李 奎， 羅英露， 彭 俊

(中車株洲所電氣技術(shù)與材料工程研究院，湖南 株洲 412001)

0 引 言

隨著國家“雙碳”戰(zhàn)略目標(biāo)的實(shí)施，永磁同步電機(jī)因其高效節(jié)能的特點(diǎn)在軌道交通領(lǐng)域獲得了廣泛的應(yīng)用[1-2]。為防止鐵屑等異物侵入電機(jī)，破壞永磁體，地鐵永磁牽引電機(jī)普遍采用全封閉結(jié)構(gòu)，具有轉(zhuǎn)矩密度高、轉(zhuǎn)速低、銅耗大、鐵耗相對較小和損耗主要集中在定子上的特點(diǎn)，其普遍采用自帶同軸風(fēng)扇和外氣道的自扇冷卻形式。

自扇風(fēng)冷型永磁牽引電機(jī)的結(jié)構(gòu)如圖1所示。離心風(fēng)扇與電機(jī)轉(zhuǎn)子設(shè)置為同軸，由電機(jī)轉(zhuǎn)子帶動(dòng)其旋轉(zhuǎn)。隨著風(fēng)扇的旋轉(zhuǎn)，外部空氣依次經(jīng)過電機(jī)進(jìn)風(fēng)孔板、葉片區(qū)域、定子通風(fēng)道，由通風(fēng)道出口排出。已知電機(jī)的散熱過程與氣動(dòng)噪聲的產(chǎn)生和輻射過程相伴而生，優(yōu)秀的設(shè)計(jì)應(yīng)在電機(jī)冷卻和氣動(dòng)噪聲控制上取得平衡。

圖1 自扇風(fēng)冷型永磁牽引電機(jī)結(jié)構(gòu)

國內(nèi)外針對自扇風(fēng)冷型永磁牽引電機(jī)的風(fēng)冷性能和氣動(dòng)噪聲的研究主要基于數(shù)值仿真和試驗(yàn)研究。由于樣機(jī)價(jià)格較貴，數(shù)值分析在設(shè)計(jì)階段起到非常重要的作用。文獻(xiàn)[3]建立了異步牽引電機(jī)的3D模型，基于CFX氣動(dòng)噪聲計(jì)算模塊分析風(fēng)冷結(jié)構(gòu)的氣動(dòng)噪聲。文獻(xiàn)[4]研究了一種全封閉結(jié)構(gòu)自扇風(fēng)冷型異步電機(jī)，并對電機(jī)的溫升和噪聲進(jìn)行仿真分析和研究，對采用不等距葉片風(fēng)扇的降噪效果進(jìn)行分析。文獻(xiàn)[5]基于格子玻爾茲曼方法研究了7種不同結(jié)構(gòu)方案下自扇風(fēng)冷型異步電機(jī)的流動(dòng)性能和氣動(dòng)噪聲，并采用無量綱的評估參數(shù)進(jìn)行量化對比，揭示了葉片數(shù)、葉型、切角、通風(fēng)孔倒角等因素的影響效果。文獻(xiàn)[6]對牽引電機(jī)氣動(dòng)噪聲的流場和聲場進(jìn)行了聯(lián)合仿真，對氣動(dòng)噪聲的分布、產(chǎn)生機(jī)理和頻譜特征進(jìn)行分析，并通過試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證。

目前對地鐵永磁牽引電機(jī)冷卻風(fēng)扇性能和氣動(dòng)噪聲平衡設(shè)計(jì)相關(guān)的研究工作還比較少。本文以地鐵永磁牽引電機(jī)作為研究載體，建立分析模型，對采用兩種冷卻風(fēng)扇后的電機(jī)冷卻流動(dòng)性能和氣動(dòng)噪聲性能進(jìn)行對比分析，并通過樣機(jī)試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證。

1 冷卻風(fēng)扇方案

在外徑和轉(zhuǎn)速變化不大時(shí)，離心風(fēng)扇流量Q和風(fēng)壓P近似滿足相似性原理，具有如下的規(guī)律:

(1)

(2)

式中：N1和N2分別為兩個(gè)相似風(fēng)扇的轉(zhuǎn)速；D1和D2分別為兩個(gè)相似風(fēng)扇的外徑。

聲壓級變化值ΔLp具有如下經(jīng)驗(yàn)關(guān)系[7]：

(3)

