家用高壓清洗機風(fēng)冷串激電機流場分析及流固耦合傳熱研究

李郁松， 邢改蘭， 黃建平， 周邵萍

(1.華東理工大學(xué) 機械與動力工程學(xué)院，上海 200237；2.浙江億力機電股份有限公司，浙江 嘉興 314100)

0 引 言

單相風(fēng)冷串激電機因其直交流兩用、起動轉(zhuǎn)矩大、轉(zhuǎn)速高與體積小等優(yōu)點，廣泛用于清洗機、電動工具、小型家電、小型機床等領(lǐng)域[1]。然而，因其工作時的高電流、高轉(zhuǎn)速，使得串激電機易發(fā)熱，其設(shè)計制造過程的難度增加，過高的溫升會加速定子繞組絕緣層的老化，影響電機的工作性能。因此，如何準確獲得電機內(nèi)部流場與溫度場并研究其分布規(guī)律成為串激電機設(shè)計中的重要任務(wù)。

近年來，國內(nèi)外已經(jīng)有諸多學(xué)者對電機的流場與溫度場展開研究[2-6]。關(guān)于溫度場的研究方法主要分為集總參數(shù)分析法、等效熱網(wǎng)絡(luò)法、有限體積法[7]，針對永磁同步電機已經(jīng)有較為成熟的損耗估計公式與溫度場計算先例，通過流固耦合傳熱理論估算電機的溫度場分布被證實是可行的[8-11]。文獻[12-13]通過對電機散熱系統(tǒng)進行數(shù)值仿真研究以探索電機通風(fēng)散熱規(guī)律，但是針對不同類型的電機通常不具有可拓展性，而針對串激電機的研究多集中于電路控制與電磁特性[14-18]，對串激電機中流場與溫度場分布的報道則較少。

本文以一臺家用高壓清洗機的串激電機為例，建立包括電機內(nèi)部各發(fā)熱部件的電機全域三維流固耦合傳熱模型并進行模擬計算。搭建串激電機繞組溫升試驗測試平臺，測試不同工況電流下定子繞組的溫升值，驗證數(shù)學(xué)物理模型與流固耦合傳熱研究串激電機內(nèi)流場與溫度場方法的合理性。在此基礎(chǔ)上對串激電機內(nèi)流場運動與溫度分布規(guī)律進行研究。另外，從電機降耗設(shè)計角度出發(fā)，探究內(nèi)部離心導(dǎo)風(fēng)輪的設(shè)置對電機內(nèi)流場與溫度場的影響。

1 計算模型與試驗驗證

1.1 電機基本參數(shù)與物理模型

本文研究對象是家用高壓清洗機中型號為HC8840F的單相風(fēng)冷串激電機，由風(fēng)罩、上下支架、定轉(zhuǎn)子繞組、鐵心、碳刷以及風(fēng)扇、導(dǎo)風(fēng)輪等部件組成。風(fēng)冷系統(tǒng)為前端軸流風(fēng)扇與后端離心導(dǎo)風(fēng)輪的雙旋轉(zhuǎn)機械設(shè)計，轉(zhuǎn)子繞組為繞線式結(jié)構(gòu)，鐵心由硅鋼片疊壓而成，電機參數(shù)如表1所示。

表1 電機參數(shù)

電機的三維結(jié)構(gòu)模型如圖1所示。根據(jù)電機冷卻結(jié)構(gòu)，建立外部包裹空氣域的電機三維求解計算域模型，并將電機計算域分別對旋轉(zhuǎn)動區(qū)域和靜止流域進行網(wǎng)格劃分。電機風(fēng)冷系統(tǒng)流體求解域如圖2所示，進氣端流域延長為風(fēng)扇直徑的10倍以防止進口回流。在網(wǎng)格離散過程中，對前后骨架、定轉(zhuǎn)子繞組鐵心、軸流風(fēng)扇與離心風(fēng)輪進行局部尺寸控制。流域采用四面體網(wǎng)格劃分，流固耦合傳熱面劃分邊界層網(wǎng)格以提高計算精度，軸流風(fēng)扇動域采用Wrap包面網(wǎng)格，總體網(wǎng)格離散細節(jié)如圖3所示。

