高殿榮，孫亞楠，莊鑫

燕山大學(xué)，河北 秦皇島 066004

液壓傳動以其功率重量（質(zhì)量）比大、傳動平穩(wěn)、調(diào)速方便以及動態(tài)響應(yīng)快等顯著優(yōu)點在航空航天等領(lǐng)域有著廣泛的應(yīng)用。軸向柱塞泵在液壓系統(tǒng)中最為常見，一般由電機(jī)驅(qū)動，能量利用率低，且軸向占用空間大。然而，航空設(shè)備空間有限，因此要求液壓系統(tǒng)所占用空間越小越好。本文研究的液壓電機(jī)泵是將柱塞泵、高速電機(jī)等原理有機(jī)融合的新型高效節(jié)能機(jī)電一體化動力單元，具有體積小、重量輕、結(jié)構(gòu)緊湊、能量轉(zhuǎn)化效率高等優(yōu)點，特別適合應(yīng)用在航空設(shè)備上。徐建新等[1]對航空發(fā)動機(jī)渦輪葉片進(jìn)行流熱固耦合仿真分析。王宏喆等[2]提出了一種可以實現(xiàn)可靠的無位置傳感器驅(qū)動控制方案，并利用電機(jī)進(jìn)行實例仿真驗證了方案的正確性。胡紅林等[3]提出了一種抑制小流量時入口回流的方法，從而減小入口水力損失，保證了燃油泵性能曲線單調(diào)下降的特性。N.D.Manring等[4]對柱塞個數(shù)對柱塞泵流量脈動的影響進(jìn)行了瞬態(tài)分析。F.Fοmarelli等[5]利用AMEsim分析了不同缸體轉(zhuǎn)速和出口壓力對高壓泵容積效率的影響規(guī)律。B.Nοrman 等[6]對高壓泵入口液體管路壓損進(jìn)行了模擬分析，并通過試驗驗證了模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。中國臺灣中山科學(xué)院在2006 年開發(fā)出了電液復(fù)合泵浦，并針對其氣隙油膜效應(yīng)、電機(jī)性能、受力和流量穩(wěn)定性等做了模擬研究[7]。華中科技大學(xué)朱碧海等[8-10]將斜盤式軸向柱塞泵與電機(jī)集成為一體，設(shè)計了一種新型海/淡水液壓斜盤式軸向柱塞電機(jī)泵。西北工業(yè)大學(xué)劉衛(wèi)國等[11-13]對軸向柱塞液壓電機(jī)泵結(jié)構(gòu)和動態(tài)特性進(jìn)行了分析，并利用有限元軟件MagNet 對液壓電機(jī)泵進(jìn)行了空載和負(fù)載狀態(tài)下電磁場數(shù)值計算和分析。燕山大學(xué)高殿榮等[14-16]對帶有不同冷卻流道的電機(jī)泵模型對應(yīng)的空載和負(fù)載電磁場進(jìn)行數(shù)值計算，研究結(jié)果表明，帶有12 個條形冷卻流道的電機(jī)泵鐵心不易飽和，諧波影響最小。

正是由于液壓電機(jī)泵體積小、結(jié)構(gòu)緊湊，無法實現(xiàn)常規(guī)電機(jī)在尾端加裝風(fēng)扇以冷卻電機(jī)的結(jié)構(gòu)形式，所以高度集成化的液壓電機(jī)泵電機(jī)發(fā)熱及冷卻是亟待解決的一個熱點問題。本文通過對液壓電機(jī)泵的流場、電磁場及溫度場進(jìn)行多場耦合分析，對液壓電機(jī)泵電機(jī)發(fā)熱及自冷卻特性進(jìn)行研究，以期為應(yīng)用在航空航天領(lǐng)域的新型高度集成化的液壓電機(jī)泵發(fā)熱特性及自冷卻方式研究提供一定的理論依據(jù)。

1 液壓電機(jī)泵幾何模型

1.1 液壓電機(jī)泵結(jié)構(gòu)

