一種淋油冷卻永磁同步電機(jī)溫度場(chǎng)研究

周茜茜，黃 勇

(中車(chē)株洲電機(jī)有限公司，株洲 412000)

0 引 言

機(jī)殼水冷或風(fēng)冷是電機(jī)常用的冷卻方式，但是電機(jī)內(nèi)部的熱源需要通過(guò)層層材料傳遞到外部，再被冷卻介質(zhì)帶走，無(wú)法直接冷卻繞組，導(dǎo)致端部溫度堆積，形成局部熱點(diǎn)[1-5]，制約著高功率密度永磁電機(jī)的發(fā)展。然而由于油的介電常數(shù)高，絕緣性能優(yōu)，散熱效率良好[6]，淋油冷卻永磁同步電機(jī)在市場(chǎng)中應(yīng)用越來(lái)越廣泛。許多學(xué)者和研究機(jī)構(gòu)對(duì)油冷電機(jī)進(jìn)行研究。美國(guó)NREL實(shí)驗(yàn)室從油嘴設(shè)計(jì)、繞組設(shè)計(jì)、油量的分配和油溫設(shè)計(jì)等幾個(gè)方面對(duì)淋油冷卻進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，為冷卻油路設(shè)計(jì)提供參考[7]。李東和以一臺(tái)50 kW電機(jī)為例，采用等效法對(duì)電機(jī)進(jìn)行溫度場(chǎng)計(jì)算，計(jì)算值偏大，通過(guò)調(diào)整對(duì)流換熱系數(shù)使計(jì)算結(jié)果接近實(shí)驗(yàn)結(jié)果[8]，但該計(jì)算缺乏有效的驗(yàn)證。合肥工業(yè)大學(xué)劉馬林以一臺(tái)永磁同步電機(jī)作為研究對(duì)象，對(duì)噴油管冷卻結(jié)構(gòu)進(jìn)行研究。通過(guò)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了繞組端部溫升與計(jì)算溫升誤差在4%以?xún)?nèi)[9]，但文中沒(méi)有提及仿真計(jì)算方法，且結(jié)論性?xún)?nèi)容較多。學(xué)者Tanguy做了大量實(shí)驗(yàn)，在此基礎(chǔ)上對(duì)淋油冷卻電機(jī)進(jìn)行研究，主要研究了不同流量對(duì)電機(jī)溫升影響[10]。

本文結(jié)合傳熱學(xué)理論[11]，采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(簡(jiǎn)稱(chēng)CFD)方法[11]，對(duì)直接淋油冷卻電機(jī)進(jìn)行溫度場(chǎng)計(jì)算。冷卻油通過(guò)油管?chē)娪涂紫蚶@組端部噴淋，同時(shí)流經(jīng)定子鐵心以及轉(zhuǎn)子端部等位置，冷卻效率高，冷卻性能好，可滿足高功率密度、高轉(zhuǎn)矩密度電機(jī)，比較有研究意義。

1 淋油冷卻結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

本電機(jī)和變速箱是二合一結(jié)構(gòu)，共用一套冷卻系統(tǒng)。該系統(tǒng)的介質(zhì)既要潤(rùn)滑變速箱又要有效冷卻電機(jī)的發(fā)熱部位，由此判斷淋油冷卻方式是最佳選擇。圖1是淋油冷卻結(jié)構(gòu)示意圖。

圖1 淋油冷卻結(jié)構(gòu)示意圖

從圖1的噴油結(jié)構(gòu)可知，冷卻油從淋油管進(jìn)口流入后分三路，一路經(jīng)過(guò)定子鐵心上部，冷卻繞組端部和定子鐵心，也是主油路；一路冷卻轉(zhuǎn)子端部；另一路潤(rùn)滑變速箱。冷卻結(jié)構(gòu)的優(yōu)劣取決于主油路淋油管的直徑、淋油孔數(shù)量和淋油孔直徑。為獲得最優(yōu)的冷卻結(jié)構(gòu)，需對(duì)這三個(gè)因素進(jìn)行正交設(shè)計(jì)。按照正交仿真分析法，確定設(shè)計(jì)目標(biāo)為噴油孔間最大壓力差和最大速度差最小，三個(gè)因素各有三個(gè)水平，如表1所示。

表1 因素水平表

每種方案的最大壓力差和速度差均是通過(guò)對(duì)噴油管CFD仿真計(jì)算得到的。主油路進(jìn)口流量根據(jù)要求為6 L/min。表2列出速度差和壓力差較小的三組。

