魏仁鳳 王彬 葉志鋒

摘要：針對一體化電動燃油泵的熱源分布和傳熱作用機制，設(shè)計其雙螺旋冷卻殼體，并采用數(shù)值模擬研究雙螺旋對電機散熱效果的影響和電動燃油泵的最佳燃油分配比。對電動燃油泵電機一冷卻殼體進(jìn)行流固耦合數(shù)值模擬，獲得流道內(nèi)的溫度場分布;計算不同工況燃油分配比的電動燃油泵，得到冷卻殼體的溫度和進(jìn)出口壓差的隨燃油分配比變化情況。結(jié)果表明，雙螺旋冷卻殼體使電機溫度場的溫度分布更均勻;流通的燃油使電機定子溫度降低，但同時也增加了燃油的消耗。

關(guān)鍵詞：電動燃油泵;雙螺旋流道;流固耦合;冷卻殼體;燃油分配比

中文分類號：V233.5 文獻(xiàn)標(biāo)識：A

作為多電發(fā)動機的重要部件之一，電動燃油泵是一種一體化電動液壓動力單元，是典型的集機、電、液為一體的特種機電產(chǎn)品，兼有流動控制和運動控制兩大特點，可實現(xiàn)燃油泵的電驅(qū)動，可減輕重量、提高系統(tǒng)的可靠性[1]?？烧{(diào)節(jié)流量以及速度的電動燃油泵結(jié)構(gòu)簡單，安全可靠，易和多電發(fā)動機匹配，泵供油不受發(fā)動機轉(zhuǎn)速影響，成為多電發(fā)動機的關(guān)鍵技術(shù)之一[2]。對電機散熱分析采用Bertotti鐵耗分離計算模型計算電機鐵耗，再利用公式計算電機銅耗[3，4]。在電動燃油泵工作過程中，電機損耗多轉(zhuǎn)變?yōu)闊崃?，極易因殼體內(nèi)部尤其是定子部件溫度過高引起電機超溫，嚴(yán)重時易使電機定子燒毀，或使電機定子繞組絕緣損壞而引起股間短路[5]，因此，電機的散熱研究顯得尤為重要，此時需要增加冷卻裝置設(shè)置設(shè)計以防止燃油系統(tǒng)超溫。計算流體力學(xué)（CFD）技術(shù)應(yīng)對邊界條件改變時適應(yīng)性好，結(jié)果精確性高，可以獲得電機物理場分布和高溫區(qū)域分布，有利于開展電機散熱性能研究[6]研究人員利用CFD技術(shù)，研究對比高功率密度電機的軸向“S”型、周向型、軸向螺旋型三種冷卻流道形式的溫度場，得到最佳的冷卻流道形式為軸向螺旋型[7]。利用CFD對定子損耗產(chǎn)生的熱量、泵、油冷流場采取流固耦合仿真，并對仿真結(jié)果進(jìn)行了分析。

國外在電機油冷方面做了大量研究。Tanguy D等對電機油冷系統(tǒng)中各部分參數(shù)對油冷性能做了大量試驗[8];Davin T等改變電機油冷系統(tǒng)中的參數(shù)，探究其對冷卻效果的影響，并進(jìn)行試驗驗證[9];M.Lindh P等研究了電機直接冷卻與間接冷卻的散熱性能[10];Pechanek R等利用CFD技術(shù)建立軸向型和周向型水冷流道的溫度場模型進(jìn)行流固耦合分析，發(fā)現(xiàn)周向型流道由于水速較慢，冷卻系數(shù)降低，冷卻效果比軸向型冷卻效果差[11]。

電機冷油的研究日臻完善，但是燃油分配比對溫度場的影響卻鮮有報道。本文基于CFD方法探究散熱性能更高的流道形狀，針對軸向螺旋型的流道開展研究，對雙螺旋水冷卻電機散熱研究時，采用熱網(wǎng)絡(luò)法，將熱網(wǎng)絡(luò)等效成模擬電路，轉(zhuǎn)化場的形式來計算定子平均溫升[12]，探究了冷卻殼體在不同燃油分配比下對溫度場的影響。

1 冷卻殼體設(shè)計

1.1 電機參數(shù)

