不同通風(fēng)結(jié)構(gòu)下高鐵異步牽引電機(jī)溫度場分析

曹君慈， 閆華， 李棟， 王宇， 李偉力

(北京交通大學(xué) 電氣工程學(xué)院，北京 100044)

0 引 言

隨著高速鐵路的不斷發(fā)展，列車對牽引性能的要求逐漸提高，牽引電機(jī)向著高效率、高功率密度發(fā)展[1]。異步電機(jī)具有結(jié)構(gòu)簡單、維護(hù)量小等優(yōu)勢，在動(dòng)車組牽引電機(jī)中得到普遍應(yīng)用。近年來我國高速動(dòng)車組異步牽引電機(jī)運(yùn)行中出現(xiàn)了較多的熱問題，這些熱問題多是由于電機(jī)通風(fēng)不暢而導(dǎo)致的溫升過高。因此，計(jì)算電機(jī)溫升、優(yōu)化電機(jī)通風(fēng)結(jié)構(gòu)、降低電機(jī)溫度是亟待解決的關(guān)鍵性問題。

電機(jī)溫升計(jì)算方法有簡化公式法、熱網(wǎng)絡(luò)法和數(shù)值計(jì)算方法[2-4]，其中數(shù)值計(jì)算方法又包括有限元法、有限差分法、有限體積法等。簡化公式法模型簡單但準(zhǔn)確性較低。熱網(wǎng)絡(luò)法類比電路模型構(gòu)建網(wǎng)絡(luò)，計(jì)算速度較快，文獻(xiàn)[5-10]分別采用熱網(wǎng)絡(luò)法計(jì)算了不同種類電機(jī)溫度場并通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了熱網(wǎng)絡(luò)法的準(zhǔn)確性。數(shù)值計(jì)算方法中，有限差分法主要用于早期溫度場計(jì)算[11]；有限元法對計(jì)算機(jī)要求較高，適合處理復(fù)雜區(qū)域[12]；有限體積法對網(wǎng)格的適應(yīng)性很好，近幾年來被廣泛應(yīng)用。文獻(xiàn)[13-17]分別采用有限體積法計(jì)算了不同功率的永磁同步電機(jī)溫度場，分析了不同因素對電機(jī)溫升的影響規(guī)律，并開展了溫升實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。文獻(xiàn)[18-20]分別采用有限體積法計(jì)算了立式鼠籠異步電動(dòng)機(jī)、全軸向通風(fēng)無刷勵(lì)磁機(jī)和變壓器繞組的溫升。近幾年，有部分學(xué)者利用新穎的神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)等算法預(yù)測了電機(jī)的溫度分布[21-22]，為電機(jī)溫度場研究開拓了新的方向，但熱網(wǎng)絡(luò)法和有限體積法仍是目前電機(jī)溫度場計(jì)算的主流方法。文獻(xiàn)[23]分別利用熱網(wǎng)絡(luò)法和有限體積法計(jì)算了330 MW汽輪發(fā)電機(jī)一齒一槽區(qū)域的三維溫度場，兩種方法計(jì)算的繞組最大溫度僅相差3.7 ℃，熱網(wǎng)絡(luò)法計(jì)算時(shí)間為5 s，而有限體積法計(jì)算時(shí)間為3 h，可見熱網(wǎng)絡(luò)法計(jì)算更加快捷，但與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)相比，有限體積法的誤差更小，計(jì)算精度更高。

本文采用有限體積法對一臺600 kW異步牽引電機(jī)進(jìn)行數(shù)值分析，在原始通風(fēng)結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上研究了通風(fēng)孔孔徑對電機(jī)溫度場的影響規(guī)律，結(jié)合電機(jī)定子槽數(shù)提出了正對電機(jī)定子槽的通風(fēng)結(jié)構(gòu)，并研究了該結(jié)構(gòu)對電機(jī)散熱的影響。此外，本文提出兩段截面的定轉(zhuǎn)子通風(fēng)結(jié)構(gòu)，大幅降低電機(jī)最高溫度，平衡了電機(jī)軸向溫差，為風(fēng)冷異步牽引電機(jī)的冷卻流道研究提供一定的意義。

