丁樹業(yè)　張琦

摘要：為了分析電機(jī)不同結(jié)構(gòu)下的外風(fēng)扇的冷卻能力并有效優(yōu)化其冷卻能力，以Y2250M異步電機(jī)原始風(fēng)扇為例，依據(jù)流體力學(xué)理論對電機(jī)外風(fēng)扇進(jìn)行了數(shù)值計算和分析，并對不同結(jié)構(gòu)下的冷卻性能進(jìn)行了詳細(xì)的分析。研究結(jié)果表明，風(fēng)扇結(jié)構(gòu)的改善可有效減小風(fēng)扇的風(fēng)磨損耗，提高電機(jī)的冷卻效果，有效提升電機(jī)的運(yùn)行效率，據(jù)此完成了外風(fēng)扇的優(yōu)化。該研究對風(fēng)扇扇葉及其結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供了理論依據(jù)，對電機(jī)新型通風(fēng)結(jié)構(gòu)設(shè)計方法的探索具有促進(jìn)效果。

關(guān)鍵詞：異步電動機(jī)；外風(fēng)扇；流體場；優(yōu)化設(shè)計

DOI：10.15938/j.jhust.2018.01.012

中圖分類號： TM315

文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A

文章編號： 1007-2683（2018）01-0061-09

Abstract：In order to analyse the motor fan cooling capacity under different structures and to optimize its cooling capacity，aY2250M asynchronous motor was taken as an example.Not only was the motor external fans fluid fields calculated and analyzed，which was based on the theory of computational fluid dynamic（CFD），but also the cooling capacityof different structures fans were analyzed in detail as well.The results showed that the improvement of fan structure can reduce fan wind friction loss，improve the cooling effect and operation efficiency of the motor in effect. We can complete the external fan optimization based on this conclution.This study provides theoretical basis for fan blades and its structural optimization，and the exploration of design method of motors new ventilation structure is promoted effectively as well.

Keywords：asynchronous motor；external fan；flow field；optimal design

0引言

隨著社會的快速發(fā)展，研究和開發(fā)高效節(jié)能的電機(jī)來滿足電力需求是必然趨勢，而電機(jī)的溫升作為衡量電機(jī)運(yùn)行性能的一個重要因素，直接關(guān)系到電機(jī)的效率、使用壽命，并成為限制其性能的重要瓶頸。對于TEFC電動機(jī)而言，主要是電動機(jī)端部外風(fēng)扇所產(chǎn)生的冷卻風(fēng)量通過散熱翅對電動機(jī)進(jìn)行冷卻，而風(fēng)扇損耗在電機(jī)機(jī)械損耗中占有較大比例，因此找到冷卻能力強(qiáng)、風(fēng)扇自身及電機(jī)損耗小的高效外風(fēng)扇結(jié)構(gòu)具有重要意義。

