一種淋油冷卻永磁同步電機溫度場研究

周茜茜，黃 勇

(中車株洲電機有限公司，株洲 412000)

0 引 言

機殼水冷或風冷是電機常用的冷卻方式，但是電機內部的熱源需要通過層層材料傳遞到外部，再被冷卻介質帶走，無法直接冷卻繞組，導致端部溫度堆積，形成局部熱點[1-5]，制約著高功率密度永磁電機的發展。然而由于油的介電常數高，絕緣性能優，散熱效率良好[6]，淋油冷卻永磁同步電機在市場中應用越來越廣泛。許多學者和研究機構對油冷電機進行研究。美國NREL實驗室從油嘴設計、繞組設計、油量的分配和油溫設計等幾個方面對淋油冷卻進行實驗研究，為冷卻油路設計提供參考[7]。李東和以一臺50 kW電機為例，采用等效法對電機進行溫度場計算，計算值偏大，通過調整對流換熱系數使計算結果接近實驗結果[8]，但該計算缺乏有效的驗證。合肥工業大學劉馬林以一臺永磁同步電機作為研究對象，對噴油管冷卻結構進行研究。通過實驗驗證了繞組端部溫升與計算溫升誤差在4%以內[9]，但文中沒有提及仿真計算方法，且結論性內容較多。學者Tanguy做了大量實驗，在此基礎上對淋油冷卻電機進行研究，主要研究了不同流量對電機溫升影響[10]。

本文結合傳熱學理論[11]，采用計算流體動力學(簡稱CFD)方法[11]，對直接淋油冷卻電機進行溫度場計算。冷卻油通過油管噴油孔向繞組端部噴淋，同時流經定子鐵心以及轉子端部等位置，冷卻效率高，冷卻性能好，可滿足高功率密度、高轉矩密度電機，比較有研究意義。

1 淋油冷卻結構設計

本電機和變速箱是二合一結構，共用一套冷卻系統。該系統的介質既要潤滑變速箱又要有效冷卻電機的發熱部位，由此判斷淋油冷卻方式是最佳選擇。圖1是淋油冷卻結構示意圖。

圖1 淋油冷卻結構示意圖

從圖1的噴油結構可知，冷卻油從淋油管進口流入后分三路，一路經過定子鐵心上部，冷卻繞組端部和定子鐵心，也是主油路；一路冷卻轉子端部；另一路潤滑變速箱。冷卻結構的優劣取決于主油路淋油管的直徑、淋油孔數量和淋油孔直徑。為獲得最優的冷卻結構，需對這三個因素進行正交設計。按照正交仿真分析法，確定設計目標為噴油孔間最大壓力差和最大速度差最小，三個因素各有三個水平，如表1所示。

表1 因素水平表

每種方案的最大壓力差和速度差均是通過對噴油管CFD仿真計算得到的。主油路進口流量根據要求為6 L/min。表2列出速度差和壓力差較小的三組。

表2 正交表

從以上計算結果可以看出，L21,L24和L27速度差和壓力差均比較小。對比這三個方案，速度差呈遞增模式，壓力差呈遞減模式，綜合來看L24兼顧速度和壓力兩個指標，因此設定L24為最佳方案。

2 電機三維CFD溫度場計算數學模型

2.1 湍流流動控制方程

三維定常流動是指流動狀態不隨時間變化，湍流流動是指流體流速大到一定程度時做不規則運動。湍流定常流動遵循以下控制方程[12]。

連續方程：

(1)

式中：ρ表示流體密度；ui表示流體沿i方向速度分量。

動量方程：

(2)

式中：p表示流體靜壓力；ρgi表示重力沿i方向分量；Fi表示i方向的其他能源項；τij表示應力矢量，其中：

(3)

式中:u是分子粘度；式(3)第二項是體積膨脹的結果。

電機散熱過程中，冷卻介質流動狀態處于湍流形式，故相應的控制方程關于湍流動能k、湍流耗散率ε，可以通過RNGk-ε微分方程來計算。其數學描述如下：

(4)

(5)

式(4)中，Gk代表由于平均速度梯度產生的湍流動能，其計算公式：

(6)

