不同通風結構下高鐵異步牽引電機溫度場分析

曹君慈， 閆華， 李棟， 王宇， 李偉力

(北京交通大學 電氣工程學院，北京 100044)

0 引 言

隨著高速鐵路的不斷發展，列車對牽引性能的要求逐漸提高，牽引電機向著高效率、高功率密度發展[1]。異步電機具有結構簡單、維護量小等優勢，在動車組牽引電機中得到普遍應用。近年來我國高速動車組異步牽引電機運行中出現了較多的熱問題，這些熱問題多是由于電機通風不暢而導致的溫升過高。因此，計算電機溫升、優化電機通風結構、降低電機溫度是亟待解決的關鍵性問題。

電機溫升計算方法有簡化公式法、熱網絡法和數值計算方法[2-4]，其中數值計算方法又包括有限元法、有限差分法、有限體積法等。簡化公式法模型簡單但準確性較低。熱網絡法類比電路模型構建網絡，計算速度較快，文獻[5-10]分別采用熱網絡法計算了不同種類電機溫度場并通過實驗驗證了熱網絡法的準確性。數值計算方法中，有限差分法主要用于早期溫度場計算[11]；有限元法對計算機要求較高，適合處理復雜區域[12]；有限體積法對網格的適應性很好，近幾年來被廣泛應用。文獻[13-17]分別采用有限體積法計算了不同功率的永磁同步電機溫度場，分析了不同因素對電機溫升的影響規律，并開展了溫升實驗驗證。文獻[18-20]分別采用有限體積法計算了立式鼠籠異步電動機、全軸向通風無刷勵磁機和變壓器繞組的溫升。近幾年，有部分學者利用新穎的神經網絡等算法預測了電機的溫度分布[21-22]，為電機溫度場研究開拓了新的方向，但熱網絡法和有限體積法仍是目前電機溫度場計算的主流方法。文獻[23]分別利用熱網絡法和有限體積法計算了330 MW汽輪發電機一齒一槽區域的三維溫度場，兩種方法計算的繞組最大溫度僅相差3.7 ℃，熱網絡法計算時間為5 s，而有限體積法計算時間為3 h，可見熱網絡法計算更加快捷，但與實驗數據相比，有限體積法的誤差更小，計算精度更高。

本文采用有限體積法對一臺600 kW異步牽引電機進行數值分析，在原始通風結構的基礎上研究了通風孔孔徑對電機溫度場的影響規律，結合電機定子槽數提出了正對電機定子槽的通風結構，并研究了該結構對電機散熱的影響。此外，本文提出兩段截面的定轉子通風結構，大幅降低電機最高溫度，平衡了電機軸向溫差，為風冷異步牽引電機的冷卻流道研究提供一定的意義。

1 電機模型

1.1 電機參數

本文所述電機為600 kW高速列車用異步牽引電機，采用無外殼結構，軸向分別開定子和轉子通風孔，采用強迫風冷的散熱方式，絕緣等級200級，基本參數如表1所示。

根據電機參數建立的電機三維全域仿真模型如圖1所示，電機采用徑向入風、軸向出風的通風方式，冷卻空氣經入風口流入后，分別經過定子通風孔、轉子通風孔和氣隙流到出風口，其中定子通風孔和轉子通風孔均為圓柱形結構，定子通風孔為36個、孔徑22 mm，轉子通風孔16個、孔徑24 mm。

圖1 異步牽引電機結構示意圖Fig.1 Structure of asynchronous traction motor

1.2 數學模型

本文對電機額定狀態下的穩態溫度場進行計算，熱量傳遞不考慮熱輻射，主要以熱對流和熱傳導的形式發生。在笛卡爾坐標系下，異步牽引電機各向異性介質的三維熱傳導方程如下式所示，導熱方程中不含時間項，但含有熱源[24]：

(1)

式中：T為待求溫度；kx、ky、kz分別是x、y、z方向的導熱系數；qv為熱源密度；S1為絕熱面；S2為散熱面；α為散熱表面的散熱系數；Tf為周圍流體的溫度。

所有的流動傳熱過程都受物理規律制約，基本的守恒規律包括：質量守恒規律、動量守恒規律和能量守恒規律，各基本控制方程的通用形式[25]為

(2)

式中：Φ為通用變量；ρ為流體密度，kg/m3；υ為速度矢量；Γ為廣義擴散系數；s為源項。

此外，該電機流體區域的雷諾數遠大于2 300，因此電機內流體狀態屬于湍流。本文采用Realizablek-ε湍流模型進行數值模擬，其湍流動能和耗散率的輸運方程[13]為：