目前，國內(nèi)外專家學(xué)者已經(jīng)對電機(jī)外風(fēng)扇的設(shè)計及優(yōu)化進(jìn)行了大量的研究[1-9]。在風(fēng)扇設(shè)計方面，文[1]在離心式外風(fēng)扇葉片設(shè)計中成功地應(yīng)用了固定翼飛機(jī)機(jī)翼結(jié)構(gòu)形狀、軸流式風(fēng)扇葉片和汽輪機(jī)葉片形狀，從而設(shè)計出高效率、低噪聲的新型離心式外風(fēng)扇。文[2]通過理論估算電機(jī)實(shí)際工作所需的風(fēng)壓和風(fēng)量，給出了后傾離心式風(fēng)扇的優(yōu)化設(shè)計方案。文[3]對中小型電機(jī)常用的離心式、軸流式及斗式風(fēng)扇的設(shè)計，結(jié)合作者多年實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)作了較完整的介紹。在風(fēng)扇優(yōu)化方面[7-9]，文[7]以高壓電動機(jī)中的徑向式離心風(fēng)扇與改進(jìn)的后傾式離心風(fēng)扇為對象，對比分析了流體動力學(xué)計算和傳統(tǒng)計算方法的結(jié)果，證明經(jīng)驗(yàn)公式在計算風(fēng)量、風(fēng)壓、風(fēng)效等性能參數(shù)時存在誤差較大的問題，應(yīng)用計算流體動力學(xué)進(jìn)行風(fēng)扇優(yōu)化設(shè)計更具有適用性。文[8]以一臺高壓異步電動機(jī)外風(fēng)扇為例，對風(fēng)扇葉片在不同偏轉(zhuǎn)角下的風(fēng)扇性能進(jìn)行了比較分析，得到扇葉偏轉(zhuǎn)角度的最優(yōu)值。文[9]對某汽輪發(fā)電機(jī)軸流式通風(fēng)冷卻風(fēng)扇的原始模型進(jìn)行了CFD流場數(shù)值模擬，通過改變?nèi)~片安放角和葉片扭轉(zhuǎn)角，得到冷卻風(fēng)扇計算效率和葉片安放角及葉片扭轉(zhuǎn)角之間的關(guān)系。綜上所述，國內(nèi)專家主要是根據(jù)電機(jī)需要的風(fēng)量來設(shè)計或優(yōu)化外風(fēng)扇，針對外風(fēng)扇自身進(jìn)行流場分析及性能計算，忽略了風(fēng)扇結(jié)構(gòu)的改變對電機(jī)溫度場及流變特性的影響。目前發(fā)表的文獻(xiàn)中，對不同結(jié)構(gòu)風(fēng)扇下電機(jī)的溫升及流變特性如何變化、如何影響風(fēng)扇冷卻能力的研究卻很少，尤其是包括電機(jī)及外風(fēng)扇在內(nèi)的整體溫度場及流體場數(shù)值研究較少，所以結(jié)合電機(jī)傳熱特性研究多結(jié)構(gòu)外風(fēng)扇的冷卻性能具有一定意義及工程實(shí)際價值。

本文以55kW異步電機(jī)Y2250M的風(fēng)扇原始結(jié)構(gòu)為例，進(jìn)行流體場數(shù)值計算及分析，并對不同結(jié)構(gòu)風(fēng)扇下電機(jī)的溫升情況及流變特性進(jìn)行了詳細(xì)的研究，并根據(jù)電機(jī)的溫升情況明確不同結(jié)構(gòu)風(fēng)扇的冷卻效果，進(jìn)而指出了最優(yōu)的風(fēng)扇結(jié)構(gòu)方案，為TEFC電機(jī)冷卻風(fēng)扇元件選擇及優(yōu)化奠定一定基礎(chǔ)。

1電機(jī)及外風(fēng)扇模型與邊界條件

1.1流體場數(shù)學(xué)模型

本文僅研究電機(jī)穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時電機(jī)及外風(fēng)扇區(qū)域的流體流動情況，即流動屬于定常流動。由于冷卻流體的雷諾數(shù)Re>2300，屬于湍流運(yùn)動，采用湍流模型進(jìn)行求解；馬赫數(shù)很小，冷卻介質(zhì)不可壓縮。流體三維湍流流動遵循以下控制方程：

質(zhì)量守恒方程為[10]：

1.3基本假設(shè)與邊界條件

為合理的簡化求解，本文給出的基本假設(shè)與邊界條件如下：

1）認(rèn)為槽內(nèi)所有絕緣（包括槽楔）的熱性能與主絕緣相同；

2）認(rèn)為渦流效應(yīng)對每根股線的影響相同，定、轉(zhuǎn)子繞組銅耗取其平均值，并認(rèn)為端部是直的；

3）空氣自由流入入口，入口采用pressureinlet邊界條件；

4）用空氣域包裹出口，空氣自由流出出口，出口采用pressureoutlet邊界條件；

5）緊貼風(fēng)扇及緊貼轉(zhuǎn)子的流體域設(shè)為旋轉(zhuǎn)流體域，設(shè)置成與電機(jī)相同的角速度154.46rad/s，其他區(qū)域?yàn)殪o止區(qū)域，扇葉及后盤所在的壁面設(shè)置為moving wall，速度為0；

6）電機(jī)轉(zhuǎn)速為1475rpm，旋轉(zhuǎn)方向?yàn)轫槙r針。

2電機(jī)原始外風(fēng)扇結(jié)構(gòu)溫升及流變特性計算

2.1電機(jī)溫度場及流變特性計算

研究對象選取圖1所示的計算域模型，為避免回流現(xiàn)象的產(chǎn)生，離心式風(fēng)扇端部空氣域進(jìn)行了加長，結(jié)合電機(jī)各部分材料屬性，將電機(jī)各部分熱源損耗及邊界條件施加到計算域的相應(yīng)部分，經(jīng)過有限體積元計算，得到電機(jī)在額定負(fù)載時的穩(wěn)態(tài)溫度場。其中電機(jī)機(jī)殼的整體溫度分布如圖3所示。

