定子通風(fēng)槽鋼對中型高壓電機(jī)內(nèi)溫度場的影響溫嘉斌

，　侯健，　于喜偉

(1.哈爾濱理工大學(xué) 電氣與電子工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150080；2.南陽防爆電機(jī)廠，河南 南陽 473000)

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定子通風(fēng)槽鋼對中型高壓電機(jī)內(nèi)溫度場的影響溫嘉斌

1，侯健1，于喜偉2

(1.哈爾濱理工大學(xué) 電氣與電子工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150080；2.南陽防爆電機(jī)廠，河南 南陽 473000)

該研究以一臺YKK450-4、500 kW中型高壓異步電動機(jī)為例，結(jié)合電機(jī)的結(jié)構(gòu)尺寸，建立了高壓異步電機(jī)三維定轉(zhuǎn)子徑向通風(fēng)溝以及與之相鄰鐵心段的流體與固體耦合數(shù)學(xué)模型和物理模型；基于流體力學(xué)和傳熱學(xué)的理論知識，給出假設(shè)條件和邊界條件，進(jìn)行仿真計(jì)算，分析了計(jì)算區(qū)域的溫度場；最后在定子通風(fēng)槽鋼長度不變的基礎(chǔ)上，改變定子通風(fēng)槽鋼近軸端的徑向位置，對通風(fēng)溝進(jìn)行重新建模，得到定子通風(fēng)槽鋼近軸端的徑向位置對電機(jī)內(nèi)溫度場的影響。計(jì)算結(jié)果表明，通風(fēng)槽鋼的徑向位置影響定子繞組的冷卻效果。研究結(jié)果為提高電機(jī)的散熱性能，對電機(jī)進(jìn)行通風(fēng)結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供了理論依據(jù)。

中型高壓異步電動機(jī)；流體場；溫度場；通風(fēng)槽鋼；優(yōu)化設(shè)計(jì)

0　引　言

YKK系列中型高壓異步電動機(jī)穩(wěn)定運(yùn)行時，電機(jī)中的電磁場、流體場、溫度場和應(yīng)力場等多種物理場之間要相互影響和相互制約[1]。在一般情況下，電機(jī)的溫升將直接影響著電機(jī)的使用壽命及其運(yùn)行的可靠性。電機(jī)內(nèi)的溫度過高，其內(nèi)部的絕緣將會出現(xiàn)分層、脫殼、老化等現(xiàn)象，這會使絕緣的介電性能下降，進(jìn)而引起絕緣的損壞，最終導(dǎo)致電機(jī)內(nèi)部出現(xiàn)各種放電、短路故障現(xiàn)象，使電機(jī)燒毀[2]。因此對電機(jī)內(nèi)的溫度場進(jìn)行準(zhǔn)確計(jì)算是十分必要的。對于采用空氣冷卻方式的電機(jī)來說，通風(fēng)溝內(nèi)流體的流動情況與電機(jī)內(nèi)的溫度場的分布有著十分密切的關(guān)系，它是計(jì)算電機(jī)內(nèi)溫度場的關(guān)鍵。

近年來，國內(nèi)的很多學(xué)者都對中型高壓電機(jī)的溫度場作了研究，得到了許多有意義的研究成果：通過對電機(jī)內(nèi)部的風(fēng)路進(jìn)行整體建模，清楚的觀察到流體在內(nèi)風(fēng)路中的流動軌跡[3]；計(jì)算出了外風(fēng)扇和冷卻器的特性曲線，并對電機(jī)外風(fēng)扇和冷卻器的內(nèi)部結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化[4]。但研究電機(jī)通風(fēng)溝的學(xué)者比較少，這方面的文獻(xiàn)也不常見[5]。而在實(shí)際計(jì)算中，大部分作者對通風(fēng)溝內(nèi)流體流動進(jìn)行了較大的簡化，這樣雖然便捷了計(jì)算，但實(shí)際情況與之有比較大的偏差。YKK系列中型高壓異步電動機(jī)的結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜，況且電機(jī)運(yùn)行時轉(zhuǎn)子是旋轉(zhuǎn)的，當(dāng)轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)時，它所產(chǎn)生的離心力和科里奧利力將會使從轉(zhuǎn)子流入定子的空氣氣流變得非常復(fù)雜，所以在研究徑向通風(fēng)溝內(nèi)流體流動時應(yīng)考慮轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)的影響[6-7]。因此，含有通風(fēng)溝的中型高壓電動機(jī)的溫度場計(jì)算和分析對電機(jī)設(shè)計(jì)和電機(jī)的安全運(yùn)行具有十分重要的意義。

