丁樹業(yè) 孫兆瓊

（1.哈爾濱理工大學(xué)電氣與電子工程學(xué)院 哈爾濱 150080 2.中國電子科技集團公司第21研究所 上海 200233）

1 引言

隨著可再生能源發(fā)展的全球化，風(fēng)力發(fā)電建設(shè)的規(guī)模不斷擴大，如何提高單機容量成為人們急需解決的重要問題之一。然而，電機的發(fā)熱問題始終是制約風(fēng)力發(fā)電機向大容量發(fā)展的首要因素，因此，對永磁風(fēng)力發(fā)電機進行溫升計算以及對通風(fēng)結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化設(shè)計勢在必行[1,2]。

近年來，國內(nèi)外專家學(xué)者在該領(lǐng)域的研究主要包括電磁設(shè)計、齒槽轉(zhuǎn)矩分析、靜態(tài)或瞬態(tài)運行特性分析、控制系統(tǒng)以及驅(qū)動系統(tǒng)等方面[3-6]，公開發(fā)表的文獻中涉及永磁風(fēng)力發(fā)電機的發(fā)熱與冷卻問題的研究較少。所以對大型永磁風(fēng)力發(fā)電機的通風(fēng)結(jié)構(gòu)及熱性能進行數(shù)值研究具有一定的實際意義。

以文獻[7-16]中研究的內(nèi)容作為基礎(chǔ)，利用Fluent軟件，針對2.5MW直驅(qū)式永磁風(fēng)力發(fā)電機建立了三維流動與傳熱耦合的物理模型，結(jié)合工程實際給出相應(yīng)的基本假設(shè)與邊界條件，并根據(jù)計算流體力學(xué)原理以及傳熱學(xué)理論給出耦合場求解的控制方程，采用有限體積法對電機內(nèi)的流體場與溫度場進行數(shù)值計算，并將仿真結(jié)果與實測結(jié)果進行對比，驗證了耦合場計算結(jié)果的正確性，得出一些有益結(jié)論，為大容量永磁發(fā)電機的溫升計算以及通風(fēng)結(jié)構(gòu)的設(shè)計提供了理論分析的參考依據(jù)。

2 流體流動及傳熱機理

本文以計算流體力學(xué)以及數(shù)值傳熱學(xué)為理論基礎(chǔ)，采用有限體積法對電機內(nèi)部冷卻氣體的流變特性、對流換熱以及熱傳導(dǎo)進行研究[15,16]。計算流體力學(xué)以及數(shù)值傳熱學(xué)的基本思想為：用一組離散點變量來描述原本在時間及空間域上連續(xù)的物理場（如：速度場和溫度場等），并用數(shù)學(xué)方程組來描述這些離散變量之間的關(guān)系，然后將代數(shù)方程組的離散結(jié)果作為待解的場變量的近似值。

2.1 流體流動機理

發(fā)電機內(nèi)流體在流動的時候應(yīng)同時滿足質(zhì)量守恒、動量守恒以及能量守恒的定律。矢量表達式如下：

式中 ρ—密度（kg/m3）；

t—時間（s）；

u，v，w—x、y、z方向的速度分量（m/s）；

E—每一單位容量所含總能量；

p—壓力。

2.2 傳熱機理

傳熱微分方程根據(jù)傅里葉定律與能量守恒定律建立，用來描述物體溫度隨時間和空間的變化規(guī)律，各向異性介質(zhì)中流固耦合傳熱的三維穩(wěn)態(tài)控制方程可表示為

式中 T—物體邊界面處的溫度（℃）；

λx，λy，λz—求解域內(nèi)各種材料沿 x、y以及 z方向的導(dǎo)熱系數(shù)（W/(m·K)）；

qV—求解域內(nèi)各熱源體之和（W/m3）；

S1—物體某一恒溫的邊界；

T0—物體邊界面的溫度值；

q0—邊界面S2的熱流密度，需要對其進行人為賦值；

α—散熱表面的散熱系數(shù)（W/(m2·K)）；

Tf—周圍流體的溫度（℃）。

3 求解模型的建立

3.1 發(fā)電機基本參數(shù)與通風(fēng)結(jié)構(gòu)

