唐 琳，賴晨光，譚禮斌

(1.重慶理工大學(xué) 汽車零部件先進(jìn)制造技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 重慶 400054；2.陜西科技大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院， 西安 710021)

0 引言

隨著能源結(jié)構(gòu)的轉(zhuǎn)型、排放法規(guī)的限制以及國(guó)家政策的支持，電動(dòng)新能源汽車已得到迅猛發(fā)展，并已逐步融入了人們的生活中。作為新能源汽車電動(dòng)系統(tǒng)核心零部件之一的電機(jī)、電控系統(tǒng)核心零部件之一的IGBT模塊，其散熱效率會(huì)直接影響整車的動(dòng)力性、安全性以及可靠性，因此也受到各學(xué)界與業(yè)界越來(lái)越多的關(guān)注[1]。電動(dòng)新能源汽車與傳統(tǒng)燃油汽車最大區(qū)別就是電驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)，而電機(jī)及其控制器是電驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)中的重要元件，電機(jī)及控制器的散熱性能直接影響電機(jī)工作性能及電驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)運(yùn)行的可靠性[2-4]。電驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)的散熱主要是通過液氣冷卻介質(zhì)對(duì)電機(jī)及控制器進(jìn)行熱交換而實(shí)現(xiàn)，常見的有風(fēng)冷和液冷2種方式，其中液冷冷卻結(jié)構(gòu)因空間占比，散熱效果好而得到了較為廣泛的應(yīng)用[5-8]。針對(duì)電機(jī)及控制器的散熱問題，Darabi等[9]采用強(qiáng)迫水冷的冷卻方式設(shè)計(jì)了一款電機(jī)內(nèi)螺旋冷卻水道結(jié)構(gòu)，并進(jìn)行了水道結(jié)構(gòu)優(yōu)化，保證了電機(jī)溫升滿足熱負(fù)荷設(shè)計(jì)要求。宋吉等[10]采用ANSYS對(duì)電機(jī)溫度場(chǎng)進(jìn)行了分析，發(fā)現(xiàn)電機(jī)繞組溫度較高。黃梟凱等[11]對(duì)某大功率液冷電機(jī)控制器的IGBT散熱性能進(jìn)行了熱仿真分析，針對(duì)散熱翅柱提出了一種改進(jìn)方案，改善了控制器IGBT的均溫性以及提升了控制器的散熱性能。路玲等[12]分析了冷卻介質(zhì)不同流速及不同水道結(jié)構(gòu)對(duì)電機(jī)溫升的影響?；暨_(dá)等[13]研究了不同散熱器結(jié)構(gòu)及冷卻介質(zhì)對(duì)車載電機(jī)控制器散熱的影響，發(fā)現(xiàn)油液對(duì) pin-fin式IGBT散熱效果非常差。合肥工業(yè)大學(xué)王佳寧等[14]采用不同種類和厚度的熱界面材料研究了對(duì)IGBT模塊功率循環(huán)壽命的影響，表明冷卻時(shí)間變長(zhǎng)時(shí)IGBT模塊的功率循環(huán)壽命會(huì)提高。由此可見，基于CFD方法的流場(chǎng)及溫度場(chǎng)數(shù)值模擬方法已在電機(jī)及控制器冷卻的散熱結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及優(yōu)化得到了廣泛應(yīng)用[15-18]。

目前多數(shù)研究都局限于降低電機(jī)繞組溫度和控制器IGBT溫升，而未考慮冷卻流道結(jié)構(gòu)阻力的大小。冷卻流道結(jié)構(gòu)水阻增大勢(shì)必會(huì)增加水泵能耗，影響整個(gè)系統(tǒng)的運(yùn)行功率。因此，在電機(jī)繞組及控制器IGBT溫度滿足的情況下降低水阻是電機(jī)及控制器冷卻流道結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)必須考慮的問題。本文以某微型電動(dòng)車驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)的電機(jī)及控制器集成冷卻流道結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象，采用流固耦合分析方法對(duì)冷卻流道內(nèi)部速度場(chǎng)、壓力場(chǎng)、電機(jī)及控制器溫度場(chǎng)進(jìn)行分析，并采用多目標(biāo)多學(xué)科協(xié)同優(yōu)化方法對(duì)冷卻流道結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，實(shí)現(xiàn)低流阻、高散熱性的電機(jī)及控制器集成冷卻流道結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。