1 電機(jī)模型

1.1 電機(jī)參數(shù)

本文所述電機(jī)為600 kW高速列車用異步牽引電機(jī)，采用無外殼結(jié)構(gòu)，軸向分別開定子和轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔，采用強(qiáng)迫風(fēng)冷的散熱方式，絕緣等級200級，基本參數(shù)如表1所示。

根據(jù)電機(jī)參數(shù)建立的電機(jī)三維全域仿真模型如圖1所示，電機(jī)采用徑向入風(fēng)、軸向出風(fēng)的通風(fēng)方式，冷卻空氣經(jīng)入風(fēng)口流入后，分別經(jīng)過定子通風(fēng)孔、轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔和氣隙流到出風(fēng)口，其中定子通風(fēng)孔和轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔均為圓柱形結(jié)構(gòu)，定子通風(fēng)孔為36個(gè)、孔徑22 mm，轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔16個(gè)、孔徑24 mm。

圖1 異步牽引電機(jī)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structure of asynchronous traction motor

1.2 數(shù)學(xué)模型

本文對電機(jī)額定狀態(tài)下的穩(wěn)態(tài)溫度場進(jìn)行計(jì)算，熱量傳遞不考慮熱輻射，主要以熱對流和熱傳導(dǎo)的形式發(fā)生。在笛卡爾坐標(biāo)系下，異步牽引電機(jī)各向異性介質(zhì)的三維熱傳導(dǎo)方程如下式所示，導(dǎo)熱方程中不含時(shí)間項(xiàng)，但含有熱源[24]：

(1)

式中：T為待求溫度；kx、ky、kz分別是x、y、z方向的導(dǎo)熱系數(shù)；qv為熱源密度；S1為絕熱面；S2為散熱面；α為散熱表面的散熱系數(shù)；Tf為周圍流體的溫度。

所有的流動(dòng)傳熱過程都受物理規(guī)律制約，基本的守恒規(guī)律包括：質(zhì)量守恒規(guī)律、動(dòng)量守恒規(guī)律和能量守恒規(guī)律，各基本控制方程的通用形式[25]為

(2)

式中：Φ為通用變量；ρ為流體密度，kg/m3；υ為速度矢量；Γ為廣義擴(kuò)散系數(shù)；s為源項(xiàng)。

此外，該電機(jī)流體區(qū)域的雷諾數(shù)遠(yuǎn)大于2 300，因此電機(jī)內(nèi)流體狀態(tài)屬于湍流。本文采用Realizablek-ε湍流模型進(jìn)行數(shù)值模擬，其湍流動(dòng)能和耗散率的輸運(yùn)方程[13]為：

(3)

式中：k為湍流動(dòng)能；ε為擴(kuò)散因子；ρ為流體密度；t為時(shí)間；Gk表示由于平均速度梯度產(chǎn)生的湍流動(dòng)能；Gb表示由于浮力影響產(chǎn)生的湍流動(dòng)能；YM表示可壓速湍流脈動(dòng)膨脹對總的耗散率的影響；C2和C1ε是常數(shù)，σk、σε分別是湍流動(dòng)能及其耗散率的普朗特?cái)?shù),C1ε=1.44、C2=1.9、σk=1.0、σε=1.2。

1.3 基本假設(shè)

為合理簡化流固耦合模型的求解計(jì)算過程，做出基本假設(shè)如下[26-27]：

1)由于電機(jī)采用強(qiáng)迫通風(fēng)方式，在標(biāo)準(zhǔn)大氣壓下流體浮力和重力對電機(jī)內(nèi)流體流動(dòng)影響很小，故對其忽略不計(jì)；

