某軸向無(wú)刷勵(lì)磁機(jī)多方案通風(fēng)三維熱流場(chǎng)分析

1、某軸向無(wú)刷勵(lì)磁機(jī)多方案通風(fēng)三維熱流場(chǎng)分析韓家德張羽楠?jiǎng)⒀雍评顣?huì)蘭路義萍付秀蘭摘要：以7. 8MW無(wú)刷勵(lì)磁機(jī)現(xiàn)運(yùn)行方案為基礎(chǔ)，對(duì)通風(fēng)冷卻系統(tǒng)進(jìn)行優(yōu)化，提 出了以改變現(xiàn)方案下通風(fēng)結(jié)構(gòu)、空氣入出口位置的多種方案。建立其整機(jī)流固 耦合物理模型，基于計(jì)算流體動(dòng)力原理，采用有限體積法，給定邊界條件，對(duì) 多方案下勵(lì)磁機(jī)熱流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算并進(jìn)行比照分析。結(jié)果說(shuō)明：改變現(xiàn)方案 通風(fēng)結(jié)構(gòu)，勵(lì)磁機(jī)內(nèi)空氣壓力、速度、溫度分布規(guī)律與現(xiàn)運(yùn)行方案基本相同， 但定轉(zhuǎn)子部件處平均溫度不同，最高溫度仍位于遠(yuǎn)離整流盤側(cè)的轉(zhuǎn)子線棒端 部，均低于原方案的最高溫度；現(xiàn)方案下互換空氣入出口位置，對(duì)勵(lì)磁機(jī)的熱流 場(chǎng)有較大影響，最高溫度在靠近

2、整流盤側(cè)的定子線棒端部。研究結(jié)果為結(jié)構(gòu)類 似的勵(lì)磁機(jī)的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供理論指導(dǎo)。Key：勵(lì)磁機(jī);全軸向通風(fēng)；多方案;數(shù)值模擬;熱流場(chǎng)DOI： 10. 15938/j. jhust. 2019. 04. 004 原方案基本相同，僅數(shù)值大小不同，轉(zhuǎn)子部件的溫度降低；另外，對(duì)勵(lì)磁機(jī)增加 轉(zhuǎn)子風(fēng)溝數(shù)量和在轉(zhuǎn)子部件前方絕緣板上額外增加通風(fēng)孔，所到達(dá)的冷卻效果 要比減小轉(zhuǎn)子風(fēng)溝數(shù)量同時(shí)增大風(fēng)溝直徑的方法略好。2)互換空氣入出口位置，即冷卻空氣從原方案的出風(fēng)筒側(cè)流入定轉(zhuǎn)子風(fēng)道內(nèi)， 經(jīng)整流盤側(cè)風(fēng)筒流出，定子端部?jī)蓚?cè)空氣區(qū)的壓差變小，進(jìn)入定子風(fēng)溝的動(dòng)力 和克服空氣在定子風(fēng)溝內(nèi)流動(dòng)阻力的動(dòng)力變小，最終使得總風(fēng)量和定子

3、風(fēng)量變 少，相應(yīng)地轉(zhuǎn)子風(fēng)量增大;定子部件溫度高于轉(zhuǎn)子部件溫度，最高溫度在靠近整 流盤側(cè)的定子線棒端部。參考文獻(xiàn)：1陳云華，解錦輝，彭兵.無(wú)刷勵(lì)磁同步電機(jī)用旋轉(zhuǎn)整流器設(shè)計(jì)船電技 術(shù)，2002 (2) ： 12.2朱榮，孫暉.阿爾斯通TKJ型無(wú)刷勵(lì)磁機(jī)磁極線圈燒損原因及處理對(duì)策 J.大電機(jī)技術(shù)，2008 (5) ： 56.3戴彥德，戴琳.中國(guó)電機(jī)系統(tǒng)能源效率與市場(chǎng)潛力分析M.北京：機(jī)械 工業(yè)出版社，2001.4楊麗偉，張奕黃.機(jī)車用異步牽引電動(dòng)機(jī)溫度場(chǎng)分析J.微電機(jī)，2008,41 (8) ： 35.5鄧日江，王冬梅.定子軸向通風(fēng)孔對(duì)三相異步牽引電機(jī)溫度場(chǎng)的影響J. 防爆電機(jī)，2012, 47 (