2.5 MW 永磁風(fēng)力發(fā)電機的基本技術(shù)參數(shù)如下：額定電壓為710V；功率因數(shù)大于等于0.94；額定轉(zhuǎn)速為 1 650r/min；電機極數(shù)為 16；絕緣等級為F級。

發(fā)電機與冷卻器構(gòu)成一個完整的風(fēng)路系統(tǒng)如圖1所示，其中冷卻器是降低發(fā)電機溫升的主要部分，其結(jié)構(gòu)比較簡單，由渦輪風(fēng)機、冷風(fēng)管道、擋板以及箱體構(gòu)成，冷風(fēng)管道與渦輪風(fēng)機直接相連，在空間上與箱體完全隔絕，冷卻器箱體內(nèi)的擋板主要起到束縛流體流動路徑的作用。而發(fā)電機內(nèi)部的風(fēng)路結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，導(dǎo)致電機內(nèi)部流體與各部件之間的換熱過程也十分復(fù)雜。

圖1 發(fā)電機整體通風(fēng)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)Fig.1 Integral structure of ventilation system

2.5MW永磁風(fēng)力發(fā)電機采用雙風(fēng)路通風(fēng)系統(tǒng)，整體結(jié)構(gòu)。其中，內(nèi)風(fēng)路為密閉循環(huán)通風(fēng)結(jié)構(gòu)，電機兩側(cè)端部氣腔處各安裝一個軸流風(fēng)扇用來提供一次冷卻氣體流動的最初壓力，使得一次冷卻氣體依次流過軸向風(fēng)溝、轉(zhuǎn)子徑向風(fēng)溝、氣隙、定子徑向風(fēng)溝、冷卻器箱體、端部氣腔，形成密閉循環(huán)的流通路徑，圖1中空心箭頭所指方向即為內(nèi)風(fēng)路一次冷卻氣體的循環(huán)方向。而外風(fēng)路即為冷卻器的冷風(fēng)管，利用渦輪風(fēng)機持續(xù)將低溫二次冷卻氣體從一側(cè)壓入冷風(fēng)管道內(nèi)，并從另一側(cè)流出，而冷卻器箱體內(nèi)升溫后的一次冷卻氣體在冷卻管外部環(huán)繞流動，由于擋板束縛了流體流動路徑，使得一次冷卻氣體與低溫冷卻管進行兩次熱量交換，這樣，二次冷卻氣體間接地將發(fā)電機運行時產(chǎn)生的熱量帶到電機外部，圖1中虛線箭頭所指方向即為二次冷卻氣體的流動方向。

表1以不同熱源體為單位列出了發(fā)電機額定運行狀態(tài)下各部分損耗分布。其中轉(zhuǎn)子側(cè)的損耗包括轉(zhuǎn)子的鐵耗、轉(zhuǎn)子的雜散損耗以及由于轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動時所產(chǎn)生的機械損耗三部分構(gòu)成。

表1 發(fā)電機損耗分布Tab.1 The loss distribution of generator

3.2 求解域物理模型

根據(jù)永磁風(fēng)力發(fā)電機通風(fēng)系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)特點以及流體流動與傳熱的特性，建立三維流體場與溫度場耦合求解的物理模型?？紤]到定子齒槽結(jié)構(gòu)沿圓周方向的對稱性，將一個定子齒距設(shè)定為求解域，如圖2所示。圖2中，z軸與電機軸向中心線重合，y軸與定子槽中心線重合。采用混合式網(wǎng)格進行剖分，對于求解域內(nèi)的不同區(qū)域分別采用不同的網(wǎng)格類型以及不同的單元體積進行剖分，形成混合式網(wǎng)格。

