考慮換熱能力和壓降的永磁同步電機(jī)冷卻流道設(shè)計(jì)*

萬(wàn)珍平 溫萬(wàn)昱 吳柏禧 付永清

(1.華南理工大學(xué) 機(jī)械與汽車(chē)工程學(xué)院, 廣東 廣州 510640; 2.華南理工大學(xué) 設(shè)計(jì)學(xué)院， 廣東 廣州 510006)

考慮換熱能力和壓降的永磁同步電機(jī)冷卻流道設(shè)計(jì)*

萬(wàn)珍平1溫萬(wàn)昱1吳柏禧1付永清2

(1.華南理工大學(xué) 機(jī)械與汽車(chē)工程學(xué)院, 廣東 廣州 510640; 2.華南理工大學(xué) 設(shè)計(jì)學(xué)院， 廣東 廣州 510006)

現(xiàn)有的對(duì)電動(dòng)汽車(chē)驅(qū)動(dòng)電機(jī)水冷系統(tǒng)的研究主要集中在水冷系統(tǒng)的換熱能力方面，對(duì)壓力損失考慮不夠.針對(duì)這一問(wèn)題，文中首先以常用的驅(qū)動(dòng)電機(jī)——永磁同步電機(jī)為對(duì)象，通過(guò)理論計(jì)算分析了流道結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)換熱能力和壓力損失的影響，發(fā)現(xiàn)流道螺旋圈數(shù)對(duì)換熱和壓力損失均有較大影響，而流道截面尺寸的變化對(duì)換熱能力幾乎沒(méi)有影響，對(duì)壓力損失影響較大，發(fā)現(xiàn)流道螺旋圈數(shù)對(duì)換熱和壓力損失均有較大影響，而流道截面尺寸的變化對(duì)換熱能力幾乎沒(méi)有影響，對(duì)壓力損失影響較大，提出了考慮換熱能力和壓力損失的流道設(shè)計(jì)方法，為高功率密度永磁同步電機(jī)水冷系統(tǒng)的設(shè)計(jì)提供了參考.

電動(dòng)汽車(chē)；永磁同步電機(jī)；流道設(shè)計(jì)；換熱能力；壓力損失

為了緩解石油資源緊張和環(huán)境污染帶來(lái)的問(wèn)題，電動(dòng)汽車(chē)的研發(fā)、生產(chǎn)受到了世界各國(guó)的廣泛關(guān)注.驅(qū)動(dòng)電機(jī)作為電動(dòng)汽車(chē)的心臟，其性能好壞直接決定了電動(dòng)汽車(chē)整車(chē)性能的優(yōu)劣[1- 2].永磁同步電機(jī)具有低振動(dòng)噪聲、良好的轉(zhuǎn)矩平穩(wěn)性、高控制精度、高工作效率等優(yōu)點(diǎn)，被普遍認(rèn)為是最具競(jìng)爭(zhēng)力的電動(dòng)汽車(chē)驅(qū)動(dòng)電機(jī)之一[3].但電動(dòng)汽車(chē)要求驅(qū)動(dòng)電機(jī)功率密度高、結(jié)構(gòu)緊湊，導(dǎo)致電機(jī)單位體積損耗大，引起電機(jī)各部分的溫升偏高.溫升過(guò)高會(huì)破壞絕緣材料及稀土永磁材料的性能，影響電機(jī)安全穩(wěn)定運(yùn)行[4].