本文以一臺YKK450-4、500 kW中型高壓異步電動機(jī)為例，采用CFD數(shù)值計(jì)算的求解方法，首先利用gambit軟件對該中型高壓三相異步電動機(jī)進(jìn)行建模，然后利用fluent軟件對模型的流動和傳熱問題進(jìn)行了求解與分析。這樣求解避免了通過經(jīng)驗(yàn)公式確定電機(jī)通風(fēng)溝內(nèi)表面散熱系數(shù)所引起的誤差，實(shí)現(xiàn)了流體場與溫度場的強(qiáng)耦合。在此基礎(chǔ)上本文對通風(fēng)槽鋼在不同安裝位置的通風(fēng)溝進(jìn)行建模計(jì)算，對比分析后得到了一些結(jié)論。

1　求解傳熱問題的物理模型與數(shù)學(xué)模型

YKK450-4、500 kW電動機(jī)通風(fēng)結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1　電機(jī)通風(fēng)結(jié)構(gòu)Fig.1　Ventilation system of the motor

從圖1中可以看到，該電機(jī)內(nèi)風(fēng)路采用了密閉循環(huán)的結(jié)構(gòu)。在電機(jī)內(nèi)部安裝了擋風(fēng)板，約束了內(nèi)部空氣流體的流動方向。在一側(cè)安裝的離心式風(fēng)扇可以產(chǎn)生足夠大的壓強(qiáng)迫使外風(fēng)路的冷卻氣體進(jìn)入冷卻器。內(nèi)風(fēng)路的冷卻氣體流動方向?yàn)槎ㄗ佣瞬?轉(zhuǎn)子徑向通風(fēng)溝-氣隙-定子徑向通風(fēng)溝-內(nèi)風(fēng)扇-冷卻器-定子端部。外風(fēng)路的冷卻氣體的流動方向?yàn)榇髿?外風(fēng)扇-冷卻器入風(fēng)筒-冷卻管-回到大氣。

1.1通風(fēng)溝內(nèi)流體場溫度場耦合的物理模型

如果按照YKK450-4、500 kW中型高壓感應(yīng)電動機(jī)的實(shí)際結(jié)構(gòu)尺寸建立完整的電機(jī)模型，對模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分之后，得到的網(wǎng)格數(shù)非常的大，要進(jìn)行流體場溫度場耦合計(jì)算的話，需多臺電腦并聯(lián)運(yùn)行才可以的，而且，由于端部區(qū)域與氣隙的流場物理量數(shù)量級差異過大，會產(chǎn)生很大的計(jì)算誤差?？紤]到以上情況，對計(jì)算模型進(jìn)行了簡化。合理簡化的模型并不會對計(jì)算結(jié)果有太大的影響，并且模型簡化后還可以減小物理量數(shù)量級差異過大引起的舍入誤差，同時節(jié)約建模以及計(jì)算分析的時間。

通過分析可知，各個徑向通風(fēng)溝內(nèi)流體的流動情況比較相似，故可以把電機(jī)溫度場求解域確定為通風(fēng)溝及通風(fēng)溝兩側(cè)的兩片鐵心部分。徑向通風(fēng)溝的物理模型主要包括定子通風(fēng)溝內(nèi)流體、轉(zhuǎn)子通風(fēng)溝內(nèi)流體、轉(zhuǎn)子支架內(nèi)流體、氣隙內(nèi)流體、通風(fēng)槽鋼、定子繞組、轉(zhuǎn)子銅排和軸8個部分，如圖2所示。

1.2通風(fēng)溝內(nèi)流體場溫度場耦合的數(shù)學(xué)模型

流體流動所遵循的物理定律是建立流體運(yùn)動基本方程組的依據(jù)。這些定律包括質(zhì)量守恒、動量守恒和能量守恒三大定律。

圖2　徑向通風(fēng)溝物理模型Fig.2　Physical model of radial ventilation duct

采用空氣冷卻的異歩電機(jī)，其空氣入口速度比較高，通風(fēng)溝的結(jié)構(gòu)又比較復(fù)雜，所以電機(jī)內(nèi)冷卻空氣的流動屬于湍流流動。因而還要補(bǔ)充反映湍流特性的控制方程。

