牽引電機電磁與熱特性分析及升功率運行時應急通風策略

張 景 霞

（國家電網技術學院應急培訓部，山東 泰安 271000）

前言

隨著我國高速動車組的快速發展，對牽引傳動系統的技術要求越來越高，牽引電機作為牽引傳動系統的動力輸出主件，其運行品質和安全決定了動車組的性能和安全。高速動車組速度的提升必然帶來牽引功率的增加，直接導致單臺電機功率的提升，而受到轉向架空間和載重的限制，電機設計的功率密度較高，熱負荷較大，同時還要求電機具備一定的升功率運行能力[1-2]，這使得電機的熱問題成為電機設計必須解決的關鍵因素之一。

在電機運行時熱問題的研究方面，國內外許多學者做過大量工作[3-8]，而在牽引電機特殊運行工況和特殊通風方式情況下熱問題研究工作較少，德國的H.Neudorfer針對不同冷卻結構下軌道車輛牽引電機的液體冷卻的優點和缺點進行了對比分析[9]。瑞典皇家工學院Y.K.Chin學者采用集總電路方法和有限元方法對永磁牽引電機的瞬態溫度場進行了計算分析并將仿真結果與實際實驗結果進行對比[10]。

本文以一臺高速動車組用牽引電機為例，分析了電機的運行性能和牽引特性曲線，對額定工況下電機的溫度分布進行了仿真分析，同時提高電機的輸出功率，研究功率提升對電機溫度分布的影響，并在溫升過高的情況下提出應急通風策略，降低電機溫升，提高電機運行的安全性，為牽引電機的通風系統設計和安全運行提供一定的參考。

1 牽引電機性能的有限元分析

本文分析的牽引電機額定點的基本數據如表1所示，軸向強迫風冷系統、定轉子鐵心開有軸向通風孔，從一端進風、另一端端蓋出風，定子繞組絕緣采用200級絕緣材料。

而

表1 牽引電機的基本數據

此時求解向量場B的問題，轉化為一個求解Az的二維標量泊松方程問題，使求解顯著簡化[11]。

取牽引電機的一對極區域為研究對象，建立電機的求解域模型如圖1所示，進行電磁場分析。

圖1 牽引電機的求解域模型

圖2為牽引電機的磁場分布圖，額定狀態下電機供電電源頻率為142.3Hz，磁場分布均勻，定轉子軛部磁密也較高，材料利用率高，磁密分布如圖3所示。

圖2 牽引電機的磁場分布

通過電磁場計算的數據和磁路計算的公式求得牽引電機額定點性能如表2所示，并與給定值進行了比較。從表中可以看出，計算值與給定值的誤差在3%以內，滿足工程實際的要求。

2 牽引電機的牽引特性分析

高速動車組牽引的運行工況可以通過控制模式按照速度參數和對應的程序實現功能自動轉換，牽引電機的運行性能應與給定的牽引特性曲線相適應。根據給定的牽引特性曲線，選取不同運行工況時電機工作特性點進行計算，其特性點的不同輸出值和性能如圖4所示。

圖3 牽引電機的磁密分布

表2 牽引電機額定工況性能計算值與給定值的對比

起動區域：在起動時刻要求電機輸出最大轉矩，同時電流要求在限定值以下。以 4.5Hz為例進行起動點的性能分析，電機轉矩為2173.65N·m，定子電流為245.5A，與給定值誤差分別為0.12%和2.15%。低速階段牽引電機以恒轉矩恒磁通方式運行，目的是平穩快速地到達低壓恒功點，在這一階段電動機一直以起動電流和最大出力方式升速。圖 4中給出的 59.05Hz、89.05Hz為此階段的頻率點性能。

升壓恒功區域：當列車速度升至一定值時，牽引電機功率達到額定值，由于此時電壓還沒達到額定值，牽引電機雖然以恒功率輸出，但輸出轉矩仍保持不變，為升壓恒功區，對動車組來講屬于繼續以恒功率方式加速。以升壓恒功起始點90.1Hz為例進行性能分析，電機轉矩為 2172.02N·m，定子電流為 256.34A，與給定值誤差分別為1.2%和0.06%。這一階段電機仍以恒轉矩恒磁通方式運行。圖4給出的135.1Hz為此階段的頻率點性能。

