涵道風扇電機強迫風冷散熱結構設計與實驗

俞 浪,熊俊輝,陳新民,陸佳南,徐 茂

(1.中國科學院寧波材料技術與工程研究所,寧波 315201; 2.特種飛行器浙江省工程研究中心,寧波 315201)

0 引 言

電推進垂直起降飛行器要求電機具有高功率密度,而電機的冷卻效果直接影響導線中可使用的電流密度,電流密度越高則相同功率的電機體積越小。高效的熱管理對于保持電機的效率、耐用性和安全性至關重要[1]。

針對涵道風扇電機的散熱問題研究較少,可借鑒其它應用領域的電機散熱技術。對于電動汽車用電機,目前的熱管理技術基本滿足不同功率密度的冷卻需求[2]。一般低功率密度的電機(電流密度小于7 A/mm2)采用風冷,包括自然冷卻和風扇強迫冷卻;中高功率密度的電機(電流密度約7～12 A/mm2)宜采用液冷;更高功率密度的電機(電流密度大于15 A/mm2)需設計混合冷卻。

電機熱管理技術根據直接作用對象又可分為定子冷卻、繞組冷卻、轉子冷卻以及導熱強化。其中定子冷卻包括空氣冷卻[3-5]和液套冷卻[6-8]?？諝饫鋮s是一種基本的冷卻方式,用于較低熱流密度的電機,又分外表面冷卻和內部冷卻。對于外表面冷卻,一般會設置肋片來增大散熱面積,其關鍵在于對肋片外形和尺寸的優化,同時需要考慮增加的質量、體積以及對流場的影響;對于內部風冷,一般采用風機強化對流,風機參數和風道設計是重要因素,好的風道具有換熱強、壓降低等特點。液套冷卻廣泛應用于中等熱流密度的電機,相對于空氣冷卻具有熱流密度高、噪聲低等優勢;常用的冷卻劑是水,此外還有油、乙二醇、電介質等,不論采用何種冷卻劑,都需要對通道進行優化設計以及防腐。繞組是主要熱源,因此直接冷卻繞組效率更高,繞組冷卻包括槽內繞組冷卻[9-11]和端部繞組冷卻[12-14]。槽內繞組冷卻是指在定子槽內設置冷卻通道,更進一步則是采用空心或異形導體,使冷卻劑和繞組直接接觸,從而提高冷卻效率;由于空間有限,槽內繞組冷卻存在冷卻通道狹小、壓降大等問題。繞組端部通常是電機溫度最高處,常規的空氣冷卻、液套冷卻有一定效果,但是對于高功率密度電機仍需對端部進行額外的冷卻,例如噴霧冷卻、沖擊冷卻等。轉子的損耗不高,但是散熱條件差,長時間運行時溫度可能與定子處于同一水平;目前轉子冷卻技術通常都是基于空心軸,在軸內設置冷卻通道[15-17],與定子冷卻的集成是關鍵問題。定子鐵心由片狀材料堆疊而成,阻礙了軸向導熱,同時電機內不同器件間的氣隙和表面粗糙度都會引起接觸熱阻,導致電機內部溫度不均,不利于散熱。導熱強化方法主要利用灌封材料[18-20]、導熱板[21,22]、相變材料[23-25]和熱管[26-28]等,這些材料具有顯著的導熱強化效果,但是需要考慮對電磁場的影響和可能產生的額外渦流損耗。

電推進垂直起降飛行器在懸停、垂直起降等大功率運行工況下,其電流密度可達20 A/mm2。受條件限制難以使用更高效的液冷或相變冷卻等方式,目前仍采用風冷散熱,所以需要盡可能提高其散熱效率以滿足使用需求。肋片是增強散熱的有效方法,在一定范圍內提高肋片高度、數目均可有效增加散熱量,但是同時也會顯著增加質量、干擾氣動,所以需要進行優化設計。肋片在內部和外部流動中應用廣泛:文獻[29]利用數值方法分析了肋片形狀對仿螺旋肋片內冷通道流動與傳熱的影響;文獻[30]使用COMSOL對一電機帶肋外殼進行了數值仿真,并用熱成像儀進行了溫度驗證,該電機平均熱流密度為612.8 W/m2。

