雙饋風(fēng)力發(fā)電機(jī)三維溫度場(chǎng)耦合計(jì)算與分析

丁樹(shù)業(yè)， 葛云中， 陳衛(wèi)杰， 徐殿國(guó)， 苗立杰

(1.哈爾濱工業(yè)大學(xué)電氣工程及自動(dòng)化學(xué)院，黑龍江哈爾濱150001;2.哈爾濱電站設(shè)備集團(tuán)公司，黑龍江哈爾濱150040;3.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;4.中國(guó)人民解放軍96215部隊(duì)，廣西柳州545616)

0 引言

我國(guó)風(fēng)能資源十分豐富，地面的風(fēng)能總量約有16億千瓦，其中近地面可供開(kāi)發(fā)利用的約占16%，為2.53億千瓦［1］。在風(fēng)能利用方面，我國(guó)至2010年國(guó)內(nèi)風(fēng)電裝機(jī)容量達(dá)到3 000萬(wàn)千瓦，占國(guó)內(nèi)總裝機(jī)容量的2.8%左右。目前，國(guó)內(nèi)風(fēng)力發(fā)電機(jī)的開(kāi)發(fā)生產(chǎn)品種繁多［2］，單機(jī)容量不斷增大，2～3.0 MW以上的風(fēng)電機(jī)組已經(jīng)商業(yè)化，5 MW的風(fēng)電機(jī)組也已經(jīng)投入試運(yùn)行，開(kāi)始由陸地向海上和高海拔地區(qū)發(fā)展［3－4］。

隨著風(fēng)力發(fā)電機(jī)單機(jī)容量的日益增大，使得電機(jī)運(yùn)行時(shí)產(chǎn)生的單位體積損耗顯著增加，引起電機(jī)各部分溫度升高，直接影響電機(jī)的壽命和運(yùn)行的可靠性。因此，在發(fā)電機(jī)的運(yùn)行過(guò)程中，必須采用相應(yīng)的冷卻介質(zhì)有效地帶走電機(jī)內(nèi)的熱量，使得發(fā)電機(jī)長(zhǎng)期、可靠地運(yùn)行。然而，發(fā)電機(jī)的通風(fēng)結(jié)構(gòu)以及冷卻介質(zhì)在電機(jī)內(nèi)的分布特性均比較復(fù)雜，因此對(duì)發(fā)電機(jī)內(nèi)溫度場(chǎng)、溫度分布特性進(jìn)行有效地分析，對(duì)發(fā)電機(jī)穩(wěn)定運(yùn)行以及更大容量的發(fā)電機(jī)的設(shè)計(jì)均具有重要意義。

為了準(zhǔn)確的對(duì)電機(jī)內(nèi)溫度場(chǎng)進(jìn)行研究，國(guó)內(nèi)外專家學(xué)者提出了許多計(jì)算方法［5］，其中數(shù)值計(jì)算方法精度較高。目前運(yùn)用數(shù)值計(jì)算的方法對(duì)不同種類電機(jī)內(nèi)溫度場(chǎng)［6－10］、不同工況下鐵心與繞組間的熱量傳遞［11］、轉(zhuǎn)子通風(fēng)方式和電機(jī)風(fēng)量分配對(duì)電機(jī)溫升的影響進(jìn)行了諸多研究［12－13］，為電機(jī)內(nèi)的物理場(chǎng)的計(jì)算奠定了一定的基礎(chǔ)。上述文獻(xiàn)多是對(duì)電機(jī)的局部區(qū)域或相關(guān)因素對(duì)電機(jī)溫度場(chǎng)的影響情況進(jìn)行研究，本文在此基礎(chǔ)上，對(duì)電機(jī)周向1/8區(qū)域內(nèi)定子、轉(zhuǎn)子以及流體區(qū)域的三維溫度場(chǎng)進(jìn)行研究，避免了對(duì)氣隙和轉(zhuǎn)子通風(fēng)溝流量分配。

