南车电机仿真咨询项目实施总结报告课件

南车株洲电机咨询项目

实施总结报告

目录项目总体情况转子动力学项目转轴强度项目电机机座强度项目电机机座随机振动项目电机机座焊缝疲劳项目电机散热

变压器散热

人员培养未来建议APeraGlobalCompany©2009PERAChina一、项目总体情况总体目标南车电机仿真平台一期总体目标：仿真工程咨询：通过仿真工程咨询，快速提升内部人员仿真工程能力，缩短仿真人才培养时间，建设一支专业仿真人才队伍。仿真模板开发：以仿真模板的方式固化仿真流程、知识经验和工具，开发系列化仿真模板，建立电机仿真模板库和变压器仿真模板库，实现仿真知识资源的共享和重用。仿真工具资源扩展和工具集成，建立多学科仿真应用环境。项目内容工程咨询电机机座静强度校核电机机座随机振动及其疲劳分析电机机座焊缝疲劳分析电机转轴强度及疲劳分析电机转子动力学仿真分析电机通风散热仿真分析变压器散热仿真分析仿真分析模板开发电机结构强度仿真分析模板电机转子动力学仿真分析模板电机通风散热仿真分析模板变压器散热仿真分析模板学科仿真分析环境设计、仿真工具软件集成结构分析仿真环境

疲劳分析仿真环境动力学分析仿真环境

流体分析仿真环境项目总体计划项目阶段任务时间安世亚太人员安排南车电机人员配合工程咨询阶段分析要求调研输入条件梳理方案确认2月27日~3月9日工程咨询组负责定制开发组参与（现场）各专业技术负责人负责各部门经理提供支持工程咨询题目仿真分析3月10日~6月27日工程咨询组负责技术工程师现场服务（两周一次）工程咨询培训6月28日~7月4日工程咨询组负责定制开发组参与（现场）各专业技术负责人负责各部门经理提供支持工程咨询报告确认工程咨询验收请工程咨询组负责定制开发组参与（现场）各专业技术负责人负责各部门经理提供支持开发方案阶段仿真模板开发调研仿真环境开发调研7月5日~7月11日定制开发组负责（现场）各专业技术负责人负责各部门经理提供支持开发方案设计7月12日~8月8日定制开发组负责开发方案确认开发方案评审8月9日~8月16日定制开发组负责（现场）各专业技术负责人负责各部门经理提供支持项目评审情况项目阶段任务时间安世亚太人员安排南车电机人员配合评审阶段开发方案阶段项目启动会2月22日工程咨询组负责定制开发组参与（现场）各专业技术负责人负责各部门经理提供支持结构初期评审3月22日工程咨询组负责（现场）各专业技术负责人负责各部门经理提供支持结构中期评审5月7日工程咨询组负责定制开发组参与（现场）各专业技术负责人负责各部门经理提供支持结构后期评审8月16日工程咨询组负责（现场）各专业技术负责人负责各部门经理提供支持结构试验对比评审13.3.26日工程咨询组负责（现场）各专业技术负责人负责各部门经理提供支持流体中期评审5月27日工程咨询组负责（现场）各专业技术负责人负责各部门经理提供支持流体后期评审10月26日工程咨询组负责（现场）各专业技术负责人负责各部门经理提供支持项目组织结构及职责南车株洲电机有限公司项目组人员唐子谋

李德金

王伟

崔斯柳

张冬妮

赵震

刘元平

何泽海

姚秋华

郑国丽王国辉邓莎陈剑平陈国旗邹强龙钟珩郝宋李高龙吴顺海 周黎民 何小红 安世亚太项目组人员明鹏王德胜党刚

包刚强赵威殷文义易海鹏胡婧庞保强张婧赵杰丽慕晓萍孙明明总体工作南车电机仿真平台一期完成工作：仿真工程咨询电机产品需要分析类型合理的仿真分析流程试验与仿真相互验证快速提升内部人员仿真工程能力，培养仿真人才，建设一支专业仿真人才队伍，构建核心仿真团队固化仿真流程、知识经验和工具，为开发系列化仿真模板准备，建立电机仿真模板库和变压器仿真模板库，实现仿真知识资源的共享和重用。二、

YQ190-6机座静强度分析项目题纲概述分析过程结果分析规范校核模态分析误差来源分析概述分析对象昆明地铁电机YQ190-6机座八方压型整体焊接结构弹性悬挂的架悬式安装分析目的建立合理的牵引电机机座静应力仿真分析流程和仿真分析方法通过静应力分析，明确牵引电机的应力水平和分布状况找出潜在的危险部位校核结构的静应力设计几何模型设计机座总重：590kg实际建模总重：589.13kg（不含支架和螺栓垫圈的重）有限元模型节点数：1272347单元数：824656材料属性定义定义三种材料铸钢硅钢叠片弹性垫圈弹性垫圈材料验证载荷（KN)4.88.612.820.8实测轴向位移(mm）0.511.52计算轴向位移（mm）0.492860.883041.31432.1357误差(%)-1.428-11.696-12.386.785（注：实测数据就有15%误差）硅钢叠片材料叠压系数ExEzGxzGxy0.95421000050150001250000.96321000095100001200000.975210000385125001250000.980210000525175001100000.985210000550266001250000.98821000024500275001240000.99021000030500325001250000.9922100003300035000130000不同叠压力状态下的参数装配关系建立以自动创建的方式，共73对接触对，并用接触工具对接触状态进行判断。静力分析工况A转矩955Nm+垂向（y方向）42.5m/s2+自重+单边磁拉力。B转矩955Nm+横向（x方向）37m/s2+自重+单边磁拉力。C转矩955Nm+纵向（z方向）20m/s2+自重+单边磁拉力。D转矩955Nm+横向（x方向）37m/s2+垂向（y方向）42.5m/s2+纵向（z方向）20m/s2+自重+单边磁拉力。E转矩955Nm+垂向（y方向）300m/s2+自重+单边磁拉力。F转矩955Nm+横向（x方向）300m/s2+自重+单边磁拉力。G转矩955Nm+纵向（z方向）300m/s2+自重+单边磁拉力。H启动工况——转矩1402Nm+自重。L短路工况——转矩8412Nm+横向（x方向）37m/s2+垂向（y方向）42.5m/s2+纵向（z方向）20m/s2+自重。静力分析工况所有工况可以共用同一模型施加不同的载荷条件载荷边界条件载荷包括：冲击载荷重力扭矩单边磁拉力螺栓预紧力安装压圈预应力位移结果工况最大整体位移值整体X向位移极值整体Y向位移极值整体Z向位移极值前轴承孔面平均位移值后轴承孔面平均位移值A1.44850.58061.42230.17711.13791.1501B0.47130.45960.27180.06930.23960.2468C1.21800.56320.33541.06550.86940.9430D1.89610.91571.3691.03031.39591.3730E8.17922.50298.09030.98776.47726.5537F1.69501.69390.34710.31371.36011.5227G17.07407.23281.354815.984012.746013.1810H0.38000.32380.35780.05030.28950.2910L2.43551.15071.69901.03181.74041.7249位移分布云图G工况（转矩955Nm+纵向（z方向）300m/s2+自重+单边磁拉力）整体位移分布云图Z向位移分布云图应力结果应力结果统计