由上述原理可知，減小風(fēng)扇外徑，離心風(fēng)扇的流量、風(fēng)壓均降低。噪聲聲壓級隨流量及風(fēng)壓降低而降低，因此在滿足散熱要求的條件下，外徑更小的風(fēng)扇具有更低的噪聲。

其他可以調(diào)節(jié)流量和氣動(dòng)噪聲的主要因素包括葉型、葉片數(shù)、葉片夾角、葉片布置等。其中牽引電機(jī)因?yàn)橐崔D(zhuǎn)，其基本風(fēng)扇葉型須為徑向直葉片，而不能采用其他具有更優(yōu)異氣動(dòng)性能的葉型，如前掠型葉片。在葉片數(shù)小于5時(shí)，風(fēng)量隨葉片數(shù)的增多而急劇增大；而當(dāng)葉片數(shù)大于5時(shí)，風(fēng)量隨葉片數(shù)增大的增幅逐漸減小，而噪聲隨葉片數(shù)的增加幾乎呈線性增加。扇葉的布置主要指是否采用不對稱、不等距扇葉分布，例如采用扇葉不等距布置降低葉片通過的頻率噪聲。

圖2(a)為已用于地鐵永磁牽引電機(jī)的一款風(fēng)扇A，圖2(b)為縮小風(fēng)扇外徑的另一款風(fēng)扇B。兩款風(fēng)扇的主要設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示。

圖2 兩款牽引電機(jī)冷卻風(fēng)扇

表1 風(fēng)扇主要設(shè)計(jì)參數(shù)

2 流動(dòng)仿真分析

基于NS方程[8]，即流體的質(zhì)量守恒、動(dòng)量守恒和能量守恒定律，分別對兩款風(fēng)扇流場進(jìn)行分析。流體計(jì)算域分為入口域、旋轉(zhuǎn)域、氣道區(qū)域和出口域，如圖3所示?；谟邢奕莘e法對風(fēng)扇流動(dòng)性進(jìn)行穩(wěn)態(tài)流場分析，采用二階迎風(fēng)格式對其對流項(xiàng)進(jìn)行離散，采用SIMPLE算法對所得離散代數(shù)方程組進(jìn)行計(jì)算[9]。

地鐵永磁牽引電機(jī)的額定轉(zhuǎn)速是根據(jù)使用城市確定的技術(shù)速度、動(dòng)輪直徑、齒輪箱的傳動(dòng)比來確定的。國內(nèi)城市地鐵電機(jī)額定轉(zhuǎn)速通常為1 800、1 900、2 000 r/min等。本文所研究的地鐵永磁牽引電機(jī)額定轉(zhuǎn)速為1 900 r/min，后續(xù)分析基于該額定轉(zhuǎn)速展開。

圖3 流體計(jì)算域

兩款風(fēng)扇計(jì)算域內(nèi)風(fēng)速場分別如圖4(a)和4(b)所示。由內(nèi)流場速度分布圖可知，高風(fēng)速分布在風(fēng)扇區(qū)域和冷卻管道內(nèi)，這里也是流線紊亂分離最為嚴(yán)重的區(qū)域。由于柯恩達(dá)效應(yīng)的影響，在出口域出口流體向壁面方向偏轉(zhuǎn)。

圖4 計(jì)算域內(nèi)流線(速度場著色)

計(jì)算得到的冷卻風(fēng)質(zhì)量流量、風(fēng)扇出口靜壓、軸功率和風(fēng)扇動(dòng)壓效率如表2所示。其中風(fēng)扇全壓效率計(jì)算公式如下：

(4)

式中：Pv為風(fēng)扇出口全壓；Qv為體積流量；M為風(fēng)扇扭矩；ω為風(fēng)扇轉(zhuǎn)速。

表2 風(fēng)扇性能參數(shù)(1 900 r/min)

由計(jì)算可知，相同轉(zhuǎn)速下風(fēng)扇B的全壓和流量分別是風(fēng)扇A的52.6%和71%，以風(fēng)扇B替代風(fēng)扇A后，流動(dòng)性能將下降。

3 冷卻性能對比分析

3.1 地鐵永磁牽引電機(jī)

以一款72槽8極48通風(fēng)孔190 kW的地鐵永磁牽引電機(jī)為研究對象，該電機(jī)有效鐵心長度為250 mm，定子鐵心內(nèi)徑為310 mm，外徑為480 mm。通過電磁分析得到1 900 r/min時(shí)電機(jī)的各部分損耗如表3所示。電機(jī)損耗作為熱源用于電機(jī)溫度場仿真。