1 物理模型

1.1 物理模型

電機(jī)及控制器的流固耦合模型如圖1所示。主要包括電機(jī)及控制器固體、電機(jī)及控制器的集成冷卻流道。電機(jī)固體部件主要包括定子、繞組、永磁體、轉(zhuǎn)子和軸?？刂破鞴腆w部件中主要的發(fā)熱元件為IGBT，該元件集成度非常高，單位體積內(nèi)熱耗散程度也較高，若冷卻不足則發(fā)熱量高，導(dǎo)致IGBT故障，控制器不能正常運(yùn)作。圖2為電機(jī)及控制器計(jì)算域的網(wǎng)格示意圖。冷卻流道采用多面體網(wǎng)格和邊界層網(wǎng)格(6層邊界層)進(jìn)行網(wǎng)格劃分，固體采用多面體和薄壁層網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格劃分，劃分完成后的網(wǎng)格總數(shù)量為630萬(wàn)。

圖1 計(jì)算域模型及各結(jié)構(gòu)示意圖

圖2 電機(jī)及控制器流固耦合計(jì)算域網(wǎng)格示意圖

1.2 數(shù)學(xué)模型

流體流動(dòng)滿足質(zhì)量守恒定律、動(dòng)量守恒定律和能量守恒定律。湍流模型選擇Realizablek-ε湍流模型[19]。因此，電機(jī)及控制器流固耦合分析中涉及到以下數(shù)學(xué)模型。

1.2.1連續(xù)方程

(1)

1.2.2動(dòng)量方程(N-S方程)

(2)

式中：ui、uj為平均速度分量，m/s；xi、xj為坐標(biāo)量，m；p為流體微元體上的壓力，Pa；μeff為湍流有效黏性系數(shù)。

1.2.3能量守恒方程

(3)

式中：ρ為密度，kg/m3；t為時(shí)間，s；u、v、w分別為速度矢量v在x、y、z方向上的分量，m/s；c為流體的比熱，J/(kg·k)；k為流體的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；T為流體溫度，℃；ST為流體的內(nèi)熱源及由于黏性作用流體機(jī)械能轉(zhuǎn)換為熱能的部分，J。

1.2.4Realizablek-ε湍流模型

(4)

式中：Gk為速度梯度產(chǎn)生的湍動(dòng)能項(xiàng)；Gb為浮力產(chǎn)生的湍動(dòng)能項(xiàng)；YM表為脈動(dòng)擴(kuò)張項(xiàng)；C1ε、C2ε、C3ε為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)；σk、σε分別為與湍動(dòng)能k和耗散率相對(duì)應(yīng)的Prandtl數(shù);Sk和Sε為用戶自定義的源項(xiàng)。

1.2.5流固耦合模型

流固耦合間熱量傳遞采用傅里葉傳導(dǎo)方程和流體的對(duì)流換熱控制方程[20-21]描述如下：

(5)

式中：Kcond為固體的導(dǎo)熱系數(shù)；?T/?n為法向溫度梯度；qconv為單位面積的熱流量；hconv為局部對(duì)流換熱系數(shù)；Tf為流體溫度；Tw為壁面溫度。

1.3 邊界條件

本研究選取穩(wěn)態(tài)計(jì)算的數(shù)值模擬方法。該電驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)中共有42個(gè)IGBT，單個(gè)發(fā)熱功率為12 W。冷卻介質(zhì)為50%水和50%乙二醇的混合溶液。電機(jī)共有20個(gè)永磁體，單個(gè)發(fā)熱功率為 1.32 W。電機(jī)轉(zhuǎn)子鐵芯的發(fā)熱功率為16.2 W,電機(jī)定子鐵芯的發(fā)熱功率為98.2 W，電機(jī)繞組線圈的發(fā)熱功率為1 300 W。電機(jī)永磁體、電機(jī)轉(zhuǎn)子鐵芯及定子鐵芯的材料為鋼，電機(jī)繞組線圈的材料為銅。控制器內(nèi)發(fā)熱元件IGBT的材料為硅，絕緣層采用導(dǎo)熱系數(shù)較高的絕緣橡膠，其余部件的材料為壓鑄鋁，各材料的屬性參數(shù)如表1所示。電機(jī)及控制器集成的冷卻流道入口為質(zhì)量流量入口邊界，質(zhì)量流量為221.45 g/s，冷卻液溫度為60 ℃；出口設(shè)置為壓力出口，相對(duì)壓力設(shè)置為0 Pa。

表1 材料屬性參數(shù)