2)電機(jī)內(nèi)流體流動(dòng)速度小于聲速，流體作為不可壓縮流體處理；

3)繞組絕緣浸漆均勻；

4)認(rèn)定槽楔與絕緣同寬，具有相同的絕緣屬性；

5)假定熱源密度在電機(jī)各部件中均勻分布。

1.4 邊界條件

根據(jù)電機(jī)額定狀態(tài)的運(yùn)行性能及計(jì)算域的特點(diǎn)，列出邊界條件如下：

1)入口邊界定義為速度入口：25.5 m/s；

2)出口邊界定義為壓力出口：初始壓力為1個(gè)大氣壓；

3)與空氣接觸的固體表面均為無滑移邊界條件。

1.5 熱生成率計(jì)算

電機(jī)的各部件損耗是計(jì)算溫度場的熱源，但有限體積法進(jìn)行熱分析所需熱源為體熱源，即需要把電機(jī)各部分損耗轉(zhuǎn)換為單位體積的熱生成率，電機(jī)各部分熱生成率如表2所示。

表2 異步牽引電機(jī)熱生成率

1.6 網(wǎng)格劃分

有限體積法計(jì)算電機(jī)溫度場和流體場需要把空間上連續(xù)計(jì)算區(qū)域內(nèi)的控制方程進(jìn)行離散，這就需要對模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格質(zhì)量對計(jì)算收斂度及結(jié)果的準(zhǔn)確性具有很大影響。本文采用多面體網(wǎng)格對模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，與四面體網(wǎng)格相比，相同條件下多面體網(wǎng)格數(shù)量更少，計(jì)算精度較高，且與相鄰網(wǎng)格之間的連接性較好，可以極大地提高計(jì)算收斂性，網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖2所示，該網(wǎng)格數(shù)量為6 894 121，網(wǎng)格整體質(zhì)量較好，計(jì)算收斂較快。

圖2 網(wǎng)格劃分結(jié)果Fig.2 Meshing results

2 原始通風(fēng)模型分析

2.1 原始模型溫度場和流體場分析

利用有限體積法對原始通風(fēng)模型進(jìn)行仿真，得到流體跡線圖如圖3所示，可以看到，空氣經(jīng)進(jìn)風(fēng)口流入后，徑直流入進(jìn)風(fēng)口側(cè)機(jī)腔，且在兩側(cè)形成環(huán)流，而后分別通過定子通風(fēng)孔、轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔和氣隙流到出風(fēng)口側(cè)機(jī)腔，在定轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔出口處也形成了環(huán)流，最后經(jīng)出風(fēng)口流出。

圖3 原始通風(fēng)模型流體跡線圖Fig.3 Streamline of the original ventilation model

原始模型的溫度分布如圖4所示，可以看到，電機(jī)各部分溫度分布趨勢一致，均是入風(fēng)口側(cè)溫度較低，出風(fēng)口側(cè)溫度較高，其中電機(jī)整體最高溫度為248.57 ℃，位于靠近出風(fēng)口側(cè)的轉(zhuǎn)子導(dǎo)條端部。

圖4 原始通風(fēng)模型溫度分布Fig.4 Temperature distribution of original ventilation model

2.2 原始模型實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證仿真結(jié)果的正確性，利用圖5所示的實(shí)驗(yàn)平臺進(jìn)行測試實(shí)驗(yàn)。溫升實(shí)驗(yàn)測得額定狀況下圖6所示A點(diǎn)的溫度，即靠近定子槽底的鐵心軛部位置，其溫升為110.6 ℃，而A點(diǎn)的仿真溫度為130 ℃，其中環(huán)境溫度為16 ℃，溫升為114 ℃，仿真溫度與實(shí)測溫度的誤差約為3%。此外，實(shí)驗(yàn)還測取了進(jìn)風(fēng)口的壓力：靜壓1 906 Pa，動(dòng)壓727 Pa；而仿真得到的進(jìn)風(fēng)口靜壓和動(dòng)壓分別為1 807 Pa和694 Pa，誤差分別為5.2%和4.5%。實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)的對比結(jié)果誤差較小，符合工程要求，證明了仿真結(jié)果的正確性。

圖5 實(shí)驗(yàn)測試平臺Fig.5 Test bench for experiments

圖6 原始通風(fēng)模型徑向截面溫度分布Fig.6 Radial section temperature distribution of the original ventilation model

