安治國(guó)，豆 旺，李亞坤，王善明

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

0 引 言

開關(guān)磁阻電機(jī)較感應(yīng)電機(jī)、永磁同步電機(jī)等其它電機(jī)具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、成本低、調(diào)速性能好等優(yōu)點(diǎn)，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(jī)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(guó)內(nèi)外針對(duì)開關(guān)磁阻電機(jī)散熱進(jìn)行了一系列研究，主要集中于強(qiáng)制風(fēng)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(fēng)冷的冷卻性能受限，在很多情況下難以滿足電機(jī)散熱需求，往往需要采用液冷來幫助電機(jī)散熱。液冷原理主要是利用液體冷卻液與機(jī)殼之間的溫差[5-6]。

目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)電機(jī)液冷展開了一系列研究。H.C.CHIU等[7]對(duì)液冷與風(fēng)冷進(jìn)行比較研究，得到液冷更有利于開關(guān)磁阻電機(jī)散熱，并得到冷卻液雷諾數(shù)是影響電機(jī)冷卻的關(guān)鍵參數(shù)；T.DAVIN等[8]提出：在電機(jī)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(duì)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(jī)最高溫度；CHEN Wei等[11]提出一種電機(jī)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(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，改善了電機(jī)內(nèi)部散熱；李曉藝等[12]針對(duì)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(duì)電機(jī)溫升降低起到了一定作用；吳柏禧等[13]基于溫度場(chǎng)和流場(chǎng)，對(duì)折返型冷卻水道的圓角半徑進(jìn)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(duì)開關(guān)磁阻電機(jī)冷卻水套進(jìn)行了分析，并設(shè)計(jì)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(dòng)狀態(tài)，并將各水道進(jìn)行對(duì)比分析，得出它們各自的優(yōu)缺點(diǎn)。CFD數(shù)值模擬仿真越來越多的用于電機(jī)散熱研究，不但可提高分析效率，降低設(shè)計(jì)成本，其結(jié)果還可反映物理實(shí)驗(yàn)中不易測(cè)量的數(shù)據(jù)。比如：文獻(xiàn)[11]中，當(dāng)電機(jī)轉(zhuǎn)速穩(wěn)定在4 500 r/min時(shí)，繞組端部溫度測(cè)量值與仿真值相差0.723%，轉(zhuǎn)子端部溫度測(cè)量值與仿真值相差3.62%；文獻(xiàn)[12]中，單水道電機(jī)最高溫度仿真值高于實(shí)驗(yàn)值1.20 ℃，相差2.8%；文獻(xiàn)[13]中，繞組溫度仿真結(jié)果比實(shí)驗(yàn)結(jié)果低3.4℃，相差2.8%，流道壓差仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相差11.4%。

目前電機(jī)液冷研究主要集中在降低電機(jī)最高溫度而忽視流道壓差影響，對(duì)串聯(lián)流道的研究較為深入，而對(duì)并聯(lián)流道研究較少。串聯(lián)流道進(jìn)出口壓降比較大，這對(duì)水泵工作性能提出了更高要求，對(duì)進(jìn)出水管抗壓等級(jí)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(jìn)型的并聯(lián)流道，并利用CFD仿真技術(shù)對(duì)其散熱效果進(jìn)行了分析。

1 損耗計(jì)算及邊界條件確定

1.1 損耗組成

開關(guān)磁阻電機(jī)損耗主要包括銅耗、鐵耗、機(jī)械損耗、雜散損耗。機(jī)械損耗一般由軸承摩擦損耗和通風(fēng)損耗組成，而雜散損耗因素很復(fù)雜，一般很難準(zhǔn)確計(jì)算，計(jì)算時(shí)一般按照全部損耗的6%計(jì)入。

1.2 繞組銅耗計(jì)算

開關(guān)磁阻電機(jī)穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)，其繞組銅耗Pcu計(jì)算如式(1)：

(1)

式中：q為開關(guān)磁阻電機(jī)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(jī)械損耗計(jì)算