等效应力工况区域1区域2区域3区域4区域5A6.2910.349.9612.7310.86B4.538.6850.656.909.15C11.765.8451.2210.1111.01D16.0413.6054.0423.2524.01E33.5949.3057.5470.2257.25F22.4140.9663.0132.9248.43G153.81106.58107.38106.95123.37H3.184.6949.134.044.58L21.4222.4656.9535.1034.723应力分布云图G工况（转矩955Nm+纵向（z方向）300m/s2+自重+单边磁拉力）结果检查支反力检查网格收敛性判断（12、10、8、6、4）mm最恶劣工况下，结构静强度校核FKM规范校核《AnalyticalStrengthAssessmentofComponentsinMechanicalEngineering》构件应力提取材料属性设计参数构件强度安全系数静强度评估弹性支座模态分析结构固有频率、振型、模态参与因子动力学分析的起点和基础第二阶振型图（机座Y向上下晃动）第三阶振型图（机座X向纵向晃动）第一阶振型图（机座Z向横向摆动）刚性支座模态分析不确定因素和误差来源橡胶垫圈的材料参数等效铁芯硅钢片的正交异性材料处理结构的等效简化螺栓连接处接触设置材料属性的分散性和不确定性仿真VS试验结构试验与仿真对比1、模态（刚性安装）仿真试验仿真与试验比对仿真VS试验振型1：振型2：振型3：仿真VS试验结构试验与仿真对比2、模态（弹性安装）仿真试验仿真与试验比对仿真VS试验振型1：振型2：振型3：仿真VS试验3、静力仿真VS试验结构试验与仿真对比3、静力仿真VS试验结构试验与仿真对比3、静力三、转轴强度项目铁路牵引机车由牵引电动机通过转轴轴锥与小齿轮轴过盈贴合传动力矩进行牵引,电动机转轴是电机传动力矩的关键部件,转轴断裂不仅会给铁路部门造成很大的经济损失,更重要的是,它将会给铁路行车和人们出行安全带来一定的隐患。建立合理的电机转轴静应力仿真分析流程和疲劳校核仿真分析方法；通过静应力分析，明确电机转轴的应力水平和分布状况，找出潜在的危险部位，校核结构的静应力设计；分析转轴的疲劳强度；通过静强度校核，明确电机转轴在不同载荷工况下的设计裕量和安全系数；通过疲劳强度校核，定性的给出疲劳发生的区域；针对转轴的不同工艺参数，提供疲劳强度分析计算，但工艺参数对疲劳具体的影响系数不能确定；需要长期的试验和使用积累。项目目的与意义转轴的静力分析计算在固定不变载荷作用下转轴结构的响应，它不考虑惯性和阻尼影响--如转轴结构受随时间变化载荷作用的情况。通常转轴的静力分析用于计算由不包括惯性和阻尼效应的载荷作用于转轴结构上引起的位移、应力、应变和力。固定不变的载荷和响应是一种假定，即假定载荷和结构响应随时间的变化非常缓慢。通过对牵引电机的转轴进行受力分析,转轴静力分析所施加的载荷将做详细介绍。转轴静力计算求解的方程为：K为整体刚度矩阵，u为节点位移结果，F为静力外载荷。转轴静强度分析理论牵引电机转轴通过一定的过盈量来与车轴装配部件紧密连接起来。过盈配合在有限元分析中是一种典型的非线性接触行为。在有限元分析中设定了接触，从本质上来讲就是对相互接触的两个部件施加了某种约束过盈配合接触的正确设置和合理的接触分析

静强度分析中，应力的结果尤其是在应力集中附近处对网格尺寸非常敏感，如何给定合适的网格尺寸以使得应力的结果和真实的载荷和结构承受应力水平有较好的参考意义，是静强度分析中比较关键的事项。应力集中的情况需要进行区分，如集中力施加区域附近，集中约束位置，几何尖角，棱角，接触尖点，薄壳单元T型板交界区域等可能需要专门的处理，比如根据圣维南原理不关注局部区域的应力水平，或者根据实验结果匹配和指定一定的网格尺度。但在结构倒角和光滑过渡区域，应力产生的集中即应力梯度较大的区域通过网格的加密是可以得到收敛的应力结果，这部分区域需要网格进行局部加密，尤其是应力梯度较大区域。网格局部加密的处理和网格收敛性分析