3.3 基本假設(shè)及邊界條件

2.5MW永磁風(fēng)力發(fā)電機的內(nèi)風(fēng)路為密閉循環(huán)系統(tǒng)，電機內(nèi)溫度場及流體場的計算十分復(fù)雜，因此為了簡化求解模型，做出以下假設(shè)：

圖2 求解域物理模型Fig.2 The physical model of solution region

（1）不考慮集膚效應(yīng)，認為定子繞組產(chǎn)生的銅耗在導(dǎo)體內(nèi)部均勻分布。

（2）認為定子鐵心中的損耗分別在齒部和軛部均勻分布。

（3）槽內(nèi)所有絕緣以及槽楔具有相同的熱性能。

（4）由于只研究發(fā)電機額定狀態(tài)下勻速旋轉(zhuǎn)的穩(wěn)態(tài)運行，認為冷卻器對發(fā)電機的冷卻效果沿圓周方向相同[17,18]。

根據(jù)通風(fēng)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)特點以及整域傳熱特性，認為發(fā)電機兩端風(fēng)扇位置處為內(nèi)風(fēng)路入口和出口的分界面，如圖2所示。求解域內(nèi)具體邊界條件設(shè)置如下：

（1）求解域的固體區(qū)域包括銅導(dǎo)線、繞組絕緣、鋁擋板、定轉(zhuǎn)子鐵心硅鋼片，其中銅導(dǎo)熱系數(shù)為398W/(m·K)；絕緣導(dǎo)熱系數(shù)為0.22W/(m·K)；鋁的導(dǎo)熱系數(shù)為190W/(m·K)；疊裝后硅鋼片為各向異性導(dǎo)熱介質(zhì)，沿x、y、z方向的導(dǎo)熱系數(shù)分別為（43，43，1.6）W/(m·K)；

（2）求解域非周期性外表面的散熱系數(shù)按經(jīng)驗值確定，設(shè)為35W/(m2·K)，周期性邊界處的溫度梯度為0，因此認為該邊界為是絕熱面。

（3）內(nèi)、外風(fēng)路的入口均為速度入口邊界條件，速度大小分別為0.8566m/s和21.47m/s。

（4）內(nèi)、外風(fēng)路的出口均為自由流出口邊界條件。

（5）求解域流體與固體的接觸面均為無滑移邊界。

4 溫度場計算結(jié)果分析

4.1 計算結(jié)果與實測值對比

根據(jù)上述建立的數(shù)學(xué)模型和物理模型，以及基本假設(shè)和邊界條件的基礎(chǔ)上，利用有限體積法計算出發(fā)電機不同位置的溫度場分布，計算結(jié)果顯示求解域內(nèi)最高溫升為76.99K。

采用電阻法對發(fā)電機定子繞組進行了溫升測試，獲取了定子繞組的平均溫升值，表2為電機計算所得的定子繞組平均溫升值與實測值的對比。

表2 計算值與實測值的比較Tab.2 Calculated results of temperature rise comparing with test value

由表2可知，溫升計算結(jié)果與實測值基本吻合，相對誤差僅為-2.46%，滿足工程實際要求，試驗結(jié)果驗證了耦合場計算結(jié)果的準(zhǔn)確性，也證明了本文計算方法的合理性。

4.2 整體溫升分析

為清楚描述發(fā)電機各部件以及冷卻介質(zhì)的溫升變化趨勢，圖3給出了發(fā)電機槽中心子午面（即通過發(fā)電機軸線和定子槽中心線的平面）的溫升分布，表3給出了發(fā)電機各部件的平均溫升和最高溫升。

圖3 槽中心子午面的溫升分布Fig.3 Temperature rise distribution of meridian surface across slot centre

表3 發(fā)電機各部件溫升值Tab.3 Temperature rise of generator parts

由圖3和表3可知，整個求解域內(nèi)溫升分布十分不均勻，其中，定子繞組溫升最高，而轉(zhuǎn)子鐵心的溫升較低，但電機各部件的溫升分布相對比較均勻。

發(fā)電機軸中心截面的溫升分布如圖4所示，可以看出，發(fā)電機各部件以及一次冷卻介質(zhì)的溫升沿徑向的變化有先增加后減小的趨勢，而整個平面內(nèi)的溫升相對于定子槽中心線呈現(xiàn)對稱分布。

