安治國，豆 旺，李亞坤，王善明

(重慶交通大學(xué) 機電與車輛工程學(xué)院，重慶 400074)

0 引 言

開關(guān)磁阻電機較感應(yīng)電機、永磁同步電機等其它電機具有結(jié)構(gòu)簡單、成本低、調(diào)速性能好等優(yōu)點，在很多領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用[1-3]。但由于開關(guān)磁阻電機繞組采用的是集中式繞組，其散熱面積小故溫升問題突出[4]。近年來，國內(nèi)外針對開關(guān)磁阻電機散熱進行了一系列研究，主要集中于強制風冷和液冷這兩種方式。但由于空氣熱容量和導(dǎo)熱系數(shù)較低使風冷的冷卻性能受限，在很多情況下難以滿足電機散熱需求，往往需要采用液冷來幫助電機散熱。液冷原理主要是利用液體冷卻液與機殼之間的溫差[5-6]。

目前國內(nèi)外學(xué)者對電機液冷展開了一系列研究。H.C.CHIU等[7]對液冷與風冷進行比較研究，得到液冷更有利于開關(guān)磁阻電機散熱，并得到冷卻液雷諾數(shù)是影響電機冷卻的關(guān)鍵參數(shù)；T.DAVIN等[8]提出：在電機每一側(cè)都加入冷卻劑，直接冷卻繞組端部的冷卻結(jié)構(gòu)，并研究了冷卻劑流量、轉(zhuǎn)軸轉(zhuǎn)速對冷卻效果影響；D.H.LIM等[9]和M.H.PARK等[10]分別以液體油作為冷卻劑，采用噴霧冷卻方法有效降低了電機最高溫度；CHEN Wei等[11]提出一種電機外部用水、內(nèi)部用空氣作為冷卻劑的雙循環(huán)冷卻結(jié)構(gòu)，并對結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化，改善了電機內(nèi)部散熱；李曉藝等[12]針對單水道液冷散熱結(jié)構(gòu)不足，提出一種互逆軸向雙水道液冷結(jié)構(gòu)，對電機溫升降低起到了一定作用；吳柏禧等[13]基于溫度場和流場，對折返型冷卻水道的圓角半徑進行優(yōu)化，并獲得了最佳的水道圓角半徑；J.H.JANG等[14]利用CFD對開關(guān)磁阻電機冷卻水套進行了分析，并設(shè)計出合理的冷卻水套結(jié)構(gòu)；韓雪巖等[15]分析了無隔水板、螺旋型、串聯(lián)型、并聯(lián)型水道中液體的流動狀態(tài)，并將各水道進行對比分析，得出它們各自的優(yōu)缺點。CFD數(shù)值模擬仿真越來越多的用于電機散熱研究，不但可提高分析效率，降低設(shè)計成本，其結(jié)果還可反映物理實驗中不易測量的數(shù)據(jù)。比如：文獻[11]中，當電機轉(zhuǎn)速穩(wěn)定在4 500 r/min時，繞組端部溫度測量值與仿真值相差0.723%，轉(zhuǎn)子端部溫度測量值與仿真值相差3.62%；文獻[12]中，單水道電機最高溫度仿真值高于實驗值1.20 ℃，相差2.8%；文獻[13]中，繞組溫度仿真結(jié)果比實驗結(jié)果低3.4℃，相差2.8%，流道壓差仿真結(jié)果與實驗結(jié)果相差11.4%。

目前電機液冷研究主要集中在降低電機最高溫度而忽視流道壓差影響，對串聯(lián)流道的研究較為深入，而對并聯(lián)流道研究較少。串聯(lián)流道進出口壓降比較大，這對水泵工作性能提出了更高要求，對進出水管抗壓等級要求也更高，意味著冷卻系統(tǒng)成本也隨之増高；而并聯(lián)流道結(jié)構(gòu)可在保證一定冷卻效果前提下，大大減小水冷系統(tǒng)成本。筆者基于傳統(tǒng)并聯(lián)流道，提出了一種改進型的并聯(lián)流道，并利用CFD仿真技術(shù)對其散熱效果進行了分析。

1 損耗計算及邊界條件確定

1.1 損耗組成

開關(guān)磁阻電機損耗主要包括銅耗、鐵耗、機械損耗、雜散損耗。機械損耗一般由軸承摩擦損耗和通風損耗組成，而雜散損耗因素很復(fù)雜，一般很難準確計算，計算時一般按照全部損耗的6%計入。

1.2 繞組銅耗計算

開關(guān)磁阻電機穩(wěn)態(tài)運行時，其繞組銅耗Pcu計算如式(1)：

(1)

