液壓電機(jī)泵多場(chǎng)耦合自冷卻特性研究

高殿榮，孫亞楠，莊鑫

燕山大學(xué)，河北 秦皇島 066004

液壓傳動(dòng)以其功率重量（質(zhì)量）比大、傳動(dòng)平穩(wěn)、調(diào)速方便以及動(dòng)態(tài)響應(yīng)快等顯著優(yōu)點(diǎn)在航空航天等領(lǐng)域有著廣泛的應(yīng)用。軸向柱塞泵在液壓系統(tǒng)中最為常見(jiàn)，一般由電機(jī)驅(qū)動(dòng)，能量利用率低，且軸向占用空間大。然而，航空設(shè)備空間有限，因此要求液壓系統(tǒng)所占用空間越小越好。本文研究的液壓電機(jī)泵是將柱塞泵、高速電機(jī)等原理有機(jī)融合的新型高效節(jié)能機(jī)電一體化動(dòng)力單元，具有體積小、重量輕、結(jié)構(gòu)緊湊、能量轉(zhuǎn)化效率高等優(yōu)點(diǎn)，特別適合應(yīng)用在航空設(shè)備上。徐建新等[1]對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪葉片進(jìn)行流熱固耦合仿真分析。王宏喆等[2]提出了一種可以實(shí)現(xiàn)可靠的無(wú)位置傳感器驅(qū)動(dòng)控制方案，并利用電機(jī)進(jìn)行實(shí)例仿真驗(yàn)證了方案的正確性。胡紅林等[3]提出了一種抑制小流量時(shí)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(diào)下降的特性。N.D.Manring等[4]對(duì)柱塞個(gè)數(shù)對(duì)柱塞泵流量脈動(dòng)的影響進(jìn)行了瞬態(tài)分析。F.Fοmarelli等[5]利用AMEsim分析了不同缸體轉(zhuǎn)速和出口壓力對(duì)高壓泵容積效率的影響規(guī)律。B.Nοrman 等[6]對(duì)高壓泵入口液體管路壓損進(jìn)行了模擬分析，并通過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證了模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。中國(guó)臺(tái)灣中山科學(xué)院在2006 年開(kāi)發(fā)出了電液復(fù)合泵浦，并針對(duì)其氣隙油膜效應(yīng)、電機(jī)性能、受力和流量穩(wěn)定性等做了模擬研究[7]。華中科技大學(xué)朱碧海等[8-10]將斜盤(pán)式軸向柱塞泵與電機(jī)集成為一體，設(shè)計(jì)了一種新型海/淡水液壓斜盤(pán)式軸向柱塞電機(jī)泵。西北工業(yè)大學(xué)劉衛(wèi)國(guó)等[11-13]對(duì)軸向柱塞液壓電機(jī)泵結(jié)構(gòu)和動(dòng)態(tài)特性進(jìn)行了分析，并利用有限元軟件MagNet 對(duì)液壓電機(jī)泵進(jìn)行了空載和負(fù)載狀態(tài)下電磁場(chǎng)數(shù)值計(jì)算和分析。燕山大學(xué)高殿榮等[14-16]對(duì)帶有不同冷卻流道的電機(jī)泵模型對(duì)應(yīng)的空載和負(fù)載電磁場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，研究結(jié)果表明，帶有12 個(gè)條形冷卻流道的電機(jī)泵鐵心不易飽和，諧波影響最小。

正是由于液壓電機(jī)泵體積小、結(jié)構(gòu)緊湊，無(wú)法實(shí)現(xiàn)常規(guī)電機(jī)在尾端加裝風(fēng)扇以冷卻電機(jī)的結(jié)構(gòu)形式，所以高度集成化的液壓電機(jī)泵電機(jī)發(fā)熱及冷卻是亟待解決的一個(gè)熱點(diǎn)問(wèn)題。本文通過(guò)對(duì)液壓電機(jī)泵的流場(chǎng)、電磁場(chǎng)及溫度場(chǎng)進(jìn)行多場(chǎng)耦合分析，對(duì)液壓電機(jī)泵電機(jī)發(fā)熱及自冷卻特性進(jìn)行研究，以期為應(yīng)用在航空航天領(lǐng)域的新型高度集成化的液壓電機(jī)泵發(fā)熱特性及自冷卻方式研究提供一定的理論依據(jù)。