圖1 串激電機結(jié)構(gòu)示意圖

圖2 串激電機三維流固耦合求解模型

圖3 求解域網(wǎng)格離散

1.2 數(shù)學(xué)模型

電機內(nèi)流場空氣流動遵循質(zhì)量守恒定律、動量守恒定律以及能量守恒定律。當(dāng)空氣處于穩(wěn)態(tài)且不可壓縮時，質(zhì)量守恒方程為

(1)

式中：V為速度矢量；ρ為流體密度。

運動方程是對流體動量守恒定律的描述。其在笛卡爾坐標系中的表達式為

(2)

式中：τxx、τxy、τxz、τyx、τyy、τyz、τzx、τzy、τzz為黏性力在坐標系中各方向上的分量；p為流體微元上的壓強；fx、fy、fz分別為單位質(zhì)量力在x、y、z三個方向上的分量。

使用流固熱耦合傳熱方法，電機內(nèi)部發(fā)熱部件的熱傳導(dǎo)、冷空氣與內(nèi)部部件間的熱對流可以用導(dǎo)熱控制方程與能量守恒定律描述，其具體表達式為

(3)

(4)

式中：Cp為比熱容；k為流體傳熱系數(shù)；ST為黏性耗散項；λx、λy、λz分別為x、y、z方向上的導(dǎo)熱系數(shù)；qv為熱源損耗密度；α為對流換熱系數(shù)；T為固體溫度；Tf為對流換熱面s外界空氣的溫度，對流換熱面s為固體與冷空氣的耦合邊界。

1.3 基本假設(shè)及邊界條件

串激電機內(nèi)流場雷諾數(shù)超過2 300，因此求解的數(shù)學(xué)模型采用湍流模型。從簡化計算模型與確保符合實際物理過程的角度出發(fā)做如下基本假設(shè)：

(1) 在流體流動穩(wěn)定時，對電機外風(fēng)路流場進行求解，所以不考慮時間對求解方程的影響；

(2) 電機內(nèi)流速的馬赫數(shù)較小，則空氣視為不可壓縮流體(Ma<0.3)；

(3) 由于流體流速較快，忽略流體域內(nèi)流體的浮力和重力的影響；

(4) 定子、轉(zhuǎn)子繞組導(dǎo)線排列緊密，忽略股線間絕緣與集膚效應(yīng)，用相同體積的銅、鋁塊等效；

(5) 電機熱源生熱均勻， 材料導(dǎo)熱率為常數(shù)，忽略其隨溫度升高而發(fā)生的變化。

本文采用基于壓力基的隱式求解器，采用Realizablek-ε湍流模型與Scalable壁面函數(shù)，使用SIMPLEC算法二階迎風(fēng)格式，對電機流場的進口與出風(fēng)口分別采用壓力入口與壓力出口的邊界條件，初值設(shè)置為1個標準大氣壓，環(huán)境溫度為300 K。對旋轉(zhuǎn)動區(qū)域使用多重參考系(MRF)模型進行計算，動靜區(qū)域之間設(shè)置Interface交界面。

1.4 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

針對計算模型采用不同網(wǎng)格劃分尺寸，得到不同網(wǎng)格數(shù)量的模型。在234、244、254 V三個工況下對不同輸入功率以及風(fēng)扇轉(zhuǎn)速的模型進行計算，圖4為不同工況下定子繞組溫升值隨網(wǎng)格數(shù)量的變化示意圖。計算值在網(wǎng)格數(shù)量達到1.25×107后沒有發(fā)生明顯變化，考慮計算資源的占用與效率問題，選用全局網(wǎng)格尺寸控制在1.5 mm、網(wǎng)格數(shù)量為1.25×107的劃分方式對模型進行離散。

