約束活塞直線發(fā)電系統(tǒng)的溫度場分析

梁悅，呂福麟，張艷，楊彬彬，趙博，張鐵柱

(1.山東理工大學 交通與車輛工程學院，山東 淄博 255000；2.中國重汽集團青島重工有限公司，山東 青島 266111)

0 前言

在“雙碳”目標的影響下，新能源汽車開始加速替代傳統(tǒng)燃油車，以電池和電機為動力源的電動汽車正逐漸占領市場。但是，受充電基礎設施建設薄弱、電池性能受環(huán)境影響較大、電池功率密度限制等因素影響，純電動汽車現(xiàn)階段尚不能滿足長途行駛、低溫等應用環(huán)境下的性能要求，因此混合動力汽車依然是國內外車企的研發(fā)重點。

在混合動力汽車的研究中，自由活塞發(fā)電機由于熱效率高、輕巧靈活等特點，具備在增程式電動汽車上應用的潛力，因而受到國內外研究者的廣泛關注。WANG等發(fā)現(xiàn)配備模塊化繞組和哈爾巴赫磁性陣列的管狀永磁直線同步電機能更好地實現(xiàn)自由活塞發(fā)電機高功率密度、高效率和低移動質量的優(yōu)勢，并利用有限元分析探究了永磁直線電機的運動特性。MORIYA等利用磁場分析軟件捕捉永磁直線發(fā)電機的動態(tài)位移，提出了諧振擺式控制方法，結果表明該方法能夠提高發(fā)電機輸出參數(shù)的魯棒性及系統(tǒng)運行的穩(wěn)定性。BROSNAN和MAJIDNIYA等分別對自由活塞發(fā)電機和自由斯特林發(fā)電機的永磁直線同步發(fā)電機進行了非線性建模研究，并通過與實驗數(shù)據(jù)進行對比驗證，得到了較為準確的電機非線性數(shù)學模型，為自由活塞發(fā)電機的優(yōu)化控制與設計制造提供了參考依據(jù)。由上述研究可知，管狀永磁直線同步電機與自由活塞發(fā)電機的匹配度較高，但自由活塞發(fā)電機的運行穩(wěn)定性問題始終是研究的重點與難點。

為此，緱亞楠提出一種約束活塞直線發(fā)電(CPLG)系統(tǒng)，以曲柄連桿機構控制直線發(fā)電機運行，從而實現(xiàn)機械能與電能同時輸出的雙能源驅動形式。但該系統(tǒng)運行過程中燃燒室溫度較高，會對周邊零部件產生嚴重的熱負荷。同時，直線發(fā)電機自身產生的損耗最終也會轉化為熱能形式。

系統(tǒng)溫度的升高會導致直線發(fā)電機輸出效率急劇下降，使得直線軸承熱應力增大，引起結構變形從而使摩擦損失增加，影響發(fā)電機初級與次級間的氣隙。因此，直線發(fā)電機及直線軸承在雙熱源影響下能否正常工作成為CPLG系統(tǒng)穩(wěn)定可靠運行的關鍵性問題，目前該領域的相關研究還鮮見報道。

針對高溫、高速永磁電機的臨界溫度，KOLONDZOVSKI等采用有限元熱網(wǎng)絡法對不同類型的高速永磁電機進行了熱力學分析，以驗證各類電機的熱負荷指標。其他研究也表明，有限元法是研究高速永磁電機溫度場的常用方法，具有較高的計算精度。為此，本文利用ANSYS Workbench軟件建立了CPLG系統(tǒng)有限元模型，并通過經(jīng)驗公式和實際工況得到缸體與燃氣、冷卻水和外界空氣間的溫度邊界條件、直線電機熱源和電機邊界間的傳熱系數(shù)。在此基礎上對CPLG系統(tǒng)溫度場進行有限元分析，驗證在發(fā)動機額定工況下，直線發(fā)電機和直線軸承能否滿足設計要求。

1 模型建立

1.1 CPLG系統(tǒng)結構

CPLG系統(tǒng)主要由V型2缸汽油發(fā)動機與2個直線電機組成，如圖1所示。發(fā)動機的主要技術參數(shù)見表1，在其額定工況下設計了輸出功率為5 kW的圓筒形永磁直線電機，其結構尺寸見表2。加長缸體將2個直線電機分別裝在氣缸與曲軸箱之間，直線電機下方裝有直線軸承，起到對電機橫向定位的作用。電機次級固定在次級導桿上，并通過次級導桿與活塞相連接，活塞、次級導桿與電機次級共同組成了往復運動組件。次級導桿通過連桿與曲軸相連接，曲柄連桿機構協(xié)同控制各缸的往復運動組件，實現(xiàn)系統(tǒng)多缸、四沖程工作模式下的穩(wěn)定運行。運行過程中，燃燒室內的燃料通過燃燒將化學能轉換為機械能，帶動往復運動組件做直線往復運動。此時，機械能在往復運動組件處進行分流，一部分在電機次級處切割磁力線產生感應電流，通過直線電機輸出電能；另一部分傳遞到曲軸端繼續(xù)輸出機械能。

