油冷電機噴油孔流量分配特性分析方法研究

陳玉祥， 熊 飛， 朱林培， 劉 雄

(廣州汽車集團股份有限公司 汽車工程研究院， 廣東 廣州 511434)

引言

電機冷卻系統是混合動力變速器重要組成部分，當電機的電磁方案和內部損耗確定之后，冷卻系統對電機的換熱效果是影響電機散熱的主要因素。電機的冷卻方式有風冷和液冷2種，液冷方式又包括油冷和水冷。對于含有制動器或離合器等控制元件的混合動力變速器而言，需要設計高壓閉合油路來完成控制，電機采用油冷方式，可以實現冷卻系統與高壓控制系統的集成設計，已經成為新的發展趨勢。

油冷系統結構復雜，為避免出現噴油孔流量分配不均導致電機局部溫升過高的問題，提升冷卻系統的匹配設計能力，成熟可靠的匹配分析方法是關鍵。合理的結構設計不僅能夠有效帶走電機的熱量， 減少工藝的復雜性，而且能夠減少反復試驗造成的試驗資源浪費[1]。為了對冷卻系統流量分配的合理性進行評估，較多采用數學建模的分析方法[2-3]，采用三維軟件和一維軟件進行仿真計算[4-5]也各自具有不同的優勢。三維仿真分析考慮詳細的幾何結構，仿真精度高，但缺乏靈活性。數學建模或基于一維商業軟件的分析都可以較好的進行多參數優化分析。

本研究通過多維度的仿真分析方法，從方案設計到結構優化，對油冷電機噴油冷卻系統進行深入的研究。首先，根據電機冷卻需求，確定噴油冷卻系統的基本結構和噴油孔位置，并對影響噴油效果的因素進行分析，確定優化目標，構建優化方法；然后，建立三維、一維仿真模型，通過流量分配臺架測試，驗證仿真分析的精度。三維分析校核了初始方案及一維分析的壓力分布，為一維多參數優化分析提供準確的分析模型；最后，基于一維優化方法，對噴油管直徑、不同位置的噴油孔直徑等因素進行優化設計，確定最優的噴油管結構。通過三維和一維相結合的分析方法，實現了復雜噴油冷卻系統分析精度和多參數優化的統一，克服了單一分析的局限性，避免了數學建模求解困難的問題，較好的改善了電機冷卻均勻性。

1 油冷電機噴油系統設計分析

根據油冷電機的結構和冷卻需求，確定冷卻系統的布置及初步方案。通過對噴油管典型結構的分析，得到影響噴油孔噴射質量的關鍵因素，并提取優化變量，建立優化方程。

1.1 噴油管布置及開孔方案

某混合動力變速箱噴油管位置及安裝如圖1所示，噴油管安裝在電機定子外圍的殼體上面，噴油管上開有不同方向的小孔，冷卻油液從噴油孔噴出。

圖1 噴油管位置及安裝

圖2為電機噴油冷卻回路的整體結構。主要由進油口、進油管、噴油管和噴油孔4部分組成。

冷卻回路進油口從機殼上部穿過，冷卻潤滑液通過進油管路到達噴油管，噴油管上分布多個噴油孔，冷卻液從噴油管小孔噴到電機的定子表面，最后又流回油底殼，形成一個回路。每個電機由3根噴油管進行噴油冷卻，噴油管1，2和3給電機1冷卻，噴油管4，5和6給電機2冷卻，噴油管7給齒輪嚙合進行潤滑。

圖2 噴油冷卻系統

1.2 影響因素分析

初步方案確定后，進一步對噴油管的特征結構進行分析。從圖2可知，噴油管系統最主要的結構是T形管，流量分配孔一般采用短孔，進油管和噴油管組成T形管結構，噴油管和末端的噴孔也是T形管結構。T形噴油管的結構如圖3所示。

圖3 T形管結構

流過T形管的壓力計算如式(1)和式(2)所示[6]:

(1)

(2)

式中, Δpλ—— 沿程壓力損失

v—— 管內油液的平均流動速度

Da—— 入口的管道直徑

Db—— 噴油口的直徑

Re—— 雷諾數

從式(1)可知，噴油管結構設計的關鍵因素為噴油管的直徑和噴油孔的直徑。本研究噴油孔壓力指噴油孔處T形管交叉位置的壓力，即噴油孔入口壓力。冷卻液在噴射過程中，各噴油孔處的噴射速度和壓力不同。若差異太大，會造成部分噴油孔噴油壓力大，噴射力度強，油液噴出量多；而部分噴油孔噴油壓力小，出現“滴油”現象。從而導致電機各處冷卻液噴灑不均，出現局部過溫問題。因此，冷卻油路設計是否合理的評價標準是各噴油孔的壓差盡可能小。