圖4 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

1.5 試驗驗證

使用確定的網(wǎng)格尺寸對電機進行網(wǎng)格離散，并計算206～254 V五種工況下電機定子繞組溫升值。搭建試驗平臺如圖5所示，測試串激電機在上述五組工況下的風(fēng)扇轉(zhuǎn)速與繞組阻值。測量采用Dm6234p電阻測量儀、PF120電參數(shù)測量儀、QJ83-1數(shù)字直流電橋等試驗設(shè)備，使用熱電阻法測量定子繞組溫升值。四個測溫點分別置于上下定子繞組的前后端部，測量電機穩(wěn)定工況運行時的熱態(tài)電阻阻值。測得定子繞組端部各測點的冷熱態(tài)阻值，由電阻法換算得到繞組平均溫升值，五組工況下定子繞組溫升的仿真與實測值對比如下圖6所示。其中最大相對誤差為4.91%，最小誤差為電機在254 V工況下達到0.72%，五組工況平均誤差為2.63%，證明繞組溫升測試結(jié)果與仿真計算結(jié)果吻合度較好，驗證了串激電機流固耦合傳熱計算模型的合理性。

圖5 串激電機溫升測試

圖6 不同工況下定子繞組溫度仿真與實測值對比

2 流場計算結(jié)果分析

為研究串激電機工作時內(nèi)部流場的流動規(guī)律以探究串激電機的發(fā)熱問題，需要對電機內(nèi)流場進行分析。以電機在234 V工況下工作的內(nèi)流場為例，電機轉(zhuǎn)速為17 500 r/min，整體串激電機風(fēng)冷系統(tǒng)流場三維流跡圖如圖7所示?？諝饨?jīng)外風(fēng)罩進入到軸流風(fēng)扇表面，空氣沿徑向運動時會受到風(fēng)罩機殼壁面的阻礙，產(chǎn)生沿軸向的空氣流動，分別形成有效流量和渦流損失。冷空氣在風(fēng)扇的驅(qū)使下流經(jīng)轉(zhuǎn)子與定子表面，與發(fā)熱部件進行熱交換，熱空氣受到后部導(dǎo)風(fēng)輪的離心作用，沿著風(fēng)罩排出電機。

圖7 整機表面空氣流跡圖

2.1 風(fēng)扇部分流場

圖8為風(fēng)扇中間剖面上的速度流線圖，可以觀察到在風(fēng)扇前端產(chǎn)生了較多渦流，在兩片扇葉中間甚至存在多個旋渦，在渦流存在區(qū)，空氣流速相應(yīng)較低，流體能量損耗增大。圖9為風(fēng)扇中截面湍流動能云圖，湍流動能是湍流模型中評估湍流強度的有效指標。圖9中葉片扭轉(zhuǎn)角處出現(xiàn)部分帶狀湍流動能集中，這是因為靠近扭轉(zhuǎn)處葉片的曲率增大，流體流經(jīng)此處易發(fā)生轉(zhuǎn)捩，且風(fēng)扇邊緣會有二次流產(chǎn)生，湍流動能較大的位置易引起渦流噪聲。此外，圖9中3點鐘與9點鐘方向葉片尖端靠近風(fēng)罩處也產(chǎn)生了較大的湍流動能集中，這是由于此處風(fēng)扇后端為碳刷支架，對氣流形成阻擋，氣流在此處回流所造成?？梢?，此串激電機的風(fēng)扇結(jié)構(gòu)設(shè)計不盡合理，還存在改進的空間。過多的渦流損失將導(dǎo)致風(fēng)扇的效率降低，使得冷卻性能下降，引起電機繞組溫升過高。

圖8 風(fēng)扇中截面速度流線圖(Y=-120 mm)

圖9 風(fēng)扇中截面湍流動能云圖(Y=-120 mm)

