航空永磁電機風冷-熱管復合冷卻技術研究

陳祖濤， 余中軍， 付佳， 楊君坦， 劉斌

(海軍工程大學 艦船綜合電力技術國防科技重點實驗室，湖北 武漢 430033)

0 引 言

高功率密度電機在無人機領域的應用需求越來越高，相關研究也備受關注。永磁同步電機因具有功率密度高、效率高、結構緊湊等優點[1]，成為各電機驅動系統的首選。但是航空用電機高功率、輕量化和小型化的發展需求與電機散熱環境惡劣、溫升過高、短時過載能力受限之間的矛盾日益突出，制約了無人機驅動系統的進一步發展[1-3]。因此，設計新型高效的冷卻系統成為高功率密度電機設計亟需解決的問題之一[4]。

永磁同步電機常用的冷卻方式有空冷、液冷以及混合冷卻等方式[1]。空冷[5]是最常見的冷卻方式，其結構簡單，但冷卻效率有限。液冷技術有油冷和水冷兩種方式[6-9]，雖具有更高的冷卻效率，但是其結構復雜且自身重量較大，而且長期使用容易出現冷卻液體泄漏，腐蝕損壞電機等問題[10]。而熱管冷卻技術[1,9]具有導熱效率高、結構緊湊、環境適應性強等顯著優勢，逐漸成為電機新型冷卻方式的研究熱點之一。用于航空電機冷卻的熱管主要有旋轉熱管、單管和平板型熱管[11-13]。旋轉熱管作為旋轉部件的一種高效傳熱元件最早被用于電機轉子的冷卻[14]，其結構簡單、環境適應性強，但是集成于轉軸內部的熱管會對電機轉軸強度造成影響。單管[15-18]和平板型熱管[19-20]主要用于電機定子的冷卻。方法是將單根熱管元件蒸發段集成于電機定子繞組、背部以及機殼等部位，將冷凝段伸出電機外部，利用外界環境散發熱量。各項研究表明，熱管冷卻技術用于電機冷卻具有很高的冷卻效率，對于解決新型高功率密度電機發熱量大、散熱區域集中的問題具有很大優勢。

本文針對一臺額定功率為13 kW的外轉子永磁同步電機開展高效冷卻技術研究。將風冷-熱管復合冷卻技術用于無人機旋翼電機，以滿足冷卻系統緊湊、輕量化、高功率密度的應用需求。首先，建立電機全域流體模型，計算電機不同轉速下的流場特性，為溫度場分析提供部分邊界條件；然后，建立電機流-固耦合三維有限元模型，對電機溫度場進行分析計算，并通過搭建樣機實驗平臺驗證仿真模型的正確性；最后，建立具有風冷-熱管復合冷卻系統的有限元模型，分析該復合冷卻技術的冷卻效率，綜合考慮熱管數量對電機溫升的影響，據此得出冷卻系統的最佳耦合方式，實現了高效冷卻系統的設計目標，為高功率密度電機冷卻系統的設計提供一定的借鑒意義。

1 高功率密度電機整機流場計算

1.1 電機結構參數及風冷系統結構

無人機用高功率密度永磁電機的基本參數如表1所示。電機由離心風扇、定子、轉子、軸承等結構組成。定子鐵心留有通孔，在減小質量的同時增強通風；繞組固定于定子鐵心，永磁體緊貼于轉子內壁，整個系統由機殼包圍，如圖1所示。電機采用“兩進一出”的通風冷卻方式，離心式風扇集成于電機端蓋。冷空氣分別沿徑向、軸向進入電機內部，經由定轉子間氣隙、定子鐵心通孔形成軸向通風，熱空氣經離心式風扇排出電機，形成徑向通風，其冷卻流道如圖2所示。