网格局部加密的处理和网格收敛性分析

整体-局部模型方法子模型分析转轴支撑轴承的处理

通常静强度分析时转轴轴承的处理是采用六根弹簧的方法，每根弹簧设定为每个自由度，给定对应自由度方向的刚度后，进行轴承模拟等效后计算整个转轴的静强度。

一般把两个轴承的支撑区域设定为组件，然后在支撑区域的中心建立两节点，一节点通过rbe3与该组件区域的其他节点耦合起来，进行载荷分配传递；另一节点表征为轴承支座，施加固定约束；在两节点之间，建立六个弹簧单元，每个弹簧单元代表独立的自由度，弹簧设定各自自由度的刚度外锥式结构分析结果外锥式结构分析结果外锥式结构分析结果内锥式结构1结果内锥式结构1结果内锥式结构1结果内锥式结构1结果内锥式结构1结果内锥式结构1结果内锥式结构2内锥式转轴简化后结构及有限元模型见下图，网格划分全采用六面体带中间节点单元186，节点数目为773713，单元数目为176970。过盈配合摩擦系数对接触应力的影响过盈配合的表面摩擦系数会影响传动力矩的大小，配合面间摩擦系数的大小与配合面的加工状态、粗燥度、材料及润滑情况等因素有关，应由实验测定。过盈配合摩擦系数对接触应力的影响选取胀缩法摩擦系数的范围0.1-0.2进行Frictional摩擦类型下的摩擦系数对接触径向应力的影响，并同时选取rough接触类型进行分析做比较。由于过盈配合中接触表面在切向方向上的移动基本可以忽略，所以我们选用Rough进行对比测试。过盈配合摩擦系数对接触应力的影响过盈配合时接触应力主要来源径向压力，径向压力与摩擦系数无；接触应力中一部分来源与切向应力，而切向应力与摩擦系数直接关联。通过比较不同摩擦系数下的接触应力，发现摩擦系数对接触应力有一定影响，rough接触设置时接触应力更保守，而且更与过盈配合情况符合，因此选用rough接触进行分析，不考虑摩擦系数的影响和系数给定。轴承的边界给定轴承处的边界处理进行了几种方法的对比，轴承面固定、轴承弹簧全固定处理、轴承弹簧轴向旋转自由度释放等。轴承弹簧处理更符合轴承处的刚度实际情况，旋转自由度如果释放，可能引起配合面存在一定的自由度放大。通过比较发现轴承弹簧全固定，但轴向和轴向旋转方向上弹簧的刚度可以比其他刚度小4-6个数量级比较合理铁芯过盈配合对转轴静强度的影响铁芯是通过压板和两端压圈固定后过盈配合装配到转轴上。通过建立铁芯过盈配个实际模型以及简化铁芯为一质点，将重量作用到转轴的对应面，进行了对照的转轴静强度结果对比。可得铁芯过盈配合对转轴静强度尤其是过盈配合面（不论内外锥）影响较小。网格收敛性分析通过不同的网格尺寸进行转轴静强度的影响和灵敏度情况进行分析，达到网格对应力结果影响不大时，提取该网格下的应力结果。网格收敛性分析在网格为3mm情况下，应力结果为340.72MPa，随网格再加密的变化较小。因此此次分析中确定该网格尺度为旋转轴面网格大小为3mm。内锥式结构2结果额定工况下转轴的等效应力为整个转轴的应力分布比较合理，电机转轴转子与车轴过盈配合处的应力比较大，远离过盈配合交界面应力降低。整体等效应力最大数值为393.58MPa，远低于转轴材料屈服强度700MPa。内锥式结构2结果额定工况下转轴的变形为位移分布也比较合理，在电机转轴的左侧，上方位移较小，下方有一较大位移，相反地，在车轴右侧，位移在上方较大，下侧较小。这是由于车轴承受一个弯矩引起过盈配合处位移相互匹配引起。总体位移的大小为0.128mm，在电机气隙给定情况下，可判断额定工况下的扰度引起转轴和定子是否相碰。内锥式结构2结果通过选择电机转轴1/4转子可以更清楚地显示过盈配合处结构的应力情况内锥式结构2结果短路工况下转轴的等效应力为内锥式结构2结果短路工况下转轴的变形为位移分布也比较合理，在电机转轴的左侧，上方位移较小，下方有一较大位移，相反地，在车轴右侧，位移在上方较大，下侧较小。这是由于车轴承受一个弯矩引起过盈配合处位移相互匹配引起。总体位移的大小为0.758mm，在电机气隙给定情况下，可判断额定工况下的扰度引起转轴和定子是否相碰。内锥式结构2结果通过选择电机转轴1/4转子可以更清楚地显示过盈配合处结构的应力情况车轴的应力云图内锥式结构静强度和疲劳分析一般结构的应力水平低于抗拉强度的40%，通常不做FKM静强度评估，认为结构是安全可靠的。由于转轴的疲劳强度为240MPa左右，同时转轴转子变化的应力幅值较低，低于疲劳强度数值，因而整个结构的疲劳寿命将是无限寿命。不确定因素和误差分析1）材料属性的分散性和不确定性转轴的材料属性呈现分散性，包括材料的杨氏模量，屈服强度和抗拉强度等。2）正常工作中转子上有温升效应，热变形和热应力会带来结构的变化。目前温度引起的变化未考虑。3）过盈装配工艺的影响过盈装配一般是通过热胀法进行，局部有无残余应力的存在，以及过盈量的保证将影响最后的转轴应力分布。4）表面处理工艺的影响表面的热处理方式将影响结构表面的残余应力分布以及结构的静强度评估。5）加工工艺的影响整个转轴的加工工艺会影响结构的最后静强度评估，比如加工时锻造，细车等引起表面是否存在局部的小损伤等。6）边界条件和载荷数据的准确性无论外锥还是内锥形式的转轴，载荷和边界情况的准确性将直接影响分析的准确性。四、转子动力学电机在某些特定的转速下，转子会发生剧烈的振动，而转速离开这些特定转速值一定范围后，旋转又趋于平稳。转子在临界转速下运行，轻则使转子的振动加剧，重则造成严重事故。对于电机来说，临界转速计算是设计中一个非常重要的计算内容。通过对电机转轴的转子动力学分析，可以改进转轴的设计，转轴上平衡盘的设计和位置，质量的分配，转轴配件的位置和设计，考虑轴承刚度、支承结构的柔性，可避免转轴共振振动失效的可能性。

项目目的与意义常规的动力学方程是：其中[M]、

[C]和

[K]分别为质量、阻尼和刚度矩阵，{f}为外力在转子动力学中，这个方程被修正，增加了陀螺效应[G]和转动阻尼影响[B]：其中：

[M],[C]和[K]分别是结构质量，阻尼和刚度矩阵。[B]是旋转软化矩阵[G]是一个由结构旋转贡献的“阻尼”矩阵转子动力学方程和理论通常的转子动力学计算方法包括矩阵迭代法，传递矩阵法，能量法，有限元分析法。相比于其他方法，有限元方法的好处有：精确的模拟质量和刚度（惯量）的分布可以支持陀螺效应计算

可以支持轴承和轴承支座刚度的分析

可以用CAD模型生成实体单元

实体单元网格可以用于计算磁盘的柔性，也可以计算磁盘和轴之间的耦合振动。

可把固定部件包括在整个模型中，也可以将其处理为子结构转子动力学方法1.建立模型电机旋转结构一般包含转动部件、静止部件，联系转动部件与静止部件或地面通常为轴承。2定义单元类型静止部件的单元可以用ANSYS单元库中所有3D的实体单元、壳单元、梁单元；也可以把子结构作为一个静止部件。模拟轴承可以用弹簧/阻尼单元COMBIN14、刚度/阻尼矩阵MATRIX27、轴承单元COMBI214或多点约束单元MPC1843定义材料转子动力学中定义材料与其他分析并无不同，用MP/TB定义线性和非线性材料。电机转轴有其独特性。4定义旋转速度用OMEGA或CMOMEGA命令定义旋转速度。如果整个模型旋转，用OMEGA命令；如果有静止部分或几个旋转部件有不同的旋转速度，用CMOMEGA命令转子动力学有限元分析一般流程转子动力学有限元分析一般流程5考虑陀螺效应用命令CORIOLIS说明考虑陀螺效应和陀螺阻尼效应6剖分单元用ANSYS剖分单元命令把部件剖分单元。某些面可能要求更细致的剖分或特别的考虑。7求解转子动力学的求解与一般的ANSYS求解一样，但要注意，转子动力学矩阵（轴承矩阵也一样）是非对称的。可以进行模态分析、谐波响应分析和瞬态分析。单独进行模态分析可以了解稳定性，根据Campbell图得到临界转速谐波响应分析可以得到同步或非同步激励的响应；瞬态分析可以研究结构在瞬态载荷（如1G的冲击）下的响应，或如一个轴状零件和相关部件在启动和停止时的情况。可以考虑预应力的影响8观察结果可以用POST1和POST26来观察结果，有一些特殊的命令：POST1中画Campbell图用PLCAMP、PRCAMP，响应动画用ANHARM，画轨迹用PLORB,PRORB转子动力学求解器选择转子动力学分析中可用DAMP和QRDAMP特征值求解器。在选择特征值求解器前，需考虑以下内容：如果想做一个后续模态叠加分析、谐响应分析，或者瞬态分析，用QRDAMP特征值求解器。DAMP特征值求解器不支持模态叠加法。DAMP特征值求解器求解完全系统方程，而QRDAMP特征值求解器求解缩减系统方程。虽然QRDAMP特征值求解器比DAMP求解器的计算更加有效，但它只局限于阻尼不重要的工况。

（a）是复频的实部。它表示特定频率的阻尼和稳定性。负值表示稳定的模态，正值表示不稳定的模态。（b）是复频的虚部。它代表阻尼频率。（c）是模态阻尼比。它是复频实部与复频模数的比值其它影响和处理过盈配合的影响；集中质量的处理；阻尼对模态分析结果的影响；轴承的处理。不确定性因素分析和误差分析轴承支座的刚度和阻尼准确数值结构的阻尼铁芯硅钢片的正交异性材料处理结构的等效简化模型的几何处理材料属性的分散性和不确定性正常工作中转子上有温升效应，热变形和热应力会带来结构变刚。目前温度引起的变化未考虑。硅钢片等效选用叠压系数为0.98，最后铁心硅钢片的材料属性为：Ex_val,210000MPaGxz_val,17500MPaEz_val,525MPaGxy_val,110000MPa可以看出定子铁心硅钢叠片结构具有明显的层状特征，垂直于叠片平面的方向定义为

