道进行等效，并通过文献(Wei,1993；Incropera,1985)中的解析公式进行初始化建模。而锯齿形板结构优化过程中的精确传热计算是通过耦合的局部CFD模型来实现的。其他元部件的建模过程可参照文献(Mellor et al.,1991；Boglietti et al.,2009；Chowdhuryand Baski,2011；Boglietti et al.,2008；Nategh et al.,2012)。

通过在Fluent软件中建立局部CFD模型计算湍流分布并获得对流传热系数，模型包括前端盖、冷却风道和冷却气体。CFD模型计算采用k-εRNG模型(Shih et al.,1995)，压差通过Darcy-Weisbach公式计算，其中Darcy摩擦系数通过Moody查表得到(Incropera,1985)。CFD模型采用精细剖分，为了考虑边界效应，冷却空气区域采用5层边界层剖分，如图4所示。

在局部CFD模型中，对流传热系数的计算公式如下式(2)：

式(2)中，cp是比热容，u*是边界附近的湍流速度标量，D是粘性发热，是壁面温度的无量纲值，T_w是壁面温度，T_p是壁面相邻单元的中心温度。

对于标准壁面计算，参数D和通过以下公式(3)计算：

式(3)中，P通过以下公式(4)计算：

式(4)中，Pr是摩尔普朗克数，Pr_t是湍流普朗克数，y^*是离壁面的无量纲距离，是无量纲的热子层厚度，κ是冯卡曼常数(0.4187)，E是经验常数(9.793)，U_P是壁面相邻单元的中心速度，U_c是时的平均速度。

步骤S3、获取包含锯齿形板待优化结构参数值的多个方案，并根据所述全局热网络模型及所述局部计算流体力学模型，对所获取的每一个方案进行温度场与流体场的耦合收敛计算，并待所有收敛计算完成后，筛选出温升最低的方案；

具体过程为，首先，获取包含锯齿形板待优化结构参数值的多个方案；

其次，对所获取的每一个方案进行收敛计算均重复以下收敛计算，具体包括：在全局热网络模型中，通过等效并联三角形通道的方式获取初始对流传热系数，计算出风道内的节点温度、定子到冷却空气的热流量；将计算得到的风道内的节点温度与热流量导入局部计算流体力学模型中，计算出风道内的湍流传热系数，且进一步将所计算出的风道内的湍流传热系数重新分别导入全局热网络模型中进行计算，直到全局热网络模型中相邻两次的计算误差小于0.1K为止；

最后，待所有收敛计算完成后，从所获取到的多个方案中筛选出温升最低的方案。

步骤S4、根据所筛选出的温升最低的方案中锯齿形板待优化结构参数值，对所有风道中的锯齿形板的待优化的结构参数进行调整，得到所有风道中最终调整后的锯齿形板。

具体过程为，待所有方案的收敛计算完成后，从温升最低的方案中提取该方案包含的锯齿形板待优化结构参数值，对所有风道中的锯齿形板的待优化的结构参数进行调整，得到所有风道中最终调整后的锯齿形板。

在本发明实施例中，如图5所示，为锯齿形板待优化的结构参数优化结果示意图。其中，ΔP是入风口到出风口的压强差，T_PM和T_end-w是永磁体和端部绕组的最大温升值。

该图5中示出了16中方案，相比于最初没有锯齿形板的设计方案(方案0)，锯齿形板通过降低永磁体和端部绕组的最大温升值，提高了电机的热性能。分析同一分支数量n值下的温升结果可知，在风道内径厚度h值增大所带来的热性能提升作用要大于分支厚度th值增大的效果。并且，分支数量n值增大的提升要过比风道内径厚度h值和分支厚度th值的效果更大。

在分支数量n和风道内径厚度h值确定的前提下，分支厚度th值增大可能会提升热性能，也可能带来负面效果。更厚的板分支通过增大传导路径的面积，增强了传导传热，同时也减小了冷却空气的通路面积，导致湍流强度增大。然而，冷却空气接触面积的减小直接影响了对流传热。分支厚度th值增大是否能够提升热性能，需要综合考虑传导传热的增大值和对流传热的减小值。因此，最佳的结构设计方案应该是在尽可能大的分支数量n和风道内径厚度h值下，选取合理的分支厚度th值。

在图5中，通过两两比较方案2与3，5与6，7与8，以及11与12，可以发现分支厚度th值增大几乎不能提升热性能，甚至可能导致反作用。通过上述对比可以预测，n＝10，h＝15，th＝2/3的方案，其热性能比方案15要差。而且，根据方案12、13和14，在n大于10下的压强差明显超出了给定范围。因此，优化设计的结果为方案15，相比于方案0，永磁体和端部绕组的热性能分别提升了20.19％和17.09％。