本文以一臺(tái)1.5 MW風(fēng)力發(fā)電機(jī)為例，采用有限體積元法對(duì)電機(jī)內(nèi)流體場(chǎng)和溫度場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算，得出內(nèi)冷卻介質(zhì)在電機(jī)內(nèi)流量分布規(guī)律和特性，并對(duì)電機(jī)三維溫度場(chǎng)進(jìn)行研究，分析電機(jī)溫升分布規(guī)律和傳熱特性;最后將耦合計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行比較分析。

1 數(shù)學(xué)模型

電機(jī)冷卻系統(tǒng)內(nèi)流體流動(dòng)與傳熱滿足質(zhì)量守恒定律、動(dòng)量守恒定律、能量守恒定律。如果流動(dòng)處于紊流狀態(tài)，還要遵守附加的湍流運(yùn)動(dòng)方程，其守恒定律可以采用相應(yīng)的控制方程進(jìn)行描述［14－16］。

1.1 控制方程

根據(jù)流體力學(xué)理論，采用標(biāo)準(zhǔn)k－ε方程模型對(duì)流體進(jìn)行描述。當(dāng)流體為不可壓縮且處于穩(wěn)定流動(dòng)狀態(tài)時(shí)，采用通用控制方程［17］為

式中:φ、V為通用變量;ρ為流體密度，kg/m3;Γ 為擴(kuò)展系數(shù);S為源項(xiàng)。

1.2 三維熱傳導(dǎo)方程

針對(duì)各向異性材料，由傳熱學(xué)基本原理可以寫(xiě)出求解域內(nèi)穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)基本方程及其邊界條件為式中:T 為固體待求溫度，℃;λx、λy、λz為求解域內(nèi)各種材料沿x、y以及z方向的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K);qV為求解域內(nèi)各體熱源密度之和，W/m3;α為散熱表面的散熱系數(shù)，W/(m2·K);Tf為散熱面周圍流體的溫度，℃;Sj、Ss分別為絕熱和散熱面。

1.3 能量守恒方程

能量守恒定律是含熱交換過(guò)程的流動(dòng)系統(tǒng)須滿足的基本定律，流體能量守恒方程為

式中:U為流體的速度矢量;u、v、w分別為流體的速度分量;h為流體的比焓;T為流體溫度;λ為流體的導(dǎo)熱系數(shù);p為流體壓力;Sh為流體的內(nèi)熱源;Φ為由于粘性作用機(jī)械能轉(zhuǎn)化為熱能的部分，稱為耗散函數(shù)。

2 求解模型確定

2.1 電機(jī)基本數(shù)據(jù)及冷卻系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

本文以1.5 MW雙饋風(fēng)力發(fā)電機(jī)為例進(jìn)行研究，電機(jī)基本參數(shù):額定電壓為620 V;額定電流為1192 A;額定功率為1.5 MW;額定轉(zhuǎn)速為1 800 r/min;功率因數(shù)為0.85;頻率為50 Hz。

該發(fā)電機(jī)采用的是雙介質(zhì)冷卻方式，分為內(nèi)外兩路冷卻。

1)內(nèi)冷卻系統(tǒng)，即風(fēng)力發(fā)電機(jī)內(nèi)部設(shè)置風(fēng)扇，空氣由設(shè)在電機(jī)端部的風(fēng)扇強(qiáng)迫通風(fēng)實(shí)現(xiàn)封閉式冷卻，電機(jī)內(nèi)通風(fēng)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)如圖1所示。

2)外冷卻系統(tǒng)，發(fā)電機(jī)機(jī)殼內(nèi)設(shè)有水循環(huán)系統(tǒng)，冷卻水經(jīng)過(guò)與一次冷卻的熱空氣進(jìn)行能量傳遞，將發(fā)電機(jī)運(yùn)行因損耗而產(chǎn)生的熱量帶到外部。

圖1 發(fā)電機(jī)通風(fēng)結(jié)構(gòu)Fig.1 Ventilation structure of generator

2.2 假定條件

根據(jù)電機(jī)結(jié)構(gòu)及電機(jī)內(nèi)流體特性，作如下假設(shè)［9－13］:

1)電機(jī)內(nèi)流場(chǎng)中，流體流速遠(yuǎn)小于聲速，即馬赫數(shù)(Ma數(shù))很小，故把流體作為不可壓縮流體處理。

2)由于電機(jī)中流體的雷諾數(shù)很大(Re＞2 300)，屬于紊流，因此采用紊流模型對(duì)電機(jī)內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)行求解。