圖4 軸中心截面溫度分布Fig.4 Temperature rise distribution of centre section in axial direction

由于發(fā)電機運行時定子繞組內(nèi)通有較高的電流，產(chǎn)生的銅耗較大，產(chǎn)生的熱量也很大，因此導(dǎo)致定子繞組溫升較高。然而，轉(zhuǎn)子部分的溫升相對很低，原因在于永磁電機利用轉(zhuǎn)子內(nèi)的永磁材料進行勵磁，無繞組勵磁，省去了相應(yīng)的電損耗，使得轉(zhuǎn)子本身的產(chǎn)熱量較低；另一方面，一次冷卻氣體在冷卻器內(nèi)降溫后首先流過轉(zhuǎn)子軸向風(fēng)溝和轉(zhuǎn)子徑向風(fēng)溝，與轉(zhuǎn)子鐵心及永磁體進行換熱，換熱性能較好，因此轉(zhuǎn)子鐵心溫升較低，平均溫升僅為15.65K。由此可以說明電機發(fā)熱對永磁體磁性能的影響很小，可忽略不計。

4.3 定子繞組及定子絕緣溫升分析

定子上、下層繞組沿軸向的溫升值沿軸向呈對稱分布，沿著軸中心至兩端延伸的方向，槽內(nèi)繞組溫升逐漸升高，而端部繞組溫升逐漸降低，定子槽內(nèi)繞組的溫升在軸中心位置達到最低值，但溫升值的變化范圍較小，上、下層繞組最大溫差為2.53K。定子絕緣以及槽楔部分的最高溫升為76.92K，最低溫升為23.91K，圖5給出了定子絕緣（包括槽楔）的溫升分布。

由圖5可以看出，沿著軸中心至兩端延伸的方向，定子絕緣的溫升呈現(xiàn)出先升高后減小的趨勢，與對應(yīng)的定子導(dǎo)體的溫升變化趨勢基本保持一致，并且定子絕緣的溫升值維持在很高的水平范圍內(nèi)，約為58.36～76.92K，具體數(shù)值與定子股線的溫升值相差不多，而低溫區(qū)域主要集中在槽楔位置。該電機為F級絕緣、H級考核，因此運行時的最高溫升遠遠低于絕緣條件所允許的極限溫升。

圖5 定子絕緣溫升分布Fig.5 Temperature rise distribution of stator insulation

5 流體場計算結(jié)果分析

5.1 整體流速分析

通過計算可以得到整個求解域內(nèi)的流體場分布，圖6給出了求解域內(nèi)流體部分的三維流體場分布，即一次冷卻氣體和二次冷卻氣體的流速分布。從圖中可以看出整個空間內(nèi)風(fēng)速分布十分復(fù)雜，流體流速的絕對值關(guān)于軸中心截面呈對稱分布，其中，定轉(zhuǎn)子徑向通風(fēng)溝內(nèi)的流速很高，冷卻器內(nèi)一次冷卻氣體流速較低。轉(zhuǎn)子軸向風(fēng)溝內(nèi)的流速分布不均勻，一次冷卻氣體以較高的軸向速度分別從電機兩端向中間流動，并在軸中心處會和，因此沿著軸中心至電機兩端延伸的方向，定轉(zhuǎn)子徑向風(fēng)溝內(nèi)的流體流速呈現(xiàn)遞減的趨勢分布。由于外風(fēng)路為形狀規(guī)則的長直管道，其內(nèi)部二次冷卻介質(zhì)的流速分布十分均勻。