3 不同定子通風(fēng)結(jié)構(gòu)對電機(jī)溫度場的影響

3.1 通風(fēng)孔孔徑對電機(jī)溫度場的影響

為探究通風(fēng)孔孔徑對電機(jī)溫升的影響規(guī)律，改變原始通風(fēng)模型定子通風(fēng)孔的孔徑，方案如表3所示。

表3 通風(fēng)孔孔徑變化方案

對具有不同通風(fēng)孔直徑的電機(jī)模型進(jìn)行仿真，迭代計(jì)算收斂后，得到電機(jī)各部分最大溫度如圖7所示?？梢钥闯?，隨著通風(fēng)孔截面直徑的增大，電機(jī)各部分溫度變大。轉(zhuǎn)子繞組和轉(zhuǎn)子鐵心的溫度呈線性增大趨勢，而定子部分從方案3到方案6溫度增加較為明顯，當(dāng)通風(fēng)孔截面直徑小于方案3所設(shè)計(jì)的18 mm時(shí)，定子部分溫度變化較為平緩。

圖7 孔徑不同時(shí)各方案溫度對比Fig.7 Temperature comparison of schemes with different diameter

圖8給出了通風(fēng)孔截面直徑變化時(shí)，各方案定子通風(fēng)孔和轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔內(nèi)的軸向風(fēng)速變化圖，其中橫軸軸向位置指從入風(fēng)口側(cè)到出風(fēng)口側(cè)。冷卻風(fēng)從入風(fēng)口流入后，以較大的壓力流向定子和轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔，導(dǎo)致軸向起始位置風(fēng)速較大，但進(jìn)入定子和轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔后，風(fēng)速幾乎不再變化。

康川司法所接收的社區(qū)服刑人員一般為被判處緩刑的人員。在緩刑期內(nèi)，如果服刑人員遵守法律規(guī)定并遵守社區(qū)矯正的工作規(guī)定，在緩刑期滿30日前，社區(qū)服刑人員寫出個(gè)人總結(jié)上交司法所。矯正期滿時(shí)，司法所根據(jù)服刑人員的實(shí)際表現(xiàn)填寫鑒定矯正期滿表并公開宣告解除社區(qū)矯正。湟中縣司法局向社區(qū)服刑人員發(fā)出解除社區(qū)矯正的證明書，之后便將解除社區(qū)矯正的人員納入安置幫教管理工作中。

圖8 孔徑不同時(shí)各方案風(fēng)速對比結(jié)果Fig.8 Velocity comparison of schemes with different diameter

從方案1到方案6，通風(fēng)孔截面直徑逐漸變大，定子通風(fēng)孔和轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔內(nèi)風(fēng)速下降明顯，其中定子通風(fēng)孔最大風(fēng)速差約為24 m/s，而轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔最大風(fēng)速差約為28 m/s。

由溫度和風(fēng)速對比可知，通風(fēng)孔截面直徑對電機(jī)溫度影響顯著，截面直徑越大，通風(fēng)孔內(nèi)風(fēng)速越小，帶走熱量的能力越弱，從而電機(jī)各部分溫度越高。但圖7所示的轉(zhuǎn)子部分溫度變化比定子部分溫度變化更顯著，為了探究這一現(xiàn)象，分別提取不同孔徑方案下定子和轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔的入口流量進(jìn)行分析，對比結(jié)果如圖9所示。可以看出，從方案1到方案6，即隨著孔徑的增大，定子通風(fēng)孔內(nèi)流量持續(xù)上升，這對定子部分的溫度上升起抑制作用；而轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔內(nèi)流量持續(xù)下降，進(jìn)一步促進(jìn)了轉(zhuǎn)子部分的溫度增加；因此，定子通風(fēng)孔孔徑增大時(shí)，轉(zhuǎn)子部分比定子部分溫度變化更顯著。

圖9 孔徑不同時(shí)通風(fēng)孔流量對比結(jié)果Fig.9 Mass flow comparison of ventilation holes with different diameter

綜上所述，當(dāng)定子通風(fēng)孔孔徑變化時(shí)，電機(jī)溫度變化同時(shí)受風(fēng)速和通風(fēng)孔流量的影響，但是風(fēng)速影響作用更大，起決定性作用。