噴油孔的位置和數量與電機的發熱特性有關，電機冷卻需求量最大的部位為繞組兩端[7-8]。每1根噴油管在繞組位置設計2個大小一致的孔，中間部位流量需求小，設計1個孔。雙孔噴油孔的直徑和單孔噴油孔的直徑有一定的差異。因此，為了獲得最優的噴油冷卻結構，需對這3個因素進行合理設計。該參數優化問題可以表述成以下數學模型：

minf(X)

f(X)=max(p1,p2，…，pn)-min(p1,p2…pn)

s.t.gj(X)≥0.2,j=1,2,…,n

X=[x1,x2,x3]

(3)

式中，pn—— 第n個噴孔的壓力

f(X) —— 優化目標，表示最大壓差

X—— 一個n維的向量，表示上述優化問題的一組可行解

2 仿真建模及分析

2.1 三維仿真分析

采用軟件Star-ccm+進行三維仿真計算，得到各個部位的壓力損失及流場分布，確定各噴油孔的流量，并且直觀的顯示各個噴油孔的噴射狀態。如果某些噴孔出現“滴油”現象，則說明設計方案不合理，需對結構進行改進。

1) 三維建模及參數設置

對油冷電機噴油冷卻系統的幾何模型進行流體域抽取，并導入軟件Star-ccm+進行CFD流體網格劃分。對噴油孔區域進行網格細化，噴油冷卻系統的網格模型如圖4所示。

圖4 噴油冷卻系統網格模型

完成網格劃分后，在軟件中對油管的入口、出口邊界及冷卻油液的物理模型進行設置。三維計算過程中，為便于分析，對油液及其流動狀態進行一定的條件限定： 假定油液不可壓縮、 忽略其熱膨脹系數及能量交換等[9]，并且油液滿足三維定常湍流流動的連續性方程和運動方程。三維仿真的參數和邊界條件如表1所示。

表1 三維仿真參數設置

2) 三維仿真結果

變速箱啟動后，油溫會迅速從環境溫度上升到80～100 ℃，為了與試驗進行比較，設定入口流量為12 L/min，溫度為90 ℃。此工況下，噴油孔冷卻液的三維噴射仿真結果和噴油孔的編號如圖5所示。A1，A2，A6，A7，A12和A13為電機1左側端部繞組噴孔；A4，A5，A9，A10，A15和A16為電機1右側端部繞組噴孔；A3，A8和A14為電機1定子鐵芯噴孔，A11為電機1右軸承噴孔。B1，B2，B6，B7，B12和B13為電機2左側端部繞組噴孔；B4，B5，B9，B10，B15和B16為電機2右側端部繞組噴孔；B3，B8和B14為電機2定子鐵芯噴孔；B11為電機2右軸承噴孔，C1為電機1左軸承噴孔，C2和C3為電機2輸入軸齒輪和中間軸齒輪嚙合位置噴孔。仿真結果顯示各個噴油孔的噴射狀態良好。噴油冷卻系統三維壓力分布云圖結果如圖6所示，進油管入口壓力為0.03365 MPa。

圖5 三維仿真結果

圖6 噴油冷卻系統壓力云圖

試驗一般只能得到系統的入口壓力和噴油孔的流量，而三維計算還能得到其他各個部位的壓力，可以更好的為一維仿真模型的標定提供依據。

2.2 一維仿真分析

采用軟件AMESim進行一維仿真計算，為噴油孔流量分配的多參數一維優化分析建立準確的模型。相對于數學建模的方式，基于AMESim的一維分析可避免出現由于流量、壓力和沿程損失相互制約導致的高階微分方程組眾多，求解困難的問題。

1) 一維建模

首先根據管路幾何特性進行分段，在AMESim中離散成不同單元，單元特征根據實際情況設置。例如直管，通過設置直管的液力直徑、長度和內壁粗糙度等，簡化成一個流量與沿程損失相關的單元，彎管、三通管等其他單元也采用類似的方法處理。然后將所有單元連接起來，便建立了冷卻系統一維模型[10-11]。圖7是根據圖2所示油冷電機噴油冷卻系統建立的仿真模型。冷卻液在入口處以一定的壓力和流量注入,通過各個噴油孔噴出,每個通道的流量相互影響。

2) 一維仿真結果

與三維分析相同的工況下，進油口壓力、圖7中A點壓力、噴油孔最大壓力和最小壓力的一維仿真結果，以及與三維仿真結果的對比如表2所示，一維分析相對于三維分析的誤差小于7%。從進油口到噴油孔，壓力逐漸減小，壓力分布的趨勢也保持一致，如圖8所示。流量分配對比結果將在第4小節與試驗結果一并給出。