式中：q為開關(guān)磁阻電機相數(shù)；Irms為相繞組電流的有效值；R為相繞組的電阻。

1.3 機械損耗計算

開關(guān)磁阻電機機械損耗一般由軸承摩擦損耗和通風損耗組成。當電機轉(zhuǎn)速為低速(n≤800 r/min)時，采用式(2)；而當高速(n>800 r/min)時，采用式(3)。

(2)

Pfw=14.562e0.001 44n

(3)

1.4 鐵耗計算

開關(guān)磁阻電機鐵耗包括渦流損耗和磁滯損耗。總的鐵耗可由式(4)求得。

(4)

式中：Pe為渦流損耗；Ph為磁滯損耗；Ce為渦流損耗系數(shù)；Ch為磁滯損耗系數(shù)；f為電機換相頻率；Bp為磁密值；a為指數(shù)。

1.5 機殼與外界空氣對流換熱系數(shù)

假設(shè)外界空氣溫度與機殼外表面溫度始終相等，則機殼表面對流換熱系數(shù)可由式(5)計算。

(5)

式中：k為氣體吹拂效率系數(shù)；v為外界空氣流速；T為外界空氣溫度。

1.6 定、轉(zhuǎn)子間對流換熱系數(shù)

定、轉(zhuǎn)子間氣隙空氣會隨著轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動而形成對流換熱。為提高仿真效率，在此用靜止流體的導(dǎo)熱系數(shù)來描述運動空氣的對流換熱能力。定、轉(zhuǎn)子間對流換熱系數(shù)可由式(6)獲得。

(6)

式中：Re為雷諾數(shù)；v為轉(zhuǎn)子圓周速度；δ為氣隙長度；γ為空氣運動黏度；Nμ為努賽爾數(shù)；λ為空氣導(dǎo)熱系數(shù)；h為散熱系數(shù)。

1.7 液體流態(tài)確定

液體流動狀態(tài)通常分為層流和湍流，而判別流動狀態(tài)則需要計算雷諾數(shù)Re，如式(7)。當Re≤2 300時流動狀態(tài)為層流；當2 300

(7)

式中：p為流體密度；v為流體流速；d為特征長度；μ為液體黏性系數(shù)。

2 模型及仿真工況

2.1 模型建立

筆者以液冷開關(guān)磁阻電機為研究對象，其結(jié)構(gòu)形式為3相12/8極，電機其余參數(shù)如表1。

表1 電機參數(shù)Table 1 Motor parameters

若完全按照電機結(jié)構(gòu)尺寸來建立電機模型，則會花費大量時間且對計算機性能要求極高。為提高計算效率，筆者在建立電機模型時做如下假設(shè)：

1)電機端蓋與空氣發(fā)生自然對流換熱非常少，在建立電機機殼模型時略去端蓋；

2)電機定、轉(zhuǎn)子在軛部和齒部所產(chǎn)生的熱量不同，在建模時對其分別進行建模；

3)在建立繞組模型時可對繞組進行等效處理。目前常采用將定子槽內(nèi)繞組等效為單一導(dǎo)體方式，將繞組表面多種絕緣材料等效為單一絕緣層[16-17]。

筆者為提高仿真精度，參考文獻[18]的繞組建模方法將繞組氣隙考慮進去。如圖1。根據(jù)以上假設(shè)建立電機三維模型包括電機機殼、轉(zhuǎn)軸、轉(zhuǎn)子、定子、繞組、冷卻流道。電機求解域模型如圖2。

圖1 繞組氣隙結(jié)構(gòu)Fig.1 Winding air gap structure

圖2 電機求解域模型Fig.2 Motor solution domain model

文中冷卻流道采用并聯(lián)流道，筆者在傳統(tǒng)并聯(lián)流道基礎(chǔ)上提出了一種改進型并聯(lián)流道結(jié)構(gòu)，如圖3(a)；傳統(tǒng)并聯(lián)流道結(jié)構(gòu)如圖3(b)。圖3中：包括5個環(huán)形流道，各環(huán)形流道之間通過2個對稱設(shè)置的垂直流道分別連通到進液口和出液口。其具體尺寸如表2。

圖3 流道結(jié)構(gòu)模型Fig.3 Flow channel structure model

表2 水道參數(shù)Table 2 Flow channel parameters

2.2 試驗方案設(shè)計

為對比研究傳統(tǒng)并聯(lián)流道與改進型并聯(lián)流道對電機散熱影響，筆者取流體流量、環(huán)境溫度、流體初始溫度、流體介質(zhì)作為仿真試驗影響因子，其影響因子及水平如表3。流體流量取2～18 L/min；環(huán)境溫度取0～40 ℃；流體初始溫度取44～60 ℃；流體介質(zhì)選用水、變壓器油以及體積濃度分別20%、40%、60%的乙二醇混合液。為評價散熱性能的優(yōu)劣，選擇流道壓差和電機最高溫度作為目標值，試驗流程如圖4。