(3)

式中：k為湍流動能；ε為擴散因子；ρ為流體密度；t為時間；Gk表示由于平均速度梯度產生的湍流動能；Gb表示由于浮力影響產生的湍流動能；YM表示可壓速湍流脈動膨脹對總的耗散率的影響；C2和C1ε是常數，σk、σε分別是湍流動能及其耗散率的普朗特數,C1ε=1.44、C2=1.9、σk=1.0、σε=1.2。

1.3 基本假設

為合理簡化流固耦合模型的求解計算過程，做出基本假設如下[26-27]：

1)由于電機采用強迫通風方式，在標準大氣壓下流體浮力和重力對電機內流體流動影響很小，故對其忽略不計；

2)電機內流體流動速度小于聲速，流體作為不可壓縮流體處理；

3)繞組絕緣浸漆均勻；

4)認定槽楔與絕緣同寬，具有相同的絕緣屬性；

5)假定熱源密度在電機各部件中均勻分布。

1.4 邊界條件

根據電機額定狀態的運行性能及計算域的特點，列出邊界條件如下：

1)入口邊界定義為速度入口：25.5 m/s；

2)出口邊界定義為壓力出口：初始壓力為1個大氣壓；

3)與空氣接觸的固體表面均為無滑移邊界條件。

1.5 熱生成率計算

電機的各部件損耗是計算溫度場的熱源，但有限體積法進行熱分析所需熱源為體熱源，即需要把電機各部分損耗轉換為單位體積的熱生成率，電機各部分熱生成率如表2所示。

表2 異步牽引電機熱生成率

1.6 網格劃分

有限體積法計算電機溫度場和流體場需要把空間上連續計算區域內的控制方程進行離散，這就需要對模型進行網格劃分，網格質量對計算收斂度及結果的準確性具有很大影響。本文采用多面體網格對模型進行網格劃分，與四面體網格相比，相同條件下多面體網格數量更少，計算精度較高，且與相鄰網格之間的連接性較好，可以極大地提高計算收斂性，網格劃分結果如圖2所示，該網格數量為6 894 121，網格整體質量較好，計算收斂較快。

圖2 網格劃分結果Fig.2 Meshing results

2 原始通風模型分析

2.1 原始模型溫度場和流體場分析

利用有限體積法對原始通風模型進行仿真，得到流體跡線圖如圖3所示，可以看到，空氣經進風口流入后，徑直流入進風口側機腔，且在兩側形成環流，而后分別通過定子通風孔、轉子通風孔和氣隙流到出風口側機腔，在定轉子通風孔出口處也形成了環流，最后經出風口流出。

圖3 原始通風模型流體跡線圖Fig.3 Streamline of the original ventilation model

原始模型的溫度分布如圖4所示，可以看到，電機各部分溫度分布趨勢一致，均是入風口側溫度較低，出風口側溫度較高，其中電機整體最高溫度為248.57 ℃，位于靠近出風口側的轉子導條端部。

圖4 原始通風模型溫度分布Fig.4 Temperature distribution of original ventilation model

2.2 原始模型實驗驗證

為驗證仿真結果的正確性，利用圖5所示的實驗平臺進行測試實驗。溫升實驗測得額定狀況下圖6所示A點的溫度，即靠近定子槽底的鐵心軛部位置，其溫升為110.6 ℃，而A點的仿真溫度為130 ℃，其中環境溫度為16 ℃，溫升為114 ℃，仿真溫度與實測溫度的誤差約為3%。此外，實驗還測取了進風口的壓力：靜壓1 906 Pa，動壓727 Pa；而仿真得到的進風口靜壓和動壓分別為1 807 Pa和694 Pa，誤差分別為5.2%和4.5%。實驗數據與仿真數據的對比結果誤差較小，符合工程要求，證明了仿真結果的正確性。

圖5 實驗測試平臺Fig.5 Test bench for experiments

圖6 原始通風模型徑向截面溫度分布Fig.6 Radial section temperature distribution of the original ventilation model