目前大多數(shù)永磁同步電機(jī)采用機(jī)座水冷的方式進(jìn)行冷卻，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)水冷電機(jī)溫度場(chǎng)做了大量的研究.朱巍[5]利用有限元分析方法討論了冷卻水進(jìn)出口水溫、冷卻水的流速、散熱筋高度及機(jī)殼的水路形狀對(duì)電機(jī)溫度分布梯度的影響.樂(lè)智[6]利用Fluent進(jìn)行了電機(jī)的溫度場(chǎng)仿真，優(yōu)化了流道.田玉冬等[7]建立了3種流道模型，提出一種流場(chǎng)均勻、冷卻效率高的C型環(huán)槽水路結(jié)構(gòu).Jang等[8]利用CFD對(duì)使用冷卻套管的開(kāi)關(guān)磁阻電機(jī)的熱場(chǎng)進(jìn)行了分析并對(duì)冷卻結(jié)構(gòu)進(jìn)行合理設(shè)計(jì)，提升了定子、轉(zhuǎn)子以及端部繞組的冷卻性能.沈啟平等[9]利用Fluent研究了矩形截面流道尺寸以及流速對(duì)電機(jī)溫升的影響.劉婉等[10]對(duì)電動(dòng)汽車(chē)用電動(dòng)機(jī)環(huán)形水套的冷卻性能進(jìn)行了研究，得到了不同電動(dòng)機(jī)機(jī)殼流道的散熱特性曲線和流動(dòng)特性曲線.此外，國(guó)內(nèi)外研究者對(duì)其他類型電機(jī)如外永磁轉(zhuǎn)子橫向磁通爪極電機(jī)、感應(yīng)電機(jī)的水冷系統(tǒng)做了大量研究[11- 16].可見(jiàn)，目前對(duì)永磁同步電機(jī)和其他類型電機(jī)水冷冷卻的研究工作主要集中在不同流道形狀與截面形狀對(duì)冷卻性能的影響，只重視對(duì)流換熱系數(shù)、溫差、換熱量等因素，而沒(méi)有考慮流道的壓力損失，結(jié)果易造成所設(shè)計(jì)的水冷機(jī)殼雖然冷卻性能較好，但壓力損失大，使配套的水泵因?yàn)閾P(yáng)程過(guò)大而體積變大，不利于電動(dòng)汽車(chē)的輕量化.

本文以某公司生產(chǎn)的用于新能源汽車(chē)的MD23永磁同步電機(jī)為研究對(duì)象，從理論上分析不同流道參數(shù)對(duì)溫升和壓力損失的影響，得到較優(yōu)的流道結(jié)構(gòu)參數(shù)；然后利用仿真軟件ANSYS Fluent對(duì)局部壓力損失和整機(jī)溫度場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算分析；最后總結(jié)出綜合考慮換熱性能和壓力損失的電機(jī)水冷機(jī)殼螺旋流道設(shè)計(jì)方法和步驟.

1 流道幾何參數(shù)選擇

1.1 電機(jī)結(jié)構(gòu)及流道參數(shù)

MD23永磁同步電機(jī)結(jié)構(gòu)如圖1所示，主要由水冷機(jī)殼、定子鐵芯、定子線圈、轉(zhuǎn)子、端蓋、電機(jī)轉(zhuǎn)軸等零部件組成.

圖1 MD23永磁同步電機(jī)結(jié)構(gòu)示意圖

Fig.1 Structure diagram of permanent magnet synchronous motor MD23

水冷機(jī)殼中流道結(jié)構(gòu)如圖2所示，流道形狀為螺旋形，截面為矩形，出、入水口在機(jī)殼兩端，旋向沿軸線方向.圖2中，l為流道覆蓋機(jī)殼的軸向?qū)挾龋珼為流道螺旋直徑，a為流道寬度，b表示流道高度.

圖2 水冷機(jī)殼流道參數(shù)示意圖

電機(jī)相關(guān)的技術(shù)參數(shù)如表1所示，仿真與實(shí)驗(yàn)測(cè)試均采用電機(jī)在額定功率下的參數(shù).

表1 電機(jī)相關(guān)技術(shù)參數(shù)

1.2 流道參數(shù)對(duì)冷卻性能的影響

電機(jī)作為一種將電能轉(zhuǎn)換為機(jī)械能的裝置，在正常運(yùn)轉(zhuǎn)過(guò)程中，不可避免地會(huì)產(chǎn)生各種損耗，包括鐵損耗、銅損耗、機(jī)械損耗、雜散損耗等，這些損耗絕大部分轉(zhuǎn)換為熱能.大部分熱量通過(guò)定子鐵芯與機(jī)殼的接觸面?zhèn)鬟f給機(jī)殼，最終被機(jī)殼螺旋水道中的冷卻水帶走(如圖1所示)，極小部分通過(guò)空氣自然對(duì)流作用帶走.冷卻水與流道表面的換熱屬于強(qiáng)制對(duì)流換熱，滿足牛頓冷卻公式：

Φ=hAΔt

(1)

式中，Φ是總換熱量，h是表面對(duì)流換熱系數(shù)，A為換熱面積，Δt表示流體與固體接觸面的平均溫差.