1 液壓電機(jī)泵幾何模型

1.1 液壓電機(jī)泵結(jié)構(gòu)

傳統(tǒng)的液壓泵與驅(qū)動(dòng)電機(jī)之間一般通過(guò)聯(lián)軸器進(jìn)行軸向連接驅(qū)動(dòng)，也有采用將驅(qū)動(dòng)電機(jī)軸直接插入泵軸中心孔的驅(qū)動(dòng)方式，本文所研究的液壓電機(jī)泵通過(guò)將軸向柱塞泵與高速電機(jī)高度融合為一體，省去了驅(qū)動(dòng)電機(jī)與軸向柱塞泵軸向聯(lián)軸器，可以顯著減小軸向尺寸，同時(shí)也能消除柱塞泵與驅(qū)動(dòng)電機(jī)不同心所引起的振動(dòng)、噪聲以及額外的能量消耗，特別適合安裝在航空航天等對(duì)空間緊密性要求較高的場(chǎng)合。

液壓電機(jī)泵二維模型圖如圖1所示，圖1中序號(hào)1～5分別為殼體、定子、轉(zhuǎn)子、斜盤(pán)、活塞。

圖1 液壓電機(jī)泵內(nèi)部結(jié)構(gòu)模型Fig.1 Diagram οf hydraulic mοtοr pump internal structure

1.2 自冷卻流道結(jié)構(gòu)

液壓電機(jī)泵在運(yùn)行過(guò)程中，低溫油液在柱塞吸液作用下持續(xù)在殼體自冷卻流道中持續(xù)流動(dòng)，并帶走液壓電機(jī)泵在工作中產(chǎn)生的熱量，從而實(shí)現(xiàn)液壓電機(jī)泵自冷卻的目的，因此自冷卻流道結(jié)構(gòu)對(duì)液壓電機(jī)泵穩(wěn)定狀態(tài)下整體溫度場(chǎng)分布特性及自冷卻特性具有重要影響。圖2為液壓電機(jī)泵殼體自冷卻流道示意圖，其主要結(jié)構(gòu)參數(shù)包括周向分布流道個(gè)數(shù)、流道周向開(kāi)角λc、流道徑向?qū)挾葁c、流道分布圓直徑Dc及流道周向長(zhǎng)度Lc。

圖2 液壓電機(jī)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(jī)泵電機(jī)特性分析

2.1 電機(jī)部分基本參數(shù)

液壓電機(jī)泵中驅(qū)動(dòng)電機(jī)采用調(diào)速永磁同步電機(jī)，調(diào)速永磁同步電機(jī)主要參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 調(diào)速永磁同步電機(jī)主要參數(shù)Table1 Main parameters of permanent magnet synchronous motor

2.2 電機(jī)部分損耗特性分析

調(diào)速永磁同步電機(jī)在工作過(guò)程中會(huì)不可避免地產(chǎn)生損耗，其來(lái)源主要包括定轉(zhuǎn)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(jī)內(nèi)部傳導(dǎo)擴(kuò)散，導(dǎo)致電機(jī)整體溫度不斷升高，可能對(duì)液壓電機(jī)泵整體的工作穩(wěn)定性造成消極影響。因此，有必要對(duì)電機(jī)各部分損耗進(jìn)行研究分析。

調(diào)速永磁同步電機(jī)定轉(zhuǎn)子鐵芯渦流損耗為

磁滯損耗為

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

調(diào)速永磁同步電機(jī)繞組產(chǎn)生的銅損為

式中，I為繞組單相額定電流；m為電機(jī)相數(shù)；R為繞組等效電阻。

2.3 電磁特性分析

在對(duì)電機(jī)特性進(jìn)行分析時(shí)，根據(jù)表1 所示的電機(jī)主要參數(shù)在軟件Ansys Electrοnics 電機(jī)模塊中建立相應(yīng)的電機(jī)模型，同時(shí)根據(jù)電機(jī)模型構(gòu)建如圖3所示的電機(jī)二維模型。

圖3 調(diào)速永磁同步電機(jī)模型Fig.3 Speed-regulated permanent magnet synchrοnοus mοtοr mοdel