高功率密度電機高效輕量化風冷散熱是涵道風扇的關鍵應用技術[31],本文針對某型高功率密度(外殼熱負載17.3 kW/m2)電機進行熱分析,結合工程估算、數值仿真和實驗驗證,評估不同高度肋片的散熱強化作用,為下一步綜合優化設計提供理論和數據支撐。

1 散熱方法

1.1 涵道風扇電機風冷散熱方案

本文的研究對象是內轉子永磁同步電動機。如圖1所示,該電機安裝在涵道的軸線上,外殼與槳轂、整流罩等一體化。電機定子是主要發熱部位,與外殼接觸,可直接利用涵道內部流場進行風冷散熱。盡管涵道內部空氣流速較高,但是依然不滿足高功率密度電機的冷卻需求,所以考慮增加翅片強化散熱。典型的肋片結構有針肋、直肋、環肋等?？紤]到工藝和可靠性,初期選擇矩形截面直肋進行分析,后期根據研究結果在此基礎上改進。

圖1 涵道風扇電機安裝示意圖

本研究只針對電機穩定狀態的表面散熱,所以對模型進行了簡化處理。假設熱量只從外殼導出,通過外殼內壁的熱流均勻分布,仿真時在內壁定義輸入熱流,實驗時用定制的圓柱加熱器加熱;假設電機外殼為一段圓柱,外部空氣沿軸向流動,沿圓周均勻分布,忽略重力。以光滑表面的模型作為參照,選擇了不同高度的矩形截面直肋進行分析,共5個模型,參數及外形如表1和圖2所示。模型沿軸向分三段,長分別為200 mm、200 mm、100 mm。前段為整流罩,迎向來流,使氣流以水平狀態進入中間段,同時也用于支撐;中間段為測試對象,表面設置了不同高度的肋片;尾段用于支撐。

表1 模型參數表

圖2 模型結構圖

1.2 工程估算

實際涵道風扇圖1電機的外形較為復雜,但大致可簡化為圓柱、立方體、平板等基本幾何結構。這些幾何圖形的外部/內部流動已有大量實驗關聯式[31,32]。

空氣掠過光滑表面(模型1)的流動可簡化為管外軸向流動,流動速度沿圓周均勻分布(忽略重力),因此可將該模型中段近似為平板(寬度為管外周長,長度與管長相等)。表面上熱流密度均勻分布,則局部對流傳熱系數:

(1)

對軸向任一點使用牛頓冷卻定律可得表面溫度分布:

(2)

(3)

由于Re和Pr隨溫度升高而減小,所以tw是x的單調增函數,即表面溫度沿流動方向單調遞增。

對于帶肋表面(模型2～模型5),需根據肋效率計算其對整個表面散熱的增強。肋效率指肋片實際散熱量與假設整個肋表面處于肋基溫度下的散熱量的比值。對于矩形截面直肋,散熱量和溫度分布分別如下:

(4)

(5)

(6)

模型的前段和尾段對散熱的影響無法忽略,將其視作肋片并通過肋效率把表面積折算進中段。式(4)～式(6)假設對流傳熱系數h為常數,由模型1預估h的值為49 W·m-2·K-1,可得壁面平均溫升(壁面溫度與空氣的溫差)。

1.3 數值仿真

本文使用仿真平臺ANSYS/Fluent進行仿真,在DesignModeler中建模,如圖3所示,使用Meshing劃分網格。對肋片和殼體進行了網格局部加密,并在空氣側增加邊界層網格。第一層網格高度是邊界層網格最重要的參數之一,由y+≤1和常溫下空氣參數估算出第一層網格高度為0.018 mm。