在本发明实施例中，所述方法进一步包括：

根据所述永磁牵引电机的整体结构、每一风道的结构及各自对应优化后的锯齿形板的结构，建立所述永磁牵引电机整体的全局计算流体力学模型，并根据所述永磁牵引电机整体的全局计算流体力学模型，计算出所述永磁牵引电机的温度分布情况及其对应的局部最大温升点，并基于全局计算流体力学模型得到铁芯损耗阈值预测的工程方法。

具体过程为，建立全封闭强制风冷永磁牵引电机的完整三维CFD模型，用来计算关键元部件的精确温度分布。

此时，CFD建模的重要条件包括：电机旋转的摩擦损耗忽略不计；入口前端加入50mm的虚拟管道，用来代替风源的完整管道；端部绕组简化为两个环形圆柱体；电机建模的结构复杂，采用非结构化网格进行剖分。在冷却空气的避免采用多层棱形网格计算边界效应，如图4所示；槽内的集中绕组简化为方形长管，由绝缘层包围，绝缘层仅考虑绝缘漆(Liet al.,2010)；电机额定工况下的流体动力学和热力学由k-εRNG模型计算；通过标准边界方程计算湍流效应。

在所有热源中，绕组损耗和铁芯损耗占总损耗的大部分，在建模过程中需要仔细计算。通过上面章节提到的热网络模型计算工作温度T₀，并基于此温度在电磁模型中计算绕组和铁芯损耗。由于绕组损耗与绕组的实际工作温度有关，依据热源计算公式(5)可得：

式(5)中，q₀是T₀温度下的热源体密度，a是绕组的温度系数，T是实际体积平均温度，T_ambient是环境温度。

因为铁芯损耗不仅与电机供电频率有关，还与磁感应密度有关，定子和转子的铁芯损耗分布与这些值成正比(Mi et al.,2003)。在额定工作点下，内置式电机结构的转子铁芯损耗可以看作是均匀分布的。然而，定子齿部的磁感应密度在径向上变化剧烈，且与定子轭部值大不相同。基于磁感应密度分布，将齿部与轭部分开计算，并将齿部均分为两部分。

在理想电流供电的额定工况下，环境温度为303.15K时，相比于绕组绝缘的温度极限(493.15K)，方案0和方案15的端部绕组温升分别留出了5.73K和31.37K的裕量。对于Sm30UH型号的永磁体(最大工作温度573.15K)来说，方案0和方案15的最大温升远小于极限温升。尽管两个方案都能满足正常工作要求，但是在变流器供电条件下由谐波带来的额外铁芯损耗很可能导致方案0的绕组温升超过绝缘系统的极限值。

在一个实施例中，如图6所示，以图5中的方案0和方案15在热等效试验下的结果对比。图6中，数据分别为端部绕组、轴承的最大温升值，定子温升的平均值。假设电机停机后，绕组的温度在自然冷却条件下是线性变化的，那么通过记录停机后一段时间内的绕组电阻，即可通过线性回归得到停机时刻的绕组电阻值，并通过其与温度的关系，推算出绕组的实际工作温度。

根据图6中的数据对比可以看出，本发明实施例提出的热网络、CFD耦合模型，以及完整CFD模型的计算误差都小于6％。

相比于方案0，方案15的端部绕组、定子和轴承温升分别降低了26.44K(15.10％)，23.91K(20.94％)和20.23K(18.91％)，由此可知优化后的锯齿形板结构能够提高至少15％的热性能。

在本发明实施例中，利用上述验证过的CFD模型，可以分析定子槽和永磁体的温升之间的关系，以此预测永磁体的最大温升。尽管已有大量关于内置式永磁同步电机的铁芯损耗预测的研究，目前仍没有准确的方法可以预测变流器供电下的铁芯损耗。实际上变流器的半导体开关器件会引入时域谐波，并导致铁芯损耗增大。

在不考虑谐波对铁芯损耗影响的前提下，上述热网络和CFD模型得到的温升结果与实际工作温度相差较大。优化后的电机在变流器供电条件下的额定工况测试结果，如图7所示。端部绕组、定子和轴承的稳态温升分别为181.65K、139.67K、106.55K。谐波对铁芯损耗的影响导致端部绕组的温升上升了32.95K。假设端部绕组和永磁体的温度差异和热等效试验相同，则永磁体的最大温升为140.57K。根据电机关键元部件的材料特性，电机能够在额定工况下正常运行，且仍留有一定裕量以应对恶劣工况。

假设定子轭部、齿部以及转子中谐波带来的额外铁芯损耗是正比于磁感应密度的体积加权平均值的，并据此提出了一种预测铁芯损耗阈值的工程方法。利用完整电机的CFD模型，计算不同铁芯损耗下的端部绕组和永磁体温升值，其温升与铁芯损耗的关系可以拟合为线性方程，其结果如图8所示。