開關(guān)磁阻電機(jī)機(jī)械損耗一般由軸承摩擦損耗和通風(fēng)損耗組成。當(dāng)電機(jī)轉(zhuǎn)速為低速(n≤800 r/min)時(shí)，采用式(2)；而當(dāng)高速(n>800 r/min)時(shí)，采用式(3)。

(2)

Pfw=14.562e0.001 44n

(3)

1.4 鐵耗計(jì)算

開關(guān)磁阻電機(jī)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(jī)換相頻率；Bp為磁密值；a為指數(shù)。

1.5 機(jī)殼與外界空氣對(duì)流換熱系數(shù)

假設(shè)外界空氣溫度與機(jī)殼外表面溫度始終相等，則機(jī)殼表面對(duì)流換熱系數(shù)可由式(5)計(jì)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(duì)流換熱系數(shù)

定、轉(zhuǎn)子間氣隙空氣會(huì)隨著轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)而形成對(duì)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(yùn)動(dòng)空氣的對(duì)流換熱能力。定、轉(zhuǎn)子間對(duì)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(zhǎng)度；γ為空氣運(yùn)動(dòng)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(dòng)狀態(tài)通常分為層流和湍流，而判別流動(dòng)狀態(tài)則需要計(jì)算雷諾數(shù)Re，如式(7)。當(dāng)Re≤2 300時(shí)流動(dòng)狀態(tài)為層流；當(dāng)2 300

(7)

式中：p為流體密度；v為流體流速；d為特征長(zhǎng)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(jī)為研究對(duì)象，其結(jié)構(gòu)形式為3相12/8極，電機(jī)其余參數(shù)如表1。

表1 電機(jī)參數(shù)Table 1 Motor parameters

若完全按照電機(jī)結(jié)構(gòu)尺寸來建立電機(jī)模型，則會(huì)花費(fèi)大量時(shí)間且對(duì)計(jì)算機(jī)性能要求極高。為提高計(jì)算效率，筆者在建立電機(jī)模型時(shí)做如下假設(shè)：

1)電機(jī)端蓋與空氣發(fā)生自然對(duì)流換熱非常少，在建立電機(jī)機(jī)殼模型時(shí)略去端蓋；

2)電機(jī)定、轉(zhuǎn)子在軛部和齒部所產(chǎn)生的熱量不同，在建模時(shí)對(duì)其分別進(jìn)行建模；

3)在建立繞組模型時(shí)可對(duì)繞組進(jìn)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(xiàn)[18]的繞組建模方法將繞組氣隙考慮進(jìn)去。如圖1。根據(jù)以上假設(shè)建立電機(jī)三維模型包括電機(jī)機(jī)殼、轉(zhuǎn)軸、轉(zhuǎn)子、定子、繞組、冷卻流道。電機(jī)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(jī)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(jìn)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(gè)環(huán)形流道，各環(huán)形流道之間通過2個(gè)對(duì)稱設(shè)置的垂直流道分別連通到進(jìn)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(yàn)方案設(shè)計(jì)

為對(duì)比研究傳統(tǒng)并聯(lián)流道與改進(jìn)型并聯(lián)流道對(duì)電機(jī)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(yàn)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(píng)價(jià)散熱性能的優(yōu)劣，選擇流道壓差和電機(jī)最高溫度作為目標(biāo)值，試驗(yàn)流程如圖4。

圖4 試驗(yàn)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(jī)三維模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，將劃分好的網(wǎng)格導(dǎo)入FLUENT16.0中進(jìn)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(jì)算得到的電機(jī)各部分散熱系數(shù)輸入到相應(yīng)邊界條件中，電機(jī)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(jī)相應(yīng)部分。電機(jī)機(jī)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(jí)選擇F級(jí)。

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(duì)電機(jī)溫升影響

為探究這2種流道在不同流體流量下對(duì)電機(jī)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(jìn)型并聯(lián)流道散熱效果均明顯優(yōu)于傳統(tǒng)型。當(dāng)流體流量為2 L/min時(shí)，這2種流道散熱效果相差最大，采用改進(jìn)型并聯(lián)流道電機(jī)最高溫度為106.39 ℃，而傳統(tǒng)型為112.29 ℃，這2種流道下電機(jī)最高溫度相差為5.9 ℃，而在其它流體流量下電機(jī)最高溫度均相差2.39 ℃以上。隨著流體流量增加，電機(jī)最高溫度逐漸下降且下降趨勢(shì)呈現(xiàn)放緩趨向于飽和；這主要是由于對(duì)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(huì)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(jìn)型并聯(lián)流道在保證良好散熱效果前提下并不會(huì)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(zhǎng)趨勢(shì)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(zhǎng)趨勢(shì)隨著流量增加會(huì)越來越快。