4、2) ： 30.6廖毅剛，侯小全.全空冷汽輪發(fā)電機(jī)通風(fēng)冷卻研究J.東方電氣評(píng)論，2008(1) ： 1.7王芳，董惠，安志華等,大型汽輪發(fā)電機(jī)定子變結(jié)構(gòu)對(duì)溫度場(chǎng)的影響J.哈 爾濱理工大學(xué)學(xué)報(bào)，2013, 18 (6) ： 95.8周黎民，黃鵬程，鄭國(guó)麗，等.防爆電機(jī)換熱分析與結(jié)構(gòu)改進(jìn)J.電機(jī)與控 制應(yīng)用，2012 (29) ： 7.9路義萍，孫雪梅，杜鵬，王佐民.CFD設(shè)置對(duì)凸極同步電動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子溫度場(chǎng)影 響J,哈爾濱理工大學(xué)學(xué)報(bào)，2015, 20 (3) ： 91.10孫維炎.應(yīng)用在空冷汽輪發(fā)電機(jī)上的新型無(wú)刷勵(lì)磁機(jī)組J.科技創(chuàng)新導(dǎo)報(bào)， 2009 (23) ： 133.11周鳳武，龍欣苗，吳小波.

5、水輪發(fā)電機(jī)組無(wú)刷勵(lì)磁機(jī)的研發(fā)J.湖北工業(yè)大 學(xué)學(xué)報(bào)，2013, 28 (1) ： 94.12史德利，王庭山，胡建波.配核電百萬(wàn)千瓦級(jí)發(fā)電5800kW無(wú)刷勵(lì)磁機(jī)研制J.大電機(jī)技術(shù)，2014 (1) ： 69.13侯君，劉兆江.交流勵(lì)磁發(fā)電機(jī)及旋轉(zhuǎn)整流器的設(shè)計(jì)要點(diǎn)J.上海大中型電 機(jī),2012, 3： 44.14張超，夏立.發(fā)電機(jī)旋轉(zhuǎn)整流器故障的分形和動(dòng)態(tài)測(cè)度診斷J.電機(jī)與控制 學(xué)報(bào),2009, 13 (1) ： 6.15MCARDLE M G, MORROW D J. Noninvasive Detection of Brushless Exciter Rotating Diode Fai lu

6、reJ. IEEE Institute of Electrical and Electronic Engineers, 2004, 19 (2) ： 378.161CHHAVI N, PRATEEK K J, VIKRAM K R V.Rotor Vent Hole Shape Studies on Totally Enclosed Fan Cooled MotorC/Drives and EnergySystems. 2012 IEEE International Conference on Power Electronics, Bengaluru, 2012： 4672.17韓雪巖，祁坤.

7、特殊結(jié)構(gòu)起重機(jī)用PMSM冷卻系統(tǒng)的優(yōu)化J.起重運(yùn)輸機(jī) 械，2015, (1) ： 1.18李偉力，王耀玉，黃東洙，等.轉(zhuǎn)子通風(fēng)結(jié)構(gòu)對(duì)永磁電機(jī)轉(zhuǎn)子流體場(chǎng)和溫 度場(chǎng)的影響J北京交通大學(xué)學(xué)報(bào)，2015, 39 (2) ： 1.19孫鐵源，蔡茂林.壓縮空氣系統(tǒng)的運(yùn)行現(xiàn)狀和節(jié)能改造J.機(jī)床與液壓, 2010, 38 ( 13) ： 108.20路義萍，付余，張萬(wàn)全，等.一種新型無(wú)刷勵(lì)磁機(jī)的三維熱流場(chǎng)分析J.中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2014, 34 (27) ： 4699.21路義萍，張東學(xué)，等.某無(wú)刷勵(lì)磁機(jī)通風(fēng)冷卻數(shù)值模擬研究J .電機(jī)與控制 學(xué)報(bào)，2016, 20 (6) ： 26.22路義萍，戴景祿，張東

