李東和

(遼寧省交通高等?？茖W(xué)校，沈陽 110122)

?

車用油冷電機(jī)溫度場(chǎng)分析

李東和

(遼寧省交通高等?？茖W(xué)校，沈陽 110122)

為研究車用油冷電機(jī)的溫度場(chǎng)，以一臺(tái)額定功率為50 kW的車用油冷電機(jī)為例，基于計(jì)算流體力學(xué)(CFD)方法建立了電機(jī)熱仿真模型；通過有限元軟件仿真得到了額定工況下的電機(jī)內(nèi)部溫度分布規(guī)律；搭建電機(jī)溫升實(shí)驗(yàn)平臺(tái)驗(yàn)證仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性并通過合理設(shè)置流體域?qū)嵯禂?shù)方法修正熱仿真模型，修正后的溫度場(chǎng)仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相比誤差較小。

油冷電機(jī)；溫度場(chǎng)；額定工況；熱仿真模型修正

0 引 言

在能源安全與環(huán)境問題的雙重壓力下，我國大力推廣新能源汽車[1]。永磁同步電機(jī)作為新能源汽車驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)的關(guān)鍵部件，其性能直接影響整車的安全性與可靠性。隨著汽車技術(shù)的不斷發(fā)展，驅(qū)動(dòng)電機(jī)需要更高的功率密度及更大的啟動(dòng)轉(zhuǎn)矩等；而這些性能提高的同時(shí)會(huì)帶來電機(jī)損耗增加、溫升過高等問題[2-3]，故需要對(duì)電機(jī)的溫度場(chǎng)進(jìn)行分析，以保證電機(jī)的安全運(yùn)行。

針對(duì)車用電機(jī)的溫度場(chǎng)，國內(nèi)外專家、學(xué)者展開了大量的研究。田玉冬等[4]對(duì)車用電機(jī)的一種C型環(huán)槽水路結(jié)構(gòu)進(jìn)行熱仿真分析并優(yōu)化，得到一種傳熱性能良好的冷卻系統(tǒng)；沈啟平等[5]對(duì)一臺(tái)水冷型永磁同步電機(jī)進(jìn)行流體場(chǎng)和溫度場(chǎng)的計(jì)算與實(shí)驗(yàn)，計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果誤差較?。粍傻萚6]對(duì)一臺(tái)功率為150 kW的循油冷卻永磁同步電動(dòng)機(jī)內(nèi)部的溫度場(chǎng)作了分析, 得到了額定工況下電機(jī)穩(wěn)態(tài)溫度分布規(guī)律；Ahmad Darabi等[7]對(duì)一臺(tái)橫向磁場(chǎng)永磁電機(jī)冷卻系統(tǒng)進(jìn)行研究，通過在殼體上設(shè)計(jì)2條冷卻通道促進(jìn)電機(jī)散熱，溫度場(chǎng)分析結(jié)果顯示冷卻效果良好。以上都是對(duì)間接冷卻的電機(jī)溫度場(chǎng)分析，國內(nèi)對(duì)于冷卻液與電機(jī)內(nèi)部直接接觸的油冷電機(jī)的溫度場(chǎng)研究還較少。P. Ponomarev等[8]基于流固耦合傳熱模型，采用CFD 方法對(duì)一種混合動(dòng)力汽車用直接油冷電機(jī)的溫度場(chǎng)進(jìn)行了研究，對(duì)本文的油冷電機(jī)溫度場(chǎng)分析提供一定的參考依據(jù)。

本文以一臺(tái)額定功率為50 kW的車用油冷電機(jī)為研究對(duì)象，建立電機(jī)熱仿真模型，通過有限元仿真軟件，得到了電機(jī)工作在額定工況下的溫度場(chǎng)；搭建電機(jī)溫升實(shí)驗(yàn)平臺(tái)驗(yàn)證仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性，并對(duì)熱仿真過程進(jìn)行修正。

1 電機(jī)參數(shù)與熱仿真模型

1.1 電機(jī)參數(shù)

本文研究對(duì)象為一臺(tái)額定功率為50 kW的車用永磁同步電機(jī)，冷卻方式為直接油冷。電機(jī)的基本參數(shù)如表1所示。

表1 電機(jī)的基本參數(shù)