表1 電機相關參數

圖1 電機結構圖Fig.1 Motor structure

圖2 電機風冷結構圖Fig.2 Wind cooling structure of motor

1.2理論基礎

本文采用基于流-固耦合的有限元分析法對電機流場、溫度場進行仿真分析[21]。雖然電機內部流場、傳熱情況復雜，但依然遵循N-S方程、能量守恒定律。

冷卻氣流在電機內部流動情況采用Fluent軟件提供的k-ε模型進行求解計算。該模型給出了一個封閉系統，遵循動量守恒方程和連續性方程：

(1)

式中：ρ為流體密度，kg/m3；μ為動力粘度，N·s/m2；U為平均速度場；Cμ為經驗常數；k為湍流動能；ε為湍流能量耗散率；P為壓強，Pa；F為體積力向量。

對電機的溫度場進行計算，傳熱過程遵循能量守恒定律、三維導熱微分方程及邊界條件[22]：

(2)

式中：λx、λy、λz分別為各介質沿x、y、z方向的導熱系數，W·m-2·K-1；qv為體熱率，W/m3；ρ為材料密度，kg/m3；c為材料比熱容，J·kg·℃；τ為時間變量，s；S1為絕熱邊界面，S2為散熱邊界面；α為S2面的散熱系數，W·m-2·K-1；λ為S1和S2的法向導熱系數；t為溫度，℃；tf為流體的溫度，℃；n為物體邊界的法向量。

電機內各部件的損耗是溫升的主要來源，其主要有四部分，即

Ploss=Pc+Pt+Pw+PΔ。

(3)

式中：Ploss為總損耗；Pc為繞組銅耗；Pt為鐵耗；Pw為永磁體渦流損耗；PΔ為機械損耗。

本文基于Ansys軟件對電機不同工況下損耗進行計算，由于軸承損耗等對電機冷卻系統效率的影響有限，因此機械損耗以風摩損耗為主。損耗分布結果如表2所示。

表2 損耗分布

1.3 電機流場分析計算

1.3.1 模型建立

電機通風系統主要由離心風扇驅動，為了準確模擬電機在不同工況下的流場特征，根據電機實際安裝條件，利用流道抽取技術，建立電機三維整機流體域模型，如圖3所示。

圖3 電機流體域模型Fig.3 Motor fluid domain model

利用ICEM meshing對流體域模型進行網格劃分。根據電機結構特點和實際安裝環境，計算流場時對電機計算模型做如下假設：

1)進出口采用壓力出/入口邊界條件，入口總壓為0，出口靜壓為0；

2)將電機氣隙流體域、轉子通風溝流體域、風扇流體域設為旋轉域，旋轉速度為電機實際運行工況轉速；

3)計算模型使用非結構網格，在氣隙、風扇等部位進行加密處理，流體邊界創建邊界層。

1.3.2 流場計算結果分析

通過對整機流體域網格計算模型導入Fluent軟件進行實際工況模擬計算，可得到電機內部流場特征。各工況下流場計算結果如表3所示。

表3 電機流場計算結果

模型計算穩定后，電機入口總流量等于出口總流量。據表3結果可以看出，隨著電機轉速的提高，電機內冷卻空氣的流量逐漸增大，表明離心風扇極大促進了電機內冷卻氣體的流動，提升了冷卻效率。

圖4為1 500 r/min工況下的電機內部流場跡線圖，由于氣隙尺寸較小(1 mm)，沿其軸向流動的冷卻氣流較少，電機內主要冷卻氣流通過定子通風孔經排氣風扇流出電機。

圖4 流體域跡線圖Fig.4 Flow field trace map

圖5給出了電機流體域截面速度向量和壓力分布情況。可以看出，電機內部流體在離心風扇的作用下，空氣從軸向、徑向通風口進入電機，風道變窄，速度逐漸增大；進入定子支架通風孔，風道面積變大，速度減小，再經離心風扇作用，速度增大，排出電機。同時在電機內部，風速變大，電機內部出現負壓區，在風扇部分負壓最大，與電機流域跡線圖結果一致。