8、學(xué)，等.多旋轉(zhuǎn)部件無(wú)刷勵(lì)磁機(jī)改進(jìn)方案三維流場(chǎng) 研究J.23路義萍，李會(huì)蘭，韓家德，等.某軸向通風(fēng)無(wú)刷勵(lì)磁機(jī)三維流場(chǎng)數(shù)值模擬 J.哈豳濱理工大學(xué)學(xué)報(bào),2016, 21 (4) ： 1.24陶文鈴.數(shù)值傳熱學(xué)M.西安：西安交通大學(xué)出版社，2001： 1-9, 347.(編輯：關(guān)毅)一全文完一TM343；TK121文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A：1007-2683 (2019) 04-0022-07Abstract： According to the existing scheme of 7. 8MW brushless exciter , the ventilation and cooling system is

9、 optimized and a variety of schemes are proposed to change the ventilation structure, rotation direction and inlet position of the present scheme in this paper. The fluid-solid coupling model of the whole machine is established. Numerical calculation of heat flow field of exciter under multi-scheme

10、is made and compared by adopting the finite volume method and giving boundary conditions based on the principle of computational fluid dynamics. Changing the ventilation structure of the present scheme, the results show that the distribution law of air pressure, the velocity and temperature in excit

11、er are basically the same as that of current operation, the average temperature of stator and rotor parts is different, and the maximum temperature remains at the end of the rotor bar far from the rectifier panel and is lower than the maximum temperature of the original scheme. Exchanging inlet and

12、outlet position under present scheme, it has a great influence on the heat flux field of the exciter, and the maximum temperature is at the end of the stator bar near the rectifier plate. The research results provide theoretical guidance for the optimal design of the exciter with similar structure.K

13、eywords： exciter； full axial ventilation； multi-scheme； numerical simulation； thermal flow field0引言輾刷勵(lì)磁機(jī)是利用整流盤進(jìn)行整流為同步電機(jī)提供直流勵(lì)磁電源的一種電機(jī)結(jié) 構(gòu)1。在其運(yùn)行過(guò)程中，整流盤裝置產(chǎn)生熱量、定轉(zhuǎn)子鐵心和線棒的損耗等使 得部件溫度升高；通風(fēng)冷卻系統(tǒng)的不合理設(shè)計(jì)也會(huì)導(dǎo)致勵(lì)磁機(jī)散熱效果較差，以 上兩方面均易造成磁極線圈過(guò)熱燒損和整流元件高溫失效2,影響運(yùn)行性能和 經(jīng)濟(jì)指標(biāo)3。因此，像研究異步電機(jī)、凸極電機(jī)等其他類型電機(jī)一樣4-9, 在開發(fā)新型無(wú)刷勵(lì)磁機(jī)時(shí)，為了保證勵(lì)磁機(jī)內(nèi)繞組、絕緣