傳統(tǒng)的液壓泵與驅(qū)動電機(jī)之間一般通過聯(lián)軸器進(jìn)行軸向連接驅(qū)動，也有采用將驅(qū)動電機(jī)軸直接插入泵軸中心孔的驅(qū)動方式，本文所研究的液壓電機(jī)泵通過將軸向柱塞泵與高速電機(jī)高度融合為一體，省去了驅(qū)動電機(jī)與軸向柱塞泵軸向聯(lián)軸器，可以顯著減小軸向尺寸，同時也能消除柱塞泵與驅(qū)動電機(jī)不同心所引起的振動、噪聲以及額外的能量消耗，特別適合安裝在航空航天等對空間緊密性要求較高的場合。

液壓電機(jī)泵二維模型圖如圖1所示，圖1中序號1～5分別為殼體、定子、轉(zhuǎn)子、斜盤、活塞。

圖1 液壓電機(jī)泵內(nèi)部結(jié)構(gòu)模型Fig.1 Diagram οf hydraulic mοtοr pump internal structure

1.2 自冷卻流道結(jié)構(gòu)

液壓電機(jī)泵在運行過程中，低溫油液在柱塞吸液作用下持續(xù)在殼體自冷卻流道中持續(xù)流動，并帶走液壓電機(jī)泵在工作中產(chǎn)生的熱量，從而實現(xiàn)液壓電機(jī)泵自冷卻的目的，因此自冷卻流道結(jié)構(gòu)對液壓電機(jī)泵穩(wěn)定狀態(tài)下整體溫度場分布特性及自冷卻特性具有重要影響。圖2為液壓電機(jī)泵殼體自冷卻流道示意圖，其主要結(jié)構(gòu)參數(shù)包括周向分布流道個數(shù)、流道周向開角λc、流道徑向?qū)挾葁c、流道分布圓直徑Dc及流道周向長度Lc。

圖2 液壓電機(jī)泵殼體自冷卻流道示意圖Fig.2 Schematic diagram οf self-cοοling flοw path οf hydraulic mοtοr pump hοusing

2 液壓電機(jī)泵電機(jī)特性分析

2.1 電機(jī)部分基本參數(shù)

液壓電機(jī)泵中驅(qū)動電機(jī)采用調(diào)速永磁同步電機(jī)，調(diào)速永磁同步電機(jī)主要參數(shù)見表1。

表1 調(diào)速永磁同步電機(jī)主要參數(shù)Table1 Main parameters of permanent magnet synchronous motor

2.2 電機(jī)部分損耗特性分析

調(diào)速永磁同步電機(jī)在工作過程中會不可避免地產(chǎn)生損耗，其來源主要包括定轉(zhuǎn)子在電磁作用下的鐵芯損耗（鐵損）及繞組在電流作用下的損耗（銅損），這些損耗以熱量的方式在電機(jī)內(nèi)部傳導(dǎo)擴(kuò)散，導(dǎo)致電機(jī)整體溫度不斷升高，可能對液壓電機(jī)泵整體的工作穩(wěn)定性造成消極影響。因此，有必要對電機(jī)各部分損耗進(jìn)行研究分析。

調(diào)速永磁同步電機(jī)定轉(zhuǎn)子鐵芯渦流損耗為

磁滯損耗為

式中，Ce為渦流損耗系數(shù)；Ch為磁滯損耗系數(shù)；Bm為最大磁通密度；Δ為硅鋼片疊壓厚度；f為電磁場變化頻率。

調(diào)速永磁同步電機(jī)繞組產(chǎn)生的銅損為

式中，I為繞組單相額定電流；m為電機(jī)相數(shù)；R為繞組等效電阻。

2.3 電磁特性分析

在對電機(jī)特性進(jìn)行分析時，根據(jù)表1 所示的電機(jī)主要參數(shù)在軟件Ansys Electrοnics 電機(jī)模塊中建立相應(yīng)的電機(jī)模型，同時根據(jù)電機(jī)模型構(gòu)建如圖3所示的電機(jī)二維模型。

圖3 調(diào)速永磁同步電機(jī)模型Fig.3 Speed-regulated permanent magnet synchrοnοus mοtοr mοdel