3 不同定子通風結構對電機溫度場的影響

3.1 通風孔孔徑對電機溫度場的影響

為探究通風孔孔徑對電機溫升的影響規律，改變原始通風模型定子通風孔的孔徑，方案如表3所示。

表3 通風孔孔徑變化方案

對具有不同通風孔直徑的電機模型進行仿真，迭代計算收斂后，得到電機各部分最大溫度如圖7所示。可以看出，隨著通風孔截面直徑的增大，電機各部分溫度變大。轉子繞組和轉子鐵心的溫度呈線性增大趨勢，而定子部分從方案3到方案6溫度增加較為明顯，當通風孔截面直徑小于方案3所設計的18 mm時，定子部分溫度變化較為平緩。

圖7 孔徑不同時各方案溫度對比Fig.7 Temperature comparison of schemes with different diameter

圖8給出了通風孔截面直徑變化時，各方案定子通風孔和轉子通風孔內的軸向風速變化圖，其中橫軸軸向位置指從入風口側到出風口側。冷卻風從入風口流入后，以較大的壓力流向定子和轉子通風孔，導致軸向起始位置風速較大，但進入定子和轉子通風孔后，風速幾乎不再變化。

康川司法所接收的社區服刑人員一般為被判處緩刑的人員。在緩刑期內，如果服刑人員遵守法律規定并遵守社區矯正的工作規定，在緩刑期滿30日前，社區服刑人員寫出個人總結上交司法所。矯正期滿時，司法所根據服刑人員的實際表現填寫鑒定矯正期滿表并公開宣告解除社區矯正。湟中縣司法局向社區服刑人員發出解除社區矯正的證明書，之后便將解除社區矯正的人員納入安置幫教管理工作中。

圖8 孔徑不同時各方案風速對比結果Fig.8 Velocity comparison of schemes with different diameter

從方案1到方案6，通風孔截面直徑逐漸變大，定子通風孔和轉子通風孔內風速下降明顯，其中定子通風孔最大風速差約為24 m/s，而轉子通風孔最大風速差約為28 m/s。

由溫度和風速對比可知，通風孔截面直徑對電機溫度影響顯著，截面直徑越大，通風孔內風速越小，帶走熱量的能力越弱，從而電機各部分溫度越高。但圖7所示的轉子部分溫度變化比定子部分溫度變化更顯著，為了探究這一現象，分別提取不同孔徑方案下定子和轉子通風孔的入口流量進行分析，對比結果如圖9所示。可以看出，從方案1到方案6，即隨著孔徑的增大，定子通風孔內流量持續上升，這對定子部分的溫度上升起抑制作用；而轉子通風孔內流量持續下降，進一步促進了轉子部分的溫度增加；因此，定子通風孔孔徑增大時，轉子部分比定子部分溫度變化更顯著。

圖9 孔徑不同時通風孔流量對比結果Fig.9 Mass flow comparison of ventilation holes with different diameter

綜上所述，當定子通風孔孔徑變化時，電機溫度變化同時受風速和通風孔流量的影響，但是風速影響作用更大，起決定性作用。

3.2 正對定子槽的通風孔對電機溫度的影響

由于通風孔孔徑減小時冷卻效果明顯，本節把原始模型中36個直徑為22 mm的通風孔孔徑減小，又因所述電機定子槽數為60，為了進一步研究定子通風孔對電機繞組的影響，本節在保證定子通風孔體積不變的前提下，將原始模型中36個22 mm的定子通風孔修改為60個正對定子槽的通風孔，對應孔徑減小到17.04 mm，探究正對定子槽的通風結構對電機溫度的影響規律，定子通風孔位置示意圖如圖10所示，定義該方案為方案7。

圖10 方案7定子通風孔位置示意圖Fig.10 Schematic diagram of stator ventilation holes location in scheme 7

圖11為方案7模型的溫度仿真結果，可以看出，電機溫度從入風口側到出風口側逐漸增大，各部件最高溫度均出現在出風口側，這與原始模型的仿真結果相同，原因是入風口側通風孔內風速較大且風溫較低，有較強的能力帶走熱流量，但是隨著軸向距離的增加，通風孔內風溫逐漸增加，帶走熱量的能力減弱，導致出風口側溫度較高。該結構與原始模型相比，定子繞組部分溫度均有所下降，其中定子繞組、定子鐵心和絕緣最高溫度分別減小6.2%、8.4%和7.6%，轉子部分溫度變化不明顯，轉子導條和轉子鐵心的最高溫度變化不足2%。

圖11 方案7溫度分布Fig.11 Temperature distribution of scheme 7

圖12為原始模型和方案7的定子通風孔和轉子通風孔的壁面傳熱系數對比圖，可以看到，傳熱系數最大值均位于入風口側，方案7的定子通風孔傳熱系數最大值比原始模型提升15.8%，而轉子通風孔僅提升7.9%。

