基于整車工況的電動(dòng)汽車輪轂電機(jī)散熱分析

江從喜　趙蘭萍　杜旭之　楊志剛

同濟(jì)大學(xué)，上海，201804

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基于整車工況的電動(dòng)汽車輪轂電機(jī)散熱分析

江從喜趙蘭萍杜旭之楊志剛

同濟(jì)大學(xué)，上海，201804

摘要：針對(duì)電動(dòng)汽車運(yùn)行的各種工況，在整車條件下采用計(jì)算流體力學(xué)(CFD)數(shù)值計(jì)算的方法對(duì)外轉(zhuǎn)子輪轂電機(jī)的溫升性能進(jìn)行了仿真計(jì)算，并分析了汽車來流速度、電機(jī)軸的熱導(dǎo)率對(duì)輪轂電機(jī)散熱性能的影響。研究結(jié)果表明：來流風(fēng)冷散熱條件下，電動(dòng)車在高負(fù)荷工況下電機(jī)的溫升過大，可通過加裝散熱翅片或者采用水冷散熱等方式來達(dá)到對(duì)電機(jī)的散熱冷卻效果；重復(fù)制動(dòng)工況中，制動(dòng)盤的高溫?zé)彷椛錄]有使電機(jī)的溫升惡化；汽車前方來流速度對(duì)電機(jī)的溫升影響較大，電機(jī)軸的熱導(dǎo)率對(duì)電機(jī)的溫升影響相對(duì)較小。

關(guān)鍵詞：電動(dòng)汽車；輪轂電機(jī)；散熱；計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)

0引言

輪轂電機(jī)技術(shù)也稱為車輪內(nèi)裝電機(jī)技術(shù)，其最大特點(diǎn)是將動(dòng)力裝置、傳動(dòng)裝置和制動(dòng)裝置整合到輪轂內(nèi)，從而使電動(dòng)車的機(jī)械部分大為簡化。然而，輪轂電機(jī)由于自身系統(tǒng)的緊湊性帶來了一系列的散熱問題，尤其是電機(jī)僅靠來流風(fēng)冷散熱時(shí)，其散熱問題更加突出。電機(jī)溫升過高時(shí)，其整體性能會(huì)受到很大的影響，主要體現(xiàn)在[1-2]：①永磁體退磁較為嚴(yán)重，電機(jī)的負(fù)載轉(zhuǎn)矩減??；②加速絕緣材料氧化，導(dǎo)致其失去絕緣性能；③潤滑油黏度降低，油膜厚度減小，導(dǎo)致潤滑效果惡化；④電機(jī)各部件熱膨脹，產(chǎn)生較大的熱應(yīng)力，導(dǎo)致幾何變形。因此，電機(jī)的溫升應(yīng)被控制在相應(yīng)的絕緣等級(jí)范圍內(nèi)，這樣才能保證電機(jī)具備良好的負(fù)載性能，從而使得電動(dòng)車穩(wěn)定安全地運(yùn)行。

文獻(xiàn)[3]應(yīng)用集中參數(shù)的熱網(wǎng)絡(luò)法對(duì)全封閉風(fēng)扇冷卻的感應(yīng)電機(jī)進(jìn)行了單電機(jī)的熱分析研究，研究結(jié)果顯示，在全負(fù)荷加載過程中，定子繞組具有最大的溫升，熱網(wǎng)絡(luò)模型和實(shí)驗(yàn)值最大誤差為13 ℃，并通過參數(shù)敏感性研究發(fā)現(xiàn)：定子繞組的溫升對(duì)電機(jī)外表面的對(duì)流系數(shù)和電機(jī)軸的熱導(dǎo)率最敏感。文獻(xiàn)[4]利用CFD對(duì)某內(nèi)轉(zhuǎn)子單電機(jī)進(jìn)行了熱分析，所得結(jié)果與試驗(yàn)值誤差在±5 ℃之內(nèi)，說明采用CFD分析電機(jī)散熱性能具有一定的準(zhǔn)確性。文獻(xiàn)[5]利用CFD對(duì)無刷直流內(nèi)轉(zhuǎn)子單電機(jī)進(jìn)行了散熱分析，結(jié)果表明，在電機(jī)外殼加散熱翅片可使電機(jī)的最高溫升下降15%。文獻(xiàn)[6]利用CFD對(duì)某款內(nèi)轉(zhuǎn)子電機(jī)進(jìn)行了單電機(jī)的熱性能分析，分析結(jié)果顯示，電機(jī)外殼增加散熱槽可使電機(jī)外殼的溫度極值減小4.8 ℃。綜合文獻(xiàn)調(diào)研，CFD計(jì)算可對(duì)電機(jī)的溫升做出比較準(zhǔn)確的預(yù)測，并且能夠有效改善電機(jī)的散熱性能，減少電機(jī)散熱性能前期設(shè)計(jì)和后期優(yōu)化的研發(fā)時(shí)間和成本。