14、和整流元件的溫升在 其允許的溫升極限范圍內(nèi)，需要研究冷卻系統(tǒng)各因素變化對(duì)勵(lì)磁機(jī)溫升的影 響，進(jìn)而有針對(duì)性地對(duì)勵(lì)磁機(jī)進(jìn)行方案優(yōu)化。目前，關(guān)于勵(lì)磁機(jī)設(shè)計(jì)原那么、結(jié)構(gòu)特點(diǎn)口0-12以及勵(lì)磁機(jī)中整流電路設(shè)計(jì) 13、故障診斷14-15方面的研究涉及較多，公開發(fā)表的文獻(xiàn)針對(duì)勵(lì)磁機(jī)通風(fēng) 冷卻系統(tǒng)多方案優(yōu)化設(shè)計(jì)的熱流場(chǎng)分析，即勵(lì)磁機(jī)熱流場(chǎng)影響因素分析較少， 大多是關(guān)于空冷汽輪發(fā)電機(jī)、異步電機(jī)、永磁電機(jī)等其他類型電機(jī)的熱流場(chǎng)研 究。文16對(duì)采用軸向通風(fēng)結(jié)構(gòu)的感應(yīng)電機(jī)在圓形和梯形兩種轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔形狀 下的電磁場(chǎng)和溫度場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，并分析了通風(fēng)孔形狀對(duì)其影響。文17對(duì) 端蓋引風(fēng)、定子鐵心布置15的孔和軸內(nèi)引風(fēng)、定子

15、鐵心布置中20的孔以及 空心軸強(qiáng)迫風(fēng)冷三個(gè)通風(fēng)方案下的永磁同步電機(jī)的溫度場(chǎng)進(jìn)行比照分析，得到 了較好的通風(fēng)方案。文18為了降低轉(zhuǎn)子溫度，提出了在電機(jī)轉(zhuǎn)子上開軸徑向 通風(fēng)溝的多種結(jié)構(gòu)方案，研究了轉(zhuǎn)子徑向通風(fēng)溝數(shù)量與位置對(duì)轉(zhuǎn)子內(nèi)溫度分布 及空氣運(yùn)動(dòng)的影響。電機(jī)通風(fēng)冷卻系統(tǒng)的合理設(shè)計(jì)可以有效帶走電機(jī)內(nèi)部產(chǎn)生 的熱量，使電機(jī)的溫度均勻分布19。本文研究的無(wú)刷勵(lì)磁機(jī)，主軸上布置轉(zhuǎn)子和整流盤兩個(gè)旋轉(zhuǎn)部件，采用軸向通 風(fēng)系統(tǒng)即定轉(zhuǎn)子鐵心僅開設(shè)軸向通風(fēng)溝（簡(jiǎn)稱定、轉(zhuǎn)子風(fēng)溝），其通風(fēng)結(jié)構(gòu) 和采用的通風(fēng)系統(tǒng)均不同于文20-22,屬于國(guó)外引進(jìn)二次開發(fā)的新產(chǎn)品。另 外，文23僅研究了 一種勵(lì)磁機(jī)的流場(chǎng)。本文針對(duì)一種全

16、軸向通風(fēng)勵(lì)磁機(jī)提出 改變通風(fēng)結(jié)構(gòu)、互換空氣入出口位置的多方案冷卻系統(tǒng)，研究在不同冷卻系統(tǒng) 下勵(lì)磁機(jī)熱流場(chǎng)分布規(guī)律，為結(jié)構(gòu)相似的無(wú)刷勵(lì)磁機(jī)通風(fēng)冷卻系統(tǒng)的設(shè)計(jì)提供 理論上的指導(dǎo)。1物理模型現(xiàn)運(yùn)行方案下（以下簡(jiǎn)稱為“原方案”）研究的7.8MW無(wú)刷勵(lì)磁機(jī)與12MW凸極 同步電機(jī)同軸布置，該勵(lì)磁機(jī)轉(zhuǎn)速與主機(jī)相同。為顯示該勵(lì)磁機(jī)內(nèi)部結(jié)構(gòu)，圖 1給出了省略進(jìn)風(fēng)筒、出風(fēng)筒和方筒后熱流場(chǎng)計(jì)算域物理模型的剖面圖，圖中 Z軸與轉(zhuǎn)軸重合，計(jì)算域的原點(diǎn)與靠近整流盤側(cè)的轉(zhuǎn)軸端面的中心點(diǎn)重合，其 中，固體部件以實(shí)體顯示，空氣區(qū)以線框顯示。2數(shù)學(xué)模型及求解條件數(shù)學(xué)模型對(duì)該勵(lì)磁機(jī)內(nèi)冷卻空氣的流動(dòng)特征進(jìn)行數(shù)值模擬時(shí)，僅研究穩(wěn)態(tài)時(shí)