質(zhì)量守恒方程為

(1)

式中：ρ為微元體密度；t為流動時間；u、v和w為x、y和z方向的速度對應(yīng)分量[7]。

動量守恒方程為

(2)

式中：p為流體微元體上的壓力；τxx、τxy和τxz為粘性應(yīng)力τ沿x、y和z方向的分量；Fx、Fy和Fz為微元體上的體積力[8]。

在fluent中進(jìn)行數(shù)值計(jì)算時，采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型，其湍流方程為

(3)

式中：Gk表示由于平均速度梯度引起的湍動能k產(chǎn)生項(xiàng)；Gb表示由于浮力影響引起的湍動能產(chǎn)生項(xiàng)；YM表示可壓湍流脈動膨脹對總的耗散率的影響；在fluent中取經(jīng)驗(yàn)值C1ε=1.44，C2ε=1.92，C3ε=0.09；湍動能k與耗散率ε的湍流普朗特?cái)?shù)分別為σk=1.0，σε=1.3, Sk和Sε是用戶定義源[8]。

能量守恒方程為

(4)

式中：k為流體傳熱系數(shù)，ST為含有流體內(nèi)熱源與粘性的作用產(chǎn)生的流體機(jī)械能轉(zhuǎn)換為熱能部分總和[7]。

1.3基本假設(shè)和邊界條件

1.3.1基本假設(shè)

1)由于徑向通風(fēng)溝內(nèi)流體的雷諾數(shù)很大，屬于湍流，因此采用湍流模型對徑向通風(fēng)溝內(nèi)流體場進(jìn)行求解；

2)在標(biāo)準(zhǔn)大氣壓下，空冷電機(jī)中空氣流體浮力和重力的影響可以忽略[9]；

3)電機(jī)內(nèi)流體流速遠(yuǎn)小于聲速，即把電機(jī)內(nèi)流體作為不可壓縮流體處理[10]；

4)徑向通風(fēng)溝內(nèi)流體的流動處于穩(wěn)定狀態(tài)，即流動屬于定常流動[11-12]；

5)將股線靠進(jìn)主絕緣側(cè)的絕緣歸算到主絕緣中，忽略股線間絕緣；

6)計(jì)算模型中的各項(xiàng)介質(zhì)的物理參數(shù)不隨溫度變化；

7)忽略鐵心中諧波損耗以及繞組的擠流效應(yīng)導(dǎo)致的附加損耗。

1.3.2邊界條件

1)電機(jī)內(nèi)溫度計(jì)算采用速度入口和自由出口邊界條件，入口1速度為1.62 m/s，入口2速度為1.18 m/s；

2)各個與空氣相接觸表面全部為無滑移邊界條件；

3)轉(zhuǎn)子內(nèi)各個部件為旋轉(zhuǎn)壁面邊界條件；

4)轉(zhuǎn)子內(nèi)流體屬于旋轉(zhuǎn)流場，采用多重參考坐標(biāo)系模型(MRF)模擬，氣隙及定子內(nèi)流體作為靜止部分模擬[13-15]；

5)在流固耦合計(jì)算溫升時，電機(jī)定子繞組，鐵心以及轉(zhuǎn)子導(dǎo)條均為熱源，熱源密度按電機(jī)額定運(yùn)行時的試驗(yàn)所得數(shù)據(jù)考慮；研究電機(jī)的主要參數(shù)如表一所示，結(jié)構(gòu)尺寸如表二所示，具體各項(xiàng)損耗數(shù)據(jù)如表三所示。

表1　電機(jī)的主要參數(shù)

表2　電機(jī)的主要結(jié)構(gòu)尺寸

表3　電機(jī)的具體各項(xiàng)損耗

6)將電機(jī)機(jī)殼視為絕熱的，與流體相接觸的所有面都視為對流換熱表面，各個面對流換熱系數(shù)由迭代的計(jì)算結(jié)果決定；

7)電機(jī)轉(zhuǎn)速為1 480 r/min。

2　通風(fēng)溝內(nèi)流體場溫度場耦合計(jì)算

2.1原結(jié)構(gòu)流體場與溫度場計(jì)算

選取YKK450-4、500 kW中型高壓異步電動機(jī)第3個通風(fēng)溝以及與之相鄰的鐵心段為研究對象進(jìn)行三維建模及分析計(jì)算。第3段通風(fēng)溝沿軸線厚度為10 mm，它兩端的定子鐵心沿軸線厚度為40 mm，故所建模型沿軸向的厚度為90 mm，而此電機(jī)機(jī)座橫截面為矩形，故所建三維實(shí)體模型簡化如下圖3所示。