圖1 CPLG系統(tǒng)結構

表1 發(fā)動機主要技術參數(shù)

表2 圓筒型永磁直線電機結構尺寸

1.2 有限元模型

采用UG NX軟件建立CPLG系統(tǒng)的三維數(shù)值模型。CPLG系統(tǒng)結構較為復雜，考慮到本文主要針對直線電機和直線軸承進行溫度場分析，因而建立了僅包含氣缸體、加長缸體、直線電機和直線軸承的簡化模型。簡化后的模型以Parsald格式導入到ANSYS Workbench軟件中，定義三維10節(jié)點單元SOLID187，得到網(wǎng)格數(shù)量為76 602的有限元模型，其中氣缸體與加長缸體為模型的主要傳熱部件，分別劃分為15 704和39 064的網(wǎng)格數(shù)量，如圖2所示。同時經(jīng)過多次增加25%的網(wǎng)格數(shù)量，得到相同邊界條件下，相鄰網(wǎng)格密度之間的數(shù)值，結果誤差均在5%以內，該模型網(wǎng)格無關性驗證完畢。

圖2 CPLG系統(tǒng)有限元模型

2 溫度邊界條件

2.1 加長缸體溫度邊界條件

模型采用第3類邊界條件，缸內工質溫度和傳熱系數(shù)通過GT-Power軟件進行仿真分析，并結合經(jīng)驗公式計算得到加長缸體與冷卻水和外界空氣間的對流傳熱系數(shù)。額定工況(6 000 r/min)下，缸內平均溫度為1 190.21 K，缸內平均對流傳熱系數(shù)為240.46 W/(m·K)，如圖3所示。

圖3 單個循環(huán)內缸內溫度與傳熱系數(shù)的變化

受到活塞周期性運動的影響，缸套軸向位置的受熱面積隨時間變化。當活塞位于下止點時，活塞第一環(huán)位置以下的缸套壁面在工作循環(huán)中均未與燃氣接觸。因此，行程高度范圍內的氣缸內壁受熱分為以下3種：① 燃氣直接傳遞給氣缸壁的熱量；② 燃氣經(jīng)活塞傳遞給氣缸壁的熱量；③ 活塞與氣缸壁摩擦產生的熱量。

為此，氣缸內壁行程高度范圍軸向方向的缸內對流傳熱系數(shù)m()和缸內溫度res()的分布規(guī)律公式如下：

(1)

(2)

式中：為缸內燃氣的平均傳熱系數(shù)，單位W/(m·K)；為氣缸內壁表面距氣缸頂部的軸向距離，單位mm；為活塞行程，單位mm；為氣缸缸徑，單位mm；為缸內燃氣的平均溫度，單位K。

將行程范圍內的氣缸內壁軸向劃分為10段(從氣缸頂部到活塞下止點頂部)，如圖4所示，每段的對流傳熱系數(shù)和溫度見表3?；钊挥谙轮裹c時，活塞第一環(huán)位置以下的氣缸內壁面不與燃氣接觸，換熱量較小，氣缸壁面溫度參考文獻[7]設定為383 K。此處溫度為活塞位于下止點時，活塞第一環(huán)位置以下的氣缸內壁面溫度。

圖4 活塞行程范圍內的氣缸內壁劃分

表3 氣缸體內壁邊界條件分布

例如，將該方案應用于遠程診斷系統(tǒng)中，可由多名醫(yī)生通過異地的用戶終端采集并標注醫(yī)學影像數(shù)據(jù)，標注后的數(shù)據(jù)作為訓練樣本被上傳至遠程服務器；在服務器端部署深度學習算法，以實現(xiàn)輔助診斷模型的建立和優(yōu)化。實際應用階段，可以將該輔助診斷模型下發(fā)至醫(yī)生的遠程終端用于患者醫(yī)學影像的實時分析，也可由遠程終端上傳患者的醫(yī)學影像數(shù)據(jù)至服務器，由存儲于服務器的輔助診斷模型進行實時分析后將相關參考指標返回醫(yī)生的遠程終端。對于這一部署和實施方式，顯然還可以采用系統(tǒng)類權利要求來進行撰寫。

加長缸體外表面與空氣的對流傳熱系數(shù)為：

(3)

式中：為缸體周圍空氣流動的雷諾數(shù)；為空氣的普朗特數(shù)；為缸體外表的特征尺寸，單位m；為空氣的導熱系數(shù)，單位W/(m·K)。

根據(jù)直線電機永磁體高溫退磁現(xiàn)象，電機工作溫度超過473.15 K時輸出效率會急劇下降，且直線軸承的最高溫度閾值為573.15 K。而空氣的自然對流傳熱系數(shù)為5～25 W/(m·K)，冷卻水的強制對流傳熱系數(shù)為1 000～15 000 W/(m·K)。為了研究直線電機和直線軸承能否在雙熱源影響下穩(wěn)定可靠工作，外界空氣與冷卻水均取對流傳熱系數(shù)的最低值。因此，將外界空氣的對流傳熱系數(shù)設定為5 W/(m·K)，溫度設定為303.15 K；冷卻水的對流傳熱系數(shù)設定為1 000 W/(m·K)，溫度設定為360 K。