本文電動燃油泵由永磁同步電機驅(qū)動，其主要參數(shù)見表1。

1.2 冷卻殼體尺寸

在冷卻流道類型中，軸向“S”型流道的單條流道之間容易出現(xiàn)局部高溫，導(dǎo)致內(nèi)壁面整體溫度分布不均勻，螺旋型流道溫度隨螺旋旋向先增大后減小使溫度分布均勻[13]。與單螺旋流道相比，雙螺旋流道間隔流道中的冷卻流體流向相反，能夠使溫度低的油路與溫度高的油路相鄰，改善冷卻燃油與熱源之間的溫度梯度。根據(jù)電動燃油泵電機的主要參數(shù)，采用軸向雙螺旋型冷卻流道。該殼體采用剖分式結(jié)構(gòu)，利用過盈配合裝配，殼體兩端安裝周向密封圈以確保其密封性。根據(jù)電動泵的性能參數(shù)，設(shè)計計算冷卻流道的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)，利用UG建模軟件建立雙螺旋冷卻燃油流道三維模型。其具體的結(jié)構(gòu)尺寸見表2。

1.3 冷卻油流量

在穩(wěn)定工作時，電動泵的流量遠(yuǎn)高于電機殼體冷卻所需的流量，過多的燃油流量使流道結(jié)構(gòu)尺寸增加，而航空電動燃油泵要求在滿足冷卻效果的前提下盡可能減少體積和重量，提出在流道進(jìn)出口增設(shè)燃油分配器，以實現(xiàn)按需供油，最大程度地減少冷卻殼體的徑向尺寸，優(yōu)化其與同功率燃油泵一體化結(jié)構(gòu)。燃油分配器裝于泵的出油口，兩端出油口一路將滿足散熱要求的冷卻流量引入冷卻流道，另一路將其余燃油引入泵的工作回路，已知電機運行功率是8kW，根據(jù)式（1）得到實際所需要的冷卻流量：式中：m為冷卻油流量，單位為kg/s;AT為進(jìn)出口冷卻油溫差，假設(shè)為3℃;c_p為航空煤油比定壓熱容，單位為J/（kg·℃）;Q為散熱功率，為運行功率的10%，單位為W。根據(jù)式（11）計算得到所需要的冷卻油流量m=0.128kg/s。

2 流固耦合數(shù)值模擬

2.1 耦合邊界方程

電機冷卻結(jié)構(gòu)設(shè)計的核心任務(wù)是電機散熱計算，使得電機產(chǎn)熱量與散熱量達(dá)到平衡，降低電機整體溫度，保證電機正常工作[14]。在對電機溫度場進(jìn)行分析時，可將電機本身看成一個內(nèi)部有源傳熱體，其中定子齒部是熱量傳遞的主要通道，是整個電機熱流密度最大的地方，溫度場主要的傳熱形式為熱傳導(dǎo)和熱對流[15，16]。由于在工作時冷卻燃油和雙螺旋流道產(chǎn)生相互作用，因此采用流固耦合仿真，計算流體力學(xué)計算可歸納為求解有限元方程，流體流動問題根據(jù)N-S方程進(jìn)行求解。冷卻殼體內(nèi)的燃油視作三維無壓縮湍流，其質(zhì)量守恒、動量守恒和能量守恒方程分別為：式中：ρ為密度，單位為kg/s，u為速度矢量，單位為m/s;p為流道內(nèi)任意一點壓力，單位為N;μ為燃油動力黏度，單位為Pa·s;c_p為航空煤油比定壓熱容，單位為J/（kg·℃）;λ為導(dǎo)熱系數(shù)，單位為W/（m·s）;s為動量方程廣義源項;s_T為能量方程廣義源項;T為溫度，單位為℃。

2.2 流固耦合的必要性

為證明流固耦合的必要性，在額定功率8kW，冷卻流量為0.128kg/s的工況下進(jìn)行非流固耦合仿真研究雙螺旋冷卻流道的散熱情況，并和流固耦合的散熱情況進(jìn)行對比，圖1為流固稠合仿真模型，非流固耦合的模型去掉流固耦合模型中的冷卻殼體。

為簡化計算做出以下假設(shè)：（1）電機各部分材料的導(dǎo)熱系數(shù)、散熱系數(shù)不隨溫度變化。（2）忽略電機定子模型?；贗CEM網(wǎng)格生成軟件對流體域和固體域劃分網(wǎng)格，導(dǎo)入CFX前處理并進(jìn)行計算以獲得流體域、固體域的耦合仿真結(jié)果。

在CFX前處理中，流體域介質(zhì)為航空煤油，傳熱方式為Thermal Energy（熱焓模型）;設(shè)置0.128kg/s的流量進(jìn)口，溫度為35℃;靜壓為8MPa的壓力出口;由于與電機定子接觸的內(nèi)壁面劃分為殼網(wǎng)格不能用于流動計算，故電機產(chǎn)生的熱量以熱流密度的形式施加在與電機定子相接觸的內(nèi)壁面上;與外界發(fā)生熱交換的壁面邊界定義為自然對流換熱，設(shè)置完參數(shù)后開始計算，在殘差值收斂到合理范圍內(nèi)時停止計算，得到計算結(jié)果，圖2和圖3分別為非流固耦合和流固耦合的溫度云圖。