2 CFD計(jì)算結(jié)果分析

2.1 模型驗(yàn)證

基于文獻(xiàn)[22-23]的流阻測(cè)試方法和整車底盤臺(tái)架熱管理測(cè)試方法，對(duì)該微型電動(dòng)車進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)測(cè)試。該微型電動(dòng)車驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)的特征為：工作環(huán)境溫度為-15～65 ℃，滿功率運(yùn)行，工作溫升<100 K，電機(jī)最高溫度≤130 ℃。圖3為整車底盤臺(tái)架實(shí)驗(yàn)測(cè)試場(chǎng)景圖。圖中機(jī)油小車作用是給系統(tǒng)提供溫度60 ℃，流量12.5 L/min的冷卻液，流量計(jì)用于流量監(jiān)控，壓差計(jì)用于測(cè)試該系統(tǒng)的流阻大小。通過熱平衡測(cè)試，測(cè)得電機(jī)繞組最高溫度121.4 ℃，IGBT最高溫度77.8 ℃(該測(cè)試樣機(jī)為 F級(jí)絕緣，最高允許溫度為155 ℃，工作性能參考溫度120 ℃ ，IGBT性能參考溫度為80 ℃)。通過水阻性能試驗(yàn)測(cè)試，測(cè)得該冷卻系統(tǒng)的流阻為32.47 kPa。CFD模擬獲得的電機(jī)繞組最高溫度為120.04 ℃，較試驗(yàn)測(cè)試值121.4 ℃偏低1.12%，IGBT最高溫度81.59 ℃，較試驗(yàn)測(cè)試值77.8 ℃偏高4.87%；冷卻系統(tǒng)流阻(進(jìn)出口壓力差值)為31.87 kPa，較試驗(yàn)測(cè)試值32.47 kPa偏低1.85%。綜上，仿真與試驗(yàn)對(duì)標(biāo)誤差均在5%以內(nèi)，滿足工程項(xiàng)目精度要求，同時(shí)表明本文構(gòu)建的模型具有一定的精度，可用于后續(xù)的溫度場(chǎng)分析及優(yōu)化工作開展。

圖3 整車底盤臺(tái)架實(shí)驗(yàn)測(cè)試場(chǎng)景

2.2 冷卻水道流速及壓力分布

圖4為冷卻流道表面速度流線圖。冷卻流道內(nèi)部存在渦旋區(qū)域和流動(dòng)死區(qū)，整體流動(dòng)性能有待改善。圖5為冷卻流道壓力分布云圖。從圖中可以看出，控制器處冷卻流道表面壓力較大，整個(gè)集成式冷卻水套的流阻約為31.86 kPa。冷卻流道內(nèi)水阻偏大，具有較大的優(yōu)化空間。

2.3 溫度場(chǎng)分析

通過流固耦合分析獲得了該電機(jī)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)各固體部件的表面溫度場(chǎng)分布云圖，如圖6和圖7。由固體溫度場(chǎng)分布云圖可以看出，電機(jī)繞組端部?jī)?nèi)側(cè)的最高溫度為120.04 ℃，略高于電機(jī)的性能參考溫度120 ℃，存在一定風(fēng)險(xiǎn)，需要進(jìn)一步提高電機(jī)水套的冷卻散熱效果?？刂破鱅GBT模塊的溫度分布不均勻，存在局部高溫現(xiàn)象。電機(jī)內(nèi)部其他關(guān)鍵零部件的溫度分布均在正常范圍內(nèi)。溫度場(chǎng)預(yù)測(cè)結(jié)果可為該驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)各部件溫度評(píng)估提供仿真數(shù)據(jù)指導(dǎo)。

圖4 冷卻流道表面速度分布

圖6 固體部件溫度場(chǎng)分布云圖

圖7 絕緣層溫度分布云圖

從溫度預(yù)測(cè)結(jié)果來(lái)看，IGBT模塊雖存在溫度分布不均勻與局部高溫現(xiàn)象，但鑒于IGBT試驗(yàn)測(cè)試的最高溫度值為77.8 ℃，與性能參考溫度上限80 ℃留有一定余量，故可不作為主要優(yōu)化目標(biāo)。而電機(jī)繞組端部的最高溫度為120.04 ℃，試驗(yàn)測(cè)試值與仿真值均超過其最佳性能參考溫度上限，且整個(gè)冷卻結(jié)構(gòu)的流動(dòng)阻力較大。因此，需以電機(jī)繞組溫度與集成式冷卻結(jié)構(gòu)的流阻作為主要優(yōu)化目標(biāo)，探索降低繞組溫度的同時(shí)降低水阻的優(yōu)化方法，以全面提升該電驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)的散熱性能。

3 冷卻流道結(jié)構(gòu)優(yōu)化

3.1 單目標(biāo)智能尋優(yōu)