整個(gè)換熱過(guò)程中沒(méi)有發(fā)生液態(tài)水的物相轉(zhuǎn)變，因此不考慮流體的物理性質(zhì)對(duì)換熱的影響，主要分析來(lái)自流動(dòng)狀態(tài)以及流道幾何因素的影響.螺旋流道的截面為矩形，取其水力直徑d作為流道特征尺寸進(jìn)行計(jì)算：

(2)

式中，S表示水道截面積，C為水道濕周長(zhǎng)度.

將體積流量換算為流速：

(3)

式中，Q為體積流量.

流道內(nèi)流體的雷諾數(shù)為

(4)

式中，Re為流體雷諾數(shù)，ρ為流體密度，v為流體速度，μ表示流體動(dòng)力黏度.

上述公式中，各參數(shù)取值范圍一般為：a=20～90 mm，b=8～12 mm，Q=15～30 L/min，計(jì)算出的雷諾數(shù)Re范圍為104～7.5×104.管道內(nèi)的流動(dòng)可以分為層流與湍流兩大類，通常以臨界雷諾數(shù)Rec來(lái)衡量，其值為2 300.一般認(rèn)為，Re>104的流動(dòng)為旺盛湍流[17]，2 300≤Re≤104為過(guò)渡區(qū).因此文中研究的所有流動(dòng)均屬于旺盛湍流，對(duì)對(duì)流換熱造成影響的則是流道的幾何參數(shù).利用相似原理，引入努賽爾數(shù)Nu：

(5)

以及管槽內(nèi)湍流強(qiáng)制對(duì)流傳熱關(guān)聯(lián)式[17]，即Dittus-Boelter公式：

Nu=0.023Re0.8Pr0.4

(6)

式中，λ為流體的導(dǎo)熱系數(shù)，Pr為普朗特?cái)?shù).式(6)的適用范圍為：Re=104～1.2×105，Pr=0.7～120，lp/d≥60.文中流體雷諾數(shù)Re=104～7.5×104，60 ℃水的Pr=2.99，lp/d≥60，均處于式(6)的適用范圍.由于流道是螺旋形，流道內(nèi)流體在向前運(yùn)動(dòng)的過(guò)程中會(huì)不斷改變方向，即在截面方向上引起二次環(huán)流而強(qiáng)化換熱，因此引入螺旋修正系數(shù)c[18]對(duì)努賽爾數(shù)Nu進(jìn)行修正：

(7)

則式(5)修正為

(8)

通常，由于電機(jī)安裝空間有限，允許其外形尺寸變化的范圍非常小.如何在有限的空間內(nèi)合理布置螺旋水道以取得最優(yōu)的換熱效果和最低的壓力損失是水道設(shè)計(jì)必須解決的難題.在物理模型成立的情況下，水道的總長(zhǎng)度可以表示為

(9)

式中，n為水道螺旋圈數(shù).總換熱面積可表示為

(10)

聯(lián)立式(1)-(9)得到平均溫差Δt，可表示為

(11)

Δt表征固體接觸面與流體平均溫度的溫差，它是關(guān)于流道幾何參數(shù)a、b、l、D、n和體積流量Q以及總換熱量Φ的函數(shù).當(dāng)總換熱量Φ和體積流量Q一定時(shí)，可以用Δt來(lái)表征流道幾何參數(shù)對(duì)對(duì)流換熱能力的影響程度，Δt越大表示換熱能力越差，造成電機(jī)的溫升越高；Δt越小表示換熱能力越好，電機(jī)溫升越低.