1.2 電機(jī)物理模型

由于電機(jī)運(yùn)行過程中發(fā)熱主體為電機(jī)定子，而轉(zhuǎn)子發(fā)熱小，故本文以電機(jī)定子為研究對(duì)象。在三維軟件中建立電機(jī)的三維模型如圖1所示，其包括電機(jī)殼體、定子鐵心、等效繞組及兩根進(jìn)油管。兩根進(jìn)油管靠近繞組一側(cè)均布11個(gè)出油孔，冷卻油經(jīng)兩根進(jìn)油管進(jìn)入，直接噴灑在繞組端部；出油口位于電機(jī)左側(cè)，左側(cè)的油直接由出油口流出；電機(jī)內(nèi)右側(cè)的油經(jīng)電機(jī)定轉(zhuǎn)子間氣隙、定子鐵心與殼體鑲嵌結(jié)構(gòu)間隙，流至電機(jī)左側(cè)，再由出油口流出。

圖1 電機(jī)物理模型

1.3 流體域等效處理

本文將電機(jī)內(nèi)的流體域等效成一個(gè)整體，如圖2所示。流體域中的物質(zhì)以液態(tài)油為主，其材料參數(shù)先按液態(tài)油設(shè)置，后面再做修正。冷卻油的材料參數(shù)[9]如表2所示。

圖2 流體域等效處理圖

表2 冷卻油材料參數(shù)

1.4 數(shù)學(xué)模型

對(duì)所研究的電機(jī)三維溫度場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值分析并建立數(shù)學(xué)模型。由傳熱學(xué)基本理論知識(shí)，設(shè)介質(zhì)各向同性，在直角坐標(biāo)系下求解域內(nèi)三維瞬態(tài)導(dǎo)熱微分方程及其邊界條件[10]可表示:

(1)

式中：λx，λy，λz為物體在x，y，z方向上的導(dǎo)熱系數(shù)，λ為物體導(dǎo)熱系數(shù)；qv為熱源密度；ρ為物質(zhì)密度；c為物質(zhì)比熱容；τ為時(shí)間項(xiàng)；S1，S2，S3為物體邊界；q0為通過邊界S2的熱流密度；T為物體待溫度，T0為邊界S1的溫度，Te為邊界S3介質(zhì)的溫度；α為散熱表面對(duì)流換熱系數(shù)。

湍流條件下的冷卻液應(yīng)滿足的三維控制方程[10]：

(2)

式中：ψ為通用變量；ξ為擴(kuò)展系數(shù)；Sψ為源項(xiàng)；u為速度。

1.5 內(nèi)熱源確定

永磁同步電機(jī)轉(zhuǎn)動(dòng)過程中鐵心會(huì)產(chǎn)生大量磁滯損耗、渦流損耗及雜散損耗等，而繞組通電會(huì)產(chǎn)生銅耗，這些損耗即為電機(jī)溫度場(chǎng)的內(nèi)熱源。因此，準(zhǔn)確計(jì)算電機(jī)各部分的損耗值，是進(jìn)行溫度場(chǎng)分析的重要前提。文獻(xiàn)[2]結(jié)合已有實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，通過有限元仿真對(duì)電機(jī)各部分損耗進(jìn)行分離，得到額定工況下的電機(jī)定子各部分損耗值如表3所示。

表3 額定工況下的各部分損耗值

2 電機(jī)溫度場(chǎng)仿真與分析

2.1 基本假設(shè)

為了簡化分析，作如下基本假設(shè)：

(1)認(rèn)為電機(jī)的大部分熱量由冷卻油帶走，不考慮電機(jī)殼體、端蓋與空氣的對(duì)流換熱；

(2)由于定子鐵心與殼體間裝配間隙對(duì)油冷電機(jī)的溫度場(chǎng)影響不大，本文不考慮其產(chǎn)生的接觸熱阻；

(3)電機(jī)各部分材料的導(dǎo)熱系數(shù)、散熱系數(shù)不隨溫度變化；

(4)不考慮電機(jī)的輻射換熱的影響；

(5)電機(jī)各損耗均勻分布在相應(yīng)物體上。

2.2 邊界條件

運(yùn)用有限元仿真對(duì)工作在額定工況下的電機(jī)進(jìn)行溫度場(chǎng)仿真分析設(shè)置的邊界條件如下：

(1)冷卻油入口邊界條件為速度入口，入口油速為2.44 m/s，入口油靜態(tài)溫度為85℃；

(2)冷卻油出口邊界條件為壓力出口，出口壓力為0。

2.3 溫度場(chǎng)仿真與分析

根據(jù)建立的熱仿真模型，在有限元軟件中設(shè)置好相關(guān)參數(shù)，求解得到額定工況下電機(jī)運(yùn)行達(dá)到穩(wěn)定時(shí)的溫度場(chǎng)如圖3所示。