表3 電機(jī)各部分損耗

3.2 熱仿真建模

根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)，地鐵永磁牽引電機(jī)轉(zhuǎn)子溫度通常略高于定子鐵心溫度且低于端部繞組溫度，因此可以不對轉(zhuǎn)子部分進(jìn)行細(xì)致建模而使用推測溫度。

基本假設(shè)如下：

(1) 相對于定子損耗，永磁電機(jī)轉(zhuǎn)子損耗很小，因此忽略轉(zhuǎn)子渦流損耗和風(fēng)摩損耗對定子溫升的影響；

(2) 將槽內(nèi)繞組中的導(dǎo)體等效成長方體，將絕緣材料和浸漬材料等效成均質(zhì)薄層分布在槽內(nèi)導(dǎo)體外圍；

(3) 電機(jī)穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)，冷卻風(fēng)流動(dòng)處于穩(wěn)定狀態(tài)，選擇定常模型；

(4) 冷卻風(fēng)速遠(yuǎn)低于聲速，因此將冷卻流體視為不可壓縮流體；

(5) 忽略輻射傳熱，將機(jī)殼與外界環(huán)境假設(shè)為對流換熱，其對流換熱系數(shù)與電機(jī)表面溫度、周圍流體相關(guān)。

機(jī)殼與外界環(huán)境之間的散熱系數(shù)指定為機(jī)殼溫度的函數(shù)[10]：

(5)

式中：v為電機(jī)表面風(fēng)速，計(jì)算時(shí)電機(jī)表面風(fēng)速取值為0；tsur為機(jī)殼溫度。

轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)引起的內(nèi)部流動(dòng)，加速了端部繞組與機(jī)殼之間的換熱。 定子端部繞組換熱系數(shù)按照經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算[11]：

(6)

(7)

(8)

式中：Nut為端部繞組區(qū)域努塞爾數(shù)；Ret為端部繞組區(qū)域雷諾數(shù)；r1為定子外半徑；r2為定子內(nèi)半徑；r3為轉(zhuǎn)子半徑；λair為空氣導(dǎo)熱系數(shù)；νa為空氣運(yùn)動(dòng)黏度。

將端部空氣視為靜止域，取較大的導(dǎo)熱系數(shù)，使空氣域接近等溫體，采用界面熱阻等效對流換熱效果，單位面積界面熱阻表達(dá)式為

(9)

3.3 熱仿真結(jié)果

外冷卻氣道進(jìn)風(fēng)溫度為40 ℃，依據(jù)表2和表3分別設(shè)置進(jìn)風(fēng)質(zhì)量流量和損耗數(shù)據(jù)，機(jī)殼表面換熱系數(shù)和端部繞組等效導(dǎo)熱熱阻按照3.2節(jié)公式計(jì)算并代入熱仿真模型。采用兩種風(fēng)扇后，電機(jī)定子溫升分布如圖5所示。為了便于對比分析，統(tǒng)計(jì)電機(jī)鐵心平均溫升、線圈平均溫升和線圈最高溫度，結(jié)果如表4所示。地鐵永磁牽引電機(jī)設(shè)計(jì)允許最高溫度為200 ℃, 短期運(yùn)行允許最高溫度為220 ℃。因此，采用風(fēng)扇A溫度余量為39 K，采用風(fēng)扇B溫度余量為28 K，采用風(fēng)扇B后電機(jī)溫度余量有所降低但仍滿足要求。

圖5 電機(jī)定子溫度場分布

表4 電機(jī)溫升計(jì)算結(jié)果

4 氣動(dòng)噪聲對比分析

4.1 氣動(dòng)噪聲仿真建模

聲場的本質(zhì)是非定常的壓力脈動(dòng)，理論上可以通過直接求解非定常的可壓縮流場獲得聲源和噪聲在流場中的傳播規(guī)律。但相對于流體壓力場，聲場壓力是其中占比極小的一部分，一般CFD計(jì)算的誤差也可能大于聲壓，而采用直接求解法解決工程噪聲問題計(jì)算代價(jià)極高。

在商業(yè)CFD計(jì)算軟件中通常采用間接方法進(jìn)行聲場求解，即基于Lighthill的聲比擬方法或者FW-H方法求解近場和遠(yuǎn)場噪聲。首先使用非穩(wěn)態(tài)的雷諾平均方程，例如DES和LES方程，求解近場流場，將瞬態(tài)壓力場計(jì)算結(jié)果作為噪聲源，代入波動(dòng)方程求解聲場[12]。聲類比方法在1 000 Hz低頻段具有較高的精度，在2 000 Hz以上精度較低。