表2 正交表

從以上計(jì)算結(jié)果可以看出，L21,L24和L27速度差和壓力差均比較小。對(duì)比這三個(gè)方案，速度差呈遞增模式，壓力差呈遞減模式，綜合來(lái)看L24兼顧速度和壓力兩個(gè)指標(biāo)，因此設(shè)定L24為最佳方案。

2 電機(jī)三維CFD溫度場(chǎng)計(jì)算數(shù)學(xué)模型

2.1 湍流流動(dòng)控制方程

三維定常流動(dòng)是指流動(dòng)狀態(tài)不隨時(shí)間變化，湍流流動(dòng)是指流體流速大到一定程度時(shí)做不規(guī)則運(yùn)動(dòng)。湍流定常流動(dòng)遵循以下控制方程[12]。

連續(xù)方程：

(1)

式中：ρ表示流體密度；ui表示流體沿i方向速度分量。

動(dòng)量方程：

(2)

式中：p表示流體靜壓力；ρgi表示重力沿i方向分量；Fi表示i方向的其他能源項(xiàng)；τij表示應(yīng)力矢量，其中：

(3)

式中:u是分子粘度；式(3)第二項(xiàng)是體積膨脹的結(jié)果。

電機(jī)散熱過(guò)程中，冷卻介質(zhì)流動(dòng)狀態(tài)處于湍流形式，故相應(yīng)的控制方程關(guān)于湍流動(dòng)能k、湍流耗散率ε，可以通過(guò)RNGk-ε微分方程來(lái)計(jì)算。其數(shù)學(xué)描述如下：

(4)

(5)

式(4)中，Gk代表由于平均速度梯度產(chǎn)生的湍流動(dòng)能，其計(jì)算公式：

(6)

2.2 電機(jī)內(nèi)傳熱數(shù)學(xué)計(jì)算模型

基于流固耦合傳熱的方法對(duì)電機(jī)溫度場(chǎng)進(jìn)行有限元計(jì)算，應(yīng)用傳熱學(xué)理論研究導(dǎo)熱物體內(nèi)部溫度場(chǎng)內(nèi)在規(guī)律和最終狀態(tài)[11-12]。在笛卡兒坐標(biāo)系下電機(jī)內(nèi)三維瞬態(tài)導(dǎo)熱問(wèn)題可描述如下[13]：

(7)

式中：kx，ky，kz為計(jì)算域內(nèi)固體材料導(dǎo)熱系數(shù)沿不同方向的分量;T為待求邊界面溫度；qv為內(nèi)熱源熱流密度；ρ為物體密度；c為物體比熱容；s1，s2，s3為三維狀態(tài)下的邊界面；n為待求解面的法向量；Tw表示高溫邊界初始溫度；Tf代表冷卻液溫度；qw為邊界熱流密度；h為對(duì)流換熱系數(shù)。

3 電機(jī)溫度場(chǎng)求解

3.1 模型簡(jiǎn)化和假設(shè)

求解電機(jī)溫度場(chǎng)，應(yīng)先建立電機(jī)三維幾何模型，如圖2所示，機(jī)殼前端直接與變速箱相連。

圖2 電機(jī)幾何模型

在盡量不影響溫升的情況下，為方便計(jì)算，對(duì)幾何模型做以下簡(jiǎn)化：(1)周向的凸起的機(jī)殼可以簡(jiǎn)化成圓形機(jī)殼，不影響散熱；(2)忽略轉(zhuǎn)軸小的臺(tái)階和退刀槽等特征，其他零部件的圓孔、倒角和凸臺(tái)等；(3)繞組端部簡(jiǎn)化成純銅繞組外包1 mm厚絕緣材料。

在數(shù)值建模以及仿真參數(shù)設(shè)置過(guò)程中，對(duì)分析模型做以下幾點(diǎn)假設(shè)：(1)噴油速度遠(yuǎn)小于聲速，馬赫數(shù)=流體速度/聲速，根據(jù)流體力學(xué)理論馬赫數(shù)較小的流體視為不可壓縮流體；(2)軸承處的機(jī)械摩擦損耗忽略不計(jì)；(3)電機(jī)內(nèi)部傳熱方式以熱對(duì)流和熱傳導(dǎo)為主，不計(jì)熱輻射產(chǎn)生的影響；(4)認(rèn)為不同損耗在相應(yīng)零部件內(nèi)均布；(5)鐵心材料熱導(dǎo)率各項(xiàng)異性，其余均為各項(xiàng)同性。

