汪宗彪, 龔 純, 姜淑忠, 張春文

(1.上海交通大學(xué) 電氣工程系,上海 200240；2.中國艦船研究設(shè)計中心,湖北 武漢 430064；3.上海交通大學(xué) 水下工程研究所,上海 200240)

0 引 言

永磁無刷電機結(jié)構(gòu)簡單、調(diào)速范圍寬、功率密度高、效率高，因此普遍采用其作為深海水下機器人推進(jìn)電機。深海環(huán)境具有低溫、高壓的特點，在11 000 m深的海底，水溫基本保持在2～4 ℃，環(huán)境壓強約為110 MPa[1]。為了平衡推進(jìn)電機內(nèi)外的壓力差，電機內(nèi)部需要充注變壓器油。油介質(zhì)的傳熱能力遠(yuǎn)高于空氣，因此充油較大地改善了電機的散熱條件，但定轉(zhuǎn)子間隙中的油介質(zhì)隨著轉(zhuǎn)子流動也會引起油摩損耗[2-4]。與普通工業(yè)電機相比，深海推進(jìn)電機的運行環(huán)境和散熱條件不同，使得推進(jìn)電機可以設(shè)計得功率密度更高、體積更小、重量更輕，可以滿足水下機器人對設(shè)備重量和安裝空間的限制。但提高功率密度會導(dǎo)致電機溫升提高，考慮到過高的溫升可能會造成絕緣損壞，并使永磁體發(fā)生不可逆退磁[5]，因此有必要對深海推進(jìn)電機的溫升問題進(jìn)行研究。

目前，關(guān)于深海電機的溫升問題已有一些研究成果。文獻(xiàn)[6]將氣隙中的油介質(zhì)流動等效為環(huán)形帶中的流體流動，計算了水下充油電機的油摩損耗及二維溫度場，但未考慮槽口對油介質(zhì)流動的影響。文獻(xiàn)[7-8]針對深海充油電機進(jìn)行了磁熱耦合仿真計算，但其將電機內(nèi)部油介質(zhì)等效為固體傳熱，沒有考慮流固耦合的影響，計算結(jié)果誤差較大。文獻(xiàn)[9]建立了水下航行器推進(jìn)用永磁直流電機的三維溫度場仿真模型，進(jìn)行了瞬態(tài)和穩(wěn)態(tài)計算，但未考慮螺旋槳旋轉(zhuǎn)對外部水流的影響。文獻(xiàn)[10-12]建立了包含內(nèi)外流域的水下充油電機仿真模型，采用流固耦合傳熱方法計算了三維溫度場，但文獻(xiàn)[10-11]只建立了電機的部分簡化模型，缺少電機端部等細(xì)節(jié)，文獻(xiàn)[12]缺乏試驗驗證。

針對上述已有文獻(xiàn)中的問題和不足，本文以“思源號”全海深自治遙控潛水器(ARV)主推進(jìn)電機為例，研究其在深海環(huán)境運行時的溫升情況。推進(jìn)電機驅(qū)動螺旋槳旋轉(zhuǎn)，引起電機周圍的海水流動，機殼表面非自然對流，因此在計算推進(jìn)電機的溫度場時需要將導(dǎo)管螺旋槳及電機外部的水域考慮在內(nèi)。本文基于計算流體力學(xué)和傳熱學(xué)理論搭建了包含導(dǎo)管螺旋槳、推進(jìn)電機及內(nèi)外流域的流場-溫度場仿真模型，計算推進(jìn)電機在試驗環(huán)境和深海環(huán)境額定運行時的三維穩(wěn)態(tài)流場和溫度場。研究了電機充油及驅(qū)動螺旋槳旋轉(zhuǎn)對其溫升的影響，并詳細(xì)分析了電機主要部件的溫度分布。最后，將溫度場仿真計算結(jié)果與溫升試驗結(jié)果對比，驗證了仿真分析的有效性和準(zhǔn)確性，對深海推進(jìn)電機的高功率密度與輕量化設(shè)計具有參考意義。