本文采用STARCCM與氣動(dòng)噪聲FW-H模型對兩款風(fēng)扇的氣動(dòng)噪聲進(jìn)行對比分析，研究二者的聲學(xué)性能差異。

4.2 氣動(dòng)噪聲仿真結(jié)果

從聲產(chǎn)生機(jī)理來說，電機(jī)冷卻風(fēng)道的氣動(dòng)噪聲主要由扇葉旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的壓力周期波動(dòng)和湍流中渦的產(chǎn)生、破碎和分離導(dǎo)致。其中前者為偶極子面聲源，而后者為四極子體聲源。

采用Q準(zhǔn)則渦識(shí)別方法(Q-Criterion)，取值為1×10-7s-1，重點(diǎn)捕捉葉輪附近的渦，得到兩款風(fēng)扇渦云圖如圖6所示。

圖6 Q-Criterion=1×10-7 s-1時(shí)的渦云圖

從圖6中可以看出Q-Criterion=1×10-7s-1時(shí)，主要渦脫落區(qū)為葉輪進(jìn)出口、中部管道進(jìn)出口，以上二者為主要聲產(chǎn)生區(qū)域。

風(fēng)扇表面的偶極子面聲源聲壓級分布如圖7所示，流體域內(nèi)渦導(dǎo)致的四極子體聲源如圖8所示。由于風(fēng)扇尺寸的縮小，葉輪表面產(chǎn)生的聲壓級由110 dB(A)降低到104 dB(A)；而流道內(nèi)的渦流聲壓級由95.9 dB(A)降低到83.8 dB(A)。兩款風(fēng)扇面聲源聲壓級均顯著高于體聲源，表明扇葉表面的壓力波動(dòng)是主要噪聲源。

圖7 風(fēng)扇表面偶極子面聲源聲壓級分布

圖8 流體域內(nèi)四極子體聲源聲壓級分布

基于GB/T2888—2008 方法設(shè)置檢測點(diǎn)求取平均聲壓級。共4個(gè)水平監(jiān)測點(diǎn)H1～H4，1個(gè)垂直監(jiān)測點(diǎn)V，與電機(jī)本體相距1 m布置，如圖9所示。

圖9 聲壓級監(jiān)測點(diǎn)

統(tǒng)計(jì)5個(gè)噪聲監(jiān)測點(diǎn)的平均聲壓級，并根據(jù)下式進(jìn)行加權(quán)平均：

(10)

式中：Lpi為單個(gè)測點(diǎn)處的聲壓級。

兩款風(fēng)扇平均聲壓級計(jì)算結(jié)果如表5所示。

表5 監(jiān)測點(diǎn)聲壓級計(jì)算結(jié) dB(A)

由表5可知，風(fēng)扇B的氣動(dòng)噪聲比風(fēng)扇A低3.2 dB(A)，風(fēng)扇B平均聲壓級更低。

5 試驗(yàn)研究

更換同一永磁牽引電機(jī)的進(jìn)風(fēng)側(cè)端蓋和風(fēng)扇進(jìn)行對比試驗(yàn)研究。針對電機(jī)的溫升和噪聲指標(biāo)進(jìn)行測試。

5.1 電機(jī)溫升試驗(yàn)

溫升試驗(yàn)臺(tái)如圖10所示。在試驗(yàn)電機(jī)端部繞組埋置PT100溫度傳感器測試端部繞組溫度，在定子鐵心開孔埋置PT100傳感器測試鐵心溫度，通過電阻法測量定子繞組平均溫度。

圖10 電機(jī)溫升試驗(yàn)臺(tái)

其中電阻法測溫原理依據(jù)如下關(guān)系式：

(11)

式中：θ為繞組平均溫升；K為常數(shù)，對于銅導(dǎo)線有K=234.5；R1為環(huán)境溫度下繞組電阻；R2為繞組穩(wěn)態(tài)運(yùn)行后停機(jī)半分鐘內(nèi)測出的繞組電阻；t1為環(huán)境溫度；t2為試驗(yàn)完畢時(shí)的電機(jī)環(huán)境溫度。

電機(jī)溫升如圖11所示。環(huán)境溫度約為36 ℃，將穩(wěn)態(tài)溫度減去環(huán)境溫度得到溫升數(shù)據(jù)，結(jié)果如表6所示。與仿真相比，線圈的平均溫升不大于5 K。端部測量點(diǎn)的最高溫度比仿真計(jì)算的值略低，這是由于傳感器位置在線圈表面。試驗(yàn)結(jié)果表明采用風(fēng)扇B的繞組溫升比采用風(fēng)扇A高9 K，采用風(fēng)扇B后電機(jī)溫度余量有所降低但仍滿足要求。