3)由于電機(jī)結(jié)構(gòu)周向的對(duì)稱性，認(rèn)為定、轉(zhuǎn)子槽中心面和定、轉(zhuǎn)子齒中心面是絕熱的。

4)本電機(jī)轉(zhuǎn)子采用隱極結(jié)構(gòu)，轉(zhuǎn)子表面光滑，不考慮電機(jī)旋轉(zhuǎn)。

2.3 求解模型的確定

圖2 求解域物理模型Fig.2 Physical model of solved region

2.3.1 求解域模型

考慮電機(jī)在圓周上幾何結(jié)構(gòu)周期性分布以及流體流動(dòng)和傳熱特點(diǎn)，并依據(jù)基本假設(shè)，取電機(jī)周向1/8區(qū)域?yàn)檠芯繉?duì)象，求解域物理模型如圖2所示，發(fā)電機(jī)各部位的名稱在圖中均已標(biāo)出，圖中x軸表示定子周向方向，y軸表示定子徑向方向，z軸表示定子軸向方向。

2.3.2 網(wǎng)格生成

對(duì)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，采用四面體和六面體混合網(wǎng)格，檢查網(wǎng)格質(zhì)量，輸出模型數(shù)據(jù)文件，求解域剖分如圖3所示。

圖3 求解域剖分圖Fig.3 Subdivision map of solved region

2.3.3 邊界條件的設(shè)置

流體場(chǎng)及溫度場(chǎng)耦合求解的邊界條件為:

1)環(huán)境溫度為27℃(300 K)，入口1為空氣入口，入口2為水入口，兩入口均給定為速度入口邊界，根據(jù)給定的質(zhì)量流量數(shù)值，可求得入口速度。

2)出口1為空氣出口，出口2為水出口，均給定為壓力出口邊界條件，壓力均為1個(gè)標(biāo)準(zhǔn)大氣壓。

3)發(fā)電機(jī)機(jī)殼外圓及轉(zhuǎn)子內(nèi)圓為散熱面，給定散熱系數(shù)和周圍的空氣溫度:散熱系數(shù)參考一般空冷電機(jī)設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)給出［18］，求解域兩側(cè)徑向截面，設(shè)為周期性邊界，其余與固體的接觸的面均視為無(wú)滑移邊界。

4)電機(jī)熱源密度分布(W/m3):定子股線為226 416;定子鐵心為38 451;轉(zhuǎn)子股線為313 747;轉(zhuǎn)子鐵心80 726。

3 內(nèi)冷卻系統(tǒng)流變特性分析

由于發(fā)電機(jī)內(nèi)熱性能的分布特性完全由冷卻介質(zhì)的分布性能決定，首先對(duì)發(fā)電機(jī)內(nèi)流體場(chǎng)進(jìn)行分析。圖4給出了該發(fā)電機(jī)三維求解域內(nèi)空氣速度分布。

通過(guò)對(duì)圖4流體速度分布以及計(jì)算數(shù)值結(jié)果分析，可知:

空氣入口截面較大，入流速度較低，冷空氣繞過(guò)非風(fēng)扇端的端部繞組進(jìn)入轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔和氣隙中;在電機(jī)中空氣沿軸向流過(guò)轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔和氣隙，由于氣隙入口狹長(zhǎng)表面積較小，空氣流動(dòng)入口風(fēng)阻大，能量損失嚴(yán)重，空氣在氣隙中最大速度為21.22 m/s，風(fēng)量占空氣總流量的10.43%;空氣在流入轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔時(shí)空氣的流動(dòng)阻力系數(shù)相對(duì)較小，空氣入口面積大，風(fēng)阻較小，空氣在轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔的最大速度為49.85 m/s，風(fēng)量占空氣總流量的89.57%;當(dāng)空氣到達(dá)風(fēng)扇端區(qū)域，空間變大，空氣的速度降低，風(fēng)速沿軸向截面的位置不同而不同，最高速度為43.26 m/s;在電機(jī)機(jī)殼風(fēng)筋之間的風(fēng)道中平均速度為32.52 m/s，空氣流經(jīng)一個(gè)循環(huán)，從求解域出口流出。