1 主推進(jìn)電機結(jié)構(gòu)及參數(shù)

本文研究的主推進(jìn)電機為表貼式永磁無刷電機，其采用動密封裝置進(jìn)行旋轉(zhuǎn)軸的密封，使用旋轉(zhuǎn)變壓器采集轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速和位置信息。推進(jìn)電機內(nèi)接線盒區(qū)域與定轉(zhuǎn)子區(qū)域連通，充注變壓器油，其結(jié)構(gòu)如圖1所示。主推進(jìn)電機的基本設(shè)計參數(shù)如表1所示。

圖1 主推進(jìn)電機結(jié)構(gòu)示意圖

表1 主推進(jìn)電機基本設(shè)計參數(shù)

2 流場-溫度場仿真模型

2.1 數(shù)學(xué)模型

對導(dǎo)管螺旋槳和推進(jìn)電機的三維穩(wěn)態(tài)流場和溫度場進(jìn)行數(shù)值計算。對于流場計算，根據(jù)計算流體力學(xué)基本理論，螺旋槳旋轉(zhuǎn)引起的水流運動以及轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)引起的油介質(zhì)流動可視為不可壓縮流體的湍流流動，可用不可壓縮流體的雷諾平均NS(RANS)方程來描述[13]，其中連續(xù)方程為

(1)

動量方程為

(2)

雷諾應(yīng)力項是未知量，需要補充建立關(guān)于雷諾應(yīng)力的方程使動量方程封閉。螺旋槳水動力分析中常用k-ε湍流模型對RANS方程進(jìn)行補充[14]，其中湍動能k方程為

(3)

湍流耗散率ε方程為

(4)

式中：Gk為平均速度梯度引起的湍動能產(chǎn)生項；Gb為浮力引起的湍動能產(chǎn)生項，YM為可壓縮湍流脈動膨脹對總耗散率的貢獻(xiàn)；μt為湍流黏度；C1ε、C2ε和C3ε為常數(shù)；σk和σε分別為k和ε的湍流普朗特數(shù)。

推進(jìn)電機在深海環(huán)境運行時熱量傳遞涉及流體和固體傳熱，主要有熱傳導(dǎo)和對流換熱兩種方式，不考慮輻射傳熱。根據(jù)傳熱學(xué)理論，直角坐標(biāo)系下的三維導(dǎo)熱方程及三類邊界條件[15]為

(5)

式中：T為待求溫度；λ為求解域內(nèi)各材料的導(dǎo)熱系數(shù)；qv為求解域內(nèi)的總熱源；S1為恒溫面；S2為絕熱面；S3為固體與流體的接觸面；h為表面散熱系數(shù)；Tf為接觸面周圍流體溫度。

對流換熱過程遵循牛頓冷卻公式：

Φ=Ah|Tw-Tf|

(6)

式中：Φ為熱流量；A為固體和流體接觸面積；h為表面散熱系數(shù)；Tw為固體表面溫度；Tf為接觸面周圍流體溫度。

本文中固體與流體之間的對流換熱過程在ANSYS Fluent軟件中采用流固耦合傳熱方法進(jìn)行耦合計算。

2.2 基本假設(shè)

為合理簡化推進(jìn)電機流場和溫度場的計算過程，對流場-溫度場仿真模型做出如下假設(shè)：

(1) 將推進(jìn)電機各項損耗以熱源的形式均勻加載至電機各部件；

(2) 認(rèn)為推進(jìn)電機定子繞組和槽絕緣均勻良好，繞組端部采用平直化處理，忽略鐵心疊片間的接觸熱阻；

(3) 忽略溫度變化對推進(jìn)電機各材料的電導(dǎo)率和熱導(dǎo)率的影響。

基于上述假設(shè)，為簡化物理模型，可建立定子繞組的等效模型，用等效導(dǎo)體和槽內(nèi)所有絕緣材料的等效絕緣層代替實際的定子繞組，等效定子繞組示意圖如圖2所示。

圖2 等效定子繞組示意圖

等效絕緣的導(dǎo)熱系數(shù)計算公式[16]為

(7)