由圖3及數(shù)值計算結(jié)果可知，機(jī)殼整體軸向溫度分布中間較高，逐漸向兩側(cè)遞減，原因是定子銅耗、定子鐵耗及轉(zhuǎn)子通過氣隙傳遞過來的能量傳遞到定子鐵心，而定子鐵心與機(jī)殼是緊密接觸的，所以機(jī)殼中部溫度較高。而由于電機(jī)接線盒對風(fēng)扇強(qiáng)制吹過空氣的阻礙作用，空氣冷卻能力迅速下降，導(dǎo)致此處的溫度最高。

溫度最低的地方出現(xiàn)在機(jī)殼端部靠近風(fēng)扇側(cè)散熱翅的地方，是因?yàn)榇颂幨峭怙L(fēng)扇吹動的空氣最先經(jīng)過的地方，空氣溫度最低，并且流動流暢，故該區(qū)域溫度最低。

由于風(fēng)扇端的空氣經(jīng)風(fēng)扇作用強(qiáng)制吹過機(jī)殼，到達(dá)機(jī)殼傳動端時溫度有所升高，并且空氣由風(fēng)扇端到達(dá)另一端時，風(fēng)量有所減弱，造成空氣冷卻能力下降，所以電機(jī)機(jī)殼傳動端的溫度比風(fēng)扇端的溫度高。

經(jīng)過電機(jī)機(jī)殼空氣的跡線圖如圖4所示，跡線圖起點(diǎn)為外風(fēng)扇出口，從圖中可以看出，空氣經(jīng)風(fēng)扇作用后沿著風(fēng)扇后盤與風(fēng)扇罩之間的空間吹入電機(jī)機(jī)殼，一部分空氣受到端蓋及散熱翅的阻礙作用，導(dǎo)致空氣經(jīng)過端蓋后速度下降，以較低的速度吹過散熱翅風(fēng)溝到達(dá)另一端，而另一部分則在風(fēng)扇處形成擾流。

氣流速度最低的地方出現(xiàn)在機(jī)殼中部，這是由于氣流在機(jī)殼中部相鄰散熱翅風(fēng)溝間做橫向運(yùn)動，相鄰散熱翅對氣流的阻礙作用較大，導(dǎo)致此處的氣流速度急劇下降。

電機(jī)頂部相對于電機(jī)側(cè)面機(jī)殼來說，風(fēng)量較小，氣流速度較高，是因?yàn)榇颂幍臍饬鞑辉谙噜徤岢衢g做橫向運(yùn)動，而是沿著散熱翅風(fēng)溝做軸向運(yùn)動，散熱翅對其阻礙作用最小所致。由于空氣在機(jī)殼外表面沿軸向流動時，受到吊裝部件、接線盒及基座筋的阻礙，這些位置附近空氣流動出現(xiàn)繞流現(xiàn)象，對流換熱能力差，因此機(jī)殼部分的最高溫升出現(xiàn)在近接線盒位置。

2.2計算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對比

本文中的實(shí)驗(yàn)利用PT100對定子繞組及轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)件進(jìn)行溫升測定，圖5為傳感器埋設(shè)位置示意圖。

沿周向給定子繞組依次編號，靠近接線盒一側(cè)的定子繞組編號為1，從定子繞組遠(yuǎn)離電機(jī)端部離心式風(fēng)扇的一側(cè)的遠(yuǎn)風(fēng)端開始，取軸向位置“AF”點(diǎn)定子繞組截面進(jìn)行分析。其中傳感器埋設(shè)在1號槽底部，靠近遠(yuǎn)風(fēng)端鐵心位置30mm處，即“B”位置，則用“1B”表示；傳感器位于2號槽槽底位置，軸向C點(diǎn)，即“2UC”，其中U代表靠近槽底繞組，D為靠近槽口繞組，其余位置可依次類推[10]。