電機(jī)求解域內(nèi)主要零部件材料的物性參數(shù)如表3所示，Dexron-VI冷卻油的熱物性參數(shù)如表4所示。

表3 電機(jī)材料物性參數(shù)

表4 Dexron-VI物性參數(shù)表

3.2 損耗分析

電機(jī)的主要作用是能量轉(zhuǎn)化，即電能轉(zhuǎn)化為機(jī)械能，其中無(wú)用功稱(chēng)之為損耗，產(chǎn)生在不同的零部件位置，主要是繞組和鐵心，導(dǎo)致電機(jī)溫度升高，影響電機(jī)壽命和可靠性。本文電機(jī)的損耗計(jì)算應(yīng)用ANSYS Maxwell有限元分析法，根據(jù)周期性取1/8模型，如圖3所示。圖4為電機(jī)效率map圖，從圖4中可以看出電機(jī)效率>96%。

圖3 電磁仿真模型

圖4 電機(jī)效率map圖

本次仿真計(jì)算了額定點(diǎn)、峰值轉(zhuǎn)矩點(diǎn)和高速持續(xù)點(diǎn)這三種工況。本文主要探討仿真計(jì)算的準(zhǔn)確性，著重考慮額定點(diǎn)工況，損耗值如表5所示。

表5 額定點(diǎn)損耗

3.3 溫度場(chǎng)數(shù)值模擬

3.3.1 邊界條件

入口溫度65 ℃，冷卻液流量6 L/min，冷卻介質(zhì)為Dexron-VI?？紤]重力對(duì)冷卻介質(zhì)的影響，開(kāi)啟重力方程。由于噴嘴與定子鐵心之間有一定的距離，噴油后該部分是空氣與冷卻油的氣液兩相混合體，因此采用兩相流體VOF計(jì)算模型。該計(jì)算模型涉及到能量傳遞，需開(kāi)啟能量方程。根據(jù)雷諾數(shù)計(jì)算公式Re=ρυd/μ，按照65 ℃入水油溫度算得雷諾數(shù)為2 800>2 320，判斷流體為湍流，開(kāi)啟k-ε湍流模型。本次計(jì)算設(shè)邊界條件如表6所示。

表6 邊界條件

3.3.2 計(jì)算結(jié)果

采用插值法核算散熱量：q=cmΔt=2 264W，與總損耗的誤差為0.25%，近似認(rèn)為發(fā)熱量與散熱量相等，驗(yàn)證了計(jì)算的準(zhǔn)確性。圖5是額定點(diǎn)的溫升計(jì)算云圖，圖6是圖5(a)中上下兩條線上的溫升沿軸向分布曲線。

表7 溫升結(jié)果

(a) X=0截面溫度云圖

圖6 上下繞組溫度沿Z向分布

圖5(a)是淋油冷卻電機(jī)的軸向截面圖。從圖5(a)中可以看出,噴油管在定子上面，冷卻油先流過(guò)定子上半部分，在重力和慣性力的作用下向下流動(dòng)，在此過(guò)程中油溫不斷升高，因此定子上半部分溫升較下半部分低。圖5(b)是電機(jī)橫向中心截面溫度云圖，可以看出,噴油嘴較近的位置溫升較低，鐵心左右兩邊的溫度差異也比較明顯，主要原因是冷卻介質(zhì)受電機(jī)旋轉(zhuǎn)的影響，在噴灑過(guò)程中整體向旋轉(zhuǎn)方向偏移，導(dǎo)致其中一邊分布的油量較多，而另一邊較少，從而導(dǎo)致兩邊溫差較明顯。圖5(c)是繞組的溫度分布云圖，可以比較清晰看出繞組的整體溫升分布狀況,繞組最高溫升分布在直線端中間位置處。從該云圖中也可以看出,繞組兩端溫度相差比較明顯，這是因?yàn)槔鋮s油在流動(dòng)過(guò)程中受油管沿程阻力和局部阻力影響，出口端噴油量較小，因此溫升較高。圖5(d)是定子鐵心的溫度分布云圖，從圖5(d)中可以看出,與三個(gè)噴油孔對(duì)應(yīng)的位置溫升較低，受轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)影響，中間油孔的油往前流動(dòng)，這也是前端溫升低的原因之一。從溫度云圖也可以判斷出三個(gè)噴油孔噴油量大小，中間噴油孔油量最小，最左端噴油孔油量最大。