2.2 直線電機邊界條件

直線電機在工作過程中會產生不同程度的能量損耗。本文中直線電機的能量損耗主要包括次級永磁體渦流損耗、繞組銅耗和初級鐵心損耗。利用ANSYS Maxwell軟件計算出額定工況(6 000 r/min)下，直線電機各部件的能量損耗，見表4。

表4 直線電機各部件的損耗和體積

直線電機發(fā)生內部損耗時，會產生熱能導致電機發(fā)熱。為探究電機內部的發(fā)熱狀態(tài)，需要計算電機的熱生成率，永磁直線電機的熱生成率計算公式如下：

(4)

式中：為發(fā)熱源的損耗，單位W；為發(fā)熱源的有效體積，單位m。

對流散熱是直線電機唯一的散熱方式。同時，由于直線電機是通過加長缸體中的冷卻水散熱，故無需施加初級鐵心側面的邊界條件。圓筒形直線電機的氣隙結構是同心圓環(huán)形狀，電機次級做直線往復運動時，氣隙內的空氣隨次級沿軸向方向流動。因此，根據(jù)努塞爾準則可得電機初級與次級的氣隙側面對流傳熱系數(shù)為：

(5)

式中：為水力直徑，是氣隙外徑與內徑之差，單位mm；為直線電機次級在額定轉速下的速度，單位m/s；為空氣的普朗特數(shù)；為電機初級軸向長度，單位mm；為空氣的運動黏性系數(shù)。

通過計算可得，電機初級與次級的氣隙側面對流傳熱系數(shù)為41 W/(m·K)。同時，電機初級與次級兩端面均與潤滑油接觸，潤滑油的強制對流傳熱系數(shù)為50～1 500 W/(m·K)，因而參考文獻[7]將直線電機初級與次級兩端面的對流傳熱系數(shù)設定為200 W/(m·K)。

3 CPLG系統(tǒng)溫度場分析

3.1 直線電機溫度場分析

由圖5可知，直線電機初級繞組的中間位置溫度最高，整體溫度呈對稱分布。這是因為在電機的3個熱源中，繞組的熱生成率最高，且遠高于初級鐵心和次級永磁體的熱生成率，是直線電機的主要發(fā)熱源。

圖5 無散熱直線電機溫度場

由于繞組內部結構復雜，且等效導熱系數(shù)較低，難以進行對流散熱。同時，由于初級與次級兩端面均有潤滑油進行散熱，因此直線電機繞組的中間位置溫度最高。直線電機在無加長缸體散熱情況下，最高溫度可達499.61 K，無法滿足電機可靠、高效運行的要求。

3.2 CPLG系統(tǒng)溫度場分析

CPLG系統(tǒng)的溫度場如圖6所示。由圖6可知，直線電機整體溫度在371.37～383.47 K，滿足正常運行的溫度要求。同時，直線軸承卡槽處的溫度在359.26～371.37 K，因此直線軸承也能滿足溫度要求。這主要是因為發(fā)動機冷卻水對燃燒室與直線電機均具有良好的散熱效果。

圖6 CPLG系統(tǒng)溫度場

CPLG系統(tǒng)熱量傳遞示意圖如圖7所示。由圖7可知，燃燒室與直線電機的熱量都經(jīng)加長缸體傳遞給了冷卻水，經(jīng)冷卻水散熱后，燃燒室對加長缸體的影響減小，直線電機能夠在較好的工作熱負荷范圍內。同時，在冷卻水作用下，直線軸承位置溫度基本不受燃燒室和直線電機溫度的影響。

圖7 CPLG系統(tǒng)熱量傳遞示意圖

本文在溫度場分析過程中，忽略了傳動鏈槽內和缸體內潤滑油與油霧的影響，以及活塞等內部件傳熱的影響，因此CPLG系統(tǒng)的溫度場分布存在一定誤差。

4 結論

本文建立了簡化的CPLG系統(tǒng)有限元模型。采用第三類邊界條件，計算得到氣缸內壁的邊界條件分布規(guī)律，缸體與冷卻水、外界空氣的對流傳熱系數(shù)。

根據(jù)直線發(fā)電機的損耗情況，計算得到了電機的熱生成率和邊界間的傳熱系數(shù)。在此基礎上利用有限元分析法探究了直線發(fā)電機和直線軸承在燃燒室和電機雙熱源下的溫度分布情況。主要研究結論如下：

(1) 直線電機在單獨運行、無散熱情況下，其繞組的熱生成率最高，且遠高于初級鐵心和次級永磁體的熱生成率，是直線電機的主要熱源，且其整體溫度呈軸對稱分布。直線電機在無加長缸體散熱情況下的最高溫度可達499.61 K，無法滿足電機可靠、高效運行的要求。

(2) CPLG系統(tǒng)運行過程中，冷卻水對燃燒室和直線電機均具有良好的散熱效果。系統(tǒng)經(jīng)冷卻水散熱后，燃燒室對加長缸體溫度影響減小，直線電機溫度保持在371.37～383.47 K，直線軸承卡槽處的溫度保持在359.26～371.37 K，均可滿足設計要求。