圖7 基于AMESim的一維仿真模型

表2 一維仿真結果及與三維結果對比

圖8 原方案一維、三維壓力分布仿真結果對比

冷卻液從噴油孔入口噴出到外界，噴油孔壓差決定了噴射流量，若試驗測試的流量分配、以及系統入口壓力與三維分析一致，則驗證了三維分析的精度。由于三維分析的沿程壓力損失分析精度高[4]，通過三維校核一維的壓力損失，最終確定一維分析的精度滿足優化分析的需求。

3 仿真與試驗對比

為了驗證上述仿真分析的精度，建立了如圖9所示的流量分配試驗臺[12]。試驗臺由液壓供油系統和冷卻噴油系統組成，不包含電機本體，僅測試噴油孔的流量及噴油狀態。在進油管入口位置安裝了油壓傳感器以監測入口油壓。由于噴油孔位置無法安裝油壓傳感器，試驗不能監測每個噴油孔的壓力，而仿真卻容易實現，這也體現了仿真分析的優勢。

圖9 油冷電機噴油冷卻系統試驗

入口流量12 L/min，油溫90 ℃的條件下進行測試，進油管入口測試油壓為0.03301 MPa，進油管入口油壓三維仿真的誤差為1.94%，一維仿真的誤差為4.82%。待系統穩定后分別測出每個噴油孔的冷卻液流量，電機1不同位置噴油孔的冷卻液流量對比如表3所示，電機2不同位置噴油孔的冷卻液流量對比如表4所示。仿真與試驗對比發現，各噴油孔流量相對于試驗結果，三維仿真和一維仿真的最大誤差分別為3.32%和4.07%，流量分配誤差不超過5%，仿真精度滿足工程分析要求。誤差來源主要包括數學模型與實際管路的差異、油液黏度特性差異以及仿真的簡化處理等。由于噴油孔的直徑非常小，加工精度難以保證，是噴油孔流量分配仿真誤差的主要來源。

4 噴油管系統優化設計

采用多參數優化計算方法，首先確定優化變量及其取值范圍， 然后對其進行離散。由第2小節分析可知，根據式(3)，確定優化變量為電機繞組處噴油孔直徑K1，中間及軸承位置噴油孔直徑K2和噴油管直徑K3。變量取值范圍越寬、離散量越大，計算量也越大，離散時應考慮孔徑的加工可行性、同時兼顧計算量和計算精度。以噴油孔直徑為例，孔徑小于0.8 mm就難以加工，而孔徑太大，需求流量也增加，影響液壓系統效率。綜合考慮，噴油孔直徑取值范圍為0.8～1.8 mm,離散量為6。各變量的取值范圍和離散量如表5所示。

表5 優化變量及離散

在AMESim中設置3個全局變量Global Parameters，然后在仿真參數管理Study Manager中將3個參數轉化為變量并進行離散。按照表5所示，計算量總計為6×6×9=324。通過AMESim計算，圖10是各個方案噴油孔最小壓力的變化范圍，最小壓力小于0.04 MPa。圖11是各個方案噴油孔最大壓差的變化范圍，最大壓差的變化為0.00118～0.00214 MPa。

表3 電機1噴油孔冷卻潤滑流量對比 L·min-1

表4 電機2噴油孔冷卻潤滑流量對比 L·min-1

圖10 各方案噴油孔最小壓力

圖11 各方案噴油孔最大壓差

圖12是所有方案的噴油孔最小流量的變化，部分方案的最小流量小于0.2 L/min，不滿足gj(X) ≥0.2 L/min 這一限制條件，而滿足限制條件的方案共有162個。其中，滿足各噴油孔壓差最小這一最優條件的方案為K1=1 mm，K2=1.2 mm，K3=5.8 mm。此時，噴孔最小流量為0.204 L/min，最大壓差為0.00119 MPa，比初始方案最大壓差減小了11.85%。原始方案靠近進油口位置的噴油孔壓力大，油液噴射力度大，遠離進油口的末端位置噴油孔壓力小，油液噴出力度小，如圖9黑色圈所示，其冷卻液未噴射到透明玻璃罩上。優化后的噴油系統末端噴油效果如圖13所示，由于壓差減小，末端位置噴油孔冷卻液噴出力度明顯增強。

圖12 各方案噴油孔最小流量

圖13 噴油管末端噴油效果

5 結論

(1) 各噴油孔流量三維、一維分析結果與試驗結果的最大誤差分別為3.32%和4.07%，分析精度都能較好的滿足工程分析要求；

(2) 基于AMESim一維多參數優化分析，最優方案相比原始方案，最大壓差減小11.85%，提升了電機冷卻均勻性；

(3) 通過三維、一維相結合的仿真分析方法，建立了油冷電機噴油孔流量分配特性的系統研究方法，優化變量合理，分析高效可行。