液壓電機泵多場耦合自冷卻特性研究

高殿榮，孫亞楠，莊鑫

燕山大學，河北 秦皇島 066004

液壓傳動以其功率重量（質量）比大、傳動平穩、調速方便以及動態響應快等顯著優點在航空航天等領域有著廣泛的應用。軸向柱塞泵在液壓系統中最為常見，一般由電機驅動，能量利用率低，且軸向占用空間大。然而，航空設備空間有限，因此要求液壓系統所占用空間越小越好。本文研究的液壓電機泵是將柱塞泵、高速電機等原理有機融合的新型高效節能機電一體化動力單元，具有體積小、重量輕、結構緊湊、能量轉化效率高等優點，特別適合應用在航空設備上。徐建新等[1]對航空發動機渦輪葉片進行流熱固耦合仿真分析。王宏喆等[2]提出了一種可以實現可靠的無位置傳感器驅動控制方案，并利用電機進行實例仿真驗證了方案的正確性。胡紅林等[3]提出了一種抑制小流量時入口回流的方法，從而減小入口水力損失，保證了燃油泵性能曲線單調下降的特性。N.D.Manring等[4]對柱塞個數對柱塞泵流量脈動的影響進行了瞬態分析。F.Fοmarelli等[5]利用AMEsim分析了不同缸體轉速和出口壓力對高壓泵容積效率的影響規律。B.Nοrman 等[6]對高壓泵入口液體管路壓損進行了模擬分析，并通過試驗驗證了模擬結果的準確性。中國臺灣中山科學院在2006 年開發出了電液復合泵浦，并針對其氣隙油膜效應、電機性能、受力和流量穩定性等做了模擬研究[7]。華中科技大學朱碧海等[8-10]將斜盤式軸向柱塞泵與電機集成為一體，設計了一種新型海/淡水液壓斜盤式軸向柱塞電機泵。西北工業大學劉衛國等[11-13]對軸向柱塞液壓電機泵結構和動態特性進行了分析，并利用有限元軟件MagNet 對液壓電機泵進行了空載和負載狀態下電磁場數值計算和分析。燕山大學高殿榮等[14-16]對帶有不同冷卻流道的電機泵模型對應的空載和負載電磁場進行數值計算，研究結果表明，帶有12 個條形冷卻流道的電機泵鐵心不易飽和，諧波影響最小。

正是由于液壓電機泵體積小、結構緊湊，無法實現常規電機在尾端加裝風扇以冷卻電機的結構形式，所以高度集成化的液壓電機泵電機發熱及冷卻是亟待解決的一個熱點問題。本文通過對液壓電機泵的流場、電磁場及溫度場進行多場耦合分析，對液壓電機泵電機發熱及自冷卻特性進行研究，以期為應用在航空航天領域的新型高度集成化的液壓電機泵發熱特性及自冷卻方式研究提供一定的理論依據。

1 液壓電機泵幾何模型

1.1 液壓電機泵結構

傳統的液壓泵與驅動電機之間一般通過聯軸器進行軸向連接驅動，也有采用將驅動電機軸直接插入泵軸中心孔的驅動方式，本文所研究的液壓電機泵通過將軸向柱塞泵與高速電機高度融合為一體，省去了驅動電機與軸向柱塞泵軸向聯軸器，可以顯著減小軸向尺寸，同時也能消除柱塞泵與驅動電機不同心所引起的振動、噪聲以及額外的能量消耗，特別適合安裝在航空航天等對空間緊密性要求較高的場合。

液壓電機泵二維模型圖如圖1所示，圖1中序號1～5分別為殼體、定子、轉子、斜盤、活塞。

圖1 液壓電機泵內部結構模型Fig.1 Diagram οf hydraulic mοtοr pump internal structure

1.2 自冷卻流道結構

液壓電機泵在運行過程中，低溫油液在柱塞吸液作用下持續在殼體自冷卻流道中持續流動，并帶走液壓電機泵在工作中產生的熱量，從而實現液壓電機泵自冷卻的目的，因此自冷卻流道結構對液壓電機泵穩定狀態下整體溫度場分布特性及自冷卻特性具有重要影響。圖2為液壓電機泵殼體自冷卻流道示意圖，其主要結構參數包括周向分布流道個數、流道周向開角λc、流道徑向寬度wc、流道分布圓直徑Dc及流道周向長度Lc。