圖5 流體域速度、壓力分布Fig.5 Velocity and pressure distribution in fluid domain

2 單一風冷系統電機溫度場計算

2.1 流-固耦合模型與網格劃分

在保證計算精度的前提下，對電機模型進行簡化以提高仿真模型的計算效率。根據電機周期特征，可建立電機1/6模型(60°)流-固耦合進行仿真計算，如圖6所示。

圖6 流-固耦合三維計算模型Fig.6 3D calculation model of fluid-solid coupling

該模型不考慮軸、軸承、加強筋等對電機散熱影響很小的結構，忽略各部件的輻射散熱。按照總質量、總熱阻不變的情況，將繞組簡化為中間銅、外部絕緣材料的結構，簡化圖[23-24]如圖7所示。

圖7 繞組等效模型Fig.7 Winding equivalent model

對求解域模型進行網格劃分，為保證計算結果準確性，對風道入口、出口適當延長，模型關鍵部位采用網格加密處理、流-固耦合面建立邊界層網格，生成樣機網格模型。

根據流場仿真計算結果，結合電機結構、工作特點，提出計算基本假設和邊界條件：

1)冷卻流道使用速度入口、自然出口邊界條件，以表3通風量大小計算入口流速，風溫與實驗條件保持一致，具體參數設置見表4；

表4 邊界條件設置

2)電機各部件視為均勻熱源，損耗不隨溫度變化，賦予相應熱源密度；

3)電機各部件間交界面設為耦合交界面；

4)忽略輻射散熱；

5)機殼與外界氣流存在對流換熱，散熱系數主要與流體的物理性質以及對流表面的溫度和形狀有關，因此其散熱系數[3]可表示為

(4)

式中：v為機殼表面空氣流速；θ為散熱表面溫度。

2.2 溫度場計算結果分析

對電機流-固耦合模型進行仿真計算，迭代收斂后，可得到電機穩定溫升分布情況。電機各部件溫度分布如圖8所示。

圖8 電機各部分溫升云圖Fig.8 Temperature rise cloud map of motor parts

由圖8可以看出電機各部位溫度分布情況，電機主要溫升集中于定子部分，定子繞組部分最高溫度123 ℃，而轉子部分最高溫度109.7 ℃。對于外轉子電機，轉子部分產生的熱量可通過機殼直接傳遞到環境中，因此溫升較小。根據流場計算結果可知，定轉子間氣隙空間狹窄，風量極小，導致定子部分產生的熱量無法向外傳遞至轉子，只能通過定子座向冷卻氣流傳遞，因此溫升較大。由圖8(b)可以看出，受到定子座和冷卻氣流的影響，電機繞組溫度分布不均，在定子座附近的繞組溫升能有效通過定子支架傳遞，溫升較低。由圖8(b)～圖8(d)可知，電機定子部分熱量主要沿繞組、定子鐵心、定子座傳遞，最大溫差為31.3 ℃，表明定子部分主要通過冷卻氣流的軸向流動帶走熱量。由圖8(e)可知，永磁體最高溫升在靠近出口一側，為109.7 ℃。由于冷卻流體進出口溫度差異，永磁體溫升沿軸向分布存在較大溫差，為18.7 ℃。

2.3 溫升計算實驗驗證

為驗證電機三維流場-溫度場耦合計算模型的準確性，搭建了電機溫升測試平臺，分別開展了500、1 000、1 500 r/min三種不同工況的溫升實驗測試。電機繞組溫升通過預埋的PT1000測溫傳感器采集。測試平臺主要由電機、控制器、數據記錄儀、功率設備等組成，如圖9所示。

圖9 電機溫升實驗測試平臺Fig.9 Experimental platform for motor temperature rise

電機繞組溫度測試是通過將溫度傳感器測點端預埋于電機繞組中，數據端連接數據記錄儀，實驗時通過數據記錄儀實時監控電機繞組溫度變化。實驗測試電機在不同恒定轉速下繞組溫度變化曲線如圖10所示。可以看出，當電機運行至穩定狀態時，繞組最高溫度分別為57.7、84.6、118.4 ℃。不同工況下電機繞組溫升仿真計算結果和實驗結果對比如表5所示。