目前國內(nèi)外利用CFD研究外轉(zhuǎn)子輪轂電機(jī)散熱問題的文獻(xiàn)較少，而且也僅停留在單電機(jī)的研究平臺(tái)上，并沒有結(jié)合電動(dòng)車整車的環(huán)境和工況進(jìn)行相應(yīng)的分析和研究。一方面是由于目前國內(nèi)外對(duì)輪轂電機(jī)電動(dòng)車還處于前期的研究和測試階段，很難有公開的樣車實(shí)物模型或整車數(shù)值模型供試驗(yàn)或計(jì)算參考；另一方面由于輪轂電機(jī)本身結(jié)構(gòu)復(fù)雜，加上整車的底盤系統(tǒng)后，其CFD的數(shù)值模型將更加精細(xì)和繁雜，這將給CFD建模的幾何處理、網(wǎng)格劃分、計(jì)算時(shí)間以及計(jì)算的不確定性等帶來挑戰(zhàn)。單電機(jī)散熱性能的研究并不能準(zhǔn)確有效地再現(xiàn)電機(jī)周圍復(fù)雜的熱流場結(jié)構(gòu)，尤其是復(fù)雜流場中電機(jī)表面的對(duì)流散熱系數(shù)、重復(fù)制動(dòng)工況下高溫制動(dòng)盤的熱輻射對(duì)電機(jī)溫升的影響等問題都無法在單電機(jī)的試驗(yàn)或計(jì)算中取得前瞻性的預(yù)測。

基于上述原因，本文從電動(dòng)車前期設(shè)計(jì)的角度利用CFD計(jì)算分析整車條件下電機(jī)的散熱性能，預(yù)測電機(jī)溫升限值的臨界工況，同時(shí)分析汽車來流速度和電機(jī)軸的熱導(dǎo)率對(duì)電機(jī)溫升的影響，為整車環(huán)境下輪轂電機(jī)散熱性能的改進(jìn)以及電動(dòng)車的前期設(shè)計(jì)提供數(shù)據(jù)支持和方向指導(dǎo)。

1CFD數(shù)值計(jì)算方法

1.1數(shù)值方法

利用基于MRF(multiple reference frame)[7-8]和Moving Wall方法的CFD計(jì)算模擬輪轂電機(jī)電動(dòng)車在流場中的運(yùn)行狀態(tài)，該方法一般應(yīng)用于固定坐標(biāo)系的Navier-Stokes方程[9-10]中。根據(jù)文獻(xiàn)[9]可得

(1)

(2)

(3)

q=-λ(dT/dx)

(4)

式中，u、v、w為速度矢量u在x、y和z方向的分量，ui、uj為速度分量；xi、xj為坐標(biāo)分量；i和j指標(biāo)取值范圍是1,2,3；p為流體微元體上的壓力；ρ為流體密度；μ為流體的動(dòng)力黏度；gi為重力加速度在第i方向的分量；β為熱膨脹系數(shù)；T為熱力學(xué)溫度；T0為初始熱力學(xué)溫度；t為時(shí)間；Cp為流體比熱；q為熱流密度；“-”表示熱量傳遞的方向與溫度梯度的方向相反；λ為熱導(dǎo)率；dT/dx為溫度在x方向上的導(dǎo)數(shù)。

考慮到計(jì)算機(jī)計(jì)算能力的限制，Navier-Stokes湍流方程很難被直接求解，因此CFD計(jì)算引入了相應(yīng)的湍流模型。式(1)和式(2)中引入速度隨著時(shí)間產(chǎn)生的脈動(dòng)變化量u′，因此方程中的速度將由兩部分組成，即平均速度和脈動(dòng)速度部分，于是產(chǎn)生了雷諾應(yīng)力項(xiàng)，其與平均速度梯度的關(guān)系如下：

(5)

(6)

式中，u′、v′和w′為速度分量u、v和w的脈動(dòng)量；μt為湍動(dòng)黏度，是空間坐標(biāo)的函數(shù)，取決于流動(dòng)狀態(tài)，而不是物性參數(shù)；δij為Kronecker delta符號(hào)(當(dāng)i=j時(shí)，δij=1；當(dāng)i≠j時(shí)，δij=0)；k為湍動(dòng)能。