圖4 試驗流程Fig.4 Process chart of the test

表3 影響因子及水平Table 3 Impact factors and their levels

2.3 仿真工況設(shè)置

筆者將建立好的電機三維模型進行網(wǎng)格劃分，將劃分好的網(wǎng)格導(dǎo)入FLUENT16.0中進行仿真分析。流道入口設(shè)置為速度入口，出口設(shè)置為壓力出口，將計算得到的電機各部分散熱系數(shù)輸入到相應(yīng)邊界條件中，電機額定工況下各部分損耗為：定子鐵耗為84.6 W，轉(zhuǎn)子鐵耗為21.15 W，繞組銅耗為131.92 W，將其轉(zhuǎn)化為熱能賦予電機相應(yīng)部分。電機機殼材料為鋁合金，繞組材料為銅，轉(zhuǎn)軸材料為鋼，定子及轉(zhuǎn)子材料為DW360。各部件材料及流體介質(zhì)熱物性參數(shù)如表4，絕緣材料等級選擇F級。

表4 介質(zhì)及材料熱物理性質(zhì)參數(shù)Table 4 Thermo-physical property parameters of medium and materials

3 結(jié)果與討論

3.1 流體流量對電機溫升影響

為探究這2種流道在不同流體流量下對電機溫升影響，外界環(huán)境溫度取40 ℃，選用相同的流體介質(zhì)變壓器油作為冷卻液，流體流量分別取2～18 L/min。

仿真結(jié)果如圖5。由圖5可知：在不同流體流量下，改進型并聯(lián)流道散熱效果均明顯優(yōu)于傳統(tǒng)型。當流體流量為2 L/min時，這2種流道散熱效果相差最大，采用改進型并聯(lián)流道電機最高溫度為106.39 ℃，而傳統(tǒng)型為112.29 ℃，這2種流道下電機最高溫度相差為5.9 ℃，而在其它流體流量下電機最高溫度均相差2.39 ℃以上。隨著流體流量增加，電機最高溫度逐漸下降且下降趨勢呈現(xiàn)放緩趨向于飽和；這主要是由于對流傳熱系數(shù)與流體速度0.8次方成正比，故溫降隨著流體流量增加會趨向于飽和。

由圖5還知：這2種流道在不同流體流量下，流道壓差基本相等，改進型并聯(lián)流道在保證良好散熱效果前提下并不會引起較高的流道壓差變化。隨著流體流量增加，流道壓差逐漸增大且增長趨勢變陡；這主要是由于壓力損耗與速度平方成正比，故流道壓差增長趨勢隨著流量增加會越來越快。

圖5 流體流量對電機溫升及流道壓差影響Fig.5 Influence of fluid flow rate on the temperature rise and flow channel pressure difference of motor

圖6為流體流量為2 L/min時這2種流道結(jié)構(gòu)下電機溫度云圖和流道壓力云圖。圖6(a)為傳統(tǒng)型并聯(lián)流道下電機溫度云圖；圖6(b)為改進型并聯(lián)流道下電機溫度云圖；圖6(c)為傳統(tǒng)型并聯(lián)流道下流道壓力云圖；圖6(d)為改進型并聯(lián)流道下流道壓力云圖。

圖6 流量2 L/min下電機溫度及流道壓力云圖Fig.6 Motor temperature and flow channel pressure nephogram under the flow rate of 2 L/min

3.2 環(huán)境溫度對電機溫升影響

筆者綜合考慮流道冷卻性能和流道壓差，流體流量選擇為10 L/min，流體介質(zhì)選用變壓器油?？紤]到開關(guān)磁阻電機中流道主要冷卻電機定子和繞組，且從圖6可知電機最高溫度在繞組上，故筆者只分析外界環(huán)境溫度對使用這2種流道的電機定子和繞組溫升影響。

取外界環(huán)境溫度為0 ℃，仿真得到電機定子和繞組最高溫度為初始溫度。圖7為通過仿真繪制的柱狀圖。

圖7 環(huán)境溫度對電機各部件溫升影響Fig.7 Influence of ambient temperature on the temperature rise of various components of motor

從圖7可知：隨著外界環(huán)境溫度升高，電機散熱效果變差，外界環(huán)境溫度從0 ℃升高到40 ℃。選用改進型并聯(lián)流道電機定子、繞組分別升高了0.34 ℃、0.32 ℃；而傳統(tǒng)型的電機定子、繞組分別升高了0.81 ℃、0.79 ℃；這2種流道的定子溫升均高于繞組溫升。

通過以上分析可知：外界環(huán)境溫度對定子溫升影響要大于繞組，這主要是由于定子與機殼直接接觸的原因。選用改進型并聯(lián)流道時，電機各部件溫升均低于傳統(tǒng)型的電機；改進型并聯(lián)流道熱穩(wěn)定性要優(yōu)于傳統(tǒng)型，冷卻性能更不易受環(huán)境溫度影響。