式中：λeq為等效絕緣的導(dǎo)熱系數(shù)；di為各絕緣材料的等效厚度；λi為各絕緣材料的導(dǎo)熱系數(shù)。

2.3 物理模型

使用ANSYS Fluent數(shù)值模擬軟件建立流場-溫度場仿真模型，采用多重參考系方法模擬螺旋槳和推進(jìn)電機轉(zhuǎn)子的旋轉(zhuǎn)運動。

計算域包括導(dǎo)管螺旋槳、推進(jìn)電機、電機內(nèi)部油域和外部水域，其中外部水域分為包含螺旋槳的旋轉(zhuǎn)水域和包含導(dǎo)管的靜止水域，如圖3所示。外部靜止水域直徑為6D(D為螺旋槳直徑，300 mm)，入口距螺旋槳中心4D，出口距螺旋槳中心5D。

圖3 求解域物理模型

采用混合網(wǎng)格對計算域進(jìn)行網(wǎng)格剖分，形狀較規(guī)則的區(qū)域(永磁體、定子繞組等)采用六面體網(wǎng)格剖分，結(jié)構(gòu)復(fù)雜的區(qū)域(螺旋槳、油域、機殼等)采用四面體網(wǎng)格剖分，對流速較大的位置進(jìn)行加密處理。內(nèi)部油域壁面及外部靜止水域壁面采用邊界層網(wǎng)格處理，邊界層設(shè)置為5層，總網(wǎng)格數(shù)約為420萬，如圖4所示。

圖4 網(wǎng)格剖分示意圖

外部靜止水域入口邊界條件設(shè)置為速度入口，出口邊界條件設(shè)置為壓力出口，外部靜止水域壁面設(shè)置為靜止壁面，外部靜止水域與旋轉(zhuǎn)水域的交界面設(shè)置為interior，螺旋槳表面及轉(zhuǎn)子表面設(shè)置為旋轉(zhuǎn)壁面。各交界面?zhèn)鳠岱绞皆O(shè)置為耦合傳熱，外部水域壁面?zhèn)鳠岱绞皆O(shè)置為自然對流。采用standardk-ε湍流模型和coupled壓力速度耦合求解方法對流場進(jìn)行求解[17]。

2.4 求解條件

表2給出了仿真模型中所涉及的主要材料在常溫常壓下的屬性。水的動力黏度與溫度相關(guān)，與壓強幾乎無關(guān)[18]，可按下式計算：

(8)

式中：T為溫度，單位為℃。

變壓器油的動力黏度與溫度和壓強有關(guān)[19]，具體可表示為

μ=μ0eαP-λ(T-T0)

(9)

式中：μ0為溫度為T0時變壓器油的動力黏度；α為黏壓系數(shù)，按經(jīng)驗取α=2×10-8Pa-1；P為壓強，單位為Pa；λ為黏溫系數(shù)，按經(jīng)驗取λ=0.064/℃；T為溫度，單位為℃。

表2 仿真模型材料屬性

采用電磁仿真對推進(jìn)電機在額定工況下的定轉(zhuǎn)子鐵耗、繞組銅耗及永磁體渦流損耗進(jìn)行計算，電磁仿真模型如圖5所示。在溫度場計算中，將各種損耗以熱生成率的形式均勻加載到電機各部件中，如表3所示。機械損耗包括軸承損耗和油摩損耗，由于軸承損耗占比較小，本文僅考慮油摩損耗。油摩損耗及其引起的溫升直接通過流場-溫度場仿真計算。

圖5 推進(jìn)電機電磁仿真模型

表3 主推電機損耗及熱生成率

3 仿真結(jié)果分析

對建立的仿真模型進(jìn)行流場與溫度場耦合求解，得到推進(jìn)電機的溫度分布。本文考慮推進(jìn)電機在兩種環(huán)境下額定工況運行：常壓、環(huán)境溫度為18.6 ℃的試驗環(huán)境； 110 MPa高壓、環(huán)境溫度為4 ℃的深海環(huán)境。