為加強(qiáng)計(jì)算收斂的速度及穩(wěn)定性，本文所用的渦黏模型為Realizablek-ε模型，壁面區(qū)采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)[10-11]；由于制動(dòng)工況下制動(dòng)盤的溫度較高，故采用DO輻射模型[10-11]計(jì)算制動(dòng)盤熱輻射對(duì)電機(jī)的影響，制動(dòng)盤和電機(jī)表面的熱輻射系數(shù)設(shè)為0.8[12]，計(jì)算軟件為FLUENT12.0。

1.2計(jì)算模型

本文研究的電動(dòng)車模型如圖1所示，整備質(zhì)量1300kg，最高設(shè)計(jì)車速120km/h。每個(gè)車輪上裝有絕緣等級(jí)為H級(jí)的輪轂電機(jī)，額定功率5.5kW，電機(jī)結(jié)構(gòu)如圖2所示。計(jì)算模型的網(wǎng)格由HyperMesh和T-grid軟件生成，以整車的長寬高(14lv×10wv×5hv，lv、wv、hv分別為車的長度、寬度、高度)確定計(jì)算域，如圖3所示，體網(wǎng)格數(shù)量為1600萬。

圖1　CFD計(jì)算所用的車型

圖2　輪轂電機(jī)的外形結(jié)構(gòu)

圖3　整車計(jì)算域

1.3計(jì)算工況與邊界條件

整車計(jì)算工況包括：勻速工況、重復(fù)制動(dòng)-再生制動(dòng)工況和勻速爬坡工況。其中勻速工況代表電動(dòng)車常見的高速和低速的巡航工況；重復(fù)制動(dòng)-再生制動(dòng)工況過程中由于制動(dòng)盤溫度較高，其熱輻射可能對(duì)電機(jī)溫升產(chǎn)生較大的影響，同時(shí)再生制動(dòng)過程中，電機(jī)本身作為發(fā)電機(jī)也將產(chǎn)生相應(yīng)的熱損耗，此時(shí)電機(jī)在內(nèi)外熱源的共同作用下，其溫升特性有待考察；勻速爬坡工況電機(jī)的負(fù)載較大，來流速度較低，因此電機(jī)的散熱條件比較苛刻，其溫升程度有待確定。

邊界條件根據(jù)電動(dòng)車的最高設(shè)計(jì)車速制定。參考GB21670-2008 《乘用車制動(dòng)系統(tǒng)技術(shù)要求及試驗(yàn)方法》，制定出電動(dòng)車的重復(fù)制動(dòng)工況，如圖4所示，共進(jìn)行20個(gè)制動(dòng)周期(900s)，其邊界條件通過自定義函數(shù)(UDF)[10-11]的二次開發(fā)進(jìn)行編輯和定義。勻速爬坡(10%坡度)的設(shè)計(jì)車速為10km/h。地面的移動(dòng)以及部件(散熱器風(fēng)扇、電機(jī)轉(zhuǎn)子、車輪)的轉(zhuǎn)動(dòng)分別通過MovingWall和MRF的功能實(shí)現(xiàn)[7-9]，環(huán)境溫度設(shè)為45 ℃。電機(jī)各工況下的熱損耗均來自973計(jì)劃項(xiàng)目平臺(tái)的輪轂電機(jī)臺(tái)架實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，材料的物性參數(shù)由電機(jī)廠家提供，此處略去具體數(shù)值。

圖4　重復(fù)制動(dòng)工況下一個(gè)周期內(nèi)車速的變化

2不同工況的計(jì)算結(jié)果與分析

2.1勻速工況電機(jī)的熱分析

圖5所示為100km/h勻速工況下電機(jī)中心橫截面上的溫度分布，電機(jī)的溫度極值位于內(nèi)部的定子繞組上，最高可達(dá)156.1 ℃，并且繞組的溫度分布比較均勻，這是由于定子繞組的熱導(dǎo)率較大，熱阻較小，因此繞組內(nèi)部的溫度梯度較小。

圖5　100 km/h勻速工況穩(wěn)態(tài)時(shí)電機(jī)中心橫截面上的溫度分布

圖6為電機(jī)傳熱路徑示意圖，可以看出電機(jī)由銅損、鐵損產(chǎn)生的熱量通過相應(yīng)的熱阻引起一定的溫度梯度，并最終通過電機(jī)的端蓋、外殼以及電機(jī)軸傳出，因此電機(jī)的溫升可為