圖3 仿真模型

邊界條件及相關參數設置如表2所示?？紤]到邊界層內溫度梯度大,空氣的相關熱物性參數設置為溫度的函數。固體材料為鋁合金7075。中段內壁設置均勻熱流密度,模型總發熱量為1 000 W。

表2 仿真主要參數設置表

數值模擬的結果不能直接作為可靠的結論。數值模擬結果存在偏差的原因包括模型的簡化、材料屬性的誤差、計算時的截斷誤差和舍入誤差等,因此有必要進行實驗驗證。

1.4 實驗裝置與方法

通過實驗獲得的表面傳熱系數仍是目前工程設計的主要依據。本文在地面搭建了強迫風冷散熱實驗平臺開展實驗,從而驗證理論與仿真結果的準確性。實驗圍繞牛頓冷卻定律進行設計,如圖4所示,使用小型開口風洞模擬電機外流場,通過變頻電機調節流速。模型安裝在中間實驗段,內部安裝定制加熱器,通過變壓器調節加熱功率,使用熱電偶測模型溫度,另外管道入口處通過溫濕度計測得空氣參數。工作段長度為800 mm,橫截面400 mm×400 mm,模型固定在底部支架上,模型處于工作段中心位置。

圖4 實驗裝置圖

通過電加熱器給模型壁面施加一定的熱流,測量其表面在恒定風速下穩定時的溫度。為提高實驗結果的可靠性,對同一模型、同一風速施加不同的熱流,然后對所得數據進行擬合。為減小穩定時間不足造成的溫差,對同一工況點進行升溫和降溫實驗,即提高加熱功率再降回,使模型以升溫和降溫兩種形式趨近穩定溫度。

采用福祿克皮托管型風速儀測量風速。溫度采用K型熱電偶配合數顯測溫儀,交叉測量,誤差在1 ℃內。為減少熱電偶對流場的干擾,同一模型只取肋片軸向中點根部進行測溫。

2 結果與討論

2.1 計算溫升

工程估算只能得到中段壁面的平均溫升,結果如表3所示。

表3 表面散熱計算結果

2.2 仿真溫升

圖5為溫度場模擬結果。對于模型1,由于邊界層從前緣(來流方向)逐漸增厚,局部對流傳熱系數遞減,在均勻熱流密度的情況下,前段和中段壁面溫度隨流動方向逐漸增大。

圖5 軸向剖面溫度分布

對于模型2～模型5,不同于常規的外部流動或內部流動,它是半開放式的流動,邊界層在肋片間隙中增長匯合,逐漸充滿并溢出肋片間隙。其前段類似內部流動,后段類似外部流動,但是壁面溫度同樣隨流動方向遞增。因此對于軸向外部空氣冷卻的電機,存在溫度不均、末端散熱效果差的問題。

肋片高度不同,取各模型中段內側壁面溫度進行對比,如圖6所示。電機外殼一體化,盡管壁厚較薄,但是由于金屬材料的高熱導率,前段和尾段對中段起到了一定的散熱作用。模型1、模型2的中段后端溫度略有下降,當采用更高的肋片后,由于中段散熱增強,尾段散熱效果未在溫度曲線中體現。后續考慮使用更高熱導率的輕量化材料或增加高導熱涂層如石墨烯,盡可能降低肋片高度和數目,從而減小氣動干擾,降低額外質量。

圖6 中段內側壁面溫升

圖7為模型5在z=300 mm處的肋片表面溫度和局部對流傳熱系數h。由于肋片根部流速很低,h趨于0,然后沿高度方向迅速增大,且波動明顯。在肋片高度區間內,平均對流傳熱系數約為40 W/(m2·K),根據式(6),取相同根部溫度可得肋片理論溫度分布。工程估算將h視為定值,使肋片的計算溫度整體低于仿真值,因此估算結果的可靠性依賴于h的選取。