剖分、定義邊界條件后，在fluent中進(jìn)行計(jì)算得到計(jì)算區(qū)域的溫度分布云圖如圖4所示，徑向通風(fēng)溝內(nèi)的速度矢量圖如圖5所示，徑向通風(fēng)溝內(nèi)的溫度分布云圖如圖6所示。從圖4中可以看出，與轉(zhuǎn)子鐵心相比，轉(zhuǎn)子銅排的溫升較高，這是由于銅排是轉(zhuǎn)子的主要發(fā)熱部件。從圖5、6中可以看出，由于繞組的發(fā)熱量比較大，所以靠近繞組處的空氣溫升稍高，而由于繞組后方的冷卻空氣的速度較低，且其流體流動狀態(tài)呈現(xiàn)渦流，所以繞組后方的氣體溫升增加也比較明顯。

圖3　計(jì)算區(qū)域三維實(shí)體模型Fig.3　Computational domain 3Dmodel of cooler

圖4　計(jì)算區(qū)域絕對溫度云圖Fig.4　Absolute temperature cloud of computing area

圖5　徑向通風(fēng)溝內(nèi)流體速度矢量圖Fig.5　Fluid velocity vector diagram with in the radialventilation duct

圖6　徑向通風(fēng)溝內(nèi)溫度分布云圖Fig.6　Absolute temperature chart with in the radialventilation duct

對該電機(jī)進(jìn)行額定負(fù)載運(yùn)行時的溫度測試，將測溫元件埋置在雙層繞組之間，通過引線將信號遠(yuǎn)傳到控制柜后可以直接讀取定子繞組的最高溫度。而根據(jù)國家標(biāo)準(zhǔn)《GB/T1032-2012三相異步電動機(jī)試驗(yàn)方法》進(jìn)行型式試驗(yàn)可以得到繞組的平均溫度。得到的數(shù)據(jù)與理論計(jì)算出的結(jié)果進(jìn)行比較如表4所示。

表4　測量溫度值與實(shí)際溫度值相比較

從表4中可以看到，理論計(jì)算值與實(shí)際檢測值有一定的出入，這是在分析計(jì)算時忽略了通風(fēng)損耗和機(jī)械損耗造成的。由于現(xiàn)有的技術(shù)難以確定機(jī)械損耗和通風(fēng)損耗在各個部件處發(fā)熱率的大小及其作用的具體位置，且二者對電機(jī)內(nèi)部溫度場的影響較小，在計(jì)算時未將其考慮進(jìn)來。

2.2改變定子通風(fēng)槽鋼近軸端的徑向位置后通風(fēng)溝內(nèi)溫度場計(jì)算

電機(jī)中的定子是固定不動的，在計(jì)算電機(jī)中的溫度場分布時，它僅起到壁面的作用，同樣，定子中的通風(fēng)槽鋼也是這樣的。但在過去的工程實(shí)際中，大多數(shù)情況下是按照一些經(jīng)驗(yàn)方法來考慮通風(fēng)槽鋼對流體流動的影響的。這么做不但缺乏理論依據(jù)，而且還不能直觀地反映通風(fēng)槽鋼對流體流動以及含有徑向通風(fēng)溝的電機(jī)中溫度場的影響[12]。

改變定子通風(fēng)槽鋼近軸端的徑向位置，可以改變定子通風(fēng)溝內(nèi)的風(fēng)阻，從而使通風(fēng)溝里流體的流速發(fā)生變化，繼而對定子通風(fēng)溝里的對流換熱系數(shù)產(chǎn)生影響。

依據(jù)計(jì)算流體力學(xué)理論，在計(jì)算出電機(jī)中的溫度場的基礎(chǔ)上，對安裝在不同位置的定子通風(fēng)槽鋼分別進(jìn)行了建模計(jì)算，分析了定子通風(fēng)槽鋼的安裝位置對電機(jī)內(nèi)溫度場的影響。如圖7所示，保持定子通風(fēng)槽鋼長度不變，在此基礎(chǔ)上改變通風(fēng)槽鋼靠近軸端的徑向位置，也就是改變了圖7中R的值，然后對不同情況下的計(jì)算結(jié)果作對比分析。