2.2 電機內傳熱數學計算模型

基于流固耦合傳熱的方法對電機溫度場進行有限元計算，應用傳熱學理論研究導熱物體內部溫度場內在規律和最終狀態[11-12]。在笛卡兒坐標系下電機內三維瞬態導熱問題可描述如下[13]：

(7)

式中：kx，ky，kz為計算域內固體材料導熱系數沿不同方向的分量;T為待求邊界面溫度；qv為內熱源熱流密度；ρ為物體密度；c為物體比熱容；s1，s2，s3為三維狀態下的邊界面；n為待求解面的法向量；Tw表示高溫邊界初始溫度；Tf代表冷卻液溫度；qw為邊界熱流密度；h為對流換熱系數。

3 電機溫度場求解

3.1 模型簡化和假設

求解電機溫度場，應先建立電機三維幾何模型，如圖2所示，機殼前端直接與變速箱相連。

圖2 電機幾何模型

在盡量不影響溫升的情況下，為方便計算，對幾何模型做以下簡化：(1)周向的凸起的機殼可以簡化成圓形機殼，不影響散熱；(2)忽略轉軸小的臺階和退刀槽等特征，其他零部件的圓孔、倒角和凸臺等；(3)繞組端部簡化成純銅繞組外包1 mm厚絕緣材料。

在數值建模以及仿真參數設置過程中，對分析模型做以下幾點假設：(1)噴油速度遠小于聲速，馬赫數=流體速度/聲速，根據流體力學理論馬赫數較小的流體視為不可壓縮流體；(2)軸承處的機械摩擦損耗忽略不計；(3)電機內部傳熱方式以熱對流和熱傳導為主，不計熱輻射產生的影響；(4)認為不同損耗在相應零部件內均布；(5)鐵心材料熱導率各項異性，其余均為各項同性。

電機求解域內主要零部件材料的物性參數如表3所示，Dexron-VI冷卻油的熱物性參數如表4所示。

表3 電機材料物性參數

表4 Dexron-VI物性參數表

3.2 損耗分析

電機的主要作用是能量轉化，即電能轉化為機械能，其中無用功稱之為損耗，產生在不同的零部件位置，主要是繞組和鐵心，導致電機溫度升高，影響電機壽命和可靠性。本文電機的損耗計算應用ANSYS Maxwell有限元分析法，根據周期性取1/8模型，如圖3所示。圖4為電機效率map圖，從圖4中可以看出電機效率>96%。

圖3 電磁仿真模型

圖4 電機效率map圖

本次仿真計算了額定點、峰值轉矩點和高速持續點這三種工況。本文主要探討仿真計算的準確性，著重考慮額定點工況，損耗值如表5所示。

表5 額定點損耗

3.3 溫度場數值模擬

3.3.1 邊界條件

入口溫度65 ℃，冷卻液流量6 L/min，冷卻介質為Dexron-VI。考慮重力對冷卻介質的影響，開啟重力方程。由于噴嘴與定子鐵心之間有一定的距離，噴油后該部分是空氣與冷卻油的氣液兩相混合體，因此采用兩相流體VOF計算模型。該計算模型涉及到能量傳遞，需開啟能量方程。根據雷諾數計算公式Re=ρυd/μ，按照65 ℃入水油溫度算得雷諾數為2 800>2 320，判斷流體為湍流，開啟k-ε湍流模型。本次計算設邊界條件如表6所示。

表6 邊界條件

3.3.2 計算結果

采用插值法核算散熱量：q=cmΔt=2 264W，與總損耗的誤差為0.25%，近似認為發熱量與散熱量相等，驗證了計算的準確性。圖5是額定點的溫升計算云圖，圖6是圖5(a)中上下兩條線上的溫升沿軸向分布曲線。