為驗(yàn)證數(shù)值計算結(jié)果的正確性，將得到的實(shí)驗(yàn)溫升值與數(shù)值計算結(jié)果進(jìn)行對比，如表1所示：

通過比較可知：測溫點(diǎn)當(dāng)中最大及最小相對誤差分別為6.70%和1.42%，由此可見，計算所得數(shù)據(jù)與實(shí)測得到數(shù)據(jù)基本吻合，證明了計算的準(zhǔn)確性。由此可見，此計算模型和計算方法是正確的，能夠滿足工程需要。

3基于流熱特性研究的電機(jī)外風(fēng)扇結(jié)構(gòu)特性優(yōu)化分析

從離心式風(fēng)扇的設(shè)計要點(diǎn)可以看出[11]，根據(jù)電機(jī)實(shí)際結(jié)構(gòu)確定外風(fēng)扇外徑D2、電機(jī)所需工作流量qVm及風(fēng)扇額定工作時的壓力p，則風(fēng)扇內(nèi)外徑、扇葉寬度是唯一確定的，根據(jù)設(shè)計要點(diǎn)核算此原始結(jié)構(gòu)風(fēng)扇，各參數(shù)均在合理范圍內(nèi)，而通過對機(jī)殼溫度分布及跡線分布的分析，可以看出在流經(jīng)機(jī)殼中部及頂部的氣流中高速氣流所占比例不高，特別是機(jī)殼中部高速氣流較少，而這兩處是溫升最高的部位，若能提高這兩處的風(fēng)速，則會進(jìn)一步降低電機(jī)溫升，提高風(fēng)扇的冷卻能力。那么嘗試通過改變風(fēng)扇的葉片形狀或葉片入口角來提高流經(jīng)機(jī)殼表面的風(fēng)速，進(jìn)一步降低電機(jī)溫升及風(fēng)磨損耗，提高外風(fēng)扇的冷卻能力。

3.1葉片形狀的優(yōu)化

原始風(fēng)扇為梯形葉片，葉片切除角度為30°，如圖6所示。

為了探究合適的風(fēng)扇葉片形狀，本文提出了I、II、III三種葉片，扇葉切除角度分別為10°、20°和35°，并在風(fēng)罩中部做截面，分別進(jìn)行數(shù)值計算，得到風(fēng)罩截面的空氣跡線圖如圖7所示。

對比圖7不同形狀葉片下風(fēng)罩中的擾流情況，可以看出由于風(fēng)扇的作用，空氣在風(fēng)罩內(nèi)呈螺旋狀運(yùn)動，并且在風(fēng)罩內(nèi)壁處達(dá)到最高速度。各方案扇葉之間均存在擾流現(xiàn)象，但由于扇葉表面積的不同，導(dǎo)致風(fēng)扇作用下的空氣流動情況有所差異，因此擾流情況也有所不同。其中方案I風(fēng)罩內(nèi)擾流現(xiàn)象最為嚴(yán)重，方案III擾流現(xiàn)象最為輕微，原始風(fēng)扇、方案II擾流情況類似，介于二者之間。可見對于梯形葉片，葉片形狀同風(fēng)罩內(nèi)擾流情況有一定聯(lián)系，增大扇葉切除角度可以減輕風(fēng)罩內(nèi)擾流現(xiàn)象。

為探究更改葉片形狀對流經(jīng)機(jī)殼氣流的風(fēng)速影響，將機(jī)殼外側(cè)設(shè)置三條采樣直線，長度從風(fēng)扇出口到另一側(cè)端蓋的外表面，如圖8所示，其中直線1位于接線盒上方，直線2位于機(jī)殼中部上方，直線3位于機(jī)殼下部。經(jīng)過數(shù)值計算，給出了三條采樣位置上的風(fēng)速分布特征，如圖9所示。

圖9為在原始結(jié)構(gòu)及三種方案下的三條采樣直線風(fēng)速對比圖，氣流自風(fēng)扇流出后，隨著軸向長度增加，散熱翅頂部附近空氣流動速度有升高的趨勢，但由于氣流受到接線盒和基座筋的阻礙作用及在散熱翅風(fēng)溝內(nèi)的能量損失，風(fēng)速均呈現(xiàn)為先增加后減小的趨勢。機(jī)殼中部的風(fēng)速總體上要高于機(jī)殼頂部及底部，這是因?yàn)橥瑱C(jī)殼頂部及底部不同，氣流在機(jī)殼中部沒有阻礙，氣流可在機(jī)殼中部沿軸向散熱翅風(fēng)溝徑直到達(dá)另一端。

