孫傳銘1，楊金霞，吳江權，李偉業(yè)，侯聚微

(1中車青島四方機車車輛股份有限公司，山東青島 266111；2中車株洲電力機車研究所有限公司，湖南株洲 412001)

0 引言

隨著高鐵技術的發(fā)展，高鐵的牽引電機朝著高速、輕量的方向發(fā)展，電機的容量和功率密度越來越大。同時，受運營環(huán)境的影響，高鐵牽引電機應用環(huán)境較為惡劣，通風冷卻方式受整車系統(tǒng)的限制，采用強迫風冷結構。同時，為避免轉子被冷卻空氣中雜質所污染，電機采用全封閉結構，對電機內部發(fā)熱區(qū)域冷卻較為困難[1]。由于高鐵用永磁同步牽引電機功率密度大，損耗密度高，且冷卻條件較為惡劣，因此電機溫升問題則較為突出。在進行電機冷卻結構設計時，除了要滿足全封閉結構的要求，還要保證電機在不同的工況下，電機繞組、轉子永磁體和軸承等關鍵部位的溫升在合理的限值內，并具有合理的溫度分布。因此，對電機的通風冷卻結構設計技術和電機內熱場分布進行研究，成為永磁電機設計中的關鍵一環(huán)[2]。

采用現(xiàn)代先進的熱管理分析技術，較準確的分析電機內溫度的分布情況，是冷卻結構優(yōu)化設計的基礎。目前，電機熱設計方法主要有熱路法、熱網(wǎng)絡方法和數(shù)值仿真方法，文獻[3～4]對以上三種方法進行了對比研究?？紤]到準確性和幾何結構適應性，研究人員普遍采用數(shù)值模擬的方法對電機內三維流場與溫度場進行計算。

本文研究的為一款用于高鐵上的全封閉永磁風冷同步牽引電動機，通過對電機內的三維流場進行數(shù)值計算與分析，對電機冷卻結構進行設計與優(yōu)化；同時為了保證電機能夠可靠安全運行，在流體場數(shù)值計算的基礎上，采用數(shù)值仿真方法分析了電機內部溫度場分布，判斷電機是否有超溫失效的風險。通過數(shù)值計算結果與試驗結果的對比，驗證了計算結果的準確性，為后續(xù)同類型電機熱設計提供了重要的實踐經(jīng)驗。

1 永磁電機冷卻結構

本文所研究的高鐵用永磁電機冷卻結構為全封閉強迫風冷結構。圖1給出了該永磁電機的總體結構示意圖。電機內部空間封閉，冷卻風只能通過進風口分流到定子鐵心四周的通風孔，通過強迫對流將電機內部傳導到通風孔表面的熱量帶走，再通過出風口散逸到大氣中。電機內部空間沒有外部冷卻空氣直接冷卻，為了加快電機內部的熱交換，設計時在轉子兩端設置擾流葉片，當電機旋轉時，攪動內部空氣，加速電機內部的對流換熱， 從而降低電機內部溫差。

圖1電機總體結構示意圖

2 電機內流場與溫度場求解模型

從設計周期與計算資源考慮，首先對電機的三維流體場進行計算，通過對比定子通風孔與軸承冷卻腔內的風量分配，以及定子通風側的散熱熱阻值，并結合簡化模型的溫度場仿真數(shù)據(jù)，確定冷卻結構優(yōu)化方案。冷卻結構設計的關鍵在于，在保證滿足系統(tǒng)對電機進風口靜壓限值要求的前提下，使電機的散熱性能達到最優(yōu)，并與現(xiàn)有的電機制造工藝水平匹配。冷卻結構優(yōu)化設計部位主要包括電機進風口腔體和定子通風孔結構。

電機冷卻結構確定后，再進行電機的三維溫度場數(shù)值模擬計算。由于電機整體結構復雜，采用全模型耦合模型的計算量巨大，考慮到結構對稱性和流場對稱性，周向取部分進行建模分析。除電機進風口外，電機沿徑向對稱，且通過對電機三維流體場的仿真計算，得到了通風孔內的風量分配關系和各通風管道內的風速值;基于此，建立電機的溫度場分析模型，并將各個通風孔內的風量按流場仿真結果逐一分配，從而獲得較為準確的電機內部溫度場分布。