在圖5(a)截面上建立位于上下端繞組上的兩條直線，圖6是這兩條直線上的溫升情況。圖6表明，繞組溫升沿軸向呈現(xiàn)先升高后降低的趨勢(shì)，且下端繞組比上端繞組溫升高5 ℃左右。油溫沿著管路越來(lái)越高，冷卻能力也越來(lái)越差，因此后端繞組溫升較前端繞組溫升高。

4 溫升實(shí)驗(yàn)

4.1 溫升實(shí)驗(yàn)設(shè)備

為驗(yàn)證仿真模擬結(jié)果，我們對(duì)該油冷電機(jī)進(jìn)行溫升測(cè)試。主要測(cè)試設(shè)備如圖7所示，測(cè)試設(shè)備由油冷電機(jī)、變速箱、控制器和測(cè)功機(jī)等組成。繞組對(duì)絕緣要求較高，而絕緣材料受溫度影響較大，因此繞組溫升是關(guān)注的重點(diǎn)。在流量一定的情況下，冷卻液受到淋油管壁面的阻力作用，靠近變速箱的繞組上端的淋油孔的流速較低。所以在傳動(dòng)端繞組正上和正下位置各布置一個(gè)NTC溫度傳感器，如圖8所示。

圖7 試驗(yàn)設(shè)備圖

圖8 傳感器位置布置示意圖

4.2 溫升實(shí)驗(yàn)結(jié)果

對(duì)該油冷電機(jī)額定點(diǎn)溫升進(jìn)行了測(cè)試。先空載運(yùn)行，當(dāng)油路回油正常后再按照工況點(diǎn)條件進(jìn)行加載。已知入油口溫度為42.6 ℃，環(huán)境溫度為18 ℃。測(cè)試結(jié)果如圖9所示。

從圖9中可以看出，上下端繞組隨時(shí)間增加，最后達(dá)到了穩(wěn)定。穩(wěn)定時(shí)額定點(diǎn)上下位置繞組溫升差值為25 ℃左右，這說(shuō)明繞組下端沒(méi)有被充分冷卻。上下端繞組溫升相差較大是油管設(shè)計(jì)時(shí)只設(shè)計(jì)上端兩個(gè)噴油孔的必然結(jié)果。

圖9 額定點(diǎn)溫度試驗(yàn)值

5 計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如表8所示。

表8 計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果

從仿真結(jié)果來(lái)看，繞組溫度最高點(diǎn)分布在下端鐵心與繞組相連的中間位置，原因是轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)使得鐵心上的冷卻油向出口端移動(dòng)，自然滑落至冷卻鐵心下端中部的油量減少，直線端的繞組沒(méi)有辦法直接冷卻，因此溫升較高。然而，溫度傳感器安裝的位置是繞組端部，計(jì)算的繞組端部最高溫度為128 ℃，與實(shí)際測(cè)量122.4 ℃的較接近。

實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，端部繞組上下端溫差較大，主要原因是散嵌繞組電機(jī)端部整形時(shí)用到較多的絕緣綁扎帶，冷卻過(guò)程中冷卻油先浸透綁帶再順沿往下流，如果端部整形不平整，可能導(dǎo)致流到下端的油量特別少，從而溫升較高。

繞組上端溫升實(shí)驗(yàn)值與冷卻油溫度比較接近，較計(jì)算值小22 ℃，可能原因是實(shí)驗(yàn)時(shí)溫度傳感器比較靠近冷卻介質(zhì)灑落的位置。

6 結(jié) 語(yǔ)

通過(guò)對(duì)淋油冷卻永磁同步電機(jī)溫度場(chǎng)的仿真求解和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，表明了本噴油冷卻散熱方案設(shè)計(jì)合理，有限元計(jì)算過(guò)程中參數(shù)等效、模型簡(jiǎn)化等方面以及仿真求解方法的準(zhǔn)確性得到了驗(yàn)證。此外，本淋油冷卻永磁同步電機(jī)溫度場(chǎng)的求解能夠?yàn)橐院蟮脑O(shè)計(jì)和實(shí)踐提供準(zhǔn)參考。后續(xù)工作應(yīng)重點(diǎn)解決上下端溫升差異較大現(xiàn)象，可以從以下三個(gè)方面作考慮：1) 繞組端部上方增加導(dǎo)流板，增加冷卻油噴灑面積；2) 提高繞組端部整形平整度，必要時(shí)考慮端部灌封；3) 增加出油口高度，使下端繞組有一部分浸在油里。