1.3 流道參數(shù)對(duì)壓力損失的影響

流體在流動(dòng)過(guò)程中，由于流體的粘滯性和慣性以及固體壁面對(duì)流體的擾動(dòng)和阻滯作用，會(huì)產(chǎn)生能量損失，造成流體壓力損失.流體的能量損失分為兩部分：沿程能量損失hf和局部能量損失hm[19].根據(jù)能量損失的疊加原理，整個(gè)水道的能量損失等于沿程損失和局部損失之和：

h1=∑hf+∑hm

(12)

1.3.1 沿程能量損失

沿程水頭損失的計(jì)算由達(dá)西公式給出：

(13)

式中：λ1為沿程阻力系數(shù);g為重力加速度.

Re=104～1.2×105范圍屬于紊流光滑區(qū)，λ1可以通過(guò)布拉修斯公式計(jì)算得到：

(14)

將水頭損失換算成壓力損失：

Pf=ρghf

(15)

上式也可以改寫(xiě)成：

Pf=f(a,b,Q,l,D,n)=

(16)

1.3.2 局部能量損失

局部水頭損失的計(jì)算式為

(17)

式中,ζ為局部阻力系數(shù).

雖然式(17)給出了局部水頭損失的計(jì)算公式，但由于實(shí)際進(jìn)出水口的形狀非常不規(guī)則，很難通過(guò)理論或經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算出局部阻力系數(shù)ζ的值，因此文中采用有限元法計(jì)算局部水頭損失.

1.4 流道參數(shù)的選取

根據(jù)電機(jī)安裝要求，確定電機(jī)MD23設(shè)計(jì)中的水道螺旋直徑為418 mm，水道軸向覆蓋寬度為190 mm，電機(jī)損耗為4 500 W.根據(jù)式(11)和式(16)可得到流道參數(shù)對(duì)溫差和壓力損失的綜合影響，包括流道螺旋圈數(shù)n、截面寬度a和高度b對(duì)換熱及壓力損失的影響.當(dāng)流道截面寬度為30 mm、高度為8 mm，體積流量Q為20 L/min時(shí)，螺旋圈數(shù)n對(duì)換熱及壓力損失的影響如圖3所示.

從圖3可以看出，當(dāng)螺旋圈數(shù)增加時(shí)，平均溫差呈現(xiàn)明顯下降趨勢(shì)，最終降低4℃左右.在流道截面形狀不變的情況下，螺旋圈數(shù)的增加會(huì)增大換熱面積，提高換熱量，從而使平均溫差下降；而隨著螺旋圈數(shù)的增加，通道加長(zhǎng)，造成流道壓力損失迅速增加約11 kPa.可見(jiàn)，螺旋圈數(shù)對(duì)電機(jī)的溫升和流道壓力損失的影響非常大.根據(jù)圖3，為保證流道具有足夠的散熱能力和較小的壓力降，可選取流道的螺旋圈數(shù)為4.

圖3 螺旋圈數(shù)對(duì)換熱及壓力損失的影響

Fig.3 Influence of twist number on heat transfer and pre-ssure loss

一旦流道螺旋圈數(shù)確定，就可以確定流道寬度和高度.圖4和圖5分別給出了流道寬度和高度對(duì)平均溫差Δt和壓力損失的影響.

圖4 流道寬、高對(duì)電機(jī)平均溫差的影響

Fig.4 Influence of the channel width and height on mean temperature difference of the motor

從圖4可以看出，當(dāng)水道寬度增加時(shí)，平均溫差幾乎保持不變，表明水道寬度對(duì)對(duì)流換熱幾乎沒(méi)有影響.這是因?yàn)殡S著寬度變大，通道內(nèi)流速下降帶來(lái)的換熱弱化效果與換熱面積加大帶來(lái)的換熱強(qiáng)化效果相互平衡；但由圖5可看出，隨著流道寬度的增加，流道的壓力損失迅速下降.當(dāng)流道高度為8 mm時(shí)，隨著流道寬度的增加，壓力損失下降約26 kPa.從圖4還可看出，當(dāng)流道高度增加時(shí)，平均溫差緩慢增加，但變化量不超過(guò)0.5 ℃，表明水道高度對(duì)對(duì)流換熱的影響較??；由圖5可知，當(dāng)流道寬度大于40 mm時(shí)，隨著流道高度的增加，壓力降幾乎不變化，但當(dāng)流道寬度小于30 mm時(shí)，隨著流道高度的增加，流道的壓力損失不斷下降直至約9 kPa.