圖6 求解域三維流速分布Fig.6 3D velocity distribution of solution region

5.2 徑向風(fēng)溝內(nèi)流速分析

為了詳細分析徑向通風(fēng)溝內(nèi)的流體場分布，圖7給出了電機軸中心截面處的流體場分布，從圖中可以看出，轉(zhuǎn)子徑向風(fēng)溝內(nèi)的流速分布比較均勻，而定子徑向風(fēng)溝內(nèi)的流速分布十分不均勻。

圖7 徑向通風(fēng)溝中心截面流體場分布Fig.7 Velocity distribution of center section inside radial ventilation duct

由于定子通風(fēng)溝內(nèi)的槽楔和繞組均為擾流物體，對冷卻氣體的流動具有一定的阻礙作用，使得繞組兩側(cè)的風(fēng)速較高，尤其是槽楔兩側(cè)的氣體流速最高，同時由于擾流物體的阻礙作用，還導(dǎo)致繞組底部的風(fēng)路內(nèi)（及擾流物體后方）出現(xiàn)尾流。在冷卻管外圍一次冷卻氣體的流速有所增加，但分布十分不規(guī)律，在繞過冷卻管以后，一次冷卻氣體的流動充分發(fā)展，因此流體場的分布比較規(guī)律。

圖8給出了徑向風(fēng)溝內(nèi)定子齒中心線及槽中心線位置的流速分布，橫坐標(biāo)表示徑向長度，轉(zhuǎn)子徑向風(fēng)溝長度范圍是 0.19～0.31m，定子徑向風(fēng)溝長度范圍是0.32～0.43m。

圖8 定子齒中心線及槽中心線位置處的速度值Fig.8 Velocity magnitude along center lines of stator tooth and slot

由圖中曲線可知，對于齒中心線位置的一次冷卻氣體，其流動速度在轉(zhuǎn)子通風(fēng)溝內(nèi)基本保持平穩(wěn)，速度大小約為6.75m/s，進入氣隙后風(fēng)速迅速升高至22.62m/s，在定子槽楔附近風(fēng)速繼續(xù)迅速增加至29.64m/s，隨后風(fēng)速迅速減小，到達下層繞組處，風(fēng)速開始緩慢下降。在槽中心線位置的徑向風(fēng)溝內(nèi)，一次冷卻氣體在轉(zhuǎn)子通風(fēng)溝內(nèi)速度緩慢下降，進入氣隙后速度突然下降，由于定子繞組和槽楔的阻礙作用，一次冷卻氣體需繞過定子繞組流動，在擾流物體后方位置，流體速度先升高后減小，但速度值很小，始終低于4m/s。

5.3 冷卻氣體傳熱性能分析

冷卻系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)與冷卻氣體傳熱性能直接關(guān)系到電機通風(fēng)系統(tǒng)內(nèi)熱交換的好壞，影響電機運行特性。由數(shù)值計算結(jié)果可知，定子端部繞組周圍氣體溫升最高，可達45K，這是由于端部繞組發(fā)熱量較大，而且一次冷卻氣體剛剛經(jīng)過冷卻器的降溫后流經(jīng)此處，導(dǎo)致流固兩種介質(zhì)的溫差較大，同時對流換熱的接觸表面積較大，因此換熱效果十分明顯。

2.5MW永磁風(fēng)力發(fā)電機的內(nèi)風(fēng)路為密閉循環(huán)冷卻系統(tǒng)，通過電機端部軸流式風(fēng)扇的強迫施壓，一次冷卻氣體從端部風(fēng)路流經(jīng)轉(zhuǎn)子護環(huán)進入轉(zhuǎn)子軸向以及徑向通風(fēng)溝內(nèi)，與轉(zhuǎn)子鐵心和永磁體進行換熱后進入氣隙，再流入定子徑向通風(fēng)溝繼續(xù)進行對流換熱，一次冷卻氣體吸收定轉(zhuǎn)子鐵心、永磁體以及定子繞組產(chǎn)生的熱量后溫度有所增加，從電機內(nèi)流出，進入機殼外部的冷卻器內(nèi)。由于擋板對流體流動路徑的束縛作用，一次冷卻氣體在冷卻器內(nèi)與冷風(fēng)管進行兩次熱交換，冷卻效果十分明顯。經(jīng)過外風(fēng)路的降溫后一次冷卻介質(zhì)重新回到電機端部的軸流式風(fēng)扇，完成一次冷卻循環(huán)。由圖7可以看出，沿著一次冷卻介質(zhì)的流動方向，溫度有先增加后減小的趨勢。