圖7 模型5肋片表面溫度分布和對流傳熱系數

2.3 實驗溫升

為了與仿真結果進行對比,需獲取模型在1 000 W熱負載下的壁面溫度。為提高實驗結果的可靠性,進行多功率溫升實驗,并對中段中部(z=300 mm)溫度點進行擬合。如圖8所示,壁面溫升(與空氣的溫差)和加熱功率近似線性正相關,說明該點的局部對流傳熱系數在本實驗所涉及的溫度范圍內近似為常數,所以可根據擬合式得出該點在不同熱流密度下的溫升。擬合線斜率近似為該點局部對流傳熱系數,由圖8可知,肋片顯著提高了模型的散熱效果,且高肋片效果更好,與仿真結果一致。

圖8 溫升-加熱功率分布圖

取模型中段仿真溫升均值(圖6),與實驗結果及計算值對比。如圖9所示,三種方法獲得的溫升偏差較小。

圖9 溫升對比(熱負載1 000 W,空氣流速17 m/s,空氣溫度30 ℃)

由于肋片為高熱導率的金屬,換熱介質為空氣,其畢渥數Bi≤0.25,故采用肋片對強化散熱總是有效的,且高度增加有利于強化散熱,但效果逐漸減弱。對模型2～模型5的平均對流傳熱系數預估偏高,且計算式將h視作常數,導致平均溫升計算值偏低。當已獲知同類流動的平均對流傳熱系數時,實驗關聯式等工程估算方法更為方便、快捷且較為準確。

當電機效率不變時,單位時間發熱量與其輸出的軸功成正比。盡管增大軸功可帶來更高的風速,但是傳熱系數隨空氣流速的增長率逐漸減小,因此電機穩定工作時的溫升隨軸功的增大而增大,強化散熱有利于電機在相同溫升的情況下提高軸功。從平均溫升考慮,模型4、模型5滿足需求,但仍需進一步分析最高溫度是否超標。另一方面,肋片的強化作用有上限,當電機進一步提高功率時,即使加高肋片也無法滿足需求,需要結合其它散熱方法。

3 結 語

本文通過工程估算、數值仿真和實驗驗證對某電機外殼模型進行了熱分析,初步評估了肋片在高功率密度電機散熱中的作用和可用性。通過實驗驗證了工程計算和數值仿真在電機熱分析中的作用,對比了三者之間的差異,為選擇合適的分析方法提供了一定的理論和數據支撐。此外,通過理論與實驗分析,提出了高功率密度電機強化散熱的方向。

1) 增大對流傳熱系數和表面積,然而復雜的表面結構冷卻效果受阻力、結構質量等條件限制難以有顯著的提升,不滿足高功率密度電機散熱需求,可以考慮將熱量傳至它處來間接增大散熱面積,這需要采用熱管、均熱板或高導熱涂層等方式。

2) 采用輕量化的高導熱材料作為電機外殼,盡管徑向熱阻降幅有限,但軸向導熱可以有效降低因軸向風冷產生的溫度梯度,從而降低電機遠離來流方向的末端溫度,同時高熱導率有利于增大肋效率。

3) 熱電制冷等常用于電子器件散熱的主動冷卻方式,具有單位面積冷量高、質量小等優點,但是總制冷量小、能耗高,需要綜合考慮。

涵道風扇的內部流場為電機風冷散熱提供了基本條件,通過合理設計可以提高風冷散熱效率、緩解持續大功率的溫升問題,但是需要配合更高效的冷卻措施才能更好地滿足實際使用需求。工程計算和CFD仿真方法在涵道風扇內部流場風冷散熱分析中具有較好的可信度,可以用來對電機溫升進行預測。

本文只涉及電機外部穩態空氣冷卻,未來將對所描述的電機進行實際產品實驗,進一步研究內部傳熱以及更先進有效的熱管理方法。