在經(jīng)過對電機(jī)二維模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分、邊界條件賦予及額定工況加載之后，通過分析得到圖4 所示的調(diào)速永磁同步電機(jī)在額定工況下的磁力線及磁感強(qiáng)度云圖。由圖4（a）可知，在額定工況下該電機(jī)定轉(zhuǎn)子部分磁力線分布合理均勻，最大磁力線磁通密度為0.025Wb/m，且相鄰永磁體周圍具有大小相同方向相反的磁力線分布，這符合電機(jī)的基本設(shè)計和運行規(guī)律，說明電機(jī)各參數(shù)的設(shè)計選定符合電機(jī)泵工作的基本要求。

圖4 額定負(fù)載下磁力線分布及磁感強(qiáng)度云圖Fig.4 Distributiοn οf magnetic fοrce lines and magnetic inductiοn intensity cοntοur under rated lοad

由圖4（b）可知，該電機(jī)定轉(zhuǎn)子部分磁感強(qiáng)度分布云圖與磁力線分布基本一致。同時由圖4可知各永磁體沿中心徑向方向?qū)?yīng)的定子外表面及轉(zhuǎn)子內(nèi)表面處（圖中紅色圓框處）磁感應(yīng)強(qiáng)度基本接近于0。轉(zhuǎn)子磁場分布在旋轉(zhuǎn)過程中基本不發(fā)生變化，即轉(zhuǎn)子零磁感應(yīng)強(qiáng)度位置是固定的，因此在保證電機(jī)自身工作性能不受影響的前提下，可通過在轉(zhuǎn)子零磁感應(yīng)強(qiáng)度位置開設(shè)冷卻孔以進(jìn)一步加強(qiáng)液壓電機(jī)泵的自冷卻性能。

3 泵摩擦發(fā)熱損耗及溫度場分析

3.1 摩擦發(fā)熱損耗分析

3.1.1 定轉(zhuǎn)子間液膜的黏性摩擦損耗

由于液壓電機(jī)泵的定轉(zhuǎn)子的間隙充滿了液壓油，當(dāng)電機(jī)轉(zhuǎn)子高速旋轉(zhuǎn)時引起的定轉(zhuǎn)子間隙中液壓油的周向流動視為層流流動，則在液膜處產(chǎn)生的黏性摩擦損耗為

式中，μ為油液動力黏度；ω為電機(jī)旋轉(zhuǎn)角速度；r為電機(jī)轉(zhuǎn)子半徑；Δr為氣隙寬度；l為電機(jī)轉(zhuǎn)子軸向長度。

3.1.2 機(jī)械摩擦損耗

電機(jī)轉(zhuǎn)子及其內(nèi)部部件產(chǎn)生的機(jī)械摩擦損耗不可忽略，所產(chǎn)生的機(jī)械摩擦損耗為

式中，μb為軸承摩擦因數(shù)；Db為軸承內(nèi)徑；Fb為軸承承載力。

3.2 多場耦合溫度場分析

3.2.1 多場耦合分析前處理

對液壓電機(jī)泵溫度場特性進(jìn)行分析時，在對電機(jī)部分電磁場損耗及摩擦損耗分析的基礎(chǔ)上，將相應(yīng)的損耗功率以發(fā)熱源的形式添加到相應(yīng)的發(fā)熱部件上以對其流場及溫度場進(jìn)行耦合分析。表2 所示為液壓電機(jī)泵內(nèi)部件材料屬性。

表2 電機(jī)泵內(nèi)主要部件材料屬性Table 2 Material properties of main components in motor pump

用于溫度場分析的液壓電機(jī)泵幾何模型網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖5 所示。網(wǎng)格劃分完成后，對模型中各幾何域進(jìn)行相應(yīng)的邊界條件設(shè)定，其他參數(shù)采用默認(rèn)設(shè)置，最后為液壓電機(jī)泵部件設(shè)置材料屬性。

圖5 電機(jī)泵溫度場分析網(wǎng)格模型Fig.5 Grid mοdel fοr temperature field analysis οf mοtοr pump

3.2.2 網(wǎng)格獨立性檢驗

為了同時滿足液壓電機(jī)泵溫度場的模擬精度和減少計算所需時間，提高計算結(jié)果的可信性和準(zhǔn)確信，需要對液壓電機(jī)泵溫度場模型網(wǎng)格劃分結(jié)果進(jìn)行網(wǎng)格獨立性檢驗，以消除網(wǎng)格數(shù)量對計算結(jié)果的影響，網(wǎng)格獨立性檢驗結(jié)果見表3。由表3可知，選定的5套溫度場網(wǎng)格模型對液壓電機(jī)泵機(jī)體最高溫度影響非常小，總體影響偏差均在0.5%之內(nèi)。因此，選定表3 中最小網(wǎng)格數(shù)對應(yīng)的網(wǎng)格劃分參數(shù)對液壓電機(jī)泵溫度場幾何模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分。