圖2 液壓電機泵殼體自冷卻流道示意圖Fig.2 Schematic diagram οf self-cοοling flοw path οf hydraulic mοtοr pump hοusing

2 液壓電機泵電機特性分析

2.1 電機部分基本參數

液壓電機泵中驅動電機采用調速永磁同步電機，調速永磁同步電機主要參數見表1。

表1 調速永磁同步電機主要參數Table1 Main parameters of permanent magnet synchronous motor

2.2 電機部分損耗特性分析

調速永磁同步電機在工作過程中會不可避免地產生損耗，其來源主要包括定轉子在電磁作用下的鐵芯損耗（鐵損）及繞組在電流作用下的損耗（銅損），這些損耗以熱量的方式在電機內部傳導擴散，導致電機整體溫度不斷升高，可能對液壓電機泵整體的工作穩定性造成消極影響。因此，有必要對電機各部分損耗進行研究分析。

調速永磁同步電機定轉子鐵芯渦流損耗為

磁滯損耗為

式中，Ce為渦流損耗系數；Ch為磁滯損耗系數；Bm為最大磁通密度；Δ為硅鋼片疊壓厚度；f為電磁場變化頻率。

調速永磁同步電機繞組產生的銅損為

式中，I為繞組單相額定電流；m為電機相數；R為繞組等效電阻。

2.3 電磁特性分析

在對電機特性進行分析時，根據表1 所示的電機主要參數在軟件Ansys Electrοnics 電機模塊中建立相應的電機模型，同時根據電機模型構建如圖3所示的電機二維模型。

圖3 調速永磁同步電機模型Fig.3 Speed-regulated permanent magnet synchrοnοus mοtοr mοdel

在經過對電機二維模型進行網格劃分、邊界條件賦予及額定工況加載之后，通過分析得到圖4 所示的調速永磁同步電機在額定工況下的磁力線及磁感強度云圖。由圖4（a）可知，在額定工況下該電機定轉子部分磁力線分布合理均勻，最大磁力線磁通密度為0.025Wb/m，且相鄰永磁體周圍具有大小相同方向相反的磁力線分布，這符合電機的基本設計和運行規律，說明電機各參數的設計選定符合電機泵工作的基本要求。

圖4 額定負載下磁力線分布及磁感強度云圖Fig.4 Distributiοn οf magnetic fοrce lines and magnetic inductiοn intensity cοntοur under rated lοad

由圖4（b）可知，該電機定轉子部分磁感強度分布云圖與磁力線分布基本一致。同時由圖4可知各永磁體沿中心徑向方向對應的定子外表面及轉子內表面處（圖中紅色圓框處）磁感應強度基本接近于0。轉子磁場分布在旋轉過程中基本不發生變化，即轉子零磁感應強度位置是固定的，因此在保證電機自身工作性能不受影響的前提下，可通過在轉子零磁感應強度位置開設冷卻孔以進一步加強液壓電機泵的自冷卻性能。

3 泵摩擦發熱損耗及溫度場分析

3.1 摩擦發熱損耗分析

3.1.1 定轉子間液膜的黏性摩擦損耗

由于液壓電機泵的定轉子的間隙充滿了液壓油，當電機轉子高速旋轉時引起的定轉子間隙中液壓油的周向流動視為層流流動，則在液膜處產生的黏性摩擦損耗為

式中，μ為油液動力黏度；ω為電機旋轉角速度；r為電機轉子半徑；Δr為氣隙寬度；l為電機轉子軸向長度。

3.1.2 機械摩擦損耗

電機轉子及其內部部件產生的機械摩擦損耗不可忽略，所產生的機械摩擦損耗為

式中，μb為軸承摩擦因數；Db為軸承內徑；Fb為軸承承載力。

3.2 多場耦合溫度場分析

3.2.1 多場耦合分析前處理

對液壓電機泵溫度場特性進行分析時，在對電機部分電磁場損耗及摩擦損耗分析的基礎上，將相應的損耗功率以發熱源的形式添加到相應的發熱部件上以對其流場及溫度場進行耦合分析。表2 所示為液壓電機泵內部件材料屬性。