圖5 流體流量對(duì)電機(jī)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(shí)這2種流道結(jié)構(gòu)下電機(jī)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(jī)溫度云圖；圖6(b)為改進(jìn)型并聯(lián)流道下電機(jī)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(jìn)型并聯(lián)流道下流道壓力云圖。

圖6 流量2 L/min下電機(jī)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(duì)電機(jī)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(jī)中流道主要冷卻電機(jī)定子和繞組，且從圖6可知電機(jī)最高溫度在繞組上，故筆者只分析外界環(huán)境溫度對(duì)使用這2種流道的電機(jī)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(jī)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(duì)電機(jī)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(jī)散熱效果變差，外界環(huán)境溫度從0 ℃升高到40 ℃。選用改進(jìn)型并聯(lián)流道電機(jī)定子、繞組分別升高了0.34 ℃、0.32 ℃；而傳統(tǒng)型的電機(jī)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(duì)定子溫升影響要大于繞組，這主要是由于定子與機(jī)殼直接接觸的原因。選用改進(jìn)型并聯(lián)流道時(shí)，電機(jī)各部件溫升均低于傳統(tǒng)型的電機(jī)；改進(jìn)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(duì)電機(jī)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(jī)定子和繞組最高溫度為初始溫度。圖8為電機(jī)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(duì)電機(jī)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(jī)各部件溫降降低；且在不同流體初始溫度下，采用改進(jìn)型并聯(lián)流道電機(jī)各部件溫降均大于傳統(tǒng)型。當(dāng)流體初始溫度為44 ℃時(shí)，相差最大；此時(shí)采用改進(jìn)型并聯(lián)流道電機(jī)定子溫降值為15.86 ℃，繞組溫降值為15.87 ℃；而傳統(tǒng)型的電機(jī)定子溫降值為15.68 ℃，繞組溫降值為15.68 ℃，采用改進(jìn)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(jìn)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(shí)，這2種流道結(jié)構(gòu)下的電機(jī)各部件溫度云圖。圖9(a)為傳統(tǒng)型并聯(lián)流道下電機(jī)定子溫度云圖；圖9(b)為改進(jìn)型并聯(lián)流道下電機(jī)定子溫度云圖；圖9(c)為傳統(tǒng)型并聯(lián)流道下電機(jī)繞組溫度云圖；圖9(d)為改進(jìn)型并聯(lián)流道下電機(jī)繞組溫度云圖。

圖9 流體初始溫度44 ℃時(shí)電機(jī)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(duì)電機(jī)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(jìn)型并聯(lián)流道冷卻性能優(yōu)于傳統(tǒng)型。筆者選用改進(jìn)型并聯(lián)流道來分析不同流體介質(zhì)對(duì)電機(jī)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(jī)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(dāng)流體流量小于12 L/min時(shí)，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(dāng)流體流量大于12 L/min時(shí)，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(jī)最高溫度隨流體流量變化曲線最陡峭，流體流量變化對(duì)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(duì)變壓器油流道壓差影響最小。

圖10 流體介質(zhì)對(duì)電機(jī)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(duì)比分析了傳統(tǒng)型并聯(lián)流道與改進(jìn)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(jìn)一步分析了流體介質(zhì)對(duì)改進(jìn)型并聯(lián)流道電機(jī)溫升的影響，得出如下結(jié)論：

1)在不同流體流量下，改進(jìn)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(shí)，這2種流道下電機(jī)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(jī)散熱性能變差；改進(jìn)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(jìn)型并聯(lián)流道的電機(jī)溫降要高于傳統(tǒng)型，體現(xiàn)出改進(jìn)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(duì)變壓器油冷卻效果影響最大，而對(duì)其流道壓差影響最??；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。