通過對比圖2和圖3可以得出，與流固耦合仿真相比，非流固耦合仿真時精度不高，溫度分布不均勻，內(nèi)壁面溫度過高。因此非耦合的仿真方法是不合理的，采用流固耦合數(shù)值模擬是有必要的。

3 冷卻殼體仿真結(jié)果分析

燃油分配比是燃油分配器兩出油口流量之比，即進(jìn)入冷卻流道的燃油流量與剩余流量之比。最小的冷卻流量即為最佳燃油分配比能實現(xiàn)理想的冷卻效果，在流道設(shè)計確定之后，可降低流速，一定程度減少壓力損失，從而提高泵的效率。

3.1 整體燃油流域溫度場分析

選取冷卻燃油流量為0.128kg/s，電機運行功率為8kW的工況下分析。得到仿真結(jié)果如圖4所示，由圖可知，燃油的溫度隨著流道的旋向逐漸升高，到達(dá)最高溫度，出現(xiàn)局部高溫區(qū)域，接著溫度沿著流道旋向逐漸下降，從圖中可以發(fā)現(xiàn)冷卻流道進(jìn)出口的溫差不大，這是由于雙螺旋流道的流道長，熱換面積大，高溫燃油在到達(dá)出口前的溫度能降至與人口燃油溫度相差無幾的狀態(tài)。

3.2 殼體內(nèi)壁面溫度場分析

選取同樣的電機工況進(jìn)行分析。得到殼體內(nèi)壁面的溫度云圖，由圖5可以看出，最高溫度為340K，溫度差值不大，并且溫度分布均勻，說明雙螺旋殼體的冷卻效果較好。

3.3 不同冷卻流量下的散熱性能

改變?nèi)加头峙淦鏖y芯的位置，以獲得不同的冷卻燃油流量進(jìn)入冷卻殼體進(jìn)行流固耦合仿真，得到殼體內(nèi)壁面平均溫度和局部最高溫度如圖6所示。從圖中可以看出，燃油分配比逐步增加，即進(jìn)入冷卻殼體的煤油流量增加，殼體內(nèi)壁面平均溫度隨之減小。這是因為冷卻燃油流量增加導(dǎo)致流道中的燃油流速加快，從而加快了電機定子與流道內(nèi)冷卻燃油的熱交換，使散熱性能上升。采用這種數(shù)值模擬方法，可以尋找最小的流量滿足冷卻效果使得殼體的設(shè)計最優(yōu)。局部最高溫度也是衡量殼體散熱性能是否合理的重要指標(biāo)。隨著燃油分配比的增加，局部最高溫度同樣也隨之減小。

3.4 冷卻殼體壓降分析

Jun Ho Lee等研究電動車用輪轂電機水冷散熱時發(fā)現(xiàn)，冷卻水人口和出口的壓差隨著流量的增加而急劇增加，壓差上升代表著流道中流動阻力增加，使得冷卻效率的下降。經(jīng)過進(jìn)一步研究發(fā)現(xiàn)，流道存在最佳流量，可控制壓差在合理范圍內(nèi)。因此，增加冷卻液體流量時應(yīng)考慮壓差對冷卻效果的影響，不宜過度增加流量[17]。由于冷卻燃油的供給來源于泵，則必使泵有一定的功率損耗，其與流道進(jìn)出口壓降的關(guān)系式：式中：W_p為冷卻損耗功率，單位為W;m_v為冷卻液體體積流量，單位為m³/s;Δp為進(jìn)出口壓降，單位為Pa。

當(dāng)冷卻燃油流量一定即燃油分配比確定時，泵為冷卻煤油提供動力消耗的功率與冷卻殼體進(jìn)出口壓降成正比。通過對不同燃油分配比工況下進(jìn)行仿真研究，得到燃油分配比與冷卻殼體進(jìn)出口壓降的特性曲線，如圖6所示。由圖可知，燃油分配比逐漸增加，進(jìn)出口壓降隨之升高。這是因為燃油分配比的增加意味著進(jìn)入冷卻殼體的燃油流量增加，其流速加快，從而導(dǎo)致冷卻殼體燃油進(jìn)出口的壓降增加，影響燃油泵電機的整體效率。