3.1 充油及螺旋槳旋轉(zhuǎn)對溫升的影響

圖6 三種情況下主推電機溫度分布

在試驗環(huán)境下，比較了推進(jìn)電機驅(qū)動螺旋槳旋轉(zhuǎn)時內(nèi)部為空氣和內(nèi)部充油兩種情況的溫度分布，如圖6(a)和圖6(b)所示。推進(jìn)電機內(nèi)部為空氣時的最高溫度為161.3 ℃，超過了F級絕緣的最高允許溫度155 ℃，內(nèi)部充油時的最高溫度為48.9 ℃，內(nèi)部充油使推進(jìn)電機整體溫升降低了112.4 K。同時可以看出，由于變壓器油的比熱容和傳熱系數(shù)遠(yuǎn)高于空氣，轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)引起的變壓器油流動使其均勻受熱，定轉(zhuǎn)子腔內(nèi)和接線盒內(nèi)的油溫基本一致，因此油介質(zhì)中的熱量可以從推進(jìn)電機端蓋部分傳遞出去，增加了散熱面積，而內(nèi)部為空氣時無此效果，因此充油極大地改善了推進(jìn)電機的散熱條件。

在試驗環(huán)境下，比較了推進(jìn)電機內(nèi)部充油時驅(qū)動螺旋槳旋轉(zhuǎn)和光軸旋轉(zhuǎn)兩種情況的溫度分布，如圖6(b)和圖6(c)所示。推進(jìn)電機光軸旋轉(zhuǎn)時的最高溫度為49.4 ℃，螺旋槳旋轉(zhuǎn)使整體溫升降低了0.5 K。同時可以看出，螺旋槳旋轉(zhuǎn)引起的水流動使機殼、端蓋表面對流換熱能力增強，有效降低了機殼、端蓋的溫升。推進(jìn)電機驅(qū)動螺旋槳旋轉(zhuǎn)時的流場如圖7所示。

圖7 試驗環(huán)境下推進(jìn)電機驅(qū)動螺旋槳旋轉(zhuǎn)時的流場

3.2 主要部件溫度分布

對試驗環(huán)境和深海環(huán)境下推進(jìn)電機內(nèi)部充油且驅(qū)動螺旋槳旋轉(zhuǎn)時各主要部件的溫度分布進(jìn)行對比分析。

機殼及端蓋的溫度分布如圖8所示，可以看出，機殼最低溫度基本與外部海水溫度接近，兩種環(huán)境下最高溫度相差約7.3 ℃。雖然熱源集中在定轉(zhuǎn)子腔內(nèi)，但內(nèi)部油介質(zhì)將熱量攜帶到電機后端，通過后端機殼及后端蓋傳遞出去，因此與前端表面相比，后端表面溫度更高。

圖8 機殼及端蓋溫度分布

定子鐵心的溫度分布如圖9所示，兩種環(huán)境下最高溫度相差1.8 ℃，最低溫度相差9.9 ℃。由于定子鐵心與機殼緊密接觸，通過機殼將熱量傳遞出去，因此軛部溫度低于齒部，槽內(nèi)溫度最高。

圖9 定子鐵心溫度分布

等效定子繞組的溫度分布如圖10所示，推進(jìn)電機內(nèi)各部件中定子繞組溫度最高，試驗環(huán)境下最高溫度為49.1 ℃，深海環(huán)境下最高溫度為50.7 ℃，遠(yuǎn)低于F級絕緣的最高允許溫度，具有較大的優(yōu)化空間。雖然深海環(huán)境海水溫度較低，有利于散熱，但由于絕緣材料導(dǎo)熱能力差，槽內(nèi)繞組的熱量較難通過絕緣材料及定子鐵心傳遞出去。繞組端部浸沒在變壓器油中，故從中心到兩端溫度降低。與前端部相比，后端部的空腔較大，充注的變壓器油更多，因此溫度更低。同時，由于深海環(huán)境壓強大，油介質(zhì)的動力黏度大約是常壓下的35倍，油摩損耗產(chǎn)生的熱量更多，使得深海環(huán)境下定子繞組的整體溫度高于試驗環(huán)境。