Tmax=f(PFe,PCu,Rcp,Rcv)

(7)

式中，Tmax為電機(jī)的溫度極值；PFe為鐵損；PCu為銅損；Rcp為電機(jī)各部件的熱阻；Rcv為電機(jī)表面對(duì)流傳熱熱阻。

圖6　輪轂電機(jī)的傳熱路徑示意圖

圖7所示為100km/h勻速工況下電機(jī)的傳熱分布，可以看出90%的熱量是從電機(jī)表面(端蓋1、端蓋2、外殼)傳出，剩余10%左右的熱量從電機(jī)的軸傳出，由此可以預(yù)見電機(jī)外表面的對(duì)流傳熱對(duì)電機(jī)的散熱性能影響較大，電機(jī)軸自身的導(dǎo)熱性能也將對(duì)電機(jī)溫升產(chǎn)生一定的影響，其具體的影響程度將在第3部分中詳細(xì)說明。

圖7　100 km/h勻速工況穩(wěn)態(tài)時(shí)輪轂電機(jī)外表面的傳熱分布

圖8所示為不同巡航工況與電機(jī)溫度極值的關(guān)系，可以看出電機(jī)的溫度隨著車速的增大而增大，在95km/h左右，電機(jī)的最高溫度接近其性能參考溫度145 ℃(表1)。在來流風(fēng)冷散熱條件下，電動(dòng)車長時(shí)間以95km/h及以上的速度勻速行駛時(shí)，電機(jī)的溫升將過大，這表明高速巡航工況是電機(jī)的一種高負(fù)荷工況，電機(jī)僅靠前端來流的風(fēng)冷散熱難以滿足其冷卻需求，一方面說明電動(dòng)車的設(shè)計(jì)車速需考慮輪轂電機(jī)溫升的制約，另一方面說明輪轂電機(jī)的散熱優(yōu)化設(shè)計(jì)是整車開發(fā)前期必不可少的環(huán)節(jié)。

圖8　電機(jī)在不同勻速工況下對(duì)應(yīng)的溫度極值

絕緣溫度等級(jí)A級(jí)E級(jí)B級(jí)F級(jí)H級(jí)最高允許溫度(℃)105120130155180繞組溫升限值(℃)607580100125性能參考溫度(℃)8095100120145

2.2重復(fù)制動(dòng)工況電機(jī)的熱分析

重復(fù)制動(dòng)工況過程中，制動(dòng)盤的溫度較高，通?？蛇_(dá)400 ℃以上[13-16]，因此需要考慮制動(dòng)盤的熱輻射對(duì)電機(jī)溫升的影響。

分別對(duì)重復(fù)制動(dòng)-無再生制動(dòng)和重復(fù)制動(dòng)-50%再生制動(dòng)這兩種瞬態(tài)工況進(jìn)行計(jì)算，得到在900s過程中輪轂電機(jī)和制動(dòng)盤的溫度隨時(shí)間的變化情況，如圖9所示。

1.無再生制動(dòng)工況下制動(dòng)盤最高溫度　2.50%再生制動(dòng)工況下制動(dòng)盤最高溫度　3.50%再生制動(dòng)工況下電機(jī)最高溫度　4.無再生制動(dòng)工況下電機(jī)最高溫度圖9　重復(fù)制動(dòng)工況下輪轂電機(jī)和制動(dòng)盤瞬態(tài)最高溫度隨時(shí)間的變化

由圖9可知，在前300s制動(dòng)盤的溫度增長較快，隨后溫度增長速率開始逐漸下降直至盤面溫度趨于穩(wěn)定。輪轂電機(jī)的溫升趨勢基本與制動(dòng)盤一致，其溫度幅值遠(yuǎn)小于制動(dòng)盤溫度幅值。相對(duì)于無再生制動(dòng)工況，50%再生制動(dòng)工況制動(dòng)盤的最高溫度由405 ℃下降至247 ℃，而輪轂電機(jī)的最高溫度由118 ℃上升至160 ℃。