圖10 繞組溫度變化Fig.10 Curve of winding temperature

表5 電機繞組溫升的計算、實驗結果對比

由表5可知，電機繞組溫升仿真結果與實驗結果最大誤差7.7%，最小2.1%，在誤差允許范圍內，可認為符合實際情況。結果表明，電機的流場-溫度場耦合計算模型是準確可靠的。

3 新型風冷-熱管高效復合冷卻系統研究

3.1 風冷-熱管復合冷卻系統結構設計

無人機用高功率密度外轉子電機結構緊湊、產熱集中，轉子部分熱量可直接通過機殼向外界環境傳遞，由于定轉子氣隙較小，定子繞組、鐵心部分產生的熱量不易向外界傳遞，因此如何解決定子散熱問題成為關鍵。熱管冷卻技術具有結構簡單、導熱率高、可靠性高、環境適應性強的優勢，其工作原理如圖11所示。可以看出，熱管正常工作時，可將其視為一個獨立的具有高效導熱性能的冷卻系統，通過管內工質的相變和軸向運動，連續、高效的將熱量從熱端傳輸至冷端。將熱管元件耦合于電機定子內部，可將定子產生的熱量直接通過熱管傳遞至外界環境，實現對電機的冷卻。因此，設計風冷熱管復合冷卻系統，將熱管原件熱端耦合于電機定子吸收熱量，冷端置于電機外側或軸向通風孔進行散熱，選用不同型熱管元件設計耦合方案如圖12所示。可以看出，3種方案的主要區別在于熱管元件的形狀和冷端布置位置不同，各方案特點對比如表6所示。

圖11 熱管原理示意圖Fig.11 Schematic diagram of heat pipe principle

圖12 電機熱管耦合方案Fig.12 Motor heat pipe coupling scheme

表6 電機熱管耦合方案對比

對比分析表6中3種耦合方案可知，方案1具有更大的優勢。同時本文研究的外轉子永磁電機主要用于無人飛行器的旋翼推動，其工作環境暴露于外界空氣，采用U型管時，在飛行過程中可直接利用外界氣流對冷端進行冷卻，既不影響空冷系統效率，同時U型熱管可提高冷卻系統集成度。綜合考慮，確定復合冷卻系統結構如方案1所示。

3.2 高效冷卻系統耦合模型與網格劃分

為提高電機的效率，研究設計風冷-熱管復合冷卻技術，大幅度降低各部件溫升。在“兩進一出”風冷系統基礎上，采用獨立U型熱管，將熱管吸熱段置于定子槽底，利用航空電機特有工作環境，可將冷凝段置于電機外側，利用來流直接實現冷卻。每根熱管構成一個獨立的傳熱系統，將電機定子繞組以及鐵心產生的熱量經熱管吸熱段吸收并傳遞至冷凝段，依靠在冷凝段的散熱翅片與外界對流換熱。

經過反復論證，建立新型風冷-熱管高效復合冷卻電機三維耦合模型，為尋找最優方案，研究分析滿槽、半槽兩種不同熱管數量布置的冷卻系統的冷卻效果，如圖13所示。

圖13 風冷-熱管電機耦合模型Fig.13 Coupling model

將表3中的流場計算結果作為流-固耦合計算模型的一部分邊界條件，再根據電機結構、實際工況等特點，給出仿真計算基本假設和邊界條件：

1)以表2損耗計算結果作為熱源加載于電機各部件；

2)冷卻氣流入口流速以表3結果確定，氣流溫度為實際環境溫度，具體參數見表4；

3)熱管元件簡化為具有高導熱系數的實體，導熱系數根據實驗測定結果設置。

3.3 U型熱管導熱系數標定

為保證電機溫度場計算的準確性，采用功率法對U型熱管導熱系數進行測量，測試系統原理圖如圖14所示，測試平臺如圖15所示。

圖14 熱管測試系統原理圖Fig.14 Principle diagram of testing system

圖15 熱管測試圖Fig.15 Testing system

利用測量數據計算熱管當量導熱系數為

(5)