在經(jīng)過(guò)對(duì)電機(jī)二維模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分、邊界條件賦予及額定工況加載之后，通過(guò)分析得到圖4 所示的調(diào)速永磁同步電機(jī)在額定工況下的磁力線及磁感強(qiáng)度云圖。由圖4（a）可知，在額定工況下該電機(jī)定轉(zhuǎn)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?chē)哂写笮∠嗤较蛳喾吹拇帕€分布，這符合電機(jī)的基本設(shè)計(jì)和運(yùn)行規(guī)律，說(shuō)明電機(jī)各參數(shù)的設(shè)計(jì)選定符合電機(jī)泵工作的基本要求。

圖4 額定負(fù)載下磁力線分布及磁感強(qiáng)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(jī)定轉(zhuǎn)子部分磁感強(qiáng)度分布云圖與磁力線分布基本一致。同時(shí)由圖4可知各永磁體沿中心徑向方向?qū)?yīng)的定子外表面及轉(zhuǎn)子內(nèi)表面處（圖中紅色圓框處）磁感應(yīng)強(qiáng)度基本接近于0。轉(zhuǎn)子磁場(chǎng)分布在旋轉(zhuǎn)過(guò)程中基本不發(fā)生變化，即轉(zhuǎn)子零磁感應(yīng)強(qiáng)度位置是固定的，因此在保證電機(jī)自身工作性能不受影響的前提下，可通過(guò)在轉(zhuǎn)子零磁感應(yīng)強(qiáng)度位置開(kāi)設(shè)冷卻孔以進(jìn)一步加強(qiáng)液壓電機(jī)泵的自冷卻性能。

3 泵摩擦發(fā)熱損耗及溫度場(chǎng)分析

3.1 摩擦發(fā)熱損耗分析

3.1.1 定轉(zhuǎn)子間液膜的黏性摩擦損耗

由于液壓電機(jī)泵的定轉(zhuǎn)子的間隙充滿(mǎn)了液壓油，當(dāng)電機(jī)轉(zhuǎn)子高速旋轉(zhuǎn)時(shí)引起的定轉(zhuǎn)子間隙中液壓油的周向流動(dòng)視為層流流動(dòng)，則在液膜處產(chǎn)生的黏性摩擦損耗為

式中，μ為油液動(dòng)力黏度；ω為電機(jī)旋轉(zhuǎn)角速度；r為電機(jī)轉(zhuǎn)子半徑；Δr為氣隙寬度；l為電機(jī)轉(zhuǎn)子軸向長(zhǎng)度。

3.1.2 機(jī)械摩擦損耗

電機(jī)轉(zhuǎn)子及其內(nèi)部部件產(chǎn)生的機(jī)械摩擦損耗不可忽略，所產(chǎn)生的機(jī)械摩擦損耗為

式中，μb為軸承摩擦因數(shù)；Db為軸承內(nèi)徑；Fb為軸承承載力。

3.2 多場(chǎng)耦合溫度場(chǎng)分析

3.2.1 多場(chǎng)耦合分析前處理

對(duì)液壓電機(jī)泵溫度場(chǎng)特性進(jìn)行分析時(shí)，在對(duì)電機(jī)部分電磁場(chǎng)損耗及摩擦損耗分析的基礎(chǔ)上，將相應(yīng)的損耗功率以發(fā)熱源的形式添加到相應(yīng)的發(fā)熱部件上以對(duì)其流場(chǎng)及溫度場(chǎng)進(jìn)行耦合分析。表2 所示為液壓電機(jī)泵內(nèi)部件材料屬性。

表2 電機(jī)泵內(nèi)主要部件材料屬性Table 2 Material properties of main components in motor pump

用于溫度場(chǎng)分析的液壓電機(jī)泵幾何模型網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖5 所示。網(wǎng)格劃分完成后，對(duì)模型中各幾何域進(jìn)行相應(yīng)的邊界條件設(shè)定，其他參數(shù)采用默認(rèn)設(shè)置，最后為液壓電機(jī)泵部件設(shè)置材料屬性。

圖5 電機(jī)泵溫度場(chǎng)分析網(wǎng)格模型Fig.5 Grid mοdel fοr temperature field analysis οf mοtοr pump