圖5 流道寬、高對(duì)壓力損失的影響

Fig.5 Influence of the channel width and height on pressure loss

由上述分析可知，流道寬度和高度對(duì)電機(jī)溫升的影響較小，但對(duì)壓力損失影響很大.因此，當(dāng)流道螺旋圈數(shù)確定后，不用過(guò)多考慮散熱，主要考慮流道的壓力損失.設(shè)計(jì)時(shí)，由于出入水口的局部壓力損失無(wú)法估計(jì)，因此應(yīng)留有一定余量.根據(jù)生產(chǎn)實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)，以7.5 kPa為流道沿程壓力損失的限值，從圖5中提取壓力損失為7.5 kPa時(shí)，所有水道高度和水道寬度的組合，并將其所對(duì)應(yīng)的平均溫差值做成一條曲線，如圖6所示.

從圖6可以看到，此時(shí)的溫差曲線呈現(xiàn)明顯的單調(diào)性.隨著流道尺寸的寬度變小、高度變高，平均溫差保持微幅上升趨勢(shì)，變化幅度不超過(guò)0.3 ℃.因此，圖6所示的一系列的寬高組合構(gòu)成了流道截面尺寸選擇域，域中所有組合均滿足電機(jī)冷卻和壓力損失的要求，設(shè)計(jì)時(shí)可根據(jù)具體機(jī)座、具體結(jié)構(gòu)合理地選用流道尺寸.

圖6 沿程壓力損失為7.5 kPa時(shí)流道的平均溫差曲線

Fig.6 Mean temperature difference curve of channels in the conditions of pressure loss of 7.5 kPa along the channels

2 整機(jī)溫度場(chǎng)和壓力損失的仿真計(jì)算

通過(guò)理論分析，確定了如圖6所示的流道幾何尺寸的選取范圍，既保證了其具有較好的散熱能力又具有較小的沿程阻力損失.但理論計(jì)算無(wú)法得到出入水口的局部損失，也無(wú)法了解整機(jī)的溫度場(chǎng)分布情況，因此需要用有限元方法計(jì)算局部壓力損失和整機(jī)溫度場(chǎng)，以判斷整機(jī)溫度場(chǎng)和壓力損失是否滿足要求.

2.1 基本假設(shè)

所選用的永磁同步電機(jī)為外定子內(nèi)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu).電機(jī)繞組由多股細(xì)小覆漆銅線繞制而成，各個(gè)方向的導(dǎo)熱系數(shù)不同，建模困難，需要對(duì)繞組進(jìn)行適當(dāng)?shù)刃?考慮到這款永磁同步電機(jī)轉(zhuǎn)子上的損耗非常小，且通過(guò)轉(zhuǎn)子、電機(jī)軸、機(jī)殼、端蓋與空氣發(fā)生的自然對(duì)流交換的熱量非常少，可以對(duì)模型進(jìn)行適當(dāng)簡(jiǎn)化.此外，為了提高計(jì)算分析效率，需做以下假設(shè)：

(1)繞組為一整體，具有各向異性導(dǎo)熱系數(shù)；

(2)忽略電機(jī)轉(zhuǎn)子、電機(jī)軸、端蓋、軸承對(duì)電機(jī)傳熱的影響；

(3)冷卻水為等速均勻地流入機(jī)殼流道；

(4)忽略熱輻射.