圖4 空氣速度分布圖Fig.4 Velocity distribution of air

4 電機(jī)溫度場(chǎng)特性分析

4.1 電機(jī)溫度場(chǎng)分布

圖5為電機(jī)額定運(yùn)行時(shí)溫升分布圖，圖6為定、轉(zhuǎn)子槽中心截面和齒中心截面溫升分布云圖。

圖5 電機(jī)溫升分布圖Fig.5 Temperature distribution of generator

圖6 電機(jī)徑向不同截面溫升分布云圖Fig.6 Temperature distribution of generator at different section

結(jié)合圖5、圖6可以得出，電機(jī)內(nèi)最大溫升分布在轉(zhuǎn)子鐵心段內(nèi)的轉(zhuǎn)子股線上，最大值為74.3 K;定子股線在風(fēng)扇端溫升較高，鐵心段內(nèi)溫升較低，并沿軸向產(chǎn)生一定的變化規(guī)律，定子股線的最高溫升為64.6 K;轉(zhuǎn)子股線的熱密度遠(yuǎn)大于轉(zhuǎn)子鐵心的熱密度，兩者之間緊密接觸，轉(zhuǎn)子股線以傳導(dǎo)的方式將熱量傳導(dǎo)給轉(zhuǎn)子鐵心，轉(zhuǎn)子齒部溫升較大，最大值為62.0 K;定子鐵心傳熱條件好，能夠及時(shí)的把定子股線和鐵心產(chǎn)生的能量傳導(dǎo)給機(jī)殼，因而溫升較低，最高溫升為26.5 K。

4.2 定、轉(zhuǎn)子股線沿軸向長(zhǎng)度溫升分布

為詳細(xì)分析股線溫升的分布規(guī)律，分別給出定、轉(zhuǎn)子股線沿軸向長(zhǎng)度的分布，如圖7和圖8所示。

圖7 定子股線沿軸向長(zhǎng)度溫升分布Fig.7 Temperature distribution of stator along with the axial length

圖8 轉(zhuǎn)子股線沿軸向長(zhǎng)度溫升分布Fig.8 Temperature distribution of generator rotor along with the axial length

定子股線沿軸向長(zhǎng)度溫升變化規(guī)律為:定子上層股線溫升高于下層股線溫升;最高溫升出現(xiàn)在風(fēng)扇端，距離鐵心一定距離處，最大值為64.6 K;最低溫升分布在鐵心段的進(jìn)風(fēng)端。在定子鐵心段中股線溫升沿軸向長(zhǎng)度變化趨勢(shì)基本一致，呈線性分布，由進(jìn)風(fēng)端至出風(fēng)端溫升變化逐漸增大，相差約2～5 K，在鐵心段出風(fēng)端溫升略有上升。在端部氣腔中股線溫升急劇上升并達(dá)到最大值，下層股線最大值低于上層股線約2.5 K，最高溫升處至股線端部，股線沿軸向長(zhǎng)度溫升急劇下降，且上層股線的下降速度比下層股線快。

從圖8中可以看出轉(zhuǎn)子股線最高溫升位于0.55 m處的轉(zhuǎn)子鐵心段內(nèi)，最低溫升在電機(jī)轉(zhuǎn)子鐵心段的進(jìn)風(fēng)端，在鐵心段內(nèi)轉(zhuǎn)子股線溫升變化較快，相差約25 K。

4.3 電機(jī)齒部溫升分布

在研究股線沿軸向長(zhǎng)度溫升分布的同時(shí)有必要對(duì)鐵心沿軸向長(zhǎng)度溫升分布進(jìn)行研究，圖9為定子鐵心徑向不同高度溫升分布，圖10為轉(zhuǎn)子齒徑向不同高度溫升分布。

圖9 定子鐵心徑向不同高度溫升分布Fig.9 Radial Temperature distribution of generator stator core at different height

圖10 轉(zhuǎn)子齒徑向不同高度溫升分布Fig.10 Radial temperature distribution of generator rotor at different height