圖8為單目標(biāo)智能尋優(yōu)流程框圖及模型框架示意圖。通過創(chuàng)建樣本點(diǎn)，利用流體仿真軟件計(jì)算得到相應(yīng)的計(jì)算結(jié)果。再采用Kriging近似模型方法對(duì)選取的樣本點(diǎn)建立代理模型并驗(yàn)證精度。最后采用Isight軟件搭建基于多遺島算法的智能尋優(yōu)流程，通過迭代計(jì)算獲得最優(yōu)解[24-25]。本文選取的設(shè)計(jì)變量及取值范圍如表2所示。各變量對(duì)應(yīng)的結(jié)構(gòu)如圖9所示。

基于數(shù)據(jù)挖掘的思維，采用總變差分析方法揭示各設(shè)計(jì)變量對(duì)優(yōu)化目標(biāo)的影響規(guī)律[26]。圖10為各設(shè)計(jì)變量對(duì)優(yōu)化目標(biāo)的影響餅狀圖。百分?jǐn)?shù)越大表示相應(yīng)的設(shè)計(jì)變量對(duì)優(yōu)化目標(biāo)的影響越大。圖中可以看出，流阻受水道厚度、電機(jī)水道寬度的影響均較大，其所占比重分別為47.73%和42.73%。對(duì)繞組溫升影響較大的設(shè)計(jì)變量為水道數(shù)和水道厚度，其所占比重分別為54.06%和26.56%。

為確定樣本點(diǎn)數(shù)值預(yù)測(cè)的精度，采用Kriging近似擬合模型進(jìn)行了擬合和誤差分析，得到如圖11的Kriging近似模型交叉驗(yàn)證誤差圖。圖中R2為誤差判定決定系數(shù)，越接近1表示擬合模型精度越高，一般R2大于0.9則模型精度符合要求。圖中顯示流阻和繞組溫升的R2為0.923 71和0.925 06，均大于0.9，滿足精度要求。

圖8 單目標(biāo)智能尋優(yōu)流程框圖及模型框架示意圖

表2 設(shè)計(jì)變量及取值范圍

圖9 設(shè)計(jì)變量對(duì)應(yīng)的結(jié)構(gòu)示意圖

圖10 設(shè)計(jì)變量對(duì)優(yōu)化目標(biāo)的影響

圖11 Kriging近似模型交叉驗(yàn)證誤差

通過單目標(biāo)智能尋優(yōu)，獲得了表3的單目標(biāo)智能尋優(yōu)結(jié)果的設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)照表。流阻最優(yōu)時(shí)流阻值為10.63 kPa，比初始模型的流阻31.87 kPa降低了66.6%；繞組溫度最優(yōu)時(shí)繞組溫度值為116.55 ℃，比初始模型的繞組溫度120.04 ℃降低了2.9%。流阻最優(yōu)解和繞組溫度最優(yōu)解對(duì)應(yīng)的變量取值并不相同，說(shuō)明在選取的變量參數(shù)范圍內(nèi)流阻和繞組溫度不可能同時(shí)滿足最優(yōu)。因此，需要采用多目標(biāo)優(yōu)化方法搭建協(xié)同優(yōu)化模型，找出同時(shí)滿足較低阻力和繞組溫度的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)參數(shù)，實(shí)現(xiàn)低流阻高散熱的冷卻流道結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。

表3 單目標(biāo)智能尋優(yōu)結(jié)果的參數(shù)對(duì)照表

3.2 協(xié)同優(yōu)化模型搭建及分析

圖12為協(xié)同優(yōu)化方法及分析模型。協(xié)同優(yōu)化模型分為低阻低溫的系統(tǒng)優(yōu)化層和子系統(tǒng)優(yōu)化層(流阻優(yōu)化層和繞組溫升優(yōu)化層)。

