地鐵永磁牽引電機(jī)冷卻風(fēng)扇性能與氣動(dòng)噪聲研究*

李 奎， 羅英露， 彭 俊

(中車(chē)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(guó)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(duì)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(guò)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(guò)程與氣動(dòng)噪聲的產(chǎn)生和輻射過(guò)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(guó)內(nèi)外針對(duì)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(duì)電機(jī)的溫升和噪聲進(jìn)行仿真分析和研究，對(duì)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(wú)量綱的評(píng)估參數(shù)進(jìn)行量化對(duì)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(duì)牽引電機(jī)氣動(dòng)噪聲的流場(chǎng)和聲場(chǎng)進(jìn)行了聯(lián)合仿真，對(duì)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(guò)試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證。

目前對(duì)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(duì)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(duì)比分析，并通過(guò)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(jí)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(jí)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(duì)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(guò)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(duì)兩款風(fēng)扇流場(chǎng)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。基于有限容積法對(duì)風(fēng)扇流動(dòng)性進(jìn)行穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)分析，采用二階迎風(fēng)格式對(duì)其對(duì)流項(xiàng)進(jìn)行離散，采用SIMPLE算法對(duì)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(lái)確定的。國(guó)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(kāi)。

圖3 流體計(jì)算域

兩款風(fēng)扇計(jì)算域內(nèi)風(fēng)速場(chǎng)分別如圖4(a)和4(b)所示。由內(nèi)流場(chǎng)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(chǎng)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(duì)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(duì)象，該電機(jī)有效鐵心長(zhǎng)度為250 mm，定子鐵心內(nèi)徑為310 mm，外徑為480 mm。通過(guò)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(chǎng)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(duì)轉(zhuǎn)子部分進(jìn)行細(xì)致建模而使用推測(cè)溫度。

基本假設(shè)如下：

(1) 相對(duì)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(duì)定子溫升的影響；

(2) 將槽內(nèi)繞組中的導(dǎo)體等效成長(zhǎng)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(duì)流換熱，其對(duì)流換熱系數(shù)與電機(jī)表面溫度、周?chē)黧w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(duì)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(duì)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(chǎng)分布

表4 電機(jī)溫升計(jì)算結(jié)果

4 氣動(dòng)噪聲對(duì)比分析

4.1 氣動(dòng)噪聲仿真建模

聲場(chǎng)的本質(zhì)是非定常的壓力脈動(dòng)，理論上可以通過(guò)直接求解非定常的可壓縮流場(chǎng)獲得聲源和噪聲在流場(chǎng)中的傳播規(guī)律。但相對(duì)于流體壓力場(chǎng)，聲場(chǎng)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(wèn)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(chǎng)求解，即基于Lighthill的聲比擬方法或者FW-H方法求解近場(chǎng)和遠(yuǎn)場(chǎng)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(chǎng)流場(chǎng)，將瞬態(tài)壓力場(chǎng)計(jì)算結(jié)果作為噪聲源，代入波動(dòng)方程求解聲場(chǎng)[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(duì)兩款風(fēng)扇的氣動(dòng)噪聲進(jìn)行對(duì)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(lái)說(shuō)，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(jí)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(jí)由110 dB(A)降低到104 dB(A)；而流道內(nèi)的渦流聲壓級(jí)由95.9 dB(A)降低到83.8 dB(A)。兩款風(fēng)扇面聲源聲壓級(jí)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(jí)分布

圖8 流體域內(nèi)四極子體聲源聲壓級(jí)分布

基于GB/T2888—2008 方法設(shè)置檢測(cè)點(diǎn)求取平均聲壓級(jí)。共4個(gè)水平監(jiān)測(cè)點(diǎn)H1～H4，1個(gè)垂直監(jiān)測(cè)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(jí)監(jiān)測(cè)點(diǎn)

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

(10)

式中：Lpi為單個(gè)測(cè)點(diǎn)處的聲壓級(jí)。

兩款風(fēng)扇平均聲壓級(jí)計(jì)算結(jié)果如表5所示。

表5 監(jiān)測(cè)點(diǎn)聲壓級(jí)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(jí)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(duì)比試驗(yàn)研究。針對(duì)電機(jī)的溫升和噪聲指標(biāo)進(jìn)行測(cè)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(cè)試端部繞組溫度，在定子鐵心開(kāi)孔埋置PT100傳感器測(cè)試鐵心溫度，通過(guò)電阻法測(cè)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(cè)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(duì)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(cè)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(cè)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(cè)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(cè)試截止頻率為100 Hz，背景噪聲為20 dB，電機(jī)噪聲測(cè)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(cè)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(cè)點(diǎn)的A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)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(duì)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(jí)；在1 100 ～2 000 r/min時(shí)，平均噪聲在75～86 dB(A)量級(jí)；而對(duì)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(jí)，在1 100 ～2 000 r/min時(shí)，平均噪聲在74～82 dB(A)量級(jí)。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(cè)點(diǎn)H4和監(jiān)測(cè)點(diǎn)H2噪聲最高，頂部監(jiān)測(cè)點(diǎn)V和進(jìn)風(fēng)口監(jiān)測(cè)點(diǎn)H3噪聲相等，出風(fēng)口監(jiān)測(cè)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(cè)點(diǎn)聲壓級(jí)隨轉(zhuǎn)速的變化曲線

表7為平均聲壓級(jí)的試驗(yàn)結(jié)果，對(duì)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(duì)近場(chǎng)聲源數(shù)據(jù)造成誤差。研究表明，通過(guò)STARCCM計(jì)算的聲場(chǎng)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(cè)了兩款風(fēng)扇的相對(duì)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(jí)試驗(yàn)結(jié)果

6 結(jié) 語(yǔ)

通過(guò)對(duì)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(duì)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(guò)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。