2.2 有限元模型的建立

在流道截面尺寸選擇域中選擇流道尺寸為寬度30 mm，高度9.5 mm，并建立電機(jī)有限元模型如圖7所示，基本網(wǎng)格尺寸為2 mm，大部分采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，局部接觸面網(wǎng)格細(xì)化，最終網(wǎng)格數(shù)為1.38×106，節(jié)點(diǎn)數(shù)為1.17×106.為避免網(wǎng)格尺寸過(guò)于粗大帶來(lái)的計(jì)算誤差，文中還對(duì)該模型進(jìn)行了網(wǎng)格無(wú)關(guān)性檢查，結(jié)果表明，將網(wǎng)格尺寸更改為1 mm后，其計(jì)算結(jié)果相差約0.72%，而網(wǎng)格數(shù)為3.22×106，增加了近兩倍.因此，2 mm的網(wǎng)格足以滿足運(yùn)算需求并具有經(jīng)濟(jì)性.

圖7 整機(jī)及流體有限元模型Fig.7 Finite element model of the motor and fluid

計(jì)算中使用的發(fā)熱功率是根據(jù)電機(jī)的銅損和鐵損分別賦予線圈和鐵芯的體積源項(xiàng).需要說(shuō)明的是，電機(jī)的雜散損耗通過(guò)經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算，作為了定子鐵損的一部分.根據(jù)實(shí)際情況，繞組線圈和鐵芯槽間還應(yīng)放置槽間絕緣紙，由于其厚度只有0.35 mm，不宜直接建模，因此在Fluent中作為接觸面接觸條件設(shè)置.線圈采用外包絕緣的銅線繞制，其軸向和徑向的導(dǎo)熱系數(shù)有很大差異，須由實(shí)驗(yàn)測(cè)定.為測(cè)定線圈等效導(dǎo)熱系數(shù)時(shí)，制作了截面尺寸為30 mm×10 mm、槽滿率為75%的線圈樣品，并通過(guò)保護(hù)熱板法測(cè)定其徑向?qū)嵯禂?shù).鐵芯為表面涂有絕緣漆層的硅鋼片疊壓而成，其軸向與徑向?qū)嵯禂?shù)也有很大差異，亦須通過(guò)實(shí)驗(yàn)測(cè)定，測(cè)定所得的參數(shù)見(jiàn)表2.

文中流體流動(dòng)為高雷諾數(shù)流動(dòng)，因此采用了標(biāo)準(zhǔn)K-ε湍流模型[20].為了在減少計(jì)算量的基礎(chǔ)上盡可能提高計(jì)算精度，在仿真中應(yīng)用了壁面函數(shù)對(duì)近壁面的流動(dòng)和換熱情況進(jìn)行處理.其中描述近壁面第一層網(wǎng)格的參數(shù)為Y+值，其與當(dāng)?shù)赝牧魉俣取ざ扔嘘P(guān).文中流體近壁面Y+平均值為61.2，處于對(duì)數(shù)層，可以很好地近似近壁面的流動(dòng)和換熱情況[21].

表2 有限元模型參數(shù)

Table 2 Parameters used in the finite element model

參數(shù)數(shù)值湍流模型標(biāo)準(zhǔn)K-ε壁面函數(shù)RNGK-ε流體網(wǎng)格Y+61.2是否進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證是銅損額定 4kW鐵損額定 0.5kW工作制額定 S1連續(xù)工作制線圈導(dǎo)熱系數(shù)軸向 387W/(m·K)徑向 1.56W/(m·K)鐵芯導(dǎo)熱系數(shù)軸向 4.43W/(m·K)徑向 39W/(m·K)絕緣紙導(dǎo)熱系數(shù)0.18W/(m·K)絕緣紙厚度0.35mm

2.3 模型驗(yàn)證

電機(jī)上某測(cè)試點(diǎn)的溫度、出口水溫以及壓力損失的有限元計(jì)算值和實(shí)測(cè)值的對(duì)比如表3所示.實(shí)驗(yàn)在專業(yè)生產(chǎn)新能源汽車(chē)驅(qū)動(dòng)電機(jī)的某公司實(shí)驗(yàn)室的電機(jī)特性試驗(yàn)臺(tái)上進(jìn)行，實(shí)驗(yàn)室環(huán)境溫度31.6 ℃.