(a)求解域內(nèi)電機(jī)溫度場(chǎng)云圖

(b)繞組溫度場(chǎng)云圖

(c)定子鐵心溫度場(chǎng)云圖

圖3 仿真結(jié)果

由圖3可知，電機(jī)工作在額定工況下達(dá)到穩(wěn)定時(shí)繞組溫度最高，最高溫度為124.37℃。圖3(b)為繞組溫度場(chǎng)云圖，由圖可見最高溫度位于靠近出油口的繞組端部，繞組整體溫差較小，為8.62℃。圖3(c)為定子鐵心溫度場(chǎng)云圖，其最高溫度位于鐵心中間，且鐵心與繞組溫度相差不大。由于電機(jī)主要的熱源為鐵心損耗和繞組銅耗，冷卻油直接噴灑在電機(jī)兩端的繞組端部，具有較好的對(duì)流換熱效果，且繞組與鐵心導(dǎo)熱效果較好；故與水冷電機(jī)溫度場(chǎng)[10]相比，油冷電機(jī)繞組溫升相對(duì)來說不是很高，且繞組與鐵心溫差較小。

3 溫升實(shí)驗(yàn)與熱仿真模型修正

3.1 電機(jī)溫升實(shí)驗(yàn)

為驗(yàn)證溫度場(chǎng)仿真的準(zhǔn)確性，搭建電機(jī)溫升實(shí)驗(yàn)臺(tái)測(cè)量額定工況下的電機(jī)溫升變化，實(shí)驗(yàn)臺(tái)如圖4所示。實(shí)驗(yàn)臺(tái)主要由電機(jī)、控制器及測(cè)功機(jī)等組成，冷卻油由一根進(jìn)油管一分為二同時(shí)進(jìn)入電機(jī)兩

圖4 電機(jī)溫升實(shí)驗(yàn)臺(tái)

端，在電機(jī)繞組端部靠近出油口處埋置溫度傳感器。

連接、調(diào)試好實(shí)驗(yàn)臺(tái)，設(shè)置與熱仿真分析一致的環(huán)境，即設(shè)置冷卻油入口初始油溫為85℃，油速為5 L/min，上位機(jī)設(shè)置功率為額定功率50 kW，轉(zhuǎn)速為額定轉(zhuǎn)速4 500 r/min，最終得到電機(jī)運(yùn)行達(dá)到穩(wěn)定時(shí)的繞組溫升曲線，與仿真值對(duì)比，如圖5所示。

圖5 仿真與實(shí)驗(yàn)溫升對(duì)比曲線

電機(jī)在額定工況下運(yùn)行1 200 s，仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果顯示電機(jī)溫度最終都趨于穩(wěn)定，仿真溫度最大值為124.37℃，實(shí)驗(yàn)溫度最大值為106.75℃，仿真值與實(shí)驗(yàn)值相差17.62℃，誤差為16.51%。

3.2 熱仿真模型修正

誤差產(chǎn)生原因?yàn)槲纯紤]電機(jī)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)對(duì)電機(jī)散熱效果的影響[8]。轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)會(huì)增加流體域流體的湍流強(qiáng)度，進(jìn)而增強(qiáng)流體與電機(jī)的對(duì)流換熱效果，從而帶走更多的熱量；從另一方面來說，由于湍流渦旋，流體域的實(shí)際導(dǎo)熱系數(shù)比冷卻油的導(dǎo)熱系數(shù)大，故仿真值偏高。