圖9給出了定子鐵心內(nèi)軛背處、距軛背1/2軛高處、齒根處、距齒頂1/2高處及齒頂處的溫升分布情況。由圖9可知，在定子鐵心徑向不同位置溫升相差很大，這是由于定子中產(chǎn)生的熱量大部分向軛背部傳導(dǎo)，硅鋼片是熱的良導(dǎo)體，越靠近軛背越有利于導(dǎo)熱;不同位置沿軸向長(zhǎng)度溫升呈上升趨勢(shì)，只是徑向不同位置溫升變化趨勢(shì)不同，軛背處、距軛背部1/2軛高處、齒根處、距齒頂1/2高處變化趨勢(shì)一致，沿軸向長(zhǎng)度逐漸增大;氣隙中空氣在流通過(guò)程中要帶走定子產(chǎn)生的一小部分熱量，空氣在氣隙中流動(dòng)的過(guò)程溫升變化較快，對(duì)齒頂?shù)纳嵊杏绊懀X頂處溫升沿軸向長(zhǎng)度溫升變化較大。

圖10中分別為轉(zhuǎn)子齒頂處、齒1/4處、齒1/2處、齒3/4處及齒根處沿軸向長(zhǎng)度溫升分布，從圖中可以看出轉(zhuǎn)子齒不同高度沿軸向長(zhǎng)度變化一致，最高溫升所在同一軸向截面上，最高約為62K;轉(zhuǎn)子齒部沿軸向不同截面最高溫升約在距齒頂1/4處;雖然齒頂距離轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔最遠(yuǎn)，向轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔傳熱最為困難，齒頂處溫升卻不是太高，最大值為58.3K，是由于齒頂處和槽楔緊密接觸，槽楔雖然導(dǎo)熱能力差，但其不產(chǎn)生熱量，齒頂?shù)囊徊糠譄崃肯虿坌▊鲗?dǎo)，又由于氣隙中流動(dòng)的空氣也能帶走一部分熱量;齒根處距離轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔最近，散熱條件好，能夠及時(shí)將自身產(chǎn)生的熱量和齒部傳導(dǎo)過(guò)來(lái)的熱量傳導(dǎo)給轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔中的空氣，在轉(zhuǎn)子齒軸向截面中溫升最低。

4.4 轉(zhuǎn)子股線最高溫升所在截面溫升分布

因電機(jī)轉(zhuǎn)子散熱條件較惡劣，電機(jī)轉(zhuǎn)子溫升較高，有必要對(duì)電機(jī)最高溫升處溫升分布進(jìn)行分析。由于電機(jī)轉(zhuǎn)子各個(gè)相同位置溫升分布規(guī)律一致，取電機(jī)轉(zhuǎn)子任一股線最熱面為研究對(duì)象，其溫升分布如圖11所示。

圖11 轉(zhuǎn)子股線軸向最熱面溫升分布圖Fig.11 Temperature distribution of axial hottest surface of generator rotor

由圖11可以看出，轉(zhuǎn)子槽內(nèi)溫升分布隨槽中心線對(duì)稱分布;最高溫升位于股線中心線上，沿銅塊周圍絕緣層溫升下降明顯，槽底和槽楔頂端散熱條件較好，溫升略低;上層股線溫升高于下層股線，上下層股線之間相差3.2 K。

4.5 計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值比較

發(fā)電機(jī)測(cè)溫元件埋置在風(fēng)扇端，距離發(fā)電機(jī)端部一定距離的定子繞組層間絕緣處，6個(gè)測(cè)溫元件沿圓周方向均勻分布。表1給出了不同位置處的溫度測(cè)量結(jié)果。

表1 溫度測(cè)量結(jié)果Table 1 Measured data of temperature

根據(jù)表1的測(cè)量結(jié)果以及電機(jī)的實(shí)驗(yàn)環(huán)境溫度，可以求出相應(yīng)測(cè)量點(diǎn)的溫升數(shù)值，進(jìn)而獲得電機(jī)的平均溫升，如表1所示。