從表3可以看到，測(cè)試點(diǎn)的實(shí)際溫度比仿真溫度高約4.27%，出口水溫的實(shí)測(cè)值也比仿真值略高.這是因?yàn)榉抡鏁r(shí)忽略了機(jī)械損耗和轉(zhuǎn)子、磁鋼等損耗的影響.雖然在這款電機(jī)中相比于定子損耗，這些損耗非常小，但不可避免會(huì)略微影響整機(jī)的溫度場(chǎng).從表3中還可看出，壓力損失仿真值比實(shí)測(cè)值低6.26%，這是由兩方面因素造成的：一方面，壓力傳感器的安裝位置比仿真模型的進(jìn)出水口略遠(yuǎn)，造成采集到的壓差比實(shí)際流道的壓差偏大；另一方面，在建模時(shí)為了減小計(jì)算機(jī)負(fù)擔(dān)，刪除了流道一些細(xì)小的轉(zhuǎn)角特征而建立了一些圓滑過(guò)渡，這也造成計(jì)算出的壓差比實(shí)際壓差略小.

表3 仿真值與實(shí)測(cè)值對(duì)比

Table 3 Comparison between the simulation data and experimental date

參數(shù)名稱仿真值實(shí)測(cè)值相對(duì)誤差/%測(cè)試點(diǎn)溫度/℃129.8135.64.27出口水溫度/℃64.965.61.06進(jìn)出水口壓差/Pa9842115006.26

綜上所述，仿真值與實(shí)測(cè)值的誤差均在可接受范圍內(nèi)，能夠滿足一般工程要求，表明有限元模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合良好，驗(yàn)證了所建立的有限元模型的準(zhǔn)確合理性.

3 有限元模擬結(jié)果分析

為了驗(yàn)證圖6中流道截面尺寸選擇域中的尺寸是否都滿足設(shè)計(jì)要求，選定3組流道截面參數(shù)進(jìn)行有限元分析，這3組參數(shù)分別取自選擇域的兩端和中部.3組參數(shù)下的流道壓力損失情況如表4所示.可以看到，3組參數(shù)下的流道壓力損失差異并不大，沿程壓力損失與設(shè)計(jì)要求相吻合.

表4 三組流道截面參數(shù)下的壓力損失

Table 4 Pressure loss in three sets of channel parameters

序號(hào)寬度/mm高度/mm沿程壓損/Pa局部壓損/Pa整體壓損/Pa1388.077052425101302309.575552287984232511.07649249310142

3組參數(shù)下電機(jī)定子線圈溫度分布、定子鐵芯溫度分布情況如圖8、9所示.

從圖8和圖9可以看出，無(wú)論是線圈溫度分布還是鐵芯溫度分布，均沒(méi)有太大的變化，其最高溫度差異均在1 ℃以內(nèi).證明選用流道截面尺寸選擇域內(nèi)的尺寸能夠滿足電機(jī)的設(shè)計(jì)要求，保證電機(jī)的溫升及流道壓力損失處于所設(shè)計(jì)的同一水平附近.

4 流道設(shè)計(jì)方法和步驟

根據(jù)上述研究，流道設(shè)計(jì)應(yīng)在滿足電機(jī)冷卻要求的前提下，使流道壓力損失盡可能小.具體設(shè)計(jì)方法和步驟如下：

(1)確定由于電機(jī)外形帶來(lái)的不可變動(dòng)或變動(dòng)較小的尺寸，如文中流道的覆蓋范圍、流道的螺旋半徑等；

圖8 不同參數(shù)下電機(jī)定子線圈溫度分布

Fig.8 Temperature profile of the stator coil of the motor under different parameters

(2)確定可以變動(dòng)的流道尺寸范圍，如流道寬度范圍、流道高度范圍、流道螺旋圈數(shù)范圍；

(3)選定螺旋圈數(shù)，根據(jù)電機(jī)機(jī)殼冷卻水流量的要求，得到流道寬度、高度與壓力損失的關(guān)系圖；

(4)根據(jù)電機(jī)機(jī)殼流道壓力損失的最大值要求，通過(guò)保留一定余量，得到一個(gè)較小沿程壓力損失上限值，并在流道寬度、高度與壓力損失的關(guān)系圖中提取所有滿足該值的流道寬、高組合，組成流道截面尺寸選擇域；

(5)將流道截面尺寸選擇域中所有流道的寬、高組合與平均溫差的對(duì)應(yīng)關(guān)系繪制為曲線圖，找到其中的最低點(diǎn)，提取其對(duì)應(yīng)的流道寬、高組合.