恒壓恒功區域：當列車速度繼續上升，牽引電機的電壓達到額定值，牽引電機進入恒壓恒功運行工況，電機的額定點選擇在此區域。以恒壓恒功結束點192.7Hz為例進行性能分析，電機轉矩為1002.76N·m，定子電流為 157.34A，與給定值誤差分別為 0.2%和0.14%，電機額定運行點142.3Hz選擇在此階段。

圖4 牽引電機不同運行特性點的性能

此外，高速動車組為沖擊更高速時還要求牽引電機的輸出功率繼續增加，一般還具有升壓升功區域。

3 額定功率運行時電機溫度場分布

對于強迫通風的異步牽引電機，電機內的熱量主要通過通風孔內的冷卻空氣散掉，鐵心段是溫升較高的區域，電機的最高溫度也出現在該區域內，同時也需要確定受溫升影響最大的繞組絕緣層溫度在極限溫升內。從以上的分析可以看出，鐵心段內的流體速度基本均勻，在該區域內流體沿軸向(由入風口到出風口)的散熱量呈遞減趨勢，也即該區域內溫度沿軸向(由入風口到出風口)逐漸升高，但由于出風口側的鐵心端面與空氣接觸，增加了散熱面積，靠近出風口的鐵心散熱效果得到改善，使得鐵心段內呈現兩端溫度低、中間溫度高的趨勢。考慮到本電機通風孔內流速較大、鐵心段長度較短的情況，鐵心段正中間的溫度最高，據此，可將三維傳熱計算簡化為二維溫度場計算，計算模型如圖5所示。

圖5 牽引電機溫度場計算模型

結合電磁場計算的結果，確定溫度場計算模型中的熱源，根據流體流速確定相關散熱系數后，即可進行溫度場的有限元計算，初始溫度為40℃。

圖6為牽引電機額定負載運行時全域溫度分布圖，轉子導條圓周處溫度最高，達到204.4℃，溫升164.4℃。

雖然牽引電機的轉子側溫度最高，但由于轉子材料均為金屬件，耐高溫能力強，熱安全性主要集中在定子側，特別是定子絕緣的溫升，是電機安全運行的決定因素。

圖6 牽引電機全域溫度分布

圖7為牽引電機定子槽的溫度分布，可以看出各槽內的溫度分布均勻，定子繞組的溫度高。取單個定子槽進行分析，等溫線分布如圖8（a）所示，此區域內導體的溫度最高，為 162.06℃，溫升 122.06℃。槽內絕緣層溫度分布如圖8（b）所示，最高溫度161.09℃，溫升 121.09℃，低于絕緣的極限溫升，絕緣層最大溫差為16.8℃。

圖7 牽引電機定子槽溫度分布

圖8 牽引電機定子單槽溫度分布

圖9 定子繞組和絕緣隨功率增加的溫度變化曲線

4 升功率運行時應急通風策略

為了滿足高速動車組運行速度具有安全裕量的要求，需要考核超過牽引電機額定功率工況的溫升以保證列車的安全運行，本文分析了電機分別運行在660kW、720kW、780kW和840kW時的溫度分布，主要對絕緣、定子繞組和轉子導條的最高溫度進行分析。

圖9為定子繞組和絕緣層的最高和最低溫度隨電機輸出功率增加的變化曲線。從圖中可以看出，電機輸出功率增加到780kW時絕緣層的溫度超過200℃的絕緣極限溫度限制。

為了降低牽引電機高功率運行時的溫度，應采用通風應急策略，適當增加通風風量，分析電機的溫升情況。表3為分別增加5%、10%和25%通風量時電機在780kW和840kW運行時的定子繞組和絕緣的溫度極值。

表3 應急通風策略下電機高功率溫度極值

從表3可以看出，電機功率提升30%達到780kW運行時，需要增加通風量 10%才能使得絕緣溫度降低到極限溫度以下；電機功率提升40%達到840kW運行時，需要增加通風量 25%才能使得絕緣溫度降低到極限溫度以下。

5 結論

本文通過對高速動車組用牽引電機額定運行工況的電磁場和溫度場進行分析，并與給定值進行比較，驗證計算方法的準確性，同時對牽引特性曲線的各特征點進行了性能分析，與給定值相比，誤差在3%以內，滿足工程實際要求。考慮到牽引電機需要升功率運行的特殊工況，對電機高功率運行時的溫度場進行了分析，并對高功率運行工況的通風策略提出應急方案，為牽引電機的熱負荷設計和安全運行提出參考意見。

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