這是因?yàn)樵?0%的再生制動(dòng)過程中，制動(dòng)器50%的制動(dòng)能量被轉(zhuǎn)移到電機(jī)上，因此制動(dòng)盤溫升下降了近40%，而此時(shí)輪轂電機(jī)處于發(fā)電模式，發(fā)電時(shí)產(chǎn)生的鐵損、銅損等熱損耗將使電機(jī)的溫度上升至160 ℃，這已超過了H級(jí)電機(jī)繞組的性能參考溫度(表1)。因此，作為電機(jī)的另一種高負(fù)荷工況，再生制動(dòng)策略在輪轂電機(jī)電動(dòng)車上的運(yùn)用，除了要考慮電機(jī)本身的制動(dòng)效率以及整車制動(dòng)性能等因素的影響外，還必須兼顧電機(jī)的溫升特性。

圖9的計(jì)算結(jié)果同時(shí)表明：重復(fù)制動(dòng)-無再生制動(dòng)工況下，制動(dòng)盤的高溫?zé)彷椛洳]有使電機(jī)繞組的溫度有較大的提升，這是由于整個(gè)過程中電機(jī)外表面吸收的熱輻射能有限。如圖10所示，在前400s，電機(jī)表面吸收的熱輻射能較小，平均值為63W，后500s的平均值為107W，即整個(gè)重復(fù)制動(dòng)過程電機(jī)吸收的輻射能較小，且時(shí)間較短。

圖10　重復(fù)制動(dòng)-無再生制動(dòng)工況電機(jī)表面吸收的輻射能隨時(shí)間的變化

2.3勻速爬坡工況電機(jī)的熱分析

本文設(shè)計(jì)的電動(dòng)車其額定爬坡坡度為10%，爬坡車速為10km/h。通過瞬態(tài)的熱流場計(jì)算，得到輪轂電機(jī)的瞬態(tài)峰值溫度隨時(shí)間的變化曲線如圖11所示。

圖11　電動(dòng)車勻速爬坡(10%)工況下輪轂電機(jī)的瞬態(tài)最高溫度隨時(shí)間的變化

由圖11可知，當(dāng)時(shí)間t=352s時(shí)，電機(jī)的溫度上升至H級(jí)電機(jī)的性能參考溫度145 ℃(表1)，此時(shí)汽車行駛的距離為978m。根據(jù)JTGB01-2003 《公路工程技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》，道路坡度為10%的縱坡坡長應(yīng)不大于200m，由此說明電動(dòng)車的爬坡性能滿足大部分的道路條件，即電動(dòng)車低速爬坡(10%)工況下，輪轂電機(jī)依靠來流風(fēng)冷散熱基本滿足其散熱冷卻要求。本文電機(jī)的功率較小，因此前期定位的最大爬坡坡度較小，未來可對(duì)大功率電機(jī)高速爬坡工況的溫升性能進(jìn)行探索，以建立更完善的汽車爬坡坡度、爬坡速度與電機(jī)溫升之間的關(guān)系。

綜上可知，在高速行駛和重復(fù)制動(dòng)-再生制動(dòng)這兩種高負(fù)荷運(yùn)行工況下，電機(jī)僅依靠前端來流風(fēng)冷散熱是比較困難的，因此可通過研究給電機(jī)加裝散熱翅片，設(shè)計(jì)冷卻風(fēng)道、冷卻水道或水套和優(yōu)化電機(jī)結(jié)構(gòu)尺寸等方式來達(dá)到對(duì)電機(jī)的散熱冷卻效果，使其滿足高負(fù)荷的運(yùn)行工況。

3來流速度和電機(jī)軸熱導(dǎo)率對(duì)電機(jī)溫升的影響

3.1電機(jī)散熱性能與來流速度的關(guān)系

圖12所示為電機(jī)周圍的流場分布，可以看出部分前方來流由進(jìn)氣格柵進(jìn)入汽車前艙，繞過制動(dòng)鉗、懸架和制動(dòng)盤等部件后，沖向電機(jī)的端蓋和外殼，以強(qiáng)制對(duì)流的方式帶走電機(jī)的熱量，因此從車輪外側(cè)只有少量氣流進(jìn)入輪輞吹向電機(jī)。因此電機(jī)對(duì)流散熱的性能基本決定于汽車前艙下方電機(jī)周圍的流場分布，尤其是車輪內(nèi)側(cè)吹向電機(jī)的空氣質(zhì)量流。由圖12可知，大部分氣流由于受到制動(dòng)鉗和懸架的阻擋作用而產(chǎn)生分離，并形成旋渦，從而導(dǎo)致電機(jī)周圍氣流減弱，因此輪邊氣流的誘導(dǎo)是未來優(yōu)化電機(jī)來流風(fēng)冷散熱一個(gè)非常重要的研究方向。