圖7　定子通風(fēng)槽鋼近軸端的徑向位置Fig.7　Radial position of stator ventilation channelpari-axle terminal

為了分析方便，現(xiàn)取幾種情況下通風(fēng)溝內(nèi)同一位置處做具體分析。通過計(jì)算，得到定子通風(fēng)槽鋼近軸端的徑向位置R取不同值時定子通風(fēng)溝內(nèi)流速的對比圖如圖8所示、定子通風(fēng)溝內(nèi)對流換熱系數(shù)的對比如圖9所示。

圖8　定子通風(fēng)溝內(nèi)流速的對比Fig.8　Comparison of stator ventilation ducts fluid velocity

圖8中從左至右依次為通風(fēng)槽鋼在原位置時，即R分別為233、232、234、235、236 mm時定子徑向通風(fēng)溝內(nèi)的速度分布云圖，從圖中可以清楚的看到通風(fēng)槽鋼的安裝位置對通風(fēng)溝內(nèi)流體的流速產(chǎn)生了較大的影響。當(dāng)定子通風(fēng)槽鋼安裝于于R=232時，通風(fēng)溝內(nèi)流體的流速相對于其他安裝位置來說小一些；而當(dāng)安裝位置R=235、236時通風(fēng)溝內(nèi)流體的流速比其他時候要明顯大一些。

流速增加會使流體內(nèi)部相對運(yùn)動加強(qiáng)，從而使對流作用強(qiáng)烈，導(dǎo)致對流換熱加強(qiáng)，對流換熱系數(shù)也就增大了。從圖8中就可以看出，在各個通風(fēng)溝內(nèi)流體流速沿定子徑向高度不均勻分布，且沿槽中心線亦不對稱分布，通風(fēng)溝里流速的不同導(dǎo)致了通風(fēng)溝內(nèi)的對流換熱系數(shù)發(fā)生了變化。

圖9中從左至右依次為通風(fēng)槽鋼在原位置時，即R分別為233、232、234、235、236 mm時，定子徑向通風(fēng)溝內(nèi)對流換熱系數(shù)的對比。

圖9　定子通風(fēng)溝內(nèi)對流換熱系數(shù)對比Fig.9　Stator ventilation trench convective heat transfer coefficient

為了更加清楚的研究對流換熱系數(shù)的變化，現(xiàn)分別取R為233、232、235 mm等3種情況下通風(fēng)溝內(nèi)的線 HS、hs的對流換熱系數(shù)作對比分析，如圖10所示。

從圖10(b)、圖10(c)中可以發(fā)現(xiàn)流體從氣隙流入到定子徑向通風(fēng)溝時與其接觸的表面的對流換熱系數(shù)變化劇烈，這是由于氣隙空氣具有的離心慣性導(dǎo)致流體流速迅速下降的結(jié)果，之后隨著徑向高度的增加，流體流通截面逐漸增大，對流換熱系數(shù)較為平穩(wěn)。對比圖10(b)、圖10(c)可以發(fā)現(xiàn)，從通風(fēng)溝不同入口處進(jìn)入的冷卻氣體，接觸的固體表面的對流換熱系數(shù)并不相同。這是由于轉(zhuǎn)子的旋轉(zhuǎn)和通風(fēng)槽鋼的擺放共同作用的結(jié)果，傳統(tǒng)上認(rèn)為繞組兩側(cè)流體對稱的做法并不準(zhǔn)確[5]。從圖10(b)、圖10(c)中看到，3種不同情況通風(fēng)溝內(nèi)相同位置的對流換熱系數(shù)發(fā)生了改變。這是因?yàn)楦邷乜諝饣亓魅霘庀杜c具有離心慣性的氣隙空氣相互作用，會導(dǎo)致溫度升高，所以對流換熱系數(shù)會降低。

圖10　線HS、hs的位置示意圖及其對流換熱系數(shù)的對比分析Fig.10　Graph of the lines HS and hs position and analyzed the lines convective heat transfer coefficient