外風(fēng)路采用壓入式的通風(fēng)方式，利用低溫的二次冷卻氣體與升溫后的一次冷卻氣體進行熱交換，從而間接將發(fā)電機運行時產(chǎn)生的熱量帶走。計算結(jié)果顯示：一次冷卻介質(zhì)在電機內(nèi)換熱后流出電機外殼，在進入冷卻器之前溫度升高17.11K，經(jīng)過冷卻器的充分換熱，一次冷卻介質(zhì)的溫度迅速降低，為下一次循環(huán)做好準(zhǔn)備。二次冷卻氣體出口處的溫升僅為 4.51K，但風(fēng)量遠遠高于一次冷卻氣體，因此換熱能力較強。

6 結(jié)論

本文通過對2.5MW永磁風(fēng)力發(fā)電機通風(fēng)結(jié)構(gòu)及熱性能的數(shù)值研究，得出如下結(jié)論：

（1）實測溫升數(shù)據(jù)驗證了本文耦合場計算結(jié)果的準(zhǔn)確性，證明了本文研究方法的正確性。

（2）溫度場分布十分不規(guī)律，其中定子繞組溫升最高，而轉(zhuǎn)子鐵心溫升較低，電機運行時產(chǎn)生的熱量對永磁材料的磁性能影響很小。

（3）沿著軸中心至兩端延伸的方向，定子槽內(nèi)繞組的溫升逐漸升高，而端部繞組的溫升逐漸下，而定子絕緣與對應(yīng)導(dǎo)體的溫升變化趨勢保持一致。

（4）內(nèi)風(fēng)路流速十分復(fù)雜，流體場關(guān)于軸中心截面呈對稱趨勢分布，而且沿著軸中心位置至兩端延伸的方向，定轉(zhuǎn)子徑向風(fēng)溝內(nèi)的風(fēng)速呈遞減的趨勢分布，而外風(fēng)路內(nèi)的二次冷卻氣體流速分布比較規(guī)律。

（5）定子繞組和槽楔作為擾流物體，對一次冷卻氣體的流動具有阻礙作用，導(dǎo)致定子繞組兩側(cè)氣體流速很高，而槽底后方位置速度很小。

[1]唐任遠, 趙清, 周挺.稀土永磁電機正進入大發(fā)展時期[J].沈陽工業(yè)大學(xué)學(xué)報, 2011, 33(1): 1-8.Tang Ren-yuan, Zhao Qing, Zhou Ting.Rare earth permanent magnet electrical machines stepping a new period of rapid development[J].Journal of Shenyang University of Technology, 2011, 33(1): 1-8.

[2]程明, 張運乾, 張建忠.風(fēng)力發(fā)電機發(fā)展現(xiàn)狀及研究進展[J].電力科學(xué)與技術(shù)學(xué)報, 2009, 24(3): 2-9.Cheng Ming, Zhang Yunqian, Zhang Jianzhong.Development and research progress of wind power generator[J].Journal of Electrical Power Science and Technology, 2009, 24(3): 2-9.

[3]Han Wook Cho, Seok Myeong Jang, Jang Yong Choi.Analysis of static characteristics in slotless-type permanent magnet machines based on the concept of transfer relations[J].IEEE Transactions on Magnetics,2006, 42(10): 3491-3493.

[4]楊玉波, 王秀和, 丁婷婷, 等.極弧系數(shù)組合優(yōu)化的永磁電機齒槽轉(zhuǎn)矩削弱方法[J].中國電機工程學(xué)報, 2007, 27(6): 7-11.Yang Yubo, Wang Xiuhe, Ding Tingting, et al.Analysis of the optimization of the pole arc combination to reduce the cogging torque in pm motors[J].Proceeding of the CSEE, 2007, 27(6):7-11.