3.2 正對定子槽的通風(fēng)孔對電機(jī)溫度的影響

由于通風(fēng)孔孔徑減小時(shí)冷卻效果明顯，本節(jié)把原始模型中36個(gè)直徑為22 mm的通風(fēng)孔孔徑減小，又因所述電機(jī)定子槽數(shù)為60，為了進(jìn)一步研究定子通風(fēng)孔對電機(jī)繞組的影響，本節(jié)在保證定子通風(fēng)孔體積不變的前提下，將原始模型中36個(gè)22 mm的定子通風(fēng)孔修改為60個(gè)正對定子槽的通風(fēng)孔，對應(yīng)孔徑減小到17.04 mm，探究正對定子槽的通風(fēng)結(jié)構(gòu)對電機(jī)溫度的影響規(guī)律，定子通風(fēng)孔位置示意圖如圖10所示，定義該方案為方案7。

圖10 方案7定子通風(fēng)孔位置示意圖Fig.10 Schematic diagram of stator ventilation holes location in scheme 7

圖11為方案7模型的溫度仿真結(jié)果，可以看出，電機(jī)溫度從入風(fēng)口側(cè)到出風(fēng)口側(cè)逐漸增大，各部件最高溫度均出現(xiàn)在出風(fēng)口側(cè)，這與原始模型的仿真結(jié)果相同，原因是入風(fēng)口側(cè)通風(fēng)孔內(nèi)風(fēng)速較大且風(fēng)溫較低，有較強(qiáng)的能力帶走熱流量，但是隨著軸向距離的增加，通風(fēng)孔內(nèi)風(fēng)溫逐漸增加，帶走熱量的能力減弱，導(dǎo)致出風(fēng)口側(cè)溫度較高。該結(jié)構(gòu)與原始模型相比，定子繞組部分溫度均有所下降，其中定子繞組、定子鐵心和絕緣最高溫度分別減小6.2%、8.4%和7.6%，轉(zhuǎn)子部分溫度變化不明顯，轉(zhuǎn)子導(dǎo)條和轉(zhuǎn)子鐵心的最高溫度變化不足2%。

圖11 方案7溫度分布Fig.11 Temperature distribution of scheme 7

圖12為原始模型和方案7的定子通風(fēng)孔和轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔的壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)對比圖，可以看到，傳熱系數(shù)最大值均位于入風(fēng)口側(cè)，方案7的定子通風(fēng)孔傳熱系數(shù)最大值比原始模型提升15.8%，而轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔僅提升7.9%。

圖12 定轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)對比結(jié)果Fig.12 Comparison of wall heat transfer coefficient of stator and rotor ventilation holes

兩方案下定子通風(fēng)孔和轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔的平均壁面系數(shù)對比如表4所示，與原始模型相比，方案7的定子通風(fēng)孔的平均傳熱系數(shù)增大8.944 W/(m2·K)，而轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔平均壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)僅增大0.68 W/(m2·K)。由此可知，方案7在定子通風(fēng)孔體積不變的情況下，孔徑減小導(dǎo)致定子通風(fēng)孔內(nèi)風(fēng)速增大，定子通風(fēng)孔流量增多，平均壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)顯著增大，散熱能力提升，從而有效降低了定子部分的溫度。

表4 定轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔平均壁面系數(shù)對比結(jié)果

3.3 分段式通風(fēng)孔對電機(jī)溫度的影響

由上述研究可知，減小定子通風(fēng)孔的孔徑可有效降低定子繞組最高溫升，但是通過電機(jī)的溫度分布趨勢可以看出，電機(jī)各部分軸向溫度分布不均勻，出風(fēng)口側(cè)溫度較高，存在軸向溫差較大的問題。結(jié)合文獻(xiàn)[28]提出的冷卻流道結(jié)構(gòu)形式，在3.2節(jié)所述的通風(fēng)結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上，把定轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔出風(fēng)口側(cè)孔徑減小為原始模型的一半，得到分段式定轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔，結(jié)構(gòu)示意圖如圖13所示，定義該模型為方案8。

圖13 分段通風(fēng)孔結(jié)構(gòu)示意圖Fig.13 Schematic diagram of segmented ventilation holes