表7 溫升結果

(a) X=0截面溫度云圖

圖6 上下繞組溫度沿Z向分布

圖5(a)是淋油冷卻電機的軸向截面圖。從圖5(a)中可以看出,噴油管在定子上面，冷卻油先流過定子上半部分，在重力和慣性力的作用下向下流動，在此過程中油溫不斷升高，因此定子上半部分溫升較下半部分低。圖5(b)是電機橫向中心截面溫度云圖，可以看出,噴油嘴較近的位置溫升較低，鐵心左右兩邊的溫度差異也比較明顯，主要原因是冷卻介質受電機旋轉的影響，在噴灑過程中整體向旋轉方向偏移，導致其中一邊分布的油量較多，而另一邊較少，從而導致兩邊溫差較明顯。圖5(c)是繞組的溫度分布云圖，可以比較清晰看出繞組的整體溫升分布狀況,繞組最高溫升分布在直線端中間位置處。從該云圖中也可以看出,繞組兩端溫度相差比較明顯，這是因為冷卻油在流動過程中受油管沿程阻力和局部阻力影響，出口端噴油量較小，因此溫升較高。圖5(d)是定子鐵心的溫度分布云圖，從圖5(d)中可以看出,與三個噴油孔對應的位置溫升較低，受轉子轉動影響，中間油孔的油往前流動，這也是前端溫升低的原因之一。從溫度云圖也可以判斷出三個噴油孔噴油量大小，中間噴油孔油量最小，最左端噴油孔油量最大。

在圖5(a)截面上建立位于上下端繞組上的兩條直線，圖6是這兩條直線上的溫升情況。圖6表明，繞組溫升沿軸向呈現先升高后降低的趨勢，且下端繞組比上端繞組溫升高5 ℃左右。油溫沿著管路越來越高，冷卻能力也越來越差，因此后端繞組溫升較前端繞組溫升高。

4 溫升實驗

4.1 溫升實驗設備

為驗證仿真模擬結果，我們對該油冷電機進行溫升測試。主要測試設備如圖7所示，測試設備由油冷電機、變速箱、控制器和測功機等組成。繞組對絕緣要求較高，而絕緣材料受溫度影響較大，因此繞組溫升是關注的重點。在流量一定的情況下，冷卻液受到淋油管壁面的阻力作用，靠近變速箱的繞組上端的淋油孔的流速較低。所以在傳動端繞組正上和正下位置各布置一個NTC溫度傳感器，如圖8所示。

圖7 試驗設備圖

圖8 傳感器位置布置示意圖

4.2 溫升實驗結果

對該油冷電機額定點溫升進行了測試。先空載運行，當油路回油正常后再按照工況點條件進行加載。已知入油口溫度為42.6 ℃，環境溫度為18 ℃。測試結果如圖9所示。

從圖9中可以看出，上下端繞組隨時間增加，最后達到了穩定。穩定時額定點上下位置繞組溫升差值為25 ℃左右，這說明繞組下端沒有被充分冷卻。上下端繞組溫升相差較大是油管設計時只設計上端兩個噴油孔的必然結果。

圖9 額定點溫度試驗值

5 計算結果與實驗結果對比

計算結果與實驗結果對比如表8所示。

表8 計算結果與實驗結果

從仿真結果來看，繞組溫度最高點分布在下端鐵心與繞組相連的中間位置，原因是轉子旋轉使得鐵心上的冷卻油向出口端移動，自然滑落至冷卻鐵心下端中部的油量減少，直線端的繞組沒有辦法直接冷卻，因此溫升較高。然而，溫度傳感器安裝的位置是繞組端部，計算的繞組端部最高溫度為128 ℃，與實際測量122.4 ℃的較接近。

實驗結果表明，端部繞組上下端溫差較大，主要原因是散嵌繞組電機端部整形時用到較多的絕緣綁扎帶，冷卻過程中冷卻油先浸透綁帶再順沿往下流，如果端部整形不平整，可能導致流到下端的油量特別少，從而溫升較高。

繞組上端溫升實驗值與冷卻油溫度比較接近，較計算值小22 ℃，可能原因是實驗時溫度傳感器比較靠近冷卻介質灑落的位置。

6 結 語

通過對淋油冷卻永磁同步電機溫度場的仿真求解和實驗驗證，表明了本噴油冷卻散熱方案設計合理，有限元計算過程中參數等效、模型簡化等方面以及仿真求解方法的準確性得到了驗證。此外，本淋油冷卻永磁同步電機溫度場的求解能夠為以后的設計和實踐提供準參考。后續工作應重點解決上下端溫升差異較大現象，可以從以下三個方面作考慮：1) 繞組端部上方增加導流板，增加冷卻油噴灑面積；2) 提高繞組端部整形平整度，必要時考慮端部灌封；3) 增加出油口高度，使下端繞組有一部分浸在油里。