17、勵(lì)磁機(jī)內(nèi)的 空氣熱流場(chǎng)，其內(nèi)部馬赫數(shù)小于0.7,視空氣為不可壓縮流體，且其物性參數(shù) 恒定，勵(lì)磁機(jī)中冷卻空氣受重力作用遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于旋轉(zhuǎn)科氏力作用，在數(shù)值模擬 時(shí)，忽略重力對(duì)空氣流動(dòng)的影響，熱源在發(fā)熱體中均勻布置。經(jīng)屢次試算，勵(lì)磁機(jī)入口處雷諾數(shù)Re=66334,定、轉(zhuǎn)子風(fēng)溝入口雷諾數(shù)Re分 別為8217、11142,氣隙內(nèi)主要是旋轉(zhuǎn)剪切流，采用泰勒數(shù)描述流態(tài)，由式(1)算得氣隙中旋轉(zhuǎn)泰勒數(shù)Ta=54189,因此，勵(lì)磁機(jī)內(nèi)空氣流動(dòng)均為湍流。邊界條件及求解設(shè)置根據(jù)工廠提供數(shù)據(jù)，現(xiàn)運(yùn)行方案中，將勵(lì)磁機(jī)的空氣入口設(shè)置為壓力入口，入 口表壓為742Pa；空氣出口設(shè)置為壓力出口，出口表壓為OPa；主軸轉(zhuǎn)速為 10

18、00r/min；勵(lì)磁機(jī)是從主機(jī)風(fēng)扇后的流道中取風(fēng)，按照電機(jī)規(guī)范，勵(lì)磁機(jī)入口 的空氣溫度取50。絕緣、定轉(zhuǎn)子直段銅繞組、轉(zhuǎn)子支架、二極管座的熱導(dǎo)率人均為各向同性，分 別為0.22、387.6、31.8, 202.4,定轉(zhuǎn)子鐵心的熱導(dǎo)率人為各向異性，沿疊 片徑向、切向和軸向的數(shù)值分別為42. 5, 42. 5和0.57,熱導(dǎo)率單位均為W/(m , K) o3多方案數(shù)值模擬結(jié)果分析多方案介紹及風(fēng)量分布計(jì)算結(jié)果方案A和方案B分別將原方案非均勻布置的22個(gè)20圓形軸向轉(zhuǎn)子風(fēng)溝變?yōu)?轉(zhuǎn)子支架周向均勻布置24個(gè)020和12個(gè)32的轉(zhuǎn)子風(fēng)溝；方案C在原方案的 基礎(chǔ)上將轉(zhuǎn)子部件前方的絕緣板上布置6個(gè)中15的通風(fēng)

19、孔；互換原方案的空氣 入出口位置，冷卻空氣從原方案的出風(fēng)筒側(cè)流入勵(lì)磁機(jī)內(nèi)，沿軸向風(fēng)道流動(dòng)， 最后從原方案的進(jìn)風(fēng)筒側(cè)流出，即為方案D。 在進(jìn)行數(shù)值模擬時(shí)，為保證網(wǎng)格的統(tǒng)一，使各方案結(jié)果具有可比性，方案A、B 采用與原方案相同的網(wǎng)格類型和節(jié)點(diǎn)間距值對(duì)轉(zhuǎn)子風(fēng)溝、轉(zhuǎn)子支架和相鄰的區(qū) 域進(jìn)行網(wǎng)格劃分;方案C中絕緣板、整流盤空氣區(qū)和相鄰的區(qū)域使用和原方案相 同的網(wǎng)格類型和節(jié)點(diǎn)間距值進(jìn)行網(wǎng)格劃分。由于轉(zhuǎn)子支架和絕緣板均不是發(fā)熱 部件，因此，方案AC中發(fā)熱體的熱源密度與原方案相同。方案D只需將原方 案的入口設(shè)置為壓力出口邊界條件，原方案的出口設(shè)置為壓力入口邊界條件， 其他和原方案保持一致。在原方案基礎(chǔ)上，對(duì)該