本文采用合理選取流體域?qū)嵯禂?shù)的方法來修正熱仿真模型。當(dāng)選取流體域?qū)嵯禂?shù)為0.18 W/(m·K)時(shí)，額定工況下電機(jī)溫度場(chǎng)仿真結(jié)果如圖6所示，電機(jī)最高溫度為114.05℃，與實(shí)驗(yàn)值誤差為6.84%；當(dāng)選取流體域?qū)嵯禂?shù)為0.2 時(shí)，電機(jī)溫度場(chǎng)仿真結(jié)果如圖7所示，電機(jī)最高溫度為109.13℃，與實(shí)驗(yàn)值誤差為2.23%，此時(shí)熱仿真結(jié)果較準(zhǔn)確，達(dá)到修正熱仿真模型的目的。

圖6 修正仿真結(jié)果1

圖7 修正仿真結(jié)果2

4 結(jié) 語

本文圍繞一臺(tái)額定功率為50 kW的車用油冷電機(jī)，通過建立熱仿真模型，仿真計(jì)算了電機(jī)工作在額定工況下電機(jī)瞬態(tài)溫度場(chǎng)；搭建電機(jī)溫升實(shí)驗(yàn)平臺(tái)并修正熱仿真模型，修正后的模型誤差較小。通過對(duì)車用油冷電機(jī)溫度場(chǎng)分析，可為直接油冷冷卻系統(tǒng)的溫度場(chǎng)分析提供參考。后期可對(duì)油冷電機(jī)全域溫度場(chǎng)及轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)對(duì)電機(jī)溫度場(chǎng)的影響展開進(jìn)一步研究。

[1] 王淳.中國新能源汽車產(chǎn)業(yè)發(fā)展政策研究[D].成都：西南石油大學(xué)，2015.

[2] 徐長明.電動(dòng)車用電機(jī)損耗及溫度分析[D].錦州：遼寧工業(yè)大學(xué)，2013.

[3] 宋俊.短時(shí)高過載永磁電機(jī)熱可靠性研究[D].哈爾濱：哈爾濱工業(yè)大學(xué)，2014.

[4] 田玉冬，王瀟，張舟云，等.車用電機(jī)冷卻系統(tǒng)熱仿真及其優(yōu)化[J].機(jī)械設(shè)計(jì)與制造，2015(2)：238-242.

[5] 沈啟平，韓雪巖.車用水冷高功率密度永磁同步電機(jī)的流體場(chǎng)分析[J].微電機(jī)，2014，47(12)：1-5.

[6] 劉嬌，黃守道，成本權(quán)，等.循油冷卻永磁同步電動(dòng)機(jī)的溫度場(chǎng)分析[J].微電機(jī)，2010，43(5)：11-12，26.

[7] DARABI A,SARRESHTEHDARI A,TAHANIAN H.Design of the forced water cooling system for a claw pole transverse flux permanent magnet synchronous motor[C]//2013 21st Iranian Conference on Electrical Engineering (ICEE).IEEE,2013:1-5.

[8] PONOMAREV P,POLIKARPOVA M,PYRHONEN J.Conjugated fluid-solid heat transfer modeling of a directly-oil-cooled PMSM using CFD[C]//International Symposium on Power Electronics，Electrical Drives，Automation and Motion.IEEE,2012:141-145.

[9] SIM J H,CHAI S H,KIM D M.Temperature prediction of oil-cooled IPMSM for in-wheel direct-drive through lumped parameter thermal model[C]//International Conference on Electrical Machines and Systems.IEEE,2013：134-138.

[10] 劉蕾，劉光復(fù)，劉馬林，等.車用永磁同步電機(jī)三維溫度場(chǎng)分析[J].中國機(jī)械工程，2015，26(11)：1438-1444.

Analysis on Temperature Field of Oil-Cooled Motor Used in Vehicles

LIDong-he

(Liaoning Provincial College of Communications,Shenyang 110122,China)

In order to study the temperature field of oil-cooled motor used in vehicles, a rated power of 50 kW motor in vehicles was taken as an example in this paper. A thermal simulation model was established based on Computational Fluid Dynamics(CFD)method. By the simulation analysis of finite element software, motor temperature distribution at rated condition was obtained. A test platform was build to verify the accuracy of the motor temperature simulation results. The thermal simulation model was corrected by setting reasonable thermal conductivity of fluid domain and corrected temperature field simulation results were close to the experimental results.

oil-cooled motor； temperature field； rated condition； thermal simulation model correcting

2015-12-20

TM341;TM351

A

1004-7018(2016)07-0037-04

李東和(1967-)，男，碩士，副教授，研究方向?yàn)闄C(jī)械設(shè)計(jì)與制造。