圖14 方案8與方案7的溫度對比結(jié)果Fig.14 Temperature comparison between scheme 8 and scheme 7

圖15給出了方案7與方案8的定子通風(fēng)孔和轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔的風(fēng)速對比，可以看出，與方案7相比，方案8靠近出口側(cè)的定子通風(fēng)孔和轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔風(fēng)速均顯著增高，且風(fēng)速在分段處均發(fā)生了階躍升高。具體來看，定子通風(fēng)孔內(nèi)兩方案起始位置風(fēng)速相差較小，但方案8的定子通風(fēng)孔內(nèi)風(fēng)速在分段處階躍式增加到95 m/s，隨著軸向位置的增加，風(fēng)速最終穩(wěn)定在83 m/s，平均風(fēng)速比方案7提升78%。轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔采用分段后，入風(fēng)口側(cè)風(fēng)速減小，但在分段處風(fēng)速也呈階躍式增加，風(fēng)速最終穩(wěn)定在81 m/s左右，平均風(fēng)速比方案7提升64%。

圖15 方案7與方案8風(fēng)速對比結(jié)果Fig.15 Velocity comparison between scheme 8 and scheme 7

方案8入風(fēng)側(cè)轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔內(nèi)風(fēng)速變化更為明顯，為了探究這一問題，提取方案7和方案8的流體域動(dòng)壓進(jìn)行對比，結(jié)果如圖16所示?？梢钥闯?，方案7的流體域壓力分布較為均勻，軸向壓力幾乎無變化。而采用分段截面后，方案8的定子和轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔內(nèi)入風(fēng)側(cè)風(fēng)壓均有所下降，但轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔入口側(cè)風(fēng)壓下降幅度更大，出風(fēng)口側(cè)風(fēng)壓顯著增加，同時(shí)氣隙內(nèi)風(fēng)壓約增加為原來的6倍。由此可見，分段通風(fēng)結(jié)構(gòu)使得電機(jī)流體域的風(fēng)量分配發(fā)生了變化。

圖16 方案7與方案8動(dòng)壓對比結(jié)果Fig.16 Dynamic pressure comparison between scheme 8 and scheme 7

綜上所述，定轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔采用分段處理后，流體域風(fēng)壓變化顯著，導(dǎo)致出風(fēng)口側(cè)孔徑較小的地方風(fēng)速呈階躍式增加，通風(fēng)孔帶走熱量的能力變強(qiáng)，使得電機(jī)最高溫度降低，從而有效減小了電機(jī)軸向溫差。

由于上述分段定轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔僅是在通風(fēng)結(jié)構(gòu)探索過程中結(jié)合文獻(xiàn)[28]提出的，該結(jié)構(gòu)并非該電機(jī)最優(yōu)通風(fēng)結(jié)構(gòu)，在后續(xù)研究中需要進(jìn)一步利用優(yōu)化算法對電機(jī)的通風(fēng)孔個(gè)數(shù)、孔徑及分段數(shù)進(jìn)行綜合優(yōu)化，找到有利于電機(jī)散熱的最優(yōu)解。

4 結(jié) 論

本文對600 kW的高速列車異步牽引電機(jī)進(jìn)行流固耦合仿真，得到以下結(jié)論：

1)減小孔徑可有效降低電機(jī)繞組溫度，但是當(dāng)孔徑減小到一定值時(shí)，定子部分溫度下降不再明顯，但轉(zhuǎn)子部分溫度仍繼續(xù)減小。此外，孔徑的選取還需要考慮電機(jī)輕量化等因素，需要在保證滿意的通風(fēng)效果的前提下優(yōu)先選擇孔徑大的通風(fēng)孔；

2)在保證定子通風(fēng)體積不變的前提下，將定子通風(fēng)孔修改為正對定子槽的結(jié)構(gòu)可有效減小定子繞組、定子鐵心和絕緣的溫度；

3)定子通風(fēng)孔和轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔采用分段處理后，降溫效果明顯。通風(fēng)孔內(nèi)風(fēng)速在分段處階躍式增加，通風(fēng)孔內(nèi)平均風(fēng)速顯著提高，有效降低了電機(jī)溫度，從而平衡了軸向溫差。