2.2 電機內(nèi)流場

圖10為電機內(nèi)流域在XY面與YZ面兩個沿軸向相互垂直平面的速度矢量圖。在YZ子午截面上，空氣經(jīng)過冷卻風(fēng)扇做功從上下兩個方向流經(jīng)定子繞組前端表面以冷卻定子繞組，部分空氣在行進過程中受到骨架擋板的阻擋產(chǎn)生回流，并經(jīng)過電刷支架間隙回流至風(fēng)扇處?？諝庠谶M入電機內(nèi)部后由于上下骨架擋板的阻擋，使得截面突然收縮產(chǎn)生高速氣流，最高速度達到55.45 m/s。冷氣流分別從內(nèi)部轉(zhuǎn)子區(qū)域和定子鐵心通風(fēng)溝處流過，在定子繞組后端部位形成部分回流冷卻繞組。在XY子午面上，空氣經(jīng)過風(fēng)扇后沿兩側(cè)流過轉(zhuǎn)子繞組，最高速度達41.43 m/s，在冷卻發(fā)熱的轉(zhuǎn)子繞組后由離心風(fēng)輪排出至電機外部。

圖10 電機內(nèi)流場速度矢量圖

沿軸向截取Y=-42 mm處截面旨在分析電機內(nèi)部流場，串激電機內(nèi)部流場XZ面速度分布云圖如圖11所示?？諝庥奢S流風(fēng)扇吸入后，一部分由轉(zhuǎn)子流域吸入，冷卻轉(zhuǎn)子與定子內(nèi)部；另一部分流經(jīng)定子繞組表面，并從上下端的定子鐵心通風(fēng)槽流到電機后端。經(jīng)過計算可以得到，通過電機內(nèi)部轉(zhuǎn)子附近流域的冷卻空氣流量占總流入空氣流量的73.7%，而流經(jīng)上下部定子鐵心表面的冷卻空氣流量占總流入空氣流量的26.3%。轉(zhuǎn)子的旋轉(zhuǎn)作用使周圍空氣流速較高，最高可達37.4 m/s，且前端靠近風(fēng)扇處速度較高，氣流沿定轉(zhuǎn)子中部空隙流至電機后部，流場沿軸向大致成中心對稱分布。

圖11 電機內(nèi)流場速度云圖(Y=-42 mm)

電機內(nèi)流場風(fēng)速監(jiān)測線L1～L5示意圖如圖12所示，為更直觀表現(xiàn)電機內(nèi)部各部位的氣流流動規(guī)律，考慮到串激電機內(nèi)流場具有一定中心對稱性，在定子鐵心內(nèi)部轉(zhuǎn)子流域取沿軸向監(jiān)測直線L1、L2、L5，定子鐵心上下端通風(fēng)槽部位取直線L3、L4，Y軸軸向范圍為-70～-10 mm，監(jiān)測五條直線上的風(fēng)速分布，電機內(nèi)流場L1～L5處風(fēng)速隨軸向距離變化曲線如圖13所示。

圖12 電機內(nèi)流場風(fēng)速監(jiān)測線L1～L5示意圖

圖13 電機內(nèi)流場L1～L5處風(fēng)速曲線

由于轉(zhuǎn)子為順時針旋轉(zhuǎn)，與圖11速度云圖呈現(xiàn)的結(jié)果一致，監(jiān)測線L2上的速度比L5處更低，氣流在L5上的流速最快可達到17.2 m/s, 分析可得上端定子繞組左側(cè)冷卻效果比右側(cè)好，下端定子繞組右側(cè)冷卻效果更好。L3、L4均在Y=-17.5 mm處速度產(chǎn)生突變，原因是該部分定子繞組與擋板骨架間存在通風(fēng)孔，轉(zhuǎn)子流域氣體經(jīng)過該孔排出，與流經(jīng)鐵心表面氣流合流使風(fēng)速激增，而后流至定子繞組后端使風(fēng)速降低。L1處風(fēng)速呈現(xiàn)陡峭變化，原因是由軸流風(fēng)扇順時針轉(zhuǎn)動吸入的氣流與轉(zhuǎn)子流域的順時針氣流匯合形成前進上升流，在合流處產(chǎn)生較高流速。