(6)將得到的流道寬高組合代入機(jī)殼設(shè)計(jì)方案中進(jìn)行工程可行性分析，如果工程上可行(如滿足強(qiáng)度要求，模型沒(méi)有干涉交叉等情況存在)，則該流道寬高為最終尺寸，否則應(yīng)在選擇域中重新選擇另一組尺寸；

圖9 不同參數(shù)下電機(jī)定子鐵芯溫度分布

Fig.9 Temperature profile of the stator core under different parameters

(7)根據(jù)電機(jī)的相關(guān)安裝尺寸對(duì)螺旋圈數(shù)進(jìn)行調(diào)整，得到最終的電機(jī)流道參數(shù).

5 結(jié)論

(1)流道螺旋圈數(shù)增加會(huì)造成電機(jī)溫升顯著下降，同時(shí)導(dǎo)致壓力損失明顯上升；流道截面尺寸的變化不會(huì)對(duì)電機(jī)溫升造成明顯影響，但隨著流道特征尺寸的增加(不管是寬度還是高度變大)，流道壓力損失大幅降低.

(2)綜合考慮換熱性能和壓力降，當(dāng)流道螺旋圈數(shù)確定后，得到既滿足電機(jī)冷卻要求，又使壓降較小的流道截面參數(shù)選擇范圍；有限元計(jì)算結(jié)果表明，在流道截面參數(shù)選擇范圍內(nèi)選取的一系列寬、高參數(shù)，電機(jī)的溫升和壓力降均滿足設(shè)計(jì)要求.

(3)提出永磁同步電機(jī)冷卻流道的設(shè)計(jì)方法和步驟，為大功率電機(jī)的水冷機(jī)殼流道設(shè)計(jì)提供參考.

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CoolingChannelDesignofPermanentMagneticSynchronousMotorConsideringHeatExchangeandPressureLoss

WANZhen-ping1WENWan-yu1WUBo-xi1FUYong-qing2

(1. School of Mechanical and Automotive Engineering, South China University of Technology, Guangzhou 510640, Guangdong, China 2. School of Design, South China University of Technology, Guangzhou 510640, Guangdong, China)

As the existing researches on the water cooling system of motors applied to electric vehicles mainly focus on the heat exchange performance without taking full consideration into pressure loss, the influences of cooling channel parameters on heat exchange performance and pressure loss are analyzed theoretically for the frequently-used driving motor-permanent magnetic synchronous motor (PMSM), finding that the twist number of cooling channels influences heat exchange and pressure loss greatly, and that the transverse dimensions of cooling channel have little influence on heat transfer but have great influence on pressure loss. Thus, an optimal range of cooling channel parameters is obtained, with its validity being verified by simulating PMSM temperature field and pressure loss of cooling channels with optimized parameters through a finite element analysis. Finally, a new design method of cooling channels considering both heat exchange and pressure loss is presented. The research provides a reference for the design of water cooling system of PMSM with high power density.

electric vehicle; permanent magnetic synchronous motor; channel design; heat exchange perfor-mance; pressure loss

2016- 11- 02

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51275174)；廣東省科技計(jì)劃項(xiàng)目(2014B010126003)

*Foundationitems： Supported by the National Natural Science Foundation of China(51275174)and the Science and Technology Planning Project of Guangdong Province(2014B010126003)

萬(wàn)珍平(1971-)，男，博士，教授，主要從事現(xiàn)代加工理論及表面質(zhì)量控制、表面功能結(jié)構(gòu)先進(jìn)制造及其作用機(jī)理等研究. E-mail：zhpwan@scut.edu.cn

1000- 565X(2017)07- 0025- 08

TM 301.4+1

10.3969/j.issn.1000-565X.2017.07.004