3.2.2 網(wǎng)格獨(dú)立性檢驗(yàn)

為了同時(shí)滿(mǎn)足液壓電機(jī)泵溫度場(chǎng)的模擬精度和減少計(jì)算所需時(shí)間，提高計(jì)算結(jié)果的可信性和準(zhǔn)確信，需要對(duì)液壓電機(jī)泵溫度場(chǎng)模型網(wǎng)格劃分結(jié)果進(jìn)行網(wǎng)格獨(dú)立性檢驗(yàn)，以消除網(wǎng)格數(shù)量對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，網(wǎng)格獨(dú)立性檢驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表3。由表3可知，選定的5套溫度場(chǎng)網(wǎng)格模型對(duì)液壓電機(jī)泵機(jī)體最高溫度影響非常小，總體影響偏差均在0.5%之內(nèi)。因此，選定表3 中最小網(wǎng)格數(shù)對(duì)應(yīng)的網(wǎng)格劃分參數(shù)對(duì)液壓電機(jī)泵溫度場(chǎng)幾何模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分。

表3 網(wǎng)格獨(dú)立性檢驗(yàn)Table 3 Mesh independence verification

3.2.3 溫度場(chǎng)分析

圖6為液壓電機(jī)泵整體溫度場(chǎng)分布及各關(guān)鍵截面的溫度場(chǎng)分布，其中序號(hào)1～6關(guān)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(chǎng)分布云圖Fig.6 Temperature field distributiοn cοntοur

由圖6（a）液壓電機(jī)泵溫度場(chǎng)分布圖可知，該電機(jī)泵最高溫度出現(xiàn)在電機(jī)定子周?chē)撐恢脤?duì)應(yīng)殼體外側(cè)最高溫度達(dá)到26℃，同時(shí)液壓電機(jī)泵整體溫度分布由電機(jī)定子向其他區(qū)域均勻降低擴(kuò)散，并在沿徑向經(jīng)過(guò)自冷卻流道之后溫度出現(xiàn)明顯降低。同時(shí)由圖6（b）液壓電機(jī)泵各個(gè)關(guān)鍵截面的溫度分布圖可知，在額定工況下液壓電機(jī)泵定轉(zhuǎn)子區(qū)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(kuò)散。

為了對(duì)液壓電機(jī)泵關(guān)鍵截面溫度場(chǎng)特性進(jìn)行詳細(xì)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(cè)面，對(duì)各觀測(cè)面溫度場(chǎng)特性進(jìn)行分析。

圖7 徑向尾部面及徑向中部面溫度場(chǎng)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(chǎng)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(chǎng)特性。由圖7可知，由于殼體導(dǎo)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(shí)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(dòng)速度較大，在液壓電機(jī)泵運(yùn)行過(guò)程中有低溫油液持續(xù)流過(guò)，從而使得該處流體溫度較低，導(dǎo)致了此處溫度分布不均勻。

由圖7（b）可知，液壓電機(jī)泵在額定工況下最高溫度出現(xiàn)在定子繞組部分，由電機(jī)定子及定子繞組產(chǎn)生的熱量沿殼體及電機(jī)內(nèi)部流體域均勻擴(kuò)散，在沿殼體徑向擴(kuò)散過(guò)程中，經(jīng)過(guò)自冷卻流道后溫度出現(xiàn)明顯下降，而沿殼體徑向經(jīng)過(guò)不含自冷卻流道部分，則具有較大溫升，說(shuō)明液壓電機(jī)泵內(nèi)各部件間可實(shí)現(xiàn)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(chǎng)特性。由圖8可知，該液壓電機(jī)泵最高溫度出現(xiàn)在定子繞組處，約為43.88℃。同時(shí)從圖8 中可以發(fā)現(xiàn)，電機(jī)產(chǎn)生的熱量在沿徑向經(jīng)過(guò)自冷卻流道后明顯降低，這說(shuō)明自冷卻流道在冷卻過(guò)程中具有較好的冷卻效果。圖8（b）為水平軸向面溫度場(chǎng)分布云圖，由圖8（b）可知，由于該截面沒(méi)有自冷卻流道通過(guò)，因此電機(jī)定子及其繞組產(chǎn)生的熱量在殼體的傳遞過(guò)程中殼體的總體溫升略高于豎直軸向面溫度場(chǎng)分布，因此由電機(jī)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(shuō)明自冷卻流道在液壓電機(jī)泵散熱過(guò)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(chǎng)分布如圖9 所示。由圖9 可知，在電機(jī)定子區(qū)域的殼體部分溫度較高，因此與自冷卻流道內(nèi)低溫油液間的熱交換較為劇烈，但同時(shí)發(fā)現(xiàn)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(huán)至出口時(shí)溫度有一定上升，即在循環(huán)中低溫油液能夠?qū)㈦姍C(jī)產(chǎn)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(chǎng)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(duì)液壓電機(jī)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(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)以觀察液壓電機(jī)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(jī)泵殼體溫度場(chǎng)曲線圖。其中，X軸負(fù)方向?yàn)闅んw左側(cè)，正方向?yàn)闅んw右側(cè)；Y軸負(fù)方向?yàn)闅んw底部，正方向?yàn)闅んw頂部。