20、勵(lì)磁機(jī)風(fēng)冷系統(tǒng)分別采取方案AD措施后，通過(guò)數(shù)值模 擬分析，得出了各方案風(fēng)量分布結(jié)果，圖4給出了原方案和方案AD中勵(lì)磁機(jī) 總風(fēng)量、定轉(zhuǎn)子風(fēng)量和氣隙風(fēng)量分配及各風(fēng)量所占總風(fēng)量比的比擬。與原方案比照，方案AC總風(fēng)量增大，方案D總風(fēng)量降低，其中方案B相對(duì)各 方案總風(fēng)量增加幅度最大；方案AD轉(zhuǎn)子風(fēng)量均增加，氣隙風(fēng)量均減小，其中 方案D相對(duì)各方案轉(zhuǎn)子風(fēng)量增加幅度和氣息風(fēng)量減少幅度最大，方案B次之； 方案AC定子風(fēng)量與原方案相比變化不大，而方案D明顯下降。關(guān)于各局部流量所占比例，通過(guò)數(shù)值分析，方案A定子和氣隙風(fēng)量占總風(fēng)量的 比例減小，整體而言，各局部風(fēng)量占總風(fēng)量的比例變化不大；方案B進(jìn)入定子風(fēng) 溝的風(fēng)量最多

21、，約占總風(fēng)量的59.1%,轉(zhuǎn)子風(fēng)量和氣隙風(fēng)量基本相同，分別占 總風(fēng)量的20. 4%和20. 5%；方案C轉(zhuǎn)子風(fēng)量占總風(fēng)量的比例有所增大，但仍是三 局部風(fēng)量中占總風(fēng)量比例最少的，各局部風(fēng)量所占風(fēng)量的比例變化不大；方案 D中定子風(fēng)溝的風(fēng)量最多，占總風(fēng)量的53.0%,其次是轉(zhuǎn)子風(fēng)溝的風(fēng)量，占總風(fēng) 量的31. 6%,氣隙風(fēng)量最少，僅占總風(fēng)量的15. 4虬通風(fēng)結(jié)構(gòu)改變方案熱流場(chǎng)分析 通過(guò)數(shù)值模擬，得出方案AC的壓力分布規(guī)律均與原方案基本相同，僅數(shù)值大 小不同。其中，圖5給出了原方案與方案A極角60和極角-90截面的壓力 分布云圖。由圖5可知，在方案A和原方案中，旋轉(zhuǎn)空氣區(qū)的壓力低于靜止空 氣區(qū)的壓力，整

22、流盤側(cè)定子端部空氣區(qū)呈現(xiàn)隨半徑增大，壓力升高的規(guī)律等。另外，結(jié)果還顯示方案AC中進(jìn)風(fēng)筒中心處的壓力分別約為298. 4Pa、301. 2Pa. 305. 9Pa,均略低于原方案進(jìn)風(fēng)筒中心處的壓力315. 4Pa；結(jié)果說(shuō)明， 方案A的勵(lì)磁機(jī)空氣入口和進(jìn)風(fēng)筒中心處的壓差最大，使得更多的冷卻空氣流 入勵(lì)磁機(jī)。與壓力分布規(guī)律類似，通過(guò)數(shù)值模擬得出方案AC的速度分布規(guī)律均與原方案 基本相同，僅數(shù)值大小不同。通過(guò)以上風(fēng)量分布分析，其中方案B總風(fēng)量與轉(zhuǎn) 子風(fēng)量相對(duì)各方案均明顯增大，但空氣速度卻明顯降低，如圖6所示。方案B 中定子風(fēng)溝、轉(zhuǎn)子風(fēng)溝和氣隙內(nèi)的空氣平均速度分別約為6.38m/s, 11.46m/s