圖11 電機(jī)穩(wěn)態(tài)溫升曲線

5.2 電機(jī)噪聲試驗(yàn)

基于GB/T2888—2008方法進(jìn)行氣動(dòng)噪聲測量，氣動(dòng)噪聲試驗(yàn)在株洲所電機(jī)中試基地半消音室進(jìn)行，測試截止頻率為100 Hz，背景噪聲為20 dB，電機(jī)噪聲測試試驗(yàn)臺(tái)如圖12所示。

表6 電機(jī)溫升試驗(yàn)結(jié)果 K

圖12 電機(jī)噪聲測試臺(tái)

圖13為采用兩款風(fēng)扇后，不同轉(zhuǎn)速下的各個(gè)監(jiān)測點(diǎn)的A計(jì)權(quán)聲壓級隨轉(zhuǎn)速變化的曲線。可以看出噪聲水平隨轉(zhuǎn)速快速增加。對于采用風(fēng)扇A的電機(jī)，在200～1 000 r/min時(shí)，平均噪聲在59～72 dB(A)量級；在1 100 ～2 000 r/min時(shí)，平均噪聲在75～86 dB(A)量級；而對于采用風(fēng)扇B的電機(jī)，在200 ～1 000 r/min時(shí)，平均噪聲在53～68 dB(A)量級，在1 100 ～2 000 r/min時(shí)，平均噪聲在74～82 dB(A)量級。在1 000 r/min以下時(shí)，噪聲隨轉(zhuǎn)速增加出現(xiàn)波動(dòng)，在2 000 r/min以上時(shí)，電機(jī)側(cè)面監(jiān)測點(diǎn)H4和監(jiān)測點(diǎn)H2噪聲最高，頂部監(jiān)測點(diǎn)V和進(jìn)風(fēng)口監(jiān)測點(diǎn)H3噪聲相等，出風(fēng)口監(jiān)測點(diǎn)H1噪聲最小，這與噪聲指向性有關(guān)。

圖13 各個(gè)監(jiān)測點(diǎn)聲壓級隨轉(zhuǎn)速的變化曲線

表7為平均聲壓級的試驗(yàn)結(jié)果，對比表5和表7可知，相比于試驗(yàn)結(jié)果，仿真計(jì)算結(jié)果精度偏低。這是由于CFD軟件一般只能達(dá)到二階精度，且為了保證計(jì)算的穩(wěn)定性需添加的人工耗散項(xiàng)和數(shù)值計(jì)算誤差本身，會(huì)對近場聲源數(shù)據(jù)造成誤差。研究表明，通過STARCCM計(jì)算的聲場數(shù)據(jù)在1 000 Hz以下的低頻段精度較高，而在高頻段精度偏低。但計(jì)算結(jié)果很好地預(yù)測了兩款風(fēng)扇的相對噪聲指標(biāo)，因此可以將其作為方案篩選的依據(jù)。

表7 平均聲壓級試驗(yàn)結(jié)果

6 結(jié) 語

通過對兩款地鐵永磁牽引電機(jī)自扇風(fēng)冷的電機(jī)風(fēng)扇及冷卻通道進(jìn)行數(shù)值分析和試驗(yàn)研究得到如下結(jié)論。

(1) 風(fēng)扇外徑減小23%，風(fēng)冷流量大約降低28.9%，氣道內(nèi)平均流速由21.6 m/s降低到15.4 m/s，對流換熱系數(shù)有所降低，相同電機(jī)同等功率及轉(zhuǎn)速下，電機(jī)溫升升高約9 K，但仍在可接受范圍內(nèi)。

(2) 葉輪出口區(qū)和冷卻風(fēng)道是渦集中區(qū)，風(fēng)扇外徑減小使該區(qū)域渦強(qiáng)度減弱，從而降低了氣動(dòng)噪聲，本文中風(fēng)扇外徑減小使氣動(dòng)噪聲由84.5 dB(A)降低到81.2 dB(A)，降低了3.3 dB(A)，具有明顯的降噪效果。

(3) 通過優(yōu)化電機(jī)的冷卻效果降低了通風(fēng)流量。采用更小尺寸的風(fēng)扇是降低電機(jī)氣動(dòng)噪聲的有效手段。