根据图7和8的结果，电机额定运行下的铁芯损耗预测值为8.21kW，而根据IEC60034标准进行的损耗分离测试得到的试验结果为8.47kW。试验与计算值高度吻合，表明本发明实施例提出的方法在电磁和控制系统设计过程中具有参考价值。

实施本发明实施例，具有如下有益效果：

1、本发明在全封闭永磁牵引电机的冷却风道内构建锯齿形板来增大冷却空气的接触面积，为了获得优化后的锯齿形板的结构参数，同时应用了热网络和CFD(计算流体力学)方法，不仅考虑了冷却流体分布和实际传热系数的内在关系，还因优化后的锯齿形板，使得永磁牵引电机的电磁功率密度和散热性能上找到一个平衡点；

2、本发明提出的全局热网络耦合局部计算流体力学的计算模型，利用全封闭结构的特点，通过局部模型充分考虑冷却空气经过入风口、端盖、带锯齿形板风道的流场分布情况对湍流传热系数的影响，实现了温度场与流体场的快速耦合计算；

3、本发明还通过建立永磁牵引电机整体的全局CFD模型，得到三维的温度分布情况，用来预测可能导致绕组绝缘或者永磁体局部过热故障的最高温升点，为永磁牵引电机的实际设计提供有力的保障依据，具有广泛的实用性和推广性。

本领域普通技术人员可以理解实现上述实施例方法中的全部或部分步骤是可以通过程序来指令相关的硬件来完成，所述的程序可以存储于一计算机可读取存储介质中，所述的存储介质，如ROM/RAM、磁盘、光盘等。

以上所揭露的仅为本发明一种较佳实施例而已，当然不能以此来限定本发明之权利范围，因此依本发明权利要求所作的等同变化，仍属本发明所涵盖的范围。

Claims (4)

1.一种全封闭强制风冷结构永磁牵引电机散热结构优化的方法，其特征在于，所述方法包括以下步骤：

步骤S1、确定永磁牵引电机的整体结构及其中定子与外壳间的风道的数量，并在所有风道中均设有用于增强对流换热并具有相同的锯齿形板，且进一步确定所述锯齿形板的初始结构及其对应待优化的结构参数与调整范围；

步骤S2、根据永磁牵引电机的整体结构、风道结构及其中设定的锯齿形板的初始结构，建立包含所有风道结构参数细节的永磁牵引电机全局热网络模型以及用于计算所有风道内湍流传热系数的局部计算流体力学模型；

步骤 S3、获取包含锯齿形板待优化结构参数值的多个方案，并根据所述全局热网络模型及所述局部计算流体力学模型，对所获取的每一个方案进行温度场与流体场的耦合收敛计算，并待所有收敛计算完成后，筛选出温升最低的方案；

步骤S4，根据所筛选出的温升最低的方案中锯齿形板待优化结构参数值，对所有风道中的锯齿形板的待优化的结构参数进行调整，得到所有风道中最终调整后的锯齿形板。

2.如权利要求1所述的全封闭强制风冷结构永磁牵引电机散热结构优化的方法，其特征在于，所述方法进一步包括：

根据所述永磁牵引电机的整体结构、每一风道的结构及各自对应优化后的锯齿形板的结构，建立所述永磁牵引电机整体的全局计算流体力学模型，并根据所述永磁牵引电机整体的全局计算流体力学模型，计算出所述永磁牵引电机的温度分布情况及其对应的局部最大温升点，提出预测铁芯损耗阈值的工程方法。

3.如权利要求1所述的全封闭强制风冷结构永磁牵引电机散热结构优化的方法，其特征在于，所述步骤S1中“所述锯齿形板的待优化的结构参数”包括：

所述锯齿形板在风道内所形成弯曲折叠的分支数量、分支的厚度以及两两相邻分支之间的夹角；其中，所有风道内所有分支具有相同的长度。

4.如权利要求1所述的全封闭强制风冷结构永磁牵引电机散热结构优化的方法，其特征在于，所述步骤S3具体包括：

获取包含锯齿形板待优化结构参数值的多个方案；

对所获取的每一个方案进行收敛计算均重复以下收敛计算，具体包括：在所述全局热网络模型中，通过等效并联三角形通道的方式获取初始对流传热系数，计算出风道内的节点温度、定子到冷却空气的热流量；将计算得到的风道内的节点温度与热流量导入所述局部计算流体力学模型中，计算出风道内的湍流传热系数，且进一步将所计算出的风道内的湍流传热系数重新分别导入所述全局热网络模型中进行计算，直到所述全局热网络模型中相邻两次的计算误差小于0.1K为止；

待所有收敛计算完成后，从所获取到的多个方案中筛选出温升最低的方案。