Z轴(该方向为电机旋转轴方向)，叠片所在平面为

X-Y平面，叠片平面可以认为各向同性，EX=EY=210000MPa,，而垂直于叠片平面的方向上

EZ=525MPa,)，低于硅钢。剪切模量

GXZ和

GYZ相等，GXY则不同。绕组等效CADFEM公司处理绕组时，也认为铜线绕组对定子不仅仅提供质量而且有刚度贡献，其绕组做了对应的材料等效处理，杨氏模量相比于常规的铜线材料小很多，但视为各向同性材料。

本次分析中所用电机的绕组为铸铝导条，铸铝通过浇铸后和磁轭紧密相连，且导条本身无间隙，构成一体的铸铝块，因此绕组提供的刚度实际上为铝的刚度。考虑这部分提供刚度时，我们采用了等效材料模型的方法，整体模型中不专门建立铸铝导条部分，忽略高阶频率高阶模态的影响，采用等效正交异性材料方式保证整体前几阶模态结果（振型和频率）一致方式，进行绕组等效。。项目分析的主要步骤及流程通风孔项目分析的主要步骤及流程键销的影响键销嵌入转轴上的销孔内，同时与铁芯硅钢片间隙配合装配，我们对应进行了有无键销的等效刚度分析，由于间隙配合中非线性接触的存在，不能采用模态分析等效，因而进行了方向性的刚度匹配分析。对应进行了x，y方向上刚度的比较，施加单位力，比较对应的位移变形，匹配其几个方向上的刚度。有无挡板有无挡板对整体模型的轴向刚度影响较小。有无挡板对整体模型的径向刚度有一定影响。因而在整体转轴模型建立时，考虑加入挡板模型。项目分析的主要步骤及流程图15有无挡板模型对比单边磁拉力项目分析的主要步骤及流程整个转轴系统模型通过施加单边磁拉力静力分析计算后，更新刚度，考虑刚度刚化后带来的影响，计算整个转轴的模态。同时与不计及单边磁拉力的影响得到的整体模型的模态分析结果进行比较，可以得到磁拉力对整体模型刚度的影响，从而影响最终的转轴转子动力学的临界转速大小。硅钢片与转轴过盈配合分析硅钢片与转轴过盈配合后的整体模型与硅钢片和转轴间共节点得到的整体模型模态分析结果表面，共节点会使得整体模型过刚，过盈配合虽然导致硅钢片与转轴之间不可分离，但连接刚度还是存在，共节点模型会引起整体模型的频率增加，但增加的幅度较小。平衡盘影响项目分析的主要步骤及流程平衡盘对模型整体刚度以及对整体转轴系统临界转速的影响需要评估。通过建立平衡盘实际模型以及简化平衡盘为一质点，进行了对应的临界转速结果对比。可得平衡盘对临界转速存在一定的影响，为了方便后期通过平衡盘的位置移动对整体模型动平衡的影响，我们将平衡盘的尺寸进行了参数化建模，在整体模型临界转速分析中考虑了平衡盘的实际模型影响全参数化建立的转轴转子几何模型为：另外，将阻尼，轴承刚度，网格尺寸均进行了参数化。全参数化的模型有利于进行各种因素的灵敏度分析以及优化分析。项目分析的主要步骤及流程有限元模型项目分析的主要步骤及流程单元类型影响项目分析的主要步骤及流程整个转轴系统采用了实体单元，由于网格采用了映射划分，保证均为六面体单元。六面体的实体单元通常采用SOLID185和186，其差别主要是有无中间节点，对应单元的形函数反映出线性或二次型。进行了SOLID185和SOLID186的分析，分析结果表明，有无中间节点的六面体实体单元对最后转子系统的临界转速影响较小，从计算效率的角度考虑最后选用了SOLID185单元。

网格尺寸的影响项目分析的主要步骤及流程模型采用Solid185后（尽可能的减少计算规模和计算开销），利用全参数的模型，比较了三种不同的网格尺寸计算临界转速的结果，并进行了网格收敛性分析。通过比较最后选用的网格尺寸是：!******************Meshsize_Factor*************************MSize_circle=8step_size=2即模型周向1/4模型上为8个单元，阶梯轴上径向为2个单元，其余轴向的尺寸跟几何尺寸相关。阻尼的影响项目分析的主要步骤及流程通过设定alpha和Beta阻尼的不同数值，或者通过轴承弹簧单元可以给定阻尼，阻尼对临界转速有一定的影响，但在阻尼的通常范围内影响较小。轴承支座刚度的影响项目分析的主要步骤及流程通过整个轴承支座的刚度通过两部分进行分析：K=K_base+kK_base的取值对整个转轴临界转速影响较大。我们对应进行了灵敏度分析：支座基础刚度包括0转速下油膜的支撑刚度，按照经验支座刚度一般在8e7-1.5e8N/m之间，通常为1e8N/m。轴承支座刚度的影响项目分析的主要步骤及流程

KXX

1.34E+08

牛顿/米

KXY

8.51E+06

牛顿/米

KYX

3.44E+08

牛顿/米

KYY

4.71E+08

牛顿/米

DXX

2.77E+05

牛顿*秒/米

DXY

3.77E+05

牛顿*秒/米

DYX

3.77E+05

牛顿*秒/米

DYY

1.68E+06

牛顿*秒/米西安交通大学润滑理论与轴承研究所CMD-Bearing5.0滑动轴承性能计算软件包径向固定圆瓦滑动轴承计算结果报表输入参数值单位

转速

3600

转/分

轴承直径

0.11

米

宽径比

0.5

工作载荷

8000

牛顿转轴转子系统模态结果项目分析结果正反涡动对应的频率列表正向涡动、反向涡动和不稳定频率可以在坎贝尔图分析中识别出来。这些特征显示在用PLCAMP命令生成的坎贝尔图例中。正向涡动和反向涡动打印在用PRCAMP命令生成的表中。项目分析结果

由于陀螺效应的作用，随着转子自转角速度的提高，反进动固有频率将降低，而正进动固有频率将提高。根据临界转速的定义，应只对正进动固有频率（Ωc）进行分析。在后处理中首先剔除负固有频率，然后分析各阶模态振型，确定同一阶振型的正进动和反进动固有频率。由于我们分析的电机转子设计是刚性轴，比较关心一阶临界转速，一阶临界转速FW正涡动位于第2阶模态，对应频率为66.423Hz。项目分析结果旋转同步力或不同步力的临界转速：项目分析结果

改变转子自转角速度（ω），计算出新的Ωc，最后画出Ωc～ω曲线，根据临界转速的定义，当Ωc=ω时，Ωc即所求临界转速。需注意：由于Ωc的单位为Hz，而ω为rad/s，计算时应转换单位。临界转速对应的是频率曲线和附加线F=sω的交点，因为临界转速是通过图形来确定的，所以它的精度取决于坎贝尔图的质量。如果频率相对于转速有明显的变化，你必须保证有足够多的模态分析来表示这些变化。项目分析结果项目分析结果项目分析结果通过Campbell图列表我们得到，该电机转轴第一阶正进动临界转速为：nc1=5800转/分电机转轴转子不允许在临界转速下工作。对于不同的旋转机械一般有不同的限制要求。对于高速旋转的涡轮机，压缩机，工作转速n低于其一阶临界转速的刚性转子,要求n＜0.75nc1；对于工作转速n高于其一阶临界转速的柔性转子，要求