23、和7.66m/s,均小于原方案。盡管方案B的轉(zhuǎn)子風(fēng)量為原方案的1.3倍，但轉(zhuǎn) 子風(fēng)溝的總通風(fēng)面積由原方案的6908mm2增大為9646. 08mm2,約為原方案的 L4倍，因而，轉(zhuǎn)子風(fēng)溝內(nèi)的空氣平均流速減??；方案B的定子風(fēng)量和氣隙風(fēng)量 比原方案小，兩方案的定子風(fēng)溝和氣隙的結(jié)構(gòu)相同，流量與流速成正比，因而 方案B的定子風(fēng)溝和氣隙內(nèi)的空氣平均速度均比原方案小。通過(guò)對(duì)溫度場(chǎng)的分析，發(fā)現(xiàn)沿軸向和沿徑向，方案AC與原方案的定子部件和 轉(zhuǎn)子部件的溫度分布規(guī)律基本相同，靠近整流盤側(cè)的固體部件和空氣的溫度 高，另一側(cè)溫度低，僅數(shù)值大小不同等。如圖7給出了原方案與方案B極角 90的溫度分布，方案B的定子各局部的

24、溫度升高，轉(zhuǎn)子部件的溫度略有降低，定轉(zhuǎn)子部件的溫度差異較小。為分析勵(lì)磁機(jī)重要部件溫度情況，圖8給出了原方案和方案AC定子線棒直段(stator-zd)和定子棒端部(stator-db)及轉(zhuǎn)子線棒直段(rotor-zd)和 轉(zhuǎn)子線棒端部(rotor-db)的最低溫度tmin、最高溫度tmax和體平均溫度 tavg大小比照?qǐng)D。方案A、B均是通過(guò)增大轉(zhuǎn)子風(fēng)溝的總通風(fēng)截面，提高轉(zhuǎn)子風(fēng)量和轉(zhuǎn)子風(fēng)溝對(duì)流 換熱面積，進(jìn)而降低轉(zhuǎn)子部件溫度而提出的方案；方案C是通過(guò)絕緣板布置通風(fēng) 孔，使整機(jī)風(fēng)阻減小，進(jìn)風(fēng)量增加。由圖8可知，方案A、B、C的轉(zhuǎn)子部件最 高溫度均較原方案有所降低，定子部件溫度均有所升高，定轉(zhuǎn)子部件

25、的溫度差 異變小，總體來(lái)說(shuō)，冷卻效果均比原方案有所提高。模擬發(fā)現(xiàn)，通過(guò)減少轉(zhuǎn)子 風(fēng)溝數(shù)量而增大風(fēng)溝孔的直徑后，方案B的轉(zhuǎn)子部件的最高溫度僅比原方案降 低0. 4,定子最高溫度升高5. 6。0而在原有結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上增加轉(zhuǎn)子風(fēng)溝數(shù)量， 最終方案A轉(zhuǎn)子線棒最高溫度比原方案降低0.9T,同時(shí)定子最高溫度升高1.4,方案B定轉(zhuǎn)子部件溫度高于方案A；方案C轉(zhuǎn)子最高溫度降低1.4七，定 子最高溫度升高2. 29?？傮w而言，方案A、C冷卻效果相近，比方案B的冷卻 效果略好。3.3入出口位置改變方案熱流場(chǎng)分析通過(guò)數(shù)值分析，圖9給出了方案D極角60。和極角-90。截面壓力和速度分布 云圖。從壓力云圖可知，方案D中的兩側(cè)定子端部空氣區(qū)的壓力分布較均勻， 不再呈現(xiàn)類似旋轉(zhuǎn)空