由于葉片形狀不同，風(fēng)扇產(chǎn)生的壓力有所差異，因此在機(jī)殼表面同一位置的風(fēng)速也因此不同。從圖9（a）可以看出，三種方案經(jīng)過接線盒前的風(fēng)速均比原始方案大，方案I和方案II的風(fēng)速分布相似，方案III風(fēng)速稍低些，但方案I的風(fēng)速要高于其他方案。而從圖9（b）可以看出，方案III的風(fēng)速最高，原始方案稍低，方案II次之，方案I風(fēng)速最低。從圖9（c）可以看出，三種方案風(fēng)速均比原始方案低，風(fēng)速情況很類似，但方案III的風(fēng)速稍高些。

由圖9可以得出結(jié)論，適當(dāng)減小扇葉切除角可以提高流經(jīng)機(jī)殼頂端的風(fēng)速。

由于在機(jī)殼周向上，較高溫升出現(xiàn)在機(jī)殼頂端及中部，則通過比較采樣直線1和2軸向溫升情況來確定優(yōu)化方案。圖10為在原始結(jié)構(gòu)及三種方案下的采樣直線溫度對比曲線圖，可以看出機(jī)殼溫升與機(jī)殼表面風(fēng)速有明顯的對應(yīng)關(guān)系，這是因?yàn)殡姍C(jī)運(yùn)行產(chǎn)生的熱量傳遞到機(jī)殼，而機(jī)殼表面風(fēng)速越高，電機(jī)表面與周圍空氣的熱交換速度越快，電機(jī)冷卻效果越好，電機(jī)表面溫升越小。從圖10（a）可以看出，采用方案III葉片的機(jī)殼頂部溫升最高，方案I的機(jī)殼頂部溫升最低，其他形式葉片下的機(jī)殼頂端溫升基本相同；從圖10（b）可以看出，三種方案下機(jī)殼中部的溫升基本一致，均略低于原始方案。可見扇葉形狀的改變可較小程度降低機(jī)殼頂部及中部的溫升，減少機(jī)殼軸向溫升梯度，其中采用方案I葉片的機(jī)殼軸向溫升梯度最小，機(jī)殼承受熱應(yīng)力較小，機(jī)殼表面溫度分布最均勻。

不同葉片形狀下電機(jī)各部分最高溫度如表2所示，從表2可以看出，改變?nèi)~片形狀對電機(jī)總體溫升影響較小，定子部分和轉(zhuǎn)子部分溫升變化趨勢一致，葉片形狀對定子部分的溫升影響比轉(zhuǎn)子部分稍大，這是由于定子部分產(chǎn)生的熱量被風(fēng)扇作用的空氣直接帶走，而轉(zhuǎn)子部分產(chǎn)生的熱量通過熱傳遞傳遞到定子部分再通過機(jī)殼散發(fā)出去，此部分溫升受外風(fēng)扇的影響小。

由于電機(jī)外風(fēng)扇運(yùn)行過程中產(chǎn)生的風(fēng)磨損耗轉(zhuǎn)化為散發(fā)出風(fēng)罩的內(nèi)能，因此在耦合能量方程的情況下，利用有限元軟件后處理求出的風(fēng)罩出入口的內(nèi)能差即為外風(fēng)扇的風(fēng)磨損耗。據(jù)此求出各方案下的外風(fēng)扇的風(fēng)磨損耗如表3所示。

從表3可以看出，改變風(fēng)扇葉片形狀可以降低風(fēng)扇的風(fēng)磨損耗，其中方案III風(fēng)磨損耗最低，同外風(fēng)扇原始結(jié)構(gòu)相比下降了2%，這是由于電機(jī)風(fēng)磨損耗由轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)引起的轉(zhuǎn)子表面與冷卻氣體之間的摩擦損耗以及安裝在電機(jī)轉(zhuǎn)軸上或由電機(jī)本身轉(zhuǎn)軸驅(qū)動的風(fēng)扇所需功率組成[12]，而風(fēng)扇的功率與風(fēng)扇工作時的壓力和流量有關(guān)，葉片形狀的差異導(dǎo)致風(fēng)扇產(chǎn)生的壓力有所不同，而改變?nèi)~片形狀可以減少風(fēng)扇消耗功率，從而減少風(fēng)磨損耗。