1.4nck＜n＜0.7nck+1。对于一般的电机，对于刚性转子，一般要求临界转速比额定转速至少高15%，若第一阶临界转速低于额定转速40%左右，则需要计算第二阶临界转速。由于本次分析的电机额定转速为3000转/分，则为刚性转子，因此第一阶临界转速必须高于3450转/分，通过转子动力学分析得到的一阶临界转速为5800转/分，因此转轴转子安全。项目分析结果五、机座随机振动及其振动疲劳分析项目牵引电机一端刚性支撑在车轴，另一端弹性悬挂于转向架（轴悬），或者电机两端通过上下悬挂吊在转向架构架的不同位置（架悬），这些连接关系均使得牵引电机在承受机车运行时由于轨道不平顺、道岔、轨缝等原因形成的随机振动激励，必然加剧电机的振动响应。静力学的方法无法对这一问题作精确分析，随机振动理论则为解决上述问题提供了强有力的工具。随机载荷长期作用将使牵引电机机座结构产生随机疲劳，如果能够得到电机悬挂位置处由转向架传递来的外部激励载荷谱，就可以据此进行随机振动数值仿真分析，可以得到牵引电机机座上任意位置的应力响应谱，从而使机座在随机振动载荷作用下的疲劳评估具有全面性，并可相对较为准确和便利地进行疲劳分析。项目目的与意义

牵引电机机座的振动按其时域波形的特征可分为确定性振动和非确定性振动。非确定性振动是指振动物理量随时间的变化规律无法用确定的数学关系式来表达，而只能用概率论和统计学的方法来描述的一类振动，随机振动属非确定性振动。对于牵引电机实际运营过程中，产生的振动主要是随机振动。

随机振动的特征是采用在相同试验条件下得到的多个随机振动样本的统计特性来描述的。牵引电机机座的随机激励由转向架传递而来，而这些随机载荷谱是由于机车行驶的路谱造成，因此可认为机座承受的外部激励载荷谱是各态历经的平稳随机振动载荷。对于各态历经的随机过程，只要有一个样本就可反应整个随机过程的特性。对于平稳随机振动过程，其统计参数一般可用三种统计方法来描述。即幅值域统计描述、时延域统计描述和频率域统计描述。在随机振动试验技术中住往采用频率于统计描述，即用功率谱密度函数来描述铁路路谱随机信号X(t)在频率域的统计特性。随机振动理论功率谱密度函数是由时延域统计描述中的自相关函数导出的。随机振动理论转化后的单边功率谱形式为：通过结构在功率谱作用下的响应计算和分析，得到结构随机振动对应结果。其中的H（ω)为结构的传递函数，Sin（ω）为给定的输入功率谱密度函数，Sout（ω）为给定的输出功率谱响应。有限元分析随机振动流程有限元分析通过离散化得到结构的刚度矩阵和质量矩阵后，很容易得到结构相应的传递函数和频响曲线，因而在给定一随机的功率谱输入情况下，对应结构总会产生一个功率谱输出。

随机振动分析包括如下六个步骤：1．建立模型；2．求得模态解；3．扩展模态；4．获得谱解；5．合并模态；6．观察结果。建立模型的过程就是得到结构整体刚度和整体质量矩阵的过程；结构有了对应的刚度和质量后，可以得到模态解。每个频率下对应存在振型以及振型参与系数，功率谱输入涵盖的频段范围内，模态对应振型下给定输入功率谱，将得到模态系数，根据模态系数，很容易得到对应的响应功率谱。随机振动疲劳分析理论对于随机振动疲劳预测方法来说，时域内输入载荷和输出应力响应以时间历程或时间历程的其他形式表现，频域内输入载荷和输出应力响应则以不同频率下能量的形式表现。功率谱密度(PSD)函数是在频域内表示载荷和响应最常用的形式，可由时域信号通过快速傅里叶变换(FFT)得到。对于随机振动疲劳分析来说，频域疲劳预测方法比时域疲劳预测方法有以下优势。设结构在共计m个使用状态下测出临界部位的应力为正弦应力S1...Sm(它们可以是对确定性动态应力进行付氏分解给出)每一应力发生的次数ni=fi*ti，式中

fi为对应的正弦应力频率；ti为第i状态的持续时间。则针对各Si在正弦S-N曲线查出对应的Ni,代入Miner线性累积损失理论中即可计算出相应的结构振动疲劳累积损伤,以之与破坏准则取定的值比较即可预计结构在上述动载作用下是否破坏,在各使用状态时间成确定比例的情况下,还可给出结构的预计振动疲劳寿命。机座端盖螺栓连接对模态结果的影响分析牵引电机定子机座与过渡机座之间为螺栓连接,本节分析螺栓连接与整体绑定接触对模态的影响。将定子与过渡机座螺栓相联的部分切出2倍螺栓直径大小的区域,然后只在这个区域面上加接触.

德国标准关于螺栓连接的设计，螺纹长度，预紧力大小，螺栓排列以及对应的应力计算和疲劳校核度有详细的规定，见VDI2230.在VDI2230P9处，专门对螺栓连接的不同形式进行归类，对于圆形法兰盘多个螺栓紧固情况，视法兰盘直径和螺栓个数而定。机座端盖螺栓连接对模态结果的影响分析在有限元分析中，对于标准螺栓以及标准预紧力情况下，通常圆形盘连接时，如果螺栓间的间距小于18度，即是螺栓个数大于20个，绑定接触通常取整个圆环以螺栓直径的3倍宽度范围的区域施加。如果此直径范围在周向方向与相邻的螺栓作用区域有交集，可以认为整个法兰盘连接可以采用整面绑定接触。如果螺栓个数小于12个，视直径大小而定，一般取为单个螺栓按照上图Da的大小视为不分离区域施加绑定接触。其中DW为螺帽直接，W对于该情况为1，Lk为螺杆长度，角度为30-45度范围间。计算出每个螺栓附近的粘紧区域大小后，在模型准备时，将该区域单独划分出来以施加绑定接触使用机座端盖螺栓连接对模态结果的影响分析在端盖和电机支座两端按照定子与过渡机座螺栓相联的部分切出2倍螺栓直径大小的区域,然后只在这个区域面上加接触。给出螺栓施加预紧力后，螺栓作用位置的接触采用Bond设置即可绕组等效绕组等效在确定各阶振型和参数之间的关系的同时，结合手动优化，根据实验振型和频率，得到相应的参数值。叠压系数为0.984，磁极采用的材料参数为：Ex=Ey=201000,Ez=566.4,Gxz=Gyz=23065,Gxy=77308,Prxy=Prxz=Pryz=0.3由手动优化的方法得到的材料参数值为两部分，其中齿槽绕组的材料参数为：Prxy=Prxz=Pryz=0.3,Ex=Ey=475,Ez=1775,Gxz=Gyz=5000,Gxy=Ex/[2(1+Prxy)=182.69,端部绕组的材料参数为：前部绕组Ex=325,Prxy=0.3后部绕组Ex=225,Prxy=0.3绕组等效绕组等效铜片绕组的等效结果为等效的弹性模量为6.05e8N/m2.随机振动谱的确认IEC61373规范提供的功能性随机振动谱和耐久性随机振动谱，分析中直接按照电机安装在转向架下，同时质量大于500kg的情况下，给出的功率谱密度。预紧力拉板施加装配预紧力，在机座螺栓固定处施加固定约束模型刚性支座简化后结构及有限元模型分析结果分析结果由结果可见：机座固定附近以及端盖附近随机振动的应力结果较大，2sigma等效应力为1sigma等效应力的2倍。牵引电机在铁芯以及拉板本身随机振动等效应力不高，但拉板在支座两端应力可能较大分析结果方向性位移结果均相对于基础位移结果，振动位移的量级1e-5m。法向应力可见在端盖和支座附近应力较高分析结果可看出整个功率谱函数能量集中的频段范围。由于牵引电机的模态频率在192HZ以上，由此在频响曲线2-100Hz范围内，能量主要来源于功率谱密度函数的分布范围，因此在5HZ附近能量比较集中分析结果随机振动疲劳通过Steinberg实现，插入命令流可以得到电机机座每个节点上得到的疲劳损伤结果。通过将损伤保存到数组后，然后将损伤反映到模型，进行云图显示得到机座上整体的损伤结果。分析结果损伤的最大位置在端盖和机座螺栓固定附件。损伤最大值为5.62e-10。运行时以一年340天，一天18小时运行，则对应的时间为：1*340*18*3600=2.2e7秒。随机振动的疲劳电机机座满足30年年限的疲劳寿命要求不确定因素和误差分析