圖12 協(xié)同優(yōu)化分析方法基本流程框圖及模型框架示意圖

系統(tǒng)層傳遞初始設(shè)計(jì)變量給子系統(tǒng)層，子系統(tǒng)層獲得最優(yōu)解傳給系統(tǒng)層，子系統(tǒng)層最優(yōu)解互不相容時(shí)系統(tǒng)層根據(jù)系統(tǒng)約束將上述最優(yōu)解進(jìn)行線性組合消除不相容，得到的組合解與上次傳給子系統(tǒng)層的設(shè)計(jì)變量進(jìn)行對(duì)比分析，如果其差在某個(gè)可允許的范圍內(nèi)，迭代結(jié)束，得到最終優(yōu)化結(jié)果，反之，系統(tǒng)層進(jìn)行優(yōu)化，給出下次迭代的設(shè)計(jì)變量值，并進(jìn)入下一次循環(huán)求解過程，直至迭代完成[27-28]。選取了3種不同流阻和溫度的權(quán)重優(yōu)化結(jié)果如表4所示。權(quán)重比為1∶1時(shí)，繞組溫度為117.5 ℃，相比初始模型的繞組溫度降低2.9 ℃。權(quán)重比為6∶4和4∶6時(shí)，繞組溫度分別為118.1 ℃和116.9 ℃。初始模型的電機(jī)繞組最高溫度略高于性能參考溫度，電機(jī)將會(huì)有逐漸退磁導(dǎo)致性能衰退的風(fēng)險(xiǎn)，為確保電機(jī)工作性能，應(yīng)盡可能降低繞組溫度。因此，最終選擇權(quán)重比為 4∶6的結(jié)果作為最終的優(yōu)化方案。

表4 協(xié)同優(yōu)化尋優(yōu)結(jié)果

3.3 優(yōu)化效果對(duì)比

圖13為冷卻流道結(jié)構(gòu)優(yōu)化前后的壓力分布云圖。從圖中可以看出，優(yōu)化后流道流阻降低明顯。最大阻力值從31.87 kPa降到了19.3 kPa，流阻降低了12.5 kPa,降幅為39.4%。

圖13 冷卻流道壓力分布

圖14—圖15為冷卻流道結(jié)構(gòu)優(yōu)化前后的冷卻液流速分布云圖和流速矢量云圖。從圖中可以看出，冷卻液流動(dòng)更為均勻，拐角處的渦旋區(qū)域得到了明顯改善，流動(dòng)死區(qū)區(qū)域也明顯減少，表明優(yōu)化后的冷卻流道結(jié)構(gòu)更有利于整體散熱。圖16為各固體部件表面溫度場(chǎng)分布。

圖14 冷卻流道內(nèi)流速分布

圖15 冷卻流道內(nèi)流速矢量圖分布

圖16 冷卻流道結(jié)構(gòu)優(yōu)化后各固體部件表面溫度場(chǎng)分布

從圖16中可看出定子鐵芯、電機(jī)繞組、轉(zhuǎn)子鐵芯、永磁體的表面溫度均比原模型對(duì)應(yīng)的表面溫度低。其中，通過CFD軟件中Maximum監(jiān)測(cè)報(bào)告可獲得電機(jī)繞組溫度最高約為116.76 ℃，比原模型電機(jī)繞組溫度120.04 ℃降低了3.28 ℃，降幅為2.7%。IGBT表面溫度分布更為均勻，最高溫度值約為80 ℃，滿足其使用要求。

4 結(jié)論

1) 搭建流固耦合分析模型分析了電機(jī)及控制器集成冷卻流道的散熱性能，冷卻流道原結(jié)構(gòu)存在局部渦旋和流動(dòng)死區(qū)，冷卻流道流阻為 31.87 kPa，電機(jī)繞組最高溫度為120.04 ℃。IGBT溫度分布不均勻。

2) 采用單目標(biāo)智能尋優(yōu)方法進(jìn)行了流阻及電機(jī)繞組溫度最優(yōu)時(shí)冷卻流道結(jié)構(gòu)參數(shù)的優(yōu)選。流阻最優(yōu)時(shí)流阻值為10.63 kPa，比初始模型的流阻31.87 kPa降低了66.6%；繞組溫度最優(yōu)時(shí)繞組溫度值為116.55 ℃，比初始模型的繞組溫度120.04 ℃降低了2.9%。流阻最優(yōu)解和繞組溫度最優(yōu)解對(duì)應(yīng)的變量取值并不相同，說(shuō)明在選取的變量參數(shù)范圍內(nèi)流阻和繞組溫度不可能同時(shí)滿足最優(yōu)。

3) 基于多學(xué)科多目標(biāo)分析方法搭建了協(xié)同優(yōu)化模型，獲得了3種不同流阻和溫度的權(quán)重優(yōu)化結(jié)果。為確保電機(jī)工作性能，應(yīng)盡可能降低繞組溫，最終選擇了流阻與電機(jī)繞組溫度的權(quán)重比為4∶6的結(jié)果作為優(yōu)化方案。優(yōu)化后冷卻流道阻力顯著下降，流阻較原始模型降低約12.5 kPa，降幅39.4%。優(yōu)化后電機(jī)繞組端部最高溫度較原始模型降低3.28 ℃,降幅2.7%。研究結(jié)果可為電機(jī)及控制器冷卻結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)及改良提供參考。