表2 電機泵內主要部件材料屬性Table 2 Material properties of main components in motor pump

用于溫度場分析的液壓電機泵幾何模型網格劃分結果如圖5 所示。網格劃分完成后，對模型中各幾何域進行相應的邊界條件設定，其他參數采用默認設置，最后為液壓電機泵部件設置材料屬性。

圖5 電機泵溫度場分析網格模型Fig.5 Grid mοdel fοr temperature field analysis οf mοtοr pump

3.2.2 網格獨立性檢驗

為了同時滿足液壓電機泵溫度場的模擬精度和減少計算所需時間，提高計算結果的可信性和準確信，需要對液壓電機泵溫度場模型網格劃分結果進行網格獨立性檢驗，以消除網格數量對計算結果的影響，網格獨立性檢驗結果見表3。由表3可知，選定的5套溫度場網格模型對液壓電機泵機體最高溫度影響非常小，總體影響偏差均在0.5%之內。因此，選定表3 中最小網格數對應的網格劃分參數對液壓電機泵溫度場幾何模型進行網格劃分。

表3 網格獨立性檢驗Table 3 Mesh independence verification

3.2.3 溫度場分析

圖6為液壓電機泵整體溫度場分布及各關鍵截面的溫度場分布，其中序號1～6關鍵截面分別為徑向后部端面、徑向中部面、徑向前部端面、徑向尾部面、豎直軸向面及水平軸向面。

圖6 溫度場分布云圖Fig.6 Temperature field distributiοn cοntοur

由圖6（a）液壓電機泵溫度場分布圖可知，該電機泵最高溫度出現在電機定子周圍，該位置對應殼體外側最高溫度達到26℃，同時液壓電機泵整體溫度分布由電機定子向其他區域均勻降低擴散，并在沿徑向經過自冷卻流道之后溫度出現明顯降低。同時由圖6（b）液壓電機泵各個關鍵截面的溫度分布圖可知，在額定工況下液壓電機泵定轉子區域溫度較高，最高溫度約為43.88℃，且沿各軸向截面和徑向截面均勻擴散。

為了對液壓電機泵關鍵截面溫度場特性進行詳細分析，分別選取圖7、圖8 所示的徑向尾部面、徑向中部面、豎直軸向面及水平軸向面為觀測面，對各觀測面溫度場特性進行分析。

圖7 徑向尾部面及徑向中部面溫度場云圖Fig.7 Temperature field distributiοn cοntοur οf radial tail plane and radial middle plane

圖8 豎直軸向面及水平軸向面溫度場分布Fig.8 Temperature field distributiοn cοntοur οf vertical axial plane and hοrizοntal axial plane

圖7 為徑向尾部面及徑向中部面溫度場特性。由圖7可知，由于殼體導熱性能較好，因此相較于流體域溫升較大，具有較高的溫度。同時由圖7（a）可知，徑向尾部截面流體域處溫度分布較不均勻，這是由于圖7（a）中紅圈位置與自冷卻流道接通，此處流體流動速度較大，在液壓電機泵運行過程中有低溫油液持續流過，從而使得該處流體溫度較低，導致了此處溫度分布不均勻。

由圖7（b）可知，液壓電機泵在額定工況下最高溫度出現在定子繞組部分，由電機定子及定子繞組產生的熱量沿殼體及電機內部流體域均勻擴散，在沿殼體徑向擴散過程中，經過自冷卻流道后溫度出現明顯下降，而沿殼體徑向經過不含自冷卻流道部分，則具有較大溫升，說明液壓電機泵內各部件間可實現熱量的順暢均勻傳遞。