2.1 三維流體場求解模型

2.1.1 物理模型

對電機流場進行分析時，建立定子外循環(huán)主風路幾何模型。為兼顧計算準確性與模型的網(wǎng)格剖分質量，保證流體域物理模型與電機實際外風路冷卻結構一致的前提下，對計算模型進行合理地簡化處理。

電機三維流體計算域物理模型如圖2所示，求解域包括電機進風口、均壓腔、定子通風管道、出風口。采用非結構化網(wǎng)格對流體域求解模型的網(wǎng)格進行剖分。

圖2三維流體計算域模型

2.1.2 計算條件

電機冷卻通道內流動為強迫對流，且流速較高，流動為湍流狀態(tài)。電機內流體的馬赫數(shù)不超過0.3，認為是不可壓縮流體。因此，可以認定，電機冷卻通道內流場為三維不可壓縮湍流流動狀態(tài)?；谌SN-S方程解析內部流場分布。電機進風口流量為30m3/min；出風口設為壓力出口，其值為一個大氣壓，即101325Pa；冷卻介質為空氣。

2.2 三維溫度場求解模型

2.2.1 物理模型

電機傳熱模型較為復雜，為兼顧計算速度和計算準確性，采用簡化的電機三維流熱耦合溫度場仿真模型結合流場仿真結果對溫度場進行分析。由于電機除進風區(qū)域外為周向對稱結構，因此在求解電機內部溫度場時，僅建立電機的周向1/4模型。在建立幾何模型時，簡化非主要傳熱路徑的幾何結構，對端蓋和轉軸進行適當簡化。同時，建模時忽略兩側端蓋上的散熱筋，在計算時用等效散熱系數(shù)來代替散熱筋產(chǎn)生的作用。三維溫度場求解域模型見圖3。

圖3三維溫度場計算域物理模型

2.2.2 基本假設

基于流固耦合的電機三維溫度場求解模型與計算條件基于以下基本假設條件

(1)冷卻介質為不可壓縮理想流體；

(2)模型中涉及到的材料其物性參數(shù)不隨溫度變化；

(3)不考慮工藝與實際加工對電機散熱的影響；

(4)不考慮固體部件之間的接觸熱阻；

(5)將繞組絕緣簡化等效為單一各向同性的導熱材料；

(6)除定轉子鐵心所用硅鋼片導熱性能為各向異性外，定子線圈裸銅和其他結構件的導熱性能均認為各向同性；

(7)認為發(fā)熱部件各部分熱流密度均勻分布。

3 計算結果分析

3.1 三維流體場分析

提供給電機的風量為30m3/min，在該流量下對電機流體場進行數(shù)值求解。

圖4與圖5分別給出了電機冷卻結構整體壓力場與速度場的分布云圖。

從圖中可以看出，當風量為30m3/min時，電機進出風口之間的最大壓差約為1.8kPa，在系統(tǒng)所要求的靜壓限值內。

根據(jù)仿真結果，電機定子通風孔內的平均風速約為32.5m/s，出風口平均風速約為22.3m/s。電機各個出風口風速差異并不大，未出現(xiàn)出風口風速差異較大的情況。這表明通風孔設計合理，風量分配較優(yōu)。

對試驗樣機的進風口靜壓與出風口風速進行測量，進風口靜壓約為2.0kPa；定子出風管道的出風口風速約為24.5m/s。與試驗值相比，進風口靜壓和出風口風速的計算相對誤差均在10%以內，滿足實際工程需要。這同時說明，將流體場數(shù)值計算得到的各管道的風速值，加載在溫度場模型上進行溫升預估是有效可行的。

圖4壓力場云圖分布

圖5速度場云圖分布

3.2 三維溫度場分析

3.2.1 額定工況穩(wěn)態(tài)溫度場分析

高鐵永磁電機熱設計的主要目的是設計出合理高效的通風結構，風量分配較優(yōu)，可以快速將電機內產(chǎn)生的熱量帶走，從而使電機內的溫度分布合理，使各關鍵部件尤其是定子繞組溫升低，保證電機的可靠安全運行。因此電機內不同工況時的溫度分布與定子繞組溫升是電機設計者關心的關鍵問題。