查閱相關(guān)資料可知，這主要是由于改變通風(fēng)槽鋼安裝位置后，流體的流動發(fā)生了變化導(dǎo)致的。

YKK450-4、500 kW電機(jī)采用的是強(qiáng)制通風(fēng)散熱的方式，該電機(jī)主要是通過熱傳導(dǎo)和對流換熱來進(jìn)行散熱的。熱傳導(dǎo)是將定子鐵心、定子繞組和轉(zhuǎn)子導(dǎo)條等熱源內(nèi)部的熱量傳至其表面，使之與冷卻介質(zhì)相接觸，然后將熱量通過熱交換傳給冷空氣，最終由空氣將熱量帶走。影響電機(jī)內(nèi)部熱傳導(dǎo)的因素就是電機(jī)內(nèi)部的各導(dǎo)熱體的熱導(dǎo)率λ、熱傳導(dǎo)雙方的接觸面積以及溫差[11]。而定子通風(fēng)槽鋼的安裝位置對這3個因素產(chǎn)生的作用是比較小的，所以此時電機(jī)內(nèi)部對流換熱的變化就對電機(jī)內(nèi)的溫度產(chǎn)生了影響。

圖11為徑向安裝位置R=233時電機(jī)內(nèi)的絕對溫度云圖。圖12為定子通風(fēng)槽鋼在不同安裝位置時定子繞組最高溫度對比圖。從圖中可以看到通風(fēng)槽鋼的安裝位置R=235、236時電機(jī)內(nèi)的最高溫升為376K，比通風(fēng)槽鋼在原位置時的最高溫升降低了5 K，較原結(jié)構(gòu)有明顯的改善。

圖11　電機(jī)內(nèi)的絕對溫度云圖Fig.11　Absolute temperature inside the motor cloud

圖12　定子通風(fēng)槽鋼在不同安裝位置時定子繞組最高溫度對比圖Fig.12　Comparison of the highest temperature in the stator windings of different installation position of the stator ventilation channel steel

3　結(jié)　論

本文應(yīng)用流體力學(xué)和傳熱學(xué)理論, 通過對YKK450-4、500kW中型高壓異步電動機(jī)溫度場的計(jì)算，得到如下結(jié)論：

1)從通風(fēng)溝不同入口處進(jìn)入的冷卻氣體，接觸的固體表面的對流換熱系數(shù)是不相同的，不是傳統(tǒng)認(rèn)為的繞組兩邊是對稱的。實(shí)際上通風(fēng)溝內(nèi)的流體的流動情況和溫度變化是非常復(fù)雜的，風(fēng)速和風(fēng)溫不是呈線性變化的。

2)定子通風(fēng)槽鋼的安裝位置對定子通風(fēng)溝的冷卻效果有較大的影響，這為電機(jī)通風(fēng)冷卻系統(tǒng)的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供了理論依據(jù)。

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(編輯：賈志超)

Influence of stator ventilation channel on the temperature field in the middle-size high voltage motor

WEN Jia-bin1，HOU Jian1，YU Xi-wei2

(1.School of Electrical & Electronic Engineering, Harbin University of Science and Technology, Harbin 150080, China；2.Nanyang Explosion Protection Group Co.,LTD，Nanyang 473000,China)

According to the structural dimensions of the motor,a YKK450-4,500 kW medium high-voltage asynchronous motor is taken as an example to construct the 3D mathematical model and physical model of stator and rotor radial ventilation ducts with the adjacent core segment of the high voltage asynchronous motor.Based on the theoretical knowledge of fluid mechanics and heat transfer,assumptions and boundary conditions were given to conduct calculation of the simulation,and the temperature field of the calculated region were analyzed.Finally, under the condition that the length of the ventilation channel of the stator remained unchanged,and the radial position near the shaft of the stator ventilation channel was changed,the model of ventilation dutcs was remodeled to obtain the influence of the installation position of the stator ventilation channel on the temperature field in motor. The results show that radial position of the ventilation channel affects the cooling effect of the stator windings, which provides a theoretical basis to improve the thermal dissipation performance of the motor and the optimization design of the motor ventilation structure.

middle-size high voltage motor; fluid field; temperature field; ventilation channel steel; optimization design

2014-11-18

國家自然科學(xué)基金(51275137)

溫嘉斌(1961—)，男，博士，教授，研究方向?yàn)殡姍C(jī)冷卻技術(shù)、電機(jī)及電機(jī)控制；

侯健(1991—)，女，碩士研究生，研究方向?yàn)殡姍C(jī)多物理場耦合分析計(jì)算；

溫嘉斌

10.15938/j.emc.2016.08.006

TM 301.4

A

1007-449X(2016)08-0040-08

于喜偉(1988—)，男，博士，工程師，研究方向?yàn)楦邏寒惒诫姍C(jī)設(shè)計(jì)。