圖10 等效定子繞組溫度分布

永磁體的溫度分布如圖11所示，兩種環(huán)境下永磁體最高溫度相差0.3 ℃，最低溫度相差1.4 ℃。永磁體浸沒在變壓器油中，并且發(fā)熱量較小，因此兩種環(huán)境下整體溫度較為接近，最高溫度和最低溫度也相差較小。由于氣隙空間狹小，變壓器油較少，從中心到兩端溫度降低。

圖11 永磁體溫度分布

圖12 轉(zhuǎn)子鐵心溫度分布

轉(zhuǎn)子鐵心的溫度分布如圖12所示，兩種環(huán)境下轉(zhuǎn)子鐵心最高溫度相差0.4 ℃，最低溫度相差7.2 ℃。與永磁體接觸的部分溫度較高，與主軸連接的部分通過主軸及螺旋槳將熱量傳遞出去，因此相對于試驗環(huán)境，深海環(huán)境下轉(zhuǎn)子鐵心的最低溫度更低。

4 溫升試驗驗證

為了驗證仿真模型的合理性和溫度場計算的準(zhǔn)確性，在水池中對推進(jìn)電機進(jìn)行溫升試驗，試驗環(huán)境條件為常壓、水溫18.6 ℃，搭建的試驗測試平臺如圖13所示。

圖13 溫升試驗測試平臺

采用K型熱電偶測量推進(jìn)電機溫度，在電機的三個位置布放熱電偶，其中熱電偶A布放在定子繞組端部，熱電偶B布放在接線盒中測量變壓器油的溫度，熱電偶C布放在機殼表面，如圖14所示。將主推進(jìn)器浸沒在水池中，距離水面3 m深的位置，通過上位機設(shè)置主推進(jìn)器以額定轉(zhuǎn)速980 r/min正車旋轉(zhuǎn)。試驗過程中，當(dāng)15 min內(nèi)各熱電偶的溫度變化均小于0.2 ℃時，認(rèn)為推進(jìn)電機溫度達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)。

圖14 熱電偶布放位置

表4比較了推進(jìn)電機試驗測量的溫度值和仿真計算得到的溫度值，可以看出仿真計算結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)基本吻合，誤差在5%以內(nèi)，驗證了本文所建模型的有效性及仿真計算結(jié)果的準(zhǔn)確性。

表4 溫度場仿真結(jié)果與試驗結(jié)果比較

5 結(jié) 語

本文以“思源號”全海深A(yù)RV主推進(jìn)電機為例，建立了包含導(dǎo)管螺旋槳、推進(jìn)電機及內(nèi)外流域的流場-溫度場仿真模型，對推進(jìn)電機在試驗環(huán)境及深海環(huán)境額定工況運行的三維穩(wěn)態(tài)流場與溫度場進(jìn)行了耦合計算，研究了推進(jìn)電機充油及驅(qū)動螺旋槳旋轉(zhuǎn)對其溫升的影響，并詳細(xì)分析了電機主要部件的溫度分布，得出如下結(jié)論：

(1) 深海推進(jìn)電機內(nèi)部充油顯著改善了其散熱條件，轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)引起的變壓器油流動使其受熱均勻，增加了散熱面積。推進(jìn)電機驅(qū)動螺旋槳旋轉(zhuǎn)引起的水流增加了機殼及端蓋表面的對流換熱能力，顯著降低了機殼、端蓋的溫升。

(2) 環(huán)境溫度及壓強變化對推進(jìn)電機定子繞組和永磁體溫度分布的影響較小。兩種環(huán)境下推進(jìn)電機內(nèi)部定子繞組溫度最高，試驗環(huán)境最高溫度為49.1 ℃，深海環(huán)境最高溫度為50.1 ℃，仍具有較大的空間進(jìn)行高功率密度和輕量化設(shè)計。

(3) 通過溫升試驗驗證了溫度場仿真分析的有效性和準(zhǔn)確性，對深海推進(jìn)電機設(shè)計和優(yōu)化具有一定的參考作用。