結(jié)合溫度場(chǎng)求解域設(shè)定，可知求解域內(nèi)有10處繞組層間絕緣位置處的溫升可與實(shí)驗(yàn)值進(jìn)行比較，溫升數(shù)值計(jì)算結(jié)果及其平均值與實(shí)驗(yàn)值的對(duì)比如表2所示。

表2 計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值比較Table 2 Comparison of calculated value with measured data

通過(guò)對(duì)表2中的數(shù)值進(jìn)行對(duì)比分析以及對(duì)溫升計(jì)算結(jié)果的研究，可知:不同繞組層間絕緣在測(cè)量位置處的溫升計(jì)算結(jié)果差值較小;不同位置處的計(jì)算值均比實(shí)驗(yàn)平均值低，最大相差5.34 K，最小誤差為0.17 K;溫升計(jì)算平均值比實(shí)驗(yàn)平均值低2.63 K，誤差為4.24%，計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相吻合。

以上結(jié)果可能由于電機(jī)端部流體流動(dòng)紊亂以及將電機(jī)靜止處理而轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔并非完全對(duì)稱的緣故造成。

5 結(jié)論

本文通過(guò)對(duì)1.5 MW雙饋發(fā)電機(jī)三維溫度場(chǎng)的計(jì)算以及對(duì)流體流動(dòng)特性的分析，可以得出以下結(jié)論:

1)計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)值相比較誤差為4.24%，能夠滿足工程需要，驗(yàn)證了結(jié)果的準(zhǔn)確性，說(shuō)明文中所采用有限體積法計(jì)算溫度場(chǎng)和流體場(chǎng)的方法可行，為發(fā)電機(jī)的運(yùn)行以及大容量發(fā)電機(jī)設(shè)計(jì)有指導(dǎo)義。

2)從本文的分析和計(jì)算，電機(jī)轉(zhuǎn)子熱量要經(jīng)過(guò)兩次傳導(dǎo)才能將熱量帶到電機(jī)外部，發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子在電機(jī)中的溫升較高。

3)得出電機(jī)各部分溫升分布及電機(jī)內(nèi)流體分布規(guī)律，為測(cè)溫元件的布置做理論指導(dǎo)。

4)在實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中應(yīng)加強(qiáng)對(duì)端部股線溫度監(jiān)測(cè)，此部位由于絕緣材料導(dǎo)熱系數(shù)小，空氣流體繞流復(fù)雜，散熱條件最為惡劣，溫升較高，是電機(jī)溫度監(jiān)測(cè)的重點(diǎn)區(qū)域。

［1］ 侯俠，王靜.21世紀(jì)的綠色能源［J］.內(nèi)蒙古石油化工，2006(12):52－54.

HOU Xia，WANG Jing.Green energy of 21 centuries［J］.Inner Mongolia Petrochemical Industry，2006(12):52 －54.

［2］ 程明，張運(yùn)乾，張建忠.風(fēng)力發(fā)電機(jī)發(fā)展現(xiàn)狀及研究進(jìn)展［J］.電力科學(xué)與技術(shù)學(xué)報(bào)，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］ 尹超.淺談我國(guó)風(fēng)力發(fā)電的現(xiàn)狀和前景［J］.山東電力技術(shù)，2009(6):14－15.

YIN Chao.Brief discussion on the present situation and prospects of wind power generation in china［J］.Shandong Electric Power，2009(6):14－15.

［4］ 施躍文，高輝，陳鐘.特大型風(fēng)力發(fā)電機(jī)組技術(shù)現(xiàn)狀與發(fā)展趨勢(shì)［J］.神華科技，2009，7(2):34 －38.

SHI Yuewen，GAO Hui，CHEN Zhong.Technological development trends of super-large wind generating set［J］.Shenhua Science and Technology，2009，7(2):34 －38.

［5］ 李和明，李俊卿.電機(jī)中溫度計(jì)算方法及其應(yīng)用綜述［J］.華北電力大學(xué)學(xué)報(bào)，2005，32(1):1 －5.

LI Heming，LI Junqing.Summarization on the temperature computation and application in electric machines［J］.Journal of North China Electric Power University，2005，32(1):1 －5.