3 溫度場計算結(jié)果分析

在流場計算的基礎(chǔ)上，對模型進行流場與溫度場的耦合求解。依照電機結(jié)構(gòu)參數(shù)，在Ansoft仿真軟件中建立電機的二維計算模型。通過仿真計算，得到電機在234 V負載下的定轉(zhuǎn)子鐵心、銅鋁繞組的損耗功率，并根據(jù)建模體積轉(zhuǎn)化為生熱率，將各種損耗以熱生成率的形式均勻加載到電機的各個部件之中，具體數(shù)值如下表2所示,電機主要材料屬性如表3所示，其中定轉(zhuǎn)子鐵心由矽鋼片疊壓而成，為各向異性材料，在笛卡爾坐標系中X、Z軸方向的熱導(dǎo)率為42.5 W/(m·K)，Y軸方向的熱導(dǎo)率為0.57 W/(m·K)。

表2 電機內(nèi)部發(fā)熱部件損耗以及熱源損耗密度

表3 電機內(nèi)部分材料物性表

定子繞組與鐵心的溫度場分布如圖14所示，繞組最高溫度可達105.8 ℃，平均溫度為99.39 ℃。定子繞組前端與風(fēng)扇較近，自扇冷側(cè)附近空氣流速高，冷卻效果好，后端風(fēng)量較小，導(dǎo)熱效果較差，溫度上升快。定子鐵心前端不受支架覆蓋的部位受循環(huán)冷空氣影響冷卻效果較好，上下部通風(fēng)槽部分存在氣流通過，能夠與發(fā)熱的鐵心進行熱交換，散熱效果佳。矽鋼片軸向熱導(dǎo)率較低所帶來的軸向溫度分層現(xiàn)象較為明顯，后端較少有氣流流過，導(dǎo)致溫升較高。

圖14 定子繞組鐵心溫度場分布

圖15為轉(zhuǎn)子繞組與鐵心部分的溫度場分布，轉(zhuǎn)子因其自身的高速旋轉(zhuǎn)，對流換熱效果較好。轉(zhuǎn)子繞組最高溫度為88.72 ℃，高溫區(qū)域集中在后端風(fēng)輪處。鐵心部分同樣由于矽鋼片的各向異性，軸向溫度出現(xiàn)分層現(xiàn)象。鐵心軛部與轉(zhuǎn)子繞組、電機軸緊密接觸導(dǎo)致傳熱較差，而鐵心齒部、靴部與冷卻空氣充分接觸，冷卻效果較好。而鐵心上下端由于氣隙狹小冷卻空氣較少，整體溫度比左右兩端高。因此，溫度場計算結(jié)果顯示定子繞組的平均溫升在串激電機發(fā)熱部件中最為嚴重，在進行串激電機設(shè)計時需要重點關(guān)注定子繞組的溫升狀況。

圖15 轉(zhuǎn)子繞組鐵心溫度場分布

4 導(dǎo)風(fēng)輪設(shè)置的影響分析

導(dǎo)風(fēng)輪的設(shè)置可以改變風(fēng)冷電機內(nèi)部流場，但是作為旋轉(zhuǎn)部件會帶來電機輸入功率的升高，雙風(fēng)扇系統(tǒng)風(fēng)路是否配合也對整機通風(fēng)散熱效率起到關(guān)鍵性作用。從電機降耗設(shè)計的角度出發(fā)，為了探討電機內(nèi)部設(shè)置離心導(dǎo)風(fēng)輪的必要性，將設(shè)置與去除導(dǎo)風(fēng)輪的電機模型在相同邊界條件下進行數(shù)值計算，即模擬風(fēng)冷系統(tǒng)整體工作與軸流風(fēng)扇單獨工作時的流-溫場分布。圖16所示沿軸向選取四條定子繞組溫升監(jiān)測線L1～L4，監(jiān)測繞組溫升在該條線上的溫度值可以對定子繞組詳細溫度分布規(guī)律進行表征與比較。