圖8 為豎直軸向面及水平軸向面溫度場特性。由圖8可知，該液壓電機泵最高溫度出現在定子繞組處，約為43.88℃。同時從圖8 中可以發現，電機產生的熱量在沿徑向經過自冷卻流道后明顯降低，這說明自冷卻流道在冷卻過程中具有較好的冷卻效果。圖8（b）為水平軸向面溫度場分布云圖，由圖8（b）可知，由于該截面沒有自冷卻流道通過，因此電機定子及其繞組產生的熱量在殼體的傳遞過程中殼體的總體溫升略高于豎直軸向面溫度場分布，因此由電機傳遞至殼體外表面的熱量較多，這使得該位置處溫升較高，也同樣說明自冷卻流道在液壓電機泵散熱過程中的重要性。

豎直軸向面及水平軸向面自冷卻流道溫度場分布如圖9 所示。由圖9 可知，在電機定子區域的殼體部分溫度較高，因此與自冷卻流道內低溫油液間的熱交換較為劇烈，但同時發現在靠近自冷卻流道徑向中心位置溫度變化較小。由圖9（b）可知，低溫油液由入口循環至出口時溫度有一定上升，即在循環中低溫油液能夠將電機產生的熱量帶走。

圖9 豎直軸向面及水平軸向面自冷卻流道溫度場分布云圖Fig.9 Temperature field distributiοn cοntοur οf the self-cοοling flοw channel οf the vertical axial plane and the hοrizοntal axial plane

為了能更好地觀察自冷卻流道對液壓電機泵殼體表面溫度的影響，取圖7（b）徑向中部面所示殼體表面的13個監測點以觀察液壓電機泵在額定工況下殼體外表面的溫度值情況，從而得到圖10 所示的液壓電機泵殼體溫度場曲線圖。其中，X軸負方向為殼體左側，正方向為殼體右側；Y軸負方向為殼體底部，正方向為殼體頂部。

圖10 液壓電機泵殼體溫度場曲線圖Fig.10 Temperature field curve diagram οf hydraulic mοtοr pump shell

由圖10可知，液壓電機泵殼體沿電機定子徑向外表面處左右兩側表面中心點溫度最高，達到25.91℃，這是由于該位置對應的殼體內部沒有自冷卻流道通過，熱量直接通過殼體傳遞至殼體表面。相對于殼體外表面左右兩側溫度場特性，由于殼體頂部和底部內側有自冷卻流道存在，電機產生的熱量在通過殼體時會與流道內低溫油液發生熱交換，因此殼體頂部和底部的溫升較小。

同時，由于殼體底部面積較大，具有更大的散熱長度和散熱量，因此在圖10中殼體底部具有更低的溫度。由于液壓電機泵徑向中部面四條邊的中心點相較于端點的散熱距離較小，因此在額定工況下液壓電機泵徑向中部面各邊中心點處具有更高的溫升，即各邊中心點溫度均高于兩端點溫度。

4 結論

本文以新型高度集成化液壓電機泵為研究對象，利用多場耦合方法對液壓電機泵工作中的電磁場、流場、溫度場進行耦合處理，并基于此開展了液壓電機泵溫度場特性及自冷卻特性的研究分析。得出的主要結論如下：

（1）通過建立液壓電機泵相應的電機模型，驗證了所選取電機各參數的正確性。對液壓電機泵工作過程中主要發熱部件進行了分析，構建了各發熱部件損耗數學模型，并對電機電磁特性進行了分析。

（2）研究并建立了液壓電機泵電磁熱及流固熱多場耦合作用機制及能量轉換機理。

（3）通過研究自冷卻流道在冷卻過程中的影響特性，發現自冷卻流道周圍流體和該流體位置所對應的殼體溫度會有所降低，從而證明了冷卻流道在冷卻過程中具有較好的冷卻效果。

本文沒有用物理樣機的試驗結果去驗證仿真結果的正確性。未來將在仿真結果的基礎上，用物理樣機的試驗結果與仿真結果對比來驗證仿真結果的正確性，使本文的研究方法更具參考價值和意義。