1）材料属性的分散性和不确定性机座的材料属性呈现分散性，包括材料的杨氏模量，屈服强度和抗拉强度等。以及疲劳的S-N曲线。2）正常工作中牵引机座上有温升效应，热变形和热应力会带来结构的变化。目前温度引起的变化未考虑。3）装配工艺的影响机座端盖通过螺栓联接，螺栓预紧力施加的大小会影响接触区域和连接刚度。4）随机振动功率谱输入的影响电机机座与转向架连接的地方处实际的随机振动功率谱输入可能比IEC规范要来的小。5）电机机座固定处位移的影响电机机座固定处并未完全固定，实际上随着转向架的位移，这些位置有一定的位移变形，对结果有所影响。6）机座绕组工艺的影响机座绕组的工艺不同，会影响等效绕组刚度的效果和结果。六、机座焊缝疲劳分析项目项目目的与意义牵引电机机座加工制造工艺由铸造改为焊接后，极大地克服了铸造缺陷引起的结构静强度和疲劳强度的问题。但是，由于焊接连接的本身特点，焊缝区金属与母材的力学性能不匹配，在焊接接头部位容易产生裂纹或其它缺陷，使焊接结构的抗疲劳性能降低，一方面焊接钢结构中的焊缝往往存在着咬口、未焊透等几何缺陷以及焊接施工误差引起错位，另一方面从结构本身来说，有些焊接钢结构是在其整体几何形状不连续处引入焊接连接的，这都会使焊缝部位产生应力集中。在交变荷载作用下，焊接钢结构有可能在焊缝附近萌生疲劳裂纹，一旦裂纹扩展到临界尺寸，就会产生疲劳破坏事故。另外，即使牵引电机机座具有良好的结构，焊接处也是最可能的失效部位。当结构承受较低水平动应力(该应力水平远低于静强度许用应力水平)时，它们将首先产生疲劳破坏，故对具有焊接特征的电机机座的疲劳寿命评估而言，必须把重点放在焊缝处的疲劳强度的评估。项目目的与意义1.建立合理的牵引电机机座焊缝疲劳分析流程和仿真分析方法；2.通过该项目数据需求分析，可实际进行实车线路测试得到了牵引电机测试点的加速度时间历程，经数据处理后得到确定的载荷谱；3.通过牵引电机机座焊缝疲劳分析，能够从设计角度出发，给出一系列如何校核焊缝设计以及改进焊缝设计引起的疲劳强度的具体措施；4.通过焊缝疲劳分析，可以定性地分析得到机座焊缝位置处在实际工况作用下的疲劳寿命。5.通过焊缝疲劳分析，结合产品制造水平和工艺以及动力学、静强度校核，稳定性分析，可为后期的结构改进和结构优化提供依据和指导作用；焊缝疲劳分析流程和方法用母板材属性模拟焊缝的属性是不合理的。分析时一般很难把焊接引起的缺陷、残余应力、缺口及材料属性的变化进行考虑，但能得到定性的疲劳寿命预测。分析的主要流程为：(l)指定具体待评点的位置，根据前面的论述，评估点可分为结构关注点、运行关注点和静态关注点;(2)如果有动应力实测数据，通过雨流计数进行编谱而获得测试点的应力范围谱，如果没有动应力实测数据，有载荷谱，那么创建有限元模型，根据载荷谱及有限元模型获得评估点的应力范围谱;(3)根据评估点点所在焊接接头类型细节及承载方向，在BS中选择对应的用于建立S一N曲线的疲劳级别及相关参数;(4)根据损伤比计算公式，计算损伤比累积;(5)根据载荷谱或动应力谱所对应的里程数，由Mirmer公式求出寿命(里程)机座焊缝疲劳分析方法焊缝的疲劳分析比较，正如前面所述，焊缝的工艺对焊缝的质量，应力，疲劳存在影响，如果期望在分析时一般不需要把焊接引起的缺陷、残余应力、缺口及材料属性的变化加以考虑，就可能得到定性的疲劳寿命预测，需要做大量的实验，针对不同的焊缝形式，不同的坡口形式，给出对应的疲劳减弱系数，即FAT等级对应衰减焊缝材料的S-N性能，从而使得焊缝疲劳分析能够得以应用。国际焊接协会通过几十年的试验和理论研究，结合有限元分析方法，在IIW规范中将一系列的焊缝疲劳分析方法进行了总结，并给出了大量适合于工程应用的焊缝疲劳分析的数据曲线和列表，以支持焊缝的疲劳验证，指导焊缝在结构中的设计。机座焊缝疲劳分析方法焊缝疲劳分析主要分为几种方法：名义应力法；结构应力（热点应力）法；有效缺口法；应力强度因子名义（截面）应力方法（

nominalstressconcept)，适用于比较简单的焊接构件（如T，I，H截面）。名义应力法通过得到通过截面上的载荷，从而得到力流平均传递过某截面后，平均应力的大小。结构应力方法（structualstressconcept)，通过选取不同焊缝和不同坡口给出不同疲劳等级的情况，进行结构应力的插值和平均，然后按照焊缝形式和坡口形式修正其疲劳结果。有效缺口法关注焊缝局部的细节；应力强度因子关注焊缝有初始裂纹后，焊缝抗裂纹扩展的能力。目前我们仅选用了名义应力法和结构应力法进行本项目的焊缝疲劳分析机座焊缝疲劳分析建模不同的结构不同的焊缝形式可能会选用不同的焊缝疲劳分析方法，从而有不同的对应焊缝建模方式。截面应力方法中，焊缝不需要另外建模，在焊接处的地方用