3.3 流體初始溫度對電機溫升影響

外界環(huán)境溫度取40 ℃，選用相同的流體介質(zhì)變壓器油作為冷卻液，流體流量取10 L/min，流體初始溫度為60 ℃，仿真得到的電機定子和繞組最高溫度為初始溫度。圖8為電機各部件在不同流道結(jié)構(gòu)和不同初始溫度下的溫降。

圖8 流體初始溫度對電機各部件溫降影響Fig.8 Influence of fluid initial temperature on the temperature drop of various components of motor

由圖8可知：隨著流體初始溫度升高，電機各部件溫降降低；且在不同流體初始溫度下，采用改進型并聯(lián)流道電機各部件溫降均大于傳統(tǒng)型。當流體初始溫度為44 ℃時，相差最大；此時采用改進型并聯(lián)流道電機定子溫降值為15.86 ℃，繞組溫降值為15.87 ℃；而傳統(tǒng)型的電機定子溫降值為15.68 ℃，繞組溫降值為15.68 ℃，采用改進型并聯(lián)流道相較于傳統(tǒng)型的定子和繞組溫降分別降低了0.18 ℃、0.19 ℃，這體現(xiàn)出改進型并聯(lián)流道更好的冷卻性能。

圖9為流體初始溫度為44 ℃時，這2種流道結(jié)構(gòu)下的電機各部件溫度云圖。圖9(a)為傳統(tǒng)型并聯(lián)流道下電機定子溫度云圖；圖9(b)為改進型并聯(lián)流道下電機定子溫度云圖；圖9(c)為傳統(tǒng)型并聯(lián)流道下電機繞組溫度云圖；圖9(d)為改進型并聯(lián)流道下電機繞組溫度云圖。

圖9 流體初始溫度44 ℃時電機各部件溫度云圖Fig.9 Temperature nephogram of motor various components at initial fluid temperature of 44 ℃

3.4 流體介質(zhì)對電機溫升影響

通過以上分析可知：在變壓器油作為流體介質(zhì)下，改進型并聯(lián)流道冷卻性能優(yōu)于傳統(tǒng)型。筆者選用改進型并聯(lián)流道來分析不同流體介質(zhì)對電機溫升的影響，設(shè)定外界環(huán)境溫度為40 ℃，流體初始溫度為60 ℃。

圖10為電機在不同流體流量及流體介質(zhì)下的最高溫度和流道壓差。從圖10可知：水的冷卻效果最好，隨著乙二醇體積濃度升高，冷卻液的冷卻效果變差。當流體流量小于12 L/min時，變壓器油冷卻效果最差，隨著流體流量增加，變壓器油冷卻效果變好；當流體流量大于12 L/min時，60%乙二醇混合液冷卻效果最差。選用變壓器油作為流體介質(zhì)的電機最高溫度隨流體流量變化曲線最陡峭，流體流量變化對變壓器油冷卻效果影響最大。變壓器油作為流體介質(zhì)流道壓差最小，60%乙二醇混合液作為流體介質(zhì)流道壓差最大，且隨著乙二醇體積濃度升高流道壓差增大；選用變壓器油作為流體介質(zhì)，流道壓差隨流體流量變化曲線最平緩，流體流量變化對變壓器油流道壓差影響最小。

圖10 流體介質(zhì)對電機溫升及流道壓差影響Fig.10 Influence of fluid medium on the temperature rise and flow channel pressure difference of motor

4 結(jié) 論

筆者對比分析了傳統(tǒng)型并聯(lián)流道與改進型并聯(lián)流道在變壓器油作為流體介質(zhì)下的散熱性能。并進一步分析了流體介質(zhì)對改進型并聯(lián)流道電機溫升的影響，得出如下結(jié)論：

1)在不同流體流量下，改進型并聯(lián)流道散熱性能均優(yōu)于傳統(tǒng)型。在流體流量為2 L/min時，這2種流道下電機最高溫度相差最大為5.9 ℃；

2)隨著外界環(huán)境溫度升高，電機散熱性能變差；改進型并聯(lián)流道較傳統(tǒng)型更不易受環(huán)境影響。隨著流體初始溫度降低，采用改進型并聯(lián)流道的電機溫降要高于傳統(tǒng)型，體現(xiàn)出改進型并聯(lián)流道更好的散熱性能；

3)液體水較變壓器油、乙二醇混合液冷卻效果要好，而變壓器油流道壓差最小。流體流量對變壓器油冷卻效果影響最大，而對其流道壓差影響最小；隨著乙二醇體積濃度升高，乙二醇混合液冷卻效果變差，流道壓差升高。