圖12 定轉子通風孔壁面傳熱系數對比結果Fig.12 Comparison of wall heat transfer coefficient of stator and rotor ventilation holes

兩方案下定子通風孔和轉子通風孔的平均壁面系數對比如表4所示，與原始模型相比，方案7的定子通風孔的平均傳熱系數增大8.944 W/(m2·K)，而轉子通風孔平均壁面傳熱系數僅增大0.68 W/(m2·K)。由此可知，方案7在定子通風孔體積不變的情況下，孔徑減小導致定子通風孔內風速增大，定子通風孔流量增多，平均壁面傳熱系數顯著增大，散熱能力提升，從而有效降低了定子部分的溫度。

表4 定轉子通風孔平均壁面系數對比結果

3.3 分段式通風孔對電機溫度的影響

由上述研究可知，減小定子通風孔的孔徑可有效降低定子繞組最高溫升，但是通過電機的溫度分布趨勢可以看出，電機各部分軸向溫度分布不均勻，出風口側溫度較高，存在軸向溫差較大的問題。結合文獻[28]提出的冷卻流道結構形式，在3.2節所述的通風結構的基礎上，把定轉子通風孔出風口側孔徑減小為原始模型的一半，得到分段式定轉子通風孔，結構示意圖如圖13所示，定義該模型為方案8。

圖13 分段通風孔結構示意圖Fig.13 Schematic diagram of segmented ventilation holes

圖14 方案8與方案7的溫度對比結果Fig.14 Temperature comparison between scheme 8 and scheme 7

圖15給出了方案7與方案8的定子通風孔和轉子通風孔的風速對比，可以看出，與方案7相比，方案8靠近出口側的定子通風孔和轉子通風孔風速均顯著增高，且風速在分段處均發生了階躍升高。具體來看，定子通風孔內兩方案起始位置風速相差較小，但方案8的定子通風孔內風速在分段處階躍式增加到95 m/s，隨著軸向位置的增加，風速最終穩定在83 m/s，平均風速比方案7提升78%。轉子通風孔采用分段后，入風口側風速減小，但在分段處風速也呈階躍式增加，風速最終穩定在81 m/s左右，平均風速比方案7提升64%。

圖15 方案7與方案8風速對比結果Fig.15 Velocity comparison between scheme 8 and scheme 7

方案8入風側轉子通風孔內風速變化更為明顯，為了探究這一問題，提取方案7和方案8的流體域動壓進行對比，結果如圖16所示。可以看出，方案7的流體域壓力分布較為均勻，軸向壓力幾乎無變化。而采用分段截面后，方案8的定子和轉子通風孔內入風側風壓均有所下降，但轉子通風孔入口側風壓下降幅度更大，出風口側風壓顯著增加，同時氣隙內風壓約增加為原來的6倍。由此可見，分段通風結構使得電機流體域的風量分配發生了變化。

圖16 方案7與方案8動壓對比結果Fig.16 Dynamic pressure comparison between scheme 8 and scheme 7

綜上所述，定轉子通風孔采用分段處理后，流體域風壓變化顯著，導致出風口側孔徑較小的地方風速呈階躍式增加，通風孔帶走熱量的能力變強，使得電機最高溫度降低，從而有效減小了電機軸向溫差。

由于上述分段定轉子通風孔僅是在通風結構探索過程中結合文獻[28]提出的，該結構并非該電機最優通風結構，在后續研究中需要進一步利用優化算法對電機的通風孔個數、孔徑及分段數進行綜合優化，找到有利于電機散熱的最優解。

4 結 論

本文對600 kW的高速列車異步牽引電機進行流固耦合仿真，得到以下結論：

1)減小孔徑可有效降低電機繞組溫度，但是當孔徑減小到一定值時，定子部分溫度下降不再明顯，但轉子部分溫度仍繼續減小。此外，孔徑的選取還需要考慮電機輕量化等因素，需要在保證滿意的通風效果的前提下優先選擇孔徑大的通風孔；

2)在保證定子通風體積不變的前提下，將定子通風孔修改為正對定子槽的結構可有效減小定子繞組、定子鐵心和絕緣的溫度；

3)定子通風孔和轉子通風孔采用分段處理后，降溫效果明顯。通風孔內風速在分段處階躍式增加，通風孔內平均風速顯著提高，有效降低了電機溫度，從而平衡了軸向溫差。