[5]Cvetkovski Goga, Petkovska Lidjia, Gair Sinclair.Dynamic simulation of PM disc motor using Matlab/Simulink coupled with finite element method[C].13th European Conference on Power Electronics and Applications, Barcelona, Spain, 2009:1-10.

[6]Aldo Boglietti, Andrea Cavagnino, David Staton.Evolution and modern approaches for thermal analysis of electrical machines[J].IEEE Transactions on Industrial Electronics, 2009, 56(3): 871-882.

[7]Ding Shuye, Sun Zhaoqiong, Deng Lei.Calculation and analysis of fluid flow and heat transfer for large doubly-fed wind generator[C].6th International Forum on Strategic Technology, Harbin, China, 2011,1: 619-623.

[8]丁樹業(yè), 孫兆瓊, 姜楠, 等.大功率雙饋風(fēng)力發(fā)電機內(nèi)部流變特性數(shù)值仿真[J].電機與控制學(xué)報,2011, 15(4): 28-34.Ding Shuye, Sun Zhaoqiong, Jiang Nan, et al.Numerical simulation of rheological properties inside large doubly-fed wind generator[J].Electric Machines and Control, 2011, 7(14): 53-58.

[9]Sarkar D.Use of 3-dimensional finite elements for computation of temperature distribution in the stator of an induction motor[J].IEE Proceeding B, 1991,138(2):75-86.

[10]Milos Bekovic, Anton Hamler.Determination of the heating effect of magnetic fluid in alternating magnetic field[J].IEEE Transactions on Magnetics,2010, 46(2): 552-555.

[11]李偉力, 楊雪峰, 顧德寶, 等.多風(fēng)路空冷汽輪發(fā)電機定子內(nèi)流體流動與傳熱耦合計算與分析[J].電工技術(shù)學(xué)報, 2009, 12(24): 24-31.Li Weili, Yang Xuefeng, Gu Debao, et al.Calculation and analysis of fluid flow and heat transfer of air-cooled turbo-generator with multipath ventilation[J].Transaction of China Electrotechnical Society,2009, 12(24): 24-31.

[12]丁樹業(yè), 孫兆瓊, 苗立杰, 等.大型發(fā)電機定子主絕緣溫度場數(shù)值研究[J].電機與控制學(xué)報, 2010,7(14): 53-58.Ding Shuye, Sun Zhaoqiong, Miao Lijie, et al.Numerical investigation of stator main insulation temperature field for large generator[J].Electric Machines and Control, 2010, 7(14): 53-58.

[13]丁樹業(yè), 李偉力, 靳慧勇, 等.發(fā)電機內(nèi)部冷卻氣流狀態(tài)對定子溫度場的影響[J].中國電機工程學(xué)報,2006, 26(3): 131-135.Ding Shuye, Li Weili, Jin Huiyong, et al.Cooling air state inside generator effect on stator temperature fields[J].Proceeding of the CSEE, 2006, 26(3):131-135.

[14]Ding Shuye, Liu Haoran, Sun Zhaoqiong, et al.Research of fluid flow characteristic inside radial ventilation duct for large generator [C].Power and Energy Engineering Conference(APPEEC), Chengdu,China, 2010: 1-4.

[15]張奕.傳熱學(xué)[M].南京: 東南大學(xué)出版社, 2004.

[16]章本照, 印建安, 張宏基.流體力學(xué)數(shù)值方法[M].北京: 機械工業(yè)出版社, 2003.

[17]AИ鮑里先科, BГ丹科.電機中的空氣動力學(xué)與熱傳遞[M].魏書慈, 邱建甫譯.北京: 機械工業(yè)出版社, 1985.

[18]魏永田, 孟大偉, 溫嘉斌.電機內(nèi)熱交換[M].北京:機械工業(yè)出版社, 1998.