BondedContact通过有限元的软件计算出焊缝连接处通过接触面上的载荷。焊接处的应力计算通过计算焊缝的惯性矩（相对于两构件连接截面的重心），通过

F/A和M/w求得焊接处的应力，所求得的应力与焊缝允许的应力比较得出安全系数。结构应力（热点应力）法的应用中，建模可能有不同的类型区分。对应壳体和实体建模时，有不同的处理方法。机座焊缝疲劳分析建模机座焊缝疲劳分析建模机座焊缝疲劳分析分析结果提取名义应力可通过接触面FSUM提取的载荷分量，然后针对截面形状，进行法向应力（或剪切应力）的求取，并作为名义应力，从而评估焊缝的疲劳。结构应力法通过外插点的应力值的提取，然后线性外插到焊趾点。机座焊缝疲劳分析分析结果提取如果焊缝的焊趾位置在结构平板的中间位置，焊缝位移平板表面之上，这属于类型A的焊缝；如果焊缝的焊趾位置在结构平板的边缘线上，属于类型B的焊缝；类型A焊缝提取应力节点的数值为：1）如果单元网格很密，尺寸不超过0.4倍板厚。2）如果单元网格密，网格节点位置处于0.4倍板厚，0.9倍板厚，1.4倍板厚。3）通常网格，0.5倍板厚和1.5倍板厚处均存在外插节点时。机座焊缝疲劳分析分析结果提取类型B焊缝提取应力节点的数值为：1）如果单元网格很密，尺寸不超过0.4倍板厚。或者存在网格节点位置处于0.4倍板厚，0.8倍板厚，1.2倍板厚。通常网格尺寸为10mm机座焊缝建模在拉板周围我们从电机整机机座分析中，选取了焊缝区域附近（未建焊缝）情况下应力比较集中的八道焊缝，其中四道采用结构应力评估，建立的焊缝模型为：焊缝处严格保证焊缝区域在焊趾处一个单元，轴向单位数目焊缝与拉板一致且节点位置保证重合，但不但共节点。焊缝焊趾外侧两个节点的位置采用依次为10mm间隔。机座焊缝建模另外四道采用名义应力法，通过设置绑定接触进行分析。焊缝计算结果牵引机座焊缝结构应力法分析结果,焊缝焊趾处通过外插法得到的1sigma等效应力为焊缝计算结果第1，2道焊缝处的损伤和寿命分别为：焊缝计算结果第3，4道焊缝处的损伤和寿命分别为：焊缝计算结果名义应力法评估疲劳：牵引电机机座四道焊缝（名义应力法）的损伤和寿命为：焊缝计算结果焊缝处损伤最大值为0.101e-9,对应寿命为9.904e9秒。运行时以一年340天，一天18小时运行，则对应的时间为：1*340*18*3600=2.2e7秒。电机机座焊缝随机振动的疲劳满足30年年限的疲劳寿命要求。不确定性因素分析和误差分析1）材料属性的分散性和不确定性机座的材料属性呈现分散性，包括材料的杨氏模量，屈服强度和抗拉强度等。以及疲劳的S-N曲线。2）正常工作中牵引机座上有温升效应，热变形和热应力会带来结构的变化。目前温度引起的变化未考虑。3）焊接工艺的影响不能考虑焊接引起的缺陷、残余应力、缺口及材料属性的变化。4）随机振动功率谱输入的影响电机机座与转向架连接的地方处实际的随机振动功率谱输入可能比IEC规范要来的小。5）电机机座固定处位移的影响电机机座固定处并未完全固定，实际上随着转向架的位移，这些位置有一定的位移变形，对结果有所影响。6）机座铸造工艺的影响机座铸造引起的残留残余应力和材料的缺陷，材料属性的变化难以考虑。七、油浸式变压器温度场计算项目需求本项目以油浸式变压器为研究对象进行温度场计算，并完成该变压器系统的简化建模和温度场计算方法的建立，并实现电磁和流体的耦合。变压器内典型剖面流动示意解决方案CFD工具电磁分析工具电磁耦合热源均值热源项目实施

项目实施

模型简化(1)简化对象简化目标线圈部分线圈1撑条与绝缘筒和垫片光滑连接、挡油板与垫片充分链接线圈2撑条与绝缘筒光滑连接、去除挡油板中部小开孔线圈3撑条与绝缘筒光滑连接其他部分down-T4出油端封闭以保证不同周期间流体不交换、收窄出油端整流孔中间的台阶以便于网格划分ocr、egpc等两侧处理为圆弧以简化down-T4形状夹件去除小半径倒角、小尺度台阶和小折角等油箱修复连接孔并删除不必要的部件金属夹件去除小半径倒角、小尺度台阶和小折角等入口删除紧固件出口删除紧固件、将出口中心移至对称面平面项目实施模型简化(2)项目实施模型简化(2)项目实施模型简化(2)项目实施模型处理根据几何特征进行分割，分块划分项目实施网格划分线圈及其流道部分：线圈虽几何信息繁多，但其特征简单，流体流动方向确定，因此采用六面体网格形式进行划分不同线圈分别生成六面体网格箱体及其他部件：几何特征不规则，固体间接触关系复杂，流体流动不规则，因此采用四面体网格形式进行划分四面体网格部分一次性生成不同网格部分间采用interface进行连接按interface两边材料分别定义交界面项目实施六面体网格划分策略旋转复制项目实施四面体网格划分策略线圈端部及其他部分：线圈两端及接触关系复杂区域加密网格硅钢等几何特征较大部件可以适当加大尺寸保证网格过渡协调与基本特征捕捉项目实施线圈六面体网格化分项目实施其他部分四面体网格划分项目实施

边界条件

边界条件速度入口速度2.8m/s温度39.3℃压力出口出口12000Pa出口21000Pa油箱外壳对流系数7W/m2K环境温度18℃Copper绝缘外包厚度线圈10.45mm线圈20.6mm线圈30.6mm项目实施

材料参数材料名称密度比热导热系数动力粘度单位kg/m3j/kg-kw/m-kKg/m-s固体环氧玻璃布板3240180011000.4-0.44XXXXXXEPGC203环氧玻璃布层压板180011000.42电工层压木KP202241200-130015000.27T4高密度纸板12007300.21铜线8978381387.6硅钢片30Q1307650444-45022不锈钢板0Cr18Ni9（304不锈钢）790047714.9钢板Q345B（外壳）785046544.8导线外包绝缘72011090.24流体变压器油89523100.1090.009845

均值热源工况=187.984kW=187.993kw-0.009kw0.005%发热位置加载发热功率（kw）高压线圈copper124.233中压线圈copper55.920低压线圈copper2.541硅钢1.300夹件及油箱3.999计算域名称输出热功率(kw）百分比（%）出口186.9299.43油箱外壳（q345b/outer）1.0640.57均值热源工况

均值热源工况

耦合热源工况=149.243kW=149.962kw0.719kw0.482%发热位置加载发热功率（kw）高压线圈copper95.181（耦合）中压线圈copper43.427（耦合）低压线圈copper5.336（耦合）硅钢1.300（均布）夹件及油箱3.999（均布）计算域名称输出热功率(kw）百分比（%）出口148.72199.14油箱外壳（q345b/outer）1.2890.86耦合热源工况

耦合热源工况

与试验比对情况

在流场计算中，主要关心油箱系统入口和出口的压差。在仿真计算中，油箱出口压力已知，因此重点考察油箱入口压力。对于仿真计算结果，油箱入口的最大静压值为3.44e4Pa，最小静压值为3.35e4Pa，质量流量平均静压值约为3.38e4Pa。由于客户未提供准确的测点位置，因此选择质量流量平均静压值进行数据分析比对。在试验中，由于变压器系统内结构并非完全对称，且两个入口压力不一致，其中一个的静压值为0.37bar，另一个为0.38bar，两个入口压力的平均值为0.375bar，分别取三个压力值为参考压力，将仿真得到的入口压力平均值与各实验值进行对比分析，其误差均在15%以内，满足计算精度要求。与试验比对情况

编号实验值(Pa)仿真值(Pa)误差(%)13.70E+043.38E+04-8.6523.80E+043.38E+04-11.0533.75E+043.38E+04-9.87入口压力仿真值与实验值对比结果与试验比对情况