圖12　電機(jī)周圍的流場分布

圖13　不同來流速度對(duì)應(yīng)的電機(jī)外表面的平均對(duì)流傳熱系數(shù)和電機(jī)的溫度極值

圖13為電機(jī)熱源固定時(shí)，不同來流速度與電機(jī)外表面平均對(duì)流傳熱系數(shù)以及電機(jī)溫升的關(guān)系曲線，可以看出隨著來流速度的增加，電機(jī)外表面的平均對(duì)流傳熱系數(shù)呈指數(shù)趨勢增加，電機(jī)的溫度極值呈指數(shù)趨勢逐漸下降。

結(jié)合傳熱學(xué)中對(duì)流傳熱系數(shù)(h)的定義[12]分析如下：

(8)

Nu=CRemPrn

(9)

(10)

式中，Re為雷諾數(shù)；Nu為努塞爾特?cái)?shù)；L為傳熱面的幾何特征長度，是垂直于傳熱面方向的尺度；Pr為普朗特?cái)?shù)；λf為流體的熱導(dǎo)率；C為比例系數(shù)；m和n分別為Re和Pr對(duì)應(yīng)的指數(shù)；u為汽車前方來流速度；l為雷諾數(shù)的特征長度；ν為運(yùn)動(dòng)黏度。

由式(8)～式(10)可得

h∝um

(11)

結(jié)合式(11)及圖13擬合出電機(jī)外表面的平均對(duì)流傳熱系數(shù)haver與來流速度u的關(guān)系式：

haver=2.55u0.7

(12)

由式(12)和式(11)可知電機(jī)表面對(duì)流傳熱的指數(shù)m=0.7；而文獻(xiàn)[12]中圓柱體表面的指數(shù)m值滿足0.618≤m≤0.805。由此表明電機(jī)在復(fù)雜的整車輪邊熱流場中，其表面的對(duì)流散熱特征與圓柱體較為接近，從而間接說明本文電機(jī)的CFD計(jì)算結(jié)果在傳熱規(guī)律上的合理性。

從數(shù)據(jù)敏感角度分析，如圖13所示，當(dāng)來流速度u從50km/h增至120km/h時(shí)，傳熱系數(shù)h由39.60W/(m2·K)增至72.93W/(m2·K)，即h增大了33.33W/(m2·K)(84.2%)，電機(jī)的溫度極值下降了24.9 ℃，由此表明來流速度對(duì)電機(jī)的溫升影響較大。究其原因，一方面隨著來流速度的增大，電機(jī)周圍的氣流速度逐漸增大(圖14)，即逐漸增強(qiáng)的空氣質(zhì)量流加速帶走了電機(jī)外表面的熱量；另一方面，來流速度的增大使得電機(jī)周圍的湍動(dòng)能逐漸增強(qiáng)(圖15)，其強(qiáng)烈的“混合攪拌”作用促進(jìn)了電機(jī)表面與周圍空氣的能量交換。上述因素的綜合作用直接減小了電機(jī)與空氣之間的對(duì)流傳熱熱阻，因此電機(jī)的散熱性能得到了大幅的提升。

(a)u=60 km/h

(b)u=90 km/h

(c)u=120 km/h圖14　不同來流速度下電機(jī)周圍的流速分布

3.2電機(jī)散熱性能與電機(jī)軸熱導(dǎo)率的關(guān)系

電機(jī)軸通常由鋼材制造而成，其熱導(dǎo)率在46.5W/(m·K)[12]左右，而其他金屬材料，例如鋁、銅等，其熱導(dǎo)率遠(yuǎn)大于鋼的熱導(dǎo)率[12]；另據(jù)文獻(xiàn)[17-18]，熱管可在5K的溫差條件下，傳導(dǎo)20W的熱量。據(jù)此，將電機(jī)軸設(shè)計(jì)加工成集成式熱管軸或其他高導(dǎo)熱材料軸，其等效熱導(dǎo)率可達(dá)700W/(m·K)[12]以上。據(jù)此本文將電機(jī)軸的熱導(dǎo)率λ設(shè)置成8個(gè)等級(jí)，計(jì)算得到不同λ對(duì)應(yīng)的電機(jī)軸的導(dǎo)熱量和電機(jī)的溫升，如圖16所示。