圖16 定子繞組溫升監(jiān)測位置L1～L4示意圖

圖17給出溫度從風(fēng)扇側(cè)到導(dǎo)風(fēng)輪側(cè)沿軸向距離的變化規(guī)律，圖17中L1～L4表示導(dǎo)風(fēng)輪正常工作狀態(tài)，LN1～LN4表示無導(dǎo)風(fēng)輪的工作狀態(tài)?？梢钥闯觯袩o導(dǎo)風(fēng)輪工作時定子繞組溫升均是呈現(xiàn)前端自扇側(cè)溫度較低，后端風(fēng)輪側(cè)溫度較高的狀態(tài)。無導(dǎo)風(fēng)輪時，定子繞組最大溫度比導(dǎo)風(fēng)輪存在時高出了5.2 ℃，平均溫度上升了3.3 ℃，且后端靠近導(dǎo)風(fēng)輪時曲線更為陡峭，前后溫差更大，證明溫度上升劇烈，繞組后端未能得到良好的冷卻。

圖17 有無導(dǎo)風(fēng)輪定子繞組L1～L4溫升對比

圖18所示為有無導(dǎo)風(fēng)輪時電機內(nèi)流場XY截面速度矢量圖：XY面(Z=0)。由于轉(zhuǎn)子的高速旋轉(zhuǎn)造成轉(zhuǎn)子附近形成局部低壓區(qū)域，吸引后方氣流不斷涌向轉(zhuǎn)子區(qū)域，與前方軸流風(fēng)扇吸入的高速氣流交匯，在電機內(nèi)部形成渦流損失，不利于電機的散熱。而在設(shè)置導(dǎo)風(fēng)輪的電機流場中，風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)形成的前后壓差將轉(zhuǎn)子內(nèi)部與發(fā)熱部件進行熱交換的熱空氣沿軸向吸入，并沿徑向排出，排出的空氣流經(jīng)風(fēng)輪上下端的定子繞組，繼續(xù)與定子繞組發(fā)生熱交換，起到良好的散熱效果。通過試驗測試得到導(dǎo)風(fēng)輪的輸入功率為2.3 W，約占電機總輸入功率的0.17%。研究證明導(dǎo)風(fēng)輪有效改善了電機內(nèi)流場的空氣流動情況，大幅降低了定子繞組溫升，在電機風(fēng)冷散熱系統(tǒng)中起到了不可或缺的關(guān)鍵作用。

圖18 有無導(dǎo)風(fēng)輪時電機內(nèi)流場速度矢量圖

5 結(jié) 語

(1) 本文針對HC8840F單相風(fēng)冷串激電機進行了流體場計算與流固耦合傳熱的溫度場分析，通過網(wǎng)格無關(guān)性驗證選用計算效率最高的網(wǎng)格劃分尺寸。通過試驗測試驗證串激電機流固耦合傳熱計算模型的合理性與模擬結(jié)果的準確性。

(2)流場模擬結(jié)果顯示試驗風(fēng)扇結(jié)構(gòu)周圍存在較多漩渦，引起渦流損耗，導(dǎo)致通風(fēng)性能的下降。電機流域內(nèi)，71.7%的冷卻氣流流入轉(zhuǎn)子流域，而流經(jīng)上下部定子鐵心表面的冷卻空氣流量占總流入空氣流量的26.3%，可以考慮從改變流道結(jié)構(gòu)與風(fēng)扇結(jié)構(gòu)參數(shù)的角度使通風(fēng)效率提升，并加大流至定子繞組表面進行冷卻的冷空氣比例，從而降低定子繞組溫升。

(3) 溫度場研究表明，發(fā)熱部件前端溫度均低于后端，鐵心矽鋼片軸向熱導(dǎo)率較低所帶來的軸向溫度分層現(xiàn)象較為明顯，轉(zhuǎn)子左右兩端溫升低于上下端部，且定子繞組的平均溫升在串激電機發(fā)熱部件中最為嚴重，在設(shè)計中需要加以注意。

(4) 通過對有無導(dǎo)風(fēng)輪時電機內(nèi)流場與繞組溫度場的分析，發(fā)現(xiàn)無導(dǎo)風(fēng)輪時，定子繞組平均溫度上升了3.3 ℃，且前后溫差更為劇烈。研究表明導(dǎo)風(fēng)輪在電機風(fēng)冷散熱系統(tǒng)中的作用是至關(guān)重要的。