下表为两个温度场计算工况和实验值的对比数据。实验的环境温度为16℃，而仿真中设定的外部环境温度是18℃。由于在整个变压器系统内，由于环境温度引起的热量输出相对于整体热输出而言是一个小量，环境温度的不同对变压器系统整体换热影响极小，因此选择实测温度作为比较的对象。表中所有线圈温度值均为体积平均温度，对于顶层油温，选择离油箱顶端较为接近的Z=0.43平面作为参考面，取该平面上的流体质量流量平均温度进行数据分析比对。与试验比对情况

位置实验值工况1工况2实验值(℃)仿真值(℃)误差(%)仿真值(℃)误差(%)顶层油温44.546.33.96--高压线圈69.9--74.5+6.58中压线圈70.3--63.3-9.95低压线圈49.0--57.7+17.76变压器仿真值与实验值对比结论

本计算方法适用于同类型冷却形式的变压器温度场计算，该方法考虑到各种油箱夹件、支撑件、整流孔、线圈结构和挡板等对流动和温度特性的影响；电磁和流体耦合热源的结果和均值热源结果相比，耦合热源能更好的反应变压器实际工作时的温度分布情况；在各线圈中，对于高压线圈和低压线圈温度偏高，中压线圈温度偏低的情况，建议在中压线圈中增加挡板以加大流阻，减小该线圈流道中的流量分配，使流体可以分配到其他线圈中以增强其散热效果；对于低压线圈，在外部绝缘筒上开设孔洞能够有效的降低线圈温度，可以选择加设换热孔的方法用于改善此处温度偏高的状况；从带走的热量来看，变压器系统内产生的主要热量由变压油带走，由外部环境温度引起的热量交换对变压器系统整体而言影响极小。八、FYDK01异步风力发电机温度场计算项目需求本项目以FYDK01异步风力发电机为研究对象进行温度场计算，并完成该型电机的简化建模和温度场计算方法的建立，并实现电磁和流体的耦合。固体间的传热内部的空气流动解决方案电磁分析工具电磁耦合热源CFD工具均值热源项目实施

项目实施

简化对象简化目标转子部分转子冲片去除导圆，封闭上端槽口导条去除导圆齿压板与转子冲片形状保持一致定子部分定子槽内固体槽底垫条、槽绝缘、层间垫条、楔下垫条、槽楔都作为绝缘材料画成一体定子端部绕组未考虑绝缘定子线圈未考虑匝间绝缘通风槽板冲片与临近的铁心冲片合并成一体通风槽钢工字钢简化为方形压圈简化为环形其它部分紧固件螺栓螺母、固定杆、密封垫等已简化机座外形吊耳、地脚都已忽略其它接线盒、导电环、并头端都已忽略模型简化(1)项目实施

模型简化(2)项目实施模型处理(1)部分固体进行抽面处理，减少固体网格保留关键特征的前提下简化模型项目实施模型处理(2)生成流体域根据几何特征进行分割，分块划分定子与转子之间的气隙处理1->212项目实施网格划分外循环部分：风扇用四面体网格，并进行网格敏感度测试其余部分结构较规则，采用六面体网格内循环部分：端部绕组因结构过于复杂而采用四面体网格其余部分结构有旋转对称性，采用六面体网格不同网格部分间采用interface进行连接按interface两边材料分别定义交界面项目实施六面体网格划分策略（1）

管路部分2D2D->3D项目实施六面体网格划分策略（2）转子部分360度<-6.2069度3D拉伸项目实施四面体网格划分策略风扇部分风扇叶片区域须加密网格远离风扇旋转区域可放松网格进行敏感度测试以验证网格疏密度项目实施外循环网格化分项目实施内循环网格化分项目实施9,678,70817,537,40627,216,114网格数量外循环入口风道40071风扇罩327792风扇707909管路8559160后端罩43776内循环机座3227760定子5895360端部绕组3931467转子外围399648转子中心3663744转子以内部分419427项目实施

湍流模型

动参考系模型

边界条件

旋转区域静止区域边界条件入口压力1atm入口温度26.3℃出口压力1atm出口温度26.3℃管路外壳空气对流空气来流温度26.3℃对流系数10W/m2K外机壳空气对流空气来流温度26.3℃对流系数10W/m2K转子/风扇转速1500rpm项目实施

部件名称材料密度(kg/m3)比热容（J/kg·K）导热系数（W/m·K）定子绝缘绝缘材料150014500.23通风管铝管2719871202.4定子齿部和轭部50W350硅钢片765046044.2/44.2/1.192定子线圈纯铜8900390385转子端环紫铜8900390385转子导条黄铜8850380130定子通风槽钢甲类普通碳素结构钢A3785443460.5风扇叶片等钢板Q235A785046544.8材料密度（kg/m3）比热（j/kg·K）导热系数（W/m·K）动力粘度（kg/m·s）空气1.1810050.0261.565e-5材料参数

结果比对

携出的热量(W)占总体的百分比入口和出口33955.8992.88%外壳26027.12%总计36557.89100%均值热源工况=36557.89W=36626.81W68.92W发热位置加载损耗(W)转子导条16443.79转子端环2467.002定子绕组5788.945端部绕组3697.603定子齿部2123.072定子轭部6106.401总计36626.8130.188%均值热源工况

均值热源工况

均值热源工况

均值热源工况

均值热源工况

均值热源工况

均值热源工况

测点实验温度(oC)实验温升(oC)仿真温度(oC)仿真温升(oC)误差(%)1107.572.6106.14379.8439.98%2107.372.4104.7978.498.41%393.558.690.23263.9329.10%485.250.375.59149.2912.01%592.357.491.84265.54214.18%694.96093.22566.92511.54%7100.365.494.23967.9393.88%894.559.691.21764.9178.92%1186.95276.74250.4423.00%2188.853.981.82655.5263.02%1295.660.791.08364.7836.73%22100.565.698.10671.8069.46%3210772.1100.95774.6573.55%42102.96888.66362.3638.29%52105.570.698.77172.4712.65%62100.365.497.2470.948.47%3191.95789.81763.51711.43%5191.95792.75866.45816.59%6191.456.591.29464.99415.03%

耦合热源工况耦合方法

MAXWELL

2DTotallossFLUENT

3D耦合部件坐标

耦合热源工况定子齿部轭部绕组转子导条

耦合热源工况发热位置加载损耗(W)转子导条15410.45转子端环2467.002定子绕组3917.49端部绕组3697.603定子齿部2515.38定子轭部4071.33总计32079.255边界条件入口压力1atm入口温度19.8℃出口压力1atm出口温度19.8℃管路外壳空气对流空气来流温度19.8℃对流系数10W/m2K外机壳空气对流空气来流温度19.8℃对流系数10W/m2K转子/风扇转速1500rpm边界条件耦合热源非耦合热源

耦合热源工况

携出的热量(W)占总体的百分比入口和出口29908.293.27%外壳2157.5716.73%总计32065.771100%能量平衡=32065.771W=32079.255

W13.484W0.04%耦合热源工况

耦合热源工况

耦合热源工况

耦合热源工况

耦合热源工况

耦合热源工况

耦合热源工况

测点实验温度(oC)实验温升(oC)仿真温度(oC)仿真温升(oC)误差(%)1107.572.694.52774.7272.93%2107.372.494.43474.6343.09%393.558.678.50558.7050.18%485.250.371.47651.6762.