式中：Q為加熱段功率；Lef為熱管有效長度，其中Lef=0.5Le+La+0.5Lc，Le、La、Lc分別為熱管蒸發段、絕熱段、冷凝段長度；Ae為熱管蒸汽腔橫截面積；Th為加熱段溫度；Tc為冷凝段溫度。

經過實驗測量、計算，選用如圖15中導熱系數最佳的1號熱管作為U型熱管元件進行研究分析，其當量導熱系數隨加熱功率、冷卻風速變化規律如圖16所示。可以看出，所選1號熱管導熱系數在2 000～10 000 W/mK之間，當電機運行時，定子單槽最高損耗為30.875 W，可得出熱管導熱系數約為4 000 W/mK。

圖16 熱管導熱系數變化規律Fig.16 Heat pipe thermal conductivity

3.4 耦合模型計算結果分析

利用有限元模型進行迭代計算，可得到電機1 500 r/min工況下運行至溫度達到平衡狀態時的溫度場分布情況。圖17為不同冷卻方案下電機整機溫度分布云圖。可以看出，在穩定運行過程中，電機內部最高溫升出現在電機繞組部分。對應不同的冷卻方案，繞組最高溫升分別為123、101、108 ℃。計算結果表明，當采用風冷-熱管復合冷卻系統時，電機繞組最高溫升具有較大改善，最大降低了22 ℃，具有很高的冷卻效率。下面對其溫度場分布規律做進一步詳細分析。表7為電機各部位溫度分布對比。

圖17 不同方案電機溫升分布Fig.17 Temperature rise distribution

由表7可以得出，在單一風冷條件下，電機最高溫升集中于定子繞組，為123 ℃。當加入熱管輔助冷卻系統后，定子繞組、鐵心產生的熱量可以直接通過U型熱管向外界傳遞，因此極大降低了電機內部各部件的溫度，最大溫降出現在定子鐵心，達到24.5 ℃。計算結果表明，新型風冷-熱管復合冷卻系統具有很高的冷卻效率，能達到較好控制電機溫升的效果。

表7 電機最高溫度對比

為了尋求最優方案，本文設計了第二套冷卻系統，將熱管元件的數量減少一半布置于電機結構。計算結果表明，相較于單一風冷結構，方案2也具有明顯的降溫作用，最大溫降達到了17.1 ℃，冷卻效果較方案1有所降低。通過計算對比得出，將熱管滿槽布置于電機定子槽底(方案1)比方案2質量增加了50%，但是對繞組冷卻能力僅降低了30%，說明方案2具有更高的性能代價比。

4 結 論

針對無人機用高功率密度電機的散熱需求，本文通過建立電機三維流場整機模型、1/6流-固耦合模型，基于流體動力學和電機傳熱理論，采用有限元分析法對電機模型進行了分析求解，得出如下結論：

1)離心風扇能增強電機內部冷卻氣流的流動，隨著電機轉速的提高，離心風扇促進氣體流動的能力增強，電機內空氣流速逐漸增加；

2)通過將U型熱管集成于電機定子槽底，能大幅降低定子部件溫度，為解決外轉子電機定子散熱困難提供了新的思路；

3)設計的新型風冷-熱管復合冷卻系統具有很高的冷卻效率，可使電機繞組的最高溫度從123 ℃降至101 ℃；電機內部最大溫降達到24.5 K；

4)相比于半槽布置熱管的復合系統，方案1更加高效，在熱管數量增加50%的條件下，使電機最高溫降增大了30%，說明熱管元件有助于提高電機冷卻系統的效率。

以方案1為冷卻系統的高功率密度永磁電機正處于試制階段，今后研究過程中將獲得實驗數據，進一步驗證計算結果的準確性和冷卻系統的高效性。