(a)u=60 km/h

(b)u=90 km/h

(c)u=120 km/h圖15　不同來流速度下電機(jī)周圍的湍動(dòng)能分布

圖16　電機(jī)軸的導(dǎo)熱量和電機(jī)的溫度極值與熱導(dǎo)率的關(guān)系

由圖16可知，電機(jī)軸的傳熱量隨著λ的增大而增加，電機(jī)的溫度極值隨λ的增大呈指數(shù)趨勢減小。當(dāng)λ由46.5W/(m·K)增至700W/(m·K)，即λ增大了653.5W/(m·K)時(shí)，電機(jī)的溫度極值下降了27.3 ℃。當(dāng)來流速度u從50km/h增至120km/h，即來流速度增加幅度為原車速的1.4倍時(shí)，電機(jī)的溫度極值下降24.9 ℃；而當(dāng)電機(jī)軸的熱導(dǎo)率λ由46.5W/(m·K)增至700W/(m·K)，即λ的增幅為原熱導(dǎo)率的14.1倍，電機(jī)的溫度極值僅下降27.3 ℃。另外在常溫下一般金屬材料的熱導(dǎo)率λ很難達(dá)到700W/(m·K)，查表[19]可知大多數(shù)金屬的熱導(dǎo)率在250W/(m·K)以下，而電動(dòng)車車速很容易達(dá)到120km/h，因此，從數(shù)據(jù)敏感性的角度來看，相對(duì)于3.1節(jié)中來流速度對(duì)電機(jī)溫升的影響，電機(jī)軸的熱導(dǎo)率對(duì)電機(jī)溫升的敏感性較差，然而當(dāng)電機(jī)軸的結(jié)構(gòu)材料得到較大的改善時(shí)，即λ的增幅較大時(shí)，電機(jī)的溫升性能仍能有所改善。

4結(jié)論

(1) 在高速行駛、重復(fù)制動(dòng)-再生制動(dòng)等高負(fù)荷工況下，輪轂電機(jī)僅靠前端來流風(fēng)冷散熱比較困難，為此可通過給電機(jī)加裝散熱翅片，設(shè)計(jì)冷卻風(fēng)道、冷卻水道或水套和優(yōu)化電機(jī)結(jié)構(gòu)尺寸等方式來達(dá)到對(duì)電機(jī)散熱冷卻的效果，使其滿足高負(fù)荷的運(yùn)行工況。

(2)重復(fù)制動(dòng)-再生制動(dòng)工況下制動(dòng)能量的分配需要著重考慮其對(duì)電機(jī)溫升的影響；重復(fù)制動(dòng)過程中高溫制動(dòng)盤的熱輻射對(duì)電機(jī)溫升的影響較??；低速爬坡(10%)工況滿足電機(jī)的散熱需求。

(3)在整車熱流場環(huán)境下，輪轂電機(jī)表面具有柱體表面對(duì)流散熱的特征，說明本文CFD的計(jì)算結(jié)果在傳熱規(guī)律上的合理性；來流速度對(duì)電機(jī)溫升的影響較大，未來的研究可根據(jù)電機(jī)的散熱需求來優(yōu)化汽車的前端來流進(jìn)氣量和輪邊氣流的引導(dǎo)；電機(jī)軸的熱導(dǎo)率對(duì)電機(jī)溫升的影響相對(duì)較小，但高導(dǎo)熱效率的電機(jī)軸可以較好地改善電機(jī)的散熱性能。因此，未來的研究可從電機(jī)軸的結(jié)構(gòu)和材料方向去優(yōu)化電機(jī)的散熱性能。

參考文獻(xiàn)：

[1]PopescuM,StatonD,DorrellD,etal.StudyoftheThermalAspectsinBrushlessPermanentMagnetMachinesPerformance[C]//ElectricalMachinesDesignControlandDiagnosis.Paris，2013: 60-69.

[2]KylanderG.ThermalModellingofSmallCageInductionMotors[D].Gothenburg：ChalmersUniversityofTechnology, 1995.

[3]MellorPH,RobertsD,TurnerDR.LumpedParameterThermalModelforElectricalMachinesofTEFCDesign[J].ElectricPowerApplications,IEEEProceedingsB, 1991, 138(5):205-218.

[4]MoreauS.ThermalAnalysisofElectricMotorsinEngineCoolingFanSystems[J].InternationalJournalofAppliedElectromagnetics&Mechanics, 2015, 33(3/4):875-881.

[5]KuriaJ,HwangP.InvestigationofThermalPerformanceofElectricVehicleBLDCMotor[J].InternationalJournalofMechanicalEngineering, 2012,1(1)：1-17.