圖6給出了額定工況時電機的溫度場分布云圖，電機冷卻空氣進口溫度為40℃。根據(jù)仿真結果可以看出，電機內整體溫度分布在軸向上接近出風口區(qū)域的溫度比接近進風口區(qū)域的高，這是由于冷卻空氣溫度因吸收熱量而逐漸升高。電機內最高溫度出現(xiàn)在繞組部分，且位于定子繞組靠近出風口的端部的下層邊：電機繞組的平均溫度為150℃，最高溫度為174℃。造成繞組端部溫度高于直線段的原因是：繞組端部周圍散熱條件較差，熱量主要先傳導到繞組直線段，再經(jīng)絕緣傳導到定子鐵心；且繞組端部伸出長度較長，所以繞組端部溫度顯著高于直線段。同時，由于電機內熱量主要傳遞方向是徑向向外傳遞，下層邊繞組熱量傳導到鐵心的路徑比上層邊的更長，因此下層邊繞組的溫度比上層邊更高。由于高鐵電機絕緣系統(tǒng)采用的是200級絕緣，因此定子繞組滿足溫升限值要求。

圖6溫度場仿真云圖

除了繞組溫升外，轉子(永磁體)的溫度也對電機安全運行至關重要?？梢钥吹?，轉子沿徑向溫度差異不大，軸向呈現(xiàn)中間高，兩端低的分布。形成這種溫度分布的原因在于：由于氣隙的隔離作用，轉子在徑向的散熱條件較差，因此徑向溫度差異較小；而在軸向上，兩端面通過旋轉氣流，將熱量部分散逸到內部空氣中，因此轉子兩端面部分較之中部溫度更低。根據(jù)仿真結果，轉子最高溫度約為118℃，并不會出現(xiàn)高溫失磁，滿足電機安全運行的需求。

為驗證計算模型的準確性，通過電機溫升試驗分別采用在繞組兩端端部埋置溫度傳感器和電阻法測量了電機最高溫升和平均溫升。表1給出了電機溫升試驗數(shù)據(jù)與計算值的對比。從表1數(shù)據(jù)來看，繞組端部最高溫度，即電機內最高溫度試驗值域計算值相對誤差為2.3%；繞組平均溫升試驗值與計算值相對誤差為7%。這表明簡化后的三維溫度場模型，對于定子繞組溫度分布來說可行有效的，也說明了高鐵永磁電機溫升數(shù)值計算模型的準確性。

表1 溫升試驗數(shù)據(jù)與仿真計算值對比

3.2.2 起動點瞬態(tài)溫度場分析

高鐵永磁電機啟動瞬間，定子繞組流經(jīng)較大的電流，定子繞組溫度在短時間內會達到很高的數(shù)值。因此起動點繞組瞬態(tài)溫升也是電機設計者關心的重要問題。基于以上數(shù)值仿真模型，對電機起動時大電流下的瞬態(tài)溫度場進行了仿真分析，損耗加載根據(jù)電機起動瞬時進行模擬。

圖7給出了基于試驗和仿真的起動點時永磁電機繞組溫度隨時間變化的曲線對比。其中，試驗值以傳動端繞組所測最高溫度值為準，仿真值以數(shù)值計算得到的繞組最高溫度為準。起動10min時，繞組溫度測試值為126℃，仿真計算值為124.8℃；起動20min時，繞組溫度測試值為227℃，仿真計算值為221℃。在現(xiàn)有定子絕緣系統(tǒng)下，電機起動點大電流下持續(xù)運行，完全滿足起動點能夠持續(xù)運行10min的技術要求。仿真計算值與試驗測試值的曲線趨勢一致，且相對試驗值來說，計算值的相對誤差控制在5%左右，這進一步證明了三維溫度場簡化模型在實際工程應用中的準確性和有效性。

圖7起動點繞組溫度隨時間變化的試驗值與仿真值對比

4 結語

本文基于數(shù)值分析方法，對高鐵用全封閉風冷永磁電機進行了三維流體場與溫度場仿真計算與分析，確定了電機最終的冷卻方案，得出的結論如下：(1)根據(jù)電機冷卻風道三維流體場仿真分析結果，電機風道設計合理，流量分配較為均勻； (2)根據(jù)電機溫度場仿真分析結果，電機冷卻結構設計合理，電機溫升滿足設計需求；(3)通過試驗數(shù)據(jù)與計算值的對比，表明采用數(shù)值方法對高鐵永磁電機進行熱設計是合理有效的，能夠保證設計準確性，并大大縮短產(chǎn)品設計研發(fā)周期。