［6］ 魯滌強(qiáng)，黃學(xué)良，胡敏強(qiáng).汽輪發(fā)電機(jī)端部三維溫度場(chǎng)的有限元計(jì)算［J］.中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2001，21(3):82 －85.

LU Diqiang，HUANG Xueliang，HU Minqiang.Using finite element method to calculate 3d thermal distribution in the end region of turbo generator［J］.Proceedings of the CSEE，2001，21(3):82 －85.

［7］ BOGLIETTI A，CAVAGNINO A，STATON D，et al.Evolution and modern approaches for thermal analysis of electrical machines［J］.IEEE Transactions on Industrial Electronics，2009，56(3):871－882.

［8］ 曹君慈，李偉力，程樹(shù)康.復(fù)合籠條轉(zhuǎn)子感應(yīng)電動(dòng)機(jī)溫度場(chǎng)計(jì)算及相關(guān)性分析［J］.中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2008，28(30):96－102.CAO Junci，LI Weili，CHENG Shukang.Temperature field calculation and associated factor analysis of induction motor with compound cage rotor［J］.Proceedings of the CSEE，2008，28(30):96－102.

［9］ 溫志偉，顧國(guó)彪，王海峰.浸潤(rùn)式與強(qiáng)迫內(nèi)冷結(jié)合的蒸發(fā)冷卻汽輪發(fā)電機(jī)定子三維溫度場(chǎng)計(jì)算［J］.中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2006，26(23):133 －138.

WEN Zhiwei，GU Guobiao，WANG haifeng.Calculation of 3D thermal field in the stator of turbo-generator with immersion evaporative-cooling system and forced inner-cooling［J］.Proceedings of the CSEE，2006，26(23):133 －138.

［10］ 霍菲，張曉晨，程鵬.屏蔽電機(jī)定子溫度場(chǎng)的數(shù)值計(jì)算與分析［J］.電機(jī)與控制應(yīng)用，2006，33(4):7 －12.

HUO Fei，ZHANG Xiaochen，CHENG Peng.Numerical calculation and analysis of temperature field of canned motor stator［J］.Electric Machines ＆ Control Application，2006，33(4):7 －12.

［11］ 劉長(zhǎng)紅，姚若萍.自循環(huán)蒸發(fā)冷卻電機(jī)定子鐵心與繞組間的熱量傳遞［J］.中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2008，28(11):107 －112.

LIU Changhong，YAO Ruoping.Heat transfer between stator core and windings in hydro-generators with self pump circulated evaporation cooling system ［J］.Proceedings of the CSEE，2008，28(11):107－112.

［12］ 路義萍，陳朋飛，李俊亭，等.某新型空冷汽輪發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子通風(fēng)方式的流場(chǎng)分析［J］.中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2010，30(6):63－68.

LU Yiping，CHEN Pengfei，LI Junting，et al.Flow field analysis of new type ventilation method in one air-cooled turbo-generator rotor［J］.Proceedings of the CSEE，2010，30(6):65 －67.

［13］ 李偉力，楊雪峰，顧德寶.空冷汽輪發(fā)電機(jī)冷卻氣流風(fēng)量對(duì)定子內(nèi)流體的影響［J］.中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2009，30(21):53－61.

LI Weili，YANG Xuefeng，GU Debao.Influence of air current flow change on fluid flow and heat transfer of air-cooled turbo-generator with multipath ventilation［J］.Proceedings of the CSEE，2009，30(21):53 －61.

［14］ 章梓雄，董曾南.粘性流體力學(xué)［M］.北京:清華大學(xué)出版社，1998:255－279.

［15］ 鮑里先科 A N.電機(jī)中的空氣動(dòng)力學(xué)與熱傳遞［M］.北京:機(jī)械工業(yè)出版社，1985:121－183.

［16］ 陶文銓.數(shù)值傳熱學(xué)［M］.西安:西安交通大學(xué)出版社，2001:347－353.

［17］ 周俊杰，徐國(guó)權(quán)，張華俊.FLUENT工程技術(shù)與實(shí)例分析［M］.北京:中國(guó)水利水電出版社，2010:14－17.

［18］ 丁舜年.大型電機(jī)的發(fā)熱與冷卻［M］.北京:科學(xué)出版社，1992.