[6]KimSC,KimW,KimMS.CoolingPerformanceof25kWIn-wheelMotorforElectricVehicles[J].InternationalJournalofAutomotiveTechnology, 2013, 14(4):559-567.

[7]YangZ,BozemanJ,ShenFZ.CFDforFlowRateandAirRe-circulationatVehicleIdleConditions[J].SAETechnicalPapers,2004-01-0053.

[8]楊志剛, 苗露, 趙蘭萍,等. 輪轂電機(jī)電動(dòng)車流場特性數(shù)值計(jì)算[J]. 同濟(jì)大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2013, 41(12):1872-1878.

YangZhigang,MiaoLu,ZhaoLanping,etal.FlowFieldofFour-in-wheel-motorDrivenVehicle[J].JournalofTongjiUniversity(NaturalScience), 2013(12): 1872-1878.

[9]王福軍. 計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)分析:CFD軟件原理與應(yīng)用[M]. 北京：清華大學(xué)出版社, 2004.

[10]VersteegHK,MalalasekeraHK.AnIntroductiontoComputationalFluidDynamics[J].IntroductiontoComputationalFluidDynamics, 1995, 20(5):400-401.

[11]陶文銓. 數(shù)值傳熱學(xué)[M]. 西安：西安交通大學(xué)出版社, 2001.

[12]TheodoreL.FundamentalsofHeatandMassTransfer[M].NewJersey:JohnWiley&Sons,Inc., 2011.

[13]YigitS,PentherP,WuchatschJ,etal.AMonolithicApproachtoSimulatetheCoolingBehaviorofDiskBrakes[J].SAETechnicalPapers, 2013-01-2046.

[14]BhambareK,HaffeyM,JelicS.BrakeDutyCycleSimulationforThermalDesignofVehicleBrakingSystem[J].SAETechnicalPapers, 2013-36-0015.

[15]ChoiB.ThermalPerformanceofDiscBrakeandCFDAnalysis[J].SAETechnicalPapers, 2014-01-2497.

[16]余志生. 汽車?yán)碚揫M]. 北京：機(jī)械工業(yè)出版社, 2005.

[17]DavidR.HeatPipes[M]. 5ed.Oxford:Butterworth-Heinemann, 2006.

[18]LeeHS.ThermalDesign[M].NewJersey:JohnWiley&Sons,Inc., 2010.

[19]楊世銘,陶文銓．傳熱學(xué)[M]. 北京：高等教育出版社，2006．

(編輯王旻玥)

收稿日期：2015-11-02

基金項(xiàng)目：國家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃(973計(jì)劃)資助項(xiàng)目(2011CB711203)；上海市科學(xué)技術(shù)委員會(huì)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室計(jì)劃資助項(xiàng)目(11DZ2260400)

中圖分類號(hào)：U467.1

DOI：10.3969/j.issn.1004-132X.2016.13.026

作者簡介：江從喜，男，1991年生。同濟(jì)大學(xué)上海地面交通工具風(fēng)洞中心碩士研究生。主要研究方向?yàn)槠嚐峁芾?、汽車空氣?dòng)力學(xué)。趙蘭萍，女，1967年生。同濟(jì)大學(xué)機(jī)械與能源工程學(xué)院副教授。杜旭之，男，1989年生。同濟(jì)大學(xué)上海地面交通工具風(fēng)洞中心博士研究生。楊志剛，男，1961年生。同濟(jì)大學(xué)上海地面交通工具風(fēng)洞中心教授、博士研究生導(dǎo)師。

Thermal Analysis on In-wheel Motor under Whole Electric Vehicle Driving Conditions

Jiang CongxiZhao LanpingDu XuzhiYang Zhigang

Tongji University,Shanghai,201804

Abstract：A CFD simulation performed on an in-wheel motor for electric vehicle was analyzed under various driving conditions and the temperature rising property of the out-rotor in-wheel motor was calculated. The cooling performance was studied related to the oncoming velocity and the conduction coefficient of the motor axle. Results show that under high-load driving conditions, the in-wheel motor is subjected to a large temperature rise only with incoming flow cooling method and can help lower the motor temperature by installing the cooling fins or using water-cooled devices. The high-temperature thermal radiation from the brake disc doesn't tend to deteriorate the motor temperature rise during the repetitive braking condition. The oncoming velocity shows a great influence on the motor temperature rise, while the conduction coefficient of motor axle exercises a relatively light effect on the motor temperature rise.

Key words：electric vehicle；in-wheel motor；cooling；computational fluid dynamics(CFD)