綜上所述，由于殼體內(nèi)壁面的平均溫度不宜超過343K，局部最高溫度不宜超過353K，因此綜合平均溫度、局部最高溫度與進(jìn)出口壓降三者綜合考慮，選擇0.13為燃油分配比最佳。

4 結(jié)束語

本文根據(jù)電動燃油泵電機的性能參數(shù)，研究了電機定子雙螺旋冷卻燃油流道，利用CFX進(jìn)行冷卻殼體的流固耦合數(shù)值模擬，研究分析了冷卻方案的性能特點，得到以下結(jié)論：

（1）雙螺旋燃油流道對電動燃油泵電機能夠起到冷卻效果，且使溫度分布更均勻，通過合理設(shè)計能夠滿足冷卻要求。

（2）燃油分配比影響著電機溫度場。隨著燃油分配比的增加，會使進(jìn)入冷卻殼體內(nèi)的冷卻油增加，導(dǎo)致溫度降低;但同時也會使燃油進(jìn)出口的壓力降增加，而壓力降增加又會導(dǎo)致冷卻效率降低。因此存在最佳的燃油分配比，本文中的最佳燃油分配比為0.13。

本文中電機熱源為定子內(nèi)壁面熱功率，并未從電機損耗機理精確核算不同工況下的理論溫度或可能的溫度場分布，建議今后建立考慮電樞繞組和鐵心更為精確的仿真模型。

參考文獻(xiàn)

[1]林全喜.航空電動燃油泵用無刷直流電動機研究[D].西安：西北工業(yè)大學(xué)，2007.

[2]文元江，李瑜，孫樹恩.多電發(fā)動機用電動燃油泵方案研究[C]//中國航空學(xué)會第十四屆發(fā)動機自動控制專業(yè)學(xué)術(shù)交流會，2008.

[3]汪遠(yuǎn)林，竇滿峰.高功率密度永磁同步電動機散熱設(shè)計及熱場分析[J].微特電機，2013，41（5）：23-24.

[4]徐云龍.高速永磁電機損耗計算與熱分析[D].沈陽：沈陽工業(yè)大學(xué)，2011.

[5]孔曉光.高速永磁電機定子損耗和溫升研究【0].沈陽：沈陽工業(yè)大學(xué)，2011.

[6]程樹康，李翠萍，柴鳳.不同冷卻結(jié)構(gòu)的微型電動車用感應(yīng)電機三維穩(wěn)態(tài)溫度場分析[J].中國電機工程學(xué)報，2012，犯（30）：82-90.

[7]王曉遠(yuǎn)，杜靜娟.CFD分析車用電機螺旋水路的散熱特性[J].電工技術(shù)學(xué)報，2018，33（04）：955-963.

[8]Taguy D，Julien P，Souad H，et al.Experimental study ofoil cooling systems for electric motors[J].Applied ThermalEngineering，2015，75：1-13.

[9]Davin T，Pell J，Harmand S，et al.Experimental study ofoil cooling systems for electric motors[J].Applied ThermalEngineering，2015，75（1）：1-13.

[10]Lindh P M，Petrov I，Semken R S，et al.Direct liquid coolingin low-power electrical machines：proof-of-concept[J].IEEETransactions on Energy Conversion，2016，31（4）：1257-1266.

[11]Pechdnek R，Bouzek L.Analyzing of two types water coolingelectric motors using computational fluid dynamics[C]//PowerElectronics and Motion Control Conference.IEEE，2013.

[12]王北社.定子外水冷卻高功率密度電機設(shè)計技術(shù)研究[D].西安：西北工業(yè)大學(xué)，2007.

[13]王可，劉繼行，孫興偉.螺旋水套與軸向水套水冷系統(tǒng)流固稠合對比分析[J].組合機床與自動化加工技術(shù)，2014（11）：46-48.

[14]孫立云.“S”型電機水冷系統(tǒng)設(shè)計與散熱計算[j].中國科技博覽，2011（28）：331-332.

[15]溫嘉斌，許明宇.防爆型水冷電機內(nèi)換熱與溫度場計算[耳電機與控制學(xué)報，2009，13（3）：393-397.

[16]朱巍.電動車用高功率密度永磁同步電機熱管理系統(tǒng)的研究[D].哈爾濱：哈爾濱工業(yè)大學(xué)，2010.

[17]Lee J H，Lee G S，Yu B H，et al.Design and thermal analysisof electric motors of electric vehicles using analytical and CFDmethods[C]//EVS28 International Electric Vehicle Symposiumand Exhibition.KINTEX，Korea，2015.