圖10 液壓電機(jī)泵殼體溫度場(chǎng)曲線圖Fig.10 Temperature field curve diagram οf hydraulic mοtοr pump shell

由圖10可知，液壓電機(jī)泵殼體沿電機(jī)定子徑向外表面處左右兩側(cè)表面中心點(diǎn)溫度最高，達(dá)到25.91℃，這是由于該位置對(duì)應(yīng)的殼體內(nèi)部沒(méi)有自冷卻流道通過(guò)，熱量直接通過(guò)殼體傳遞至殼體表面。相對(duì)于殼體外表面左右兩側(cè)溫度場(chǎng)特性，由于殼體頂部和底部?jī)?nèi)側(cè)有自冷卻流道存在，電機(jī)產(chǎn)生的熱量在通過(guò)殼體時(shí)會(huì)與流道內(nèi)低溫油液發(fā)生熱交換，因此殼體頂部和底部的溫升較小。

同時(shí)，由于殼體底部面積較大，具有更大的散熱長(zhǎng)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(jī)泵徑向中部面四條邊的中心點(diǎn)相較于端點(diǎn)的散熱距離較小，因此在額定工況下液壓電機(jī)泵徑向中部面各邊中心點(diǎn)處具有更高的溫升，即各邊中心點(diǎn)溫度均高于兩端點(diǎn)溫度。

4 結(jié)論

本文以新型高度集成化液壓電機(jī)泵為研究對(duì)象，利用多場(chǎng)耦合方法對(duì)液壓電機(jī)泵工作中的電磁場(chǎng)、流場(chǎng)、溫度場(chǎng)進(jìn)行耦合處理，并基于此開(kāi)展了液壓電機(jī)泵溫度場(chǎng)特性及自冷卻特性的研究分析。得出的主要結(jié)論如下：

（1）通過(guò)建立液壓電機(jī)泵相應(yīng)的電機(jī)模型，驗(yàn)證了所選取電機(jī)各參數(shù)的正確性。對(duì)液壓電機(jī)泵工作過(guò)程中主要發(fā)熱部件進(jìn)行了分析，構(gòu)建了各發(fā)熱部件損耗數(shù)學(xué)模型，并對(duì)電機(jī)電磁特性進(jìn)行了分析。

（2）研究并建立了液壓電機(jī)泵電磁熱及流固熱多場(chǎng)耦合作用機(jī)制及能量轉(zhuǎn)換機(jī)理。

（3）通過(guò)研究自冷卻流道在冷卻過(guò)程中的影響特性，發(fā)現(xiàn)自冷卻流道周?chē)黧w和該流體位置所對(duì)應(yīng)的殼體溫度會(huì)有所降低，從而證明了冷卻流道在冷卻過(guò)程中具有較好的冷卻效果。

本文沒(méi)有用物理樣機(jī)的試驗(yàn)結(jié)果去驗(yàn)證仿真結(jié)果的正確性。未來(lái)將在仿真結(jié)果的基礎(chǔ)上，用物理樣機(jī)的試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果對(duì)比來(lái)驗(yàn)證仿真結(jié)果的正確性，使本文的研究方法更具參考價(jià)值和意義。