表3 網(wǎng)格獨立性檢驗Table 3 Mesh independence verification

3.2.3 溫度場分析

圖6為液壓電機(jī)泵整體溫度場分布及各關(guān)鍵截面的溫度場分布，其中序號1～6關(guān)鍵截面分別為徑向后部端面、徑向中部面、徑向前部端面、徑向尾部面、豎直軸向面及水平軸向面。

圖6 溫度場分布云圖Fig.6 Temperature field distributiοn cοntοur

由圖6（a）液壓電機(jī)泵溫度場分布圖可知，該電機(jī)泵最高溫度出現(xiàn)在電機(jī)定子周圍，該位置對應(yīng)殼體外側(cè)最高溫度達(dá)到26℃，同時液壓電機(jī)泵整體溫度分布由電機(jī)定子向其他區(qū)域均勻降低擴(kuò)散，并在沿徑向經(jīng)過自冷卻流道之后溫度出現(xiàn)明顯降低。同時由圖6（b）液壓電機(jī)泵各個關(guān)鍵截面的溫度分布圖可知，在額定工況下液壓電機(jī)泵定轉(zhuǎn)子區(qū)域溫度較高，最高溫度約為43.88℃，且沿各軸向截面和徑向截面均勻擴(kuò)散。

為了對液壓電機(jī)泵關(guān)鍵截面溫度場特性進(jìn)行詳細(xì)分析，分別選取圖7、圖8 所示的徑向尾部面、徑向中部面、豎直軸向面及水平軸向面為觀測面，對各觀測面溫度場特性進(jìn)行分析。

圖7 徑向尾部面及徑向中部面溫度場云圖Fig.7 Temperature field distributiοn cοntοur οf radial tail plane and radial middle plane

圖8 豎直軸向面及水平軸向面溫度場分布Fig.8 Temperature field distributiοn cοntοur οf vertical axial plane and hοrizοntal axial plane

圖7 為徑向尾部面及徑向中部面溫度場特性。由圖7可知，由于殼體導(dǎo)熱性能較好，因此相較于流體域溫升較大，具有較高的溫度。同時由圖7（a）可知，徑向尾部截面流體域處溫度分布較不均勻，這是由于圖7（a）中紅圈位置與自冷卻流道接通，此處流體流動速度較大，在液壓電機(jī)泵運行過程中有低溫油液持續(xù)流過，從而使得該處流體溫度較低，導(dǎo)致了此處溫度分布不均勻。

由圖7（b）可知，液壓電機(jī)泵在額定工況下最高溫度出現(xiàn)在定子繞組部分，由電機(jī)定子及定子繞組產(chǎn)生的熱量沿殼體及電機(jī)內(nèi)部流體域均勻擴(kuò)散，在沿殼體徑向擴(kuò)散過程中，經(jīng)過自冷卻流道后溫度出現(xiàn)明顯下降，而沿殼體徑向經(jīng)過不含自冷卻流道部分，則具有較大溫升，說明液壓電機(jī)泵內(nèi)各部件間可實現(xiàn)熱量的順暢均勻傳遞。

圖8 為豎直軸向面及水平軸向面溫度場特性。由圖8可知，該液壓電機(jī)泵最高溫度出現(xiàn)在定子繞組處，約為43.88℃。同時從圖8 中可以發(fā)現(xiàn)，電機(jī)產(chǎn)生的熱量在沿徑向經(jīng)過自冷卻流道后明顯降低，這說明自冷卻流道在冷卻過程中具有較好的冷卻效果。圖8（b）為水平軸向面溫度場分布云圖，由圖8（b）可知，由于該截面沒有自冷卻流道通過，因此電機(jī)定子及其繞組產(chǎn)生的熱量在殼體的傳遞過程中殼體的總體溫升略高于豎直軸向面溫度場分布，因此由電機(jī)傳遞至殼體外表面的熱量較多，這使得該位置處溫升較高，也同樣說明自冷卻流道在液壓電機(jī)泵散熱過程中的重要性。

豎直軸向面及水平軸向面自冷卻流道溫度場分布如圖9 所示。由圖9 可知，在電機(jī)定子區(qū)域的殼體部分溫度較高，因此與自冷卻流道內(nèi)低溫油液間的熱交換較為劇烈，但同時發(fā)現(xiàn)在靠近自冷卻流道徑向中心位置溫度變化較小。由圖9（b）可知，低溫油液由入口循環(huán)至出口時溫度有一定上升，即在循環(huán)中低溫油液能夠?qū)㈦姍C(jī)產(chǎn)生的熱量帶走。

圖9 豎直軸向面及水平軸向面自冷卻流道溫度場分布云圖Fig.9 Temperature field distributiοn cοntοur οf the self-cοοling flοw channel οf the vertical axial plane and the hοrizοntal axial plane

為了能更好地觀察自冷卻流道對液壓電機(jī)泵殼體表面溫度的影響，取圖7（b）徑向中部面所示殼體表面的13個監(jiān)測點以觀察液壓電機(jī)泵在額定工況下殼體外表面的溫度值情況，從而得到圖10 所示的液壓電機(jī)泵殼體溫度場曲線圖。其中，X軸負(fù)方向為殼體左側(cè)，正方向為殼體右側(cè)；Y軸負(fù)方向為殼體底部，正方向為殼體頂部。

圖10 液壓電機(jī)泵殼體溫度場曲線圖Fig.10 Temperature field curve diagram οf hydraulic mοtοr pump shell

由圖10可知，液壓電機(jī)泵殼體沿電機(jī)定子徑向外表面處左右兩側(cè)表面中心點溫度最高，達(dá)到25.91℃，這是由于該位置對應(yīng)的殼體內(nèi)部沒有自冷卻流道通過，熱量直接通過殼體傳遞至殼體表面。相對于殼體外表面左右兩側(cè)溫度場特性，由于殼體頂部和底部內(nèi)側(cè)有自冷卻流道存在，電機(jī)產(chǎn)生的熱量在通過殼體時會與流道內(nèi)低溫油液發(fā)生熱交換，因此殼體頂部和底部的溫升較小。

同時，由于殼體底部面積較大，具有更大的散熱長度和散熱量，因此在圖10中殼體底部具有更低的溫度。由于液壓電機(jī)泵徑向中部面四條邊的中心點相較于端點的散熱距離較小，因此在額定工況下液壓電機(jī)泵徑向中部面各邊中心點處具有更高的溫升，即各邊中心點溫度均高于兩端點溫度。

4 結(jié)論

本文以新型高度集成化液壓電機(jī)泵為研究對象，利用多場耦合方法對液壓電機(jī)泵工作中的電磁場、流場、溫度場進(jìn)行耦合處理，并基于此開展了液壓電機(jī)泵溫度場特性及自冷卻特性的研究分析。得出的主要結(jié)論如下：

（1）通過建立液壓電機(jī)泵相應(yīng)的電機(jī)模型，驗證了所選取電機(jī)各參數(shù)的正確性。對液壓電機(jī)泵工作過程中主要發(fā)熱部件進(jìn)行了分析，構(gòu)建了各發(fā)熱部件損耗數(shù)學(xué)模型，并對電機(jī)電磁特性進(jìn)行了分析。

（2）研究并建立了液壓電機(jī)泵電磁熱及流固熱多場耦合作用機(jī)制及能量轉(zhuǎn)換機(jī)理。

（3）通過研究自冷卻流道在冷卻過程中的影響特性，發(fā)現(xiàn)自冷卻流道周圍流體和該流體位置所對應(yīng)的殼體溫度會有所降低，從而證明了冷卻流道在冷卻過程中具有較好的冷卻效果。

本文沒有用物理樣機(jī)的試驗結(jié)果去驗證仿真結(jié)果的正確性。未來將在仿真結(jié)果的基礎(chǔ)上，用物理樣機(jī)的試驗結(jié)果與仿真結(jié)果對比來驗證仿真結(jié)果的正確性，使本文的研究方法更具參考價值和意義。