3.2葉片入口角的優(yōu)化

空氣進(jìn)入風(fēng)扇時，葉片相對速度的方向與葉片入口角相吻合時，此時對葉片沖擊最小，風(fēng)扇損耗最小。為探究改變?nèi)~片入口角對風(fēng)扇冷卻性能的影響，將葉片入口角在20°～30°間變化，分別對四種葉片在不同入口角下進(jìn)行數(shù)值計算，如圖11為III型葉片在不同入口角下的風(fēng)罩截面跡線分布，I型、II型葉片的跡線分布情況與此類似。

從圖中可以看出，同種葉片在不同的入口角下風(fēng)罩內(nèi)扇葉間的擾流情況有較大差異，其中入口角為20度時擾流現(xiàn)象最為嚴(yán)重，入口角為30度時較為輕微，這是因?yàn)槿~片入口角不同，空氣在扇葉作用下形成的流體場分布也有所差異?？梢娺m當(dāng)?shù)娜肟诮强梢詼p緩風(fēng)罩內(nèi)擾流現(xiàn)象。

由于空氣流入風(fēng)扇時的角度不同，導(dǎo)致在風(fēng)罩內(nèi)相應(yīng)的流體場分布有所差異，氣流在流出風(fēng)扇時周向位置上的速度分布也因此不同。如圖12所示為不同入口角下三處采樣直線的風(fēng)速對比圖，在從圖12（a）可以看出，隨著入口角的增加，機(jī)殼頂端的風(fēng)速也隨之緩慢增加，增量比較小，但改變?nèi)~片入口角后的風(fēng)速均比原始結(jié)構(gòu)??；圖12（b）可以看出，改變?nèi)~片入口角并不能提高在機(jī)殼中部的風(fēng)速，風(fēng)速在此處的最大值隨著入口角的增大而減??；而從圖12（c）可以看出，機(jī)殼底部的風(fēng)速情況與葉片入口角并無明顯的線性關(guān)系，改變?nèi)~片入口角不能提高此處的風(fēng)速。由此可見，改變扇葉入口角并不能有效提高流經(jīng)機(jī)殼表面的風(fēng)速。

從圖13可以看出，改變?nèi)~片入口角不能降低機(jī)殼的軸向溫升，這是因?yàn)楦淖內(nèi)~片入口角不能有效提高流經(jīng)機(jī)殼表面的風(fēng)速，與之相對應(yīng)的機(jī)殼表面也不能與周圍空氣有更快的熱交換速率所致。從圖13（a）可以看出，葉片入口角為25度時的機(jī)殼軸向溫升梯度最高，20度次之，而其他入口角時的溫度梯度軸向分布基本一致，比前兩種情況溫升梯度?。粡膱D13（b）可以看出，原始結(jié)構(gòu)風(fēng)扇作用下機(jī)殼軸向溫升梯度最大，其余入口角下的溫升梯度均較低，其中葉片入口角為30度時梯度最小，入口角為20度的次之。由此可見，改變扇葉入口角并不能有效降低機(jī)殼表面的溫升，但可以較小程度的的減小機(jī)殼表面的溫升梯度，溫度分布更均勻。

從表4可以看出，更改扇葉入口角對電機(jī)各部件溫升影響不大，在相同葉片入口角下改變?nèi)~片形狀時電機(jī)各部分溫升變化趨勢不一致。

通過表5可以看出，三種葉片下的風(fēng)磨損耗均隨著入口角的增加而降低，對于同種葉片而言，改變風(fēng)扇葉片入口角也可以降低風(fēng)扇的風(fēng)磨損耗，這是由于空氣進(jìn)入風(fēng)扇時，葉片入口角越接近葉片與空氣相對速度的方向，空氣對葉片沖擊越小，風(fēng)扇對應(yīng)的風(fēng)磨損耗就越小。

4結(jié)論

本文通過對TEFC電機(jī)不同結(jié)構(gòu)特征風(fēng)扇條件下的電機(jī)內(nèi)流體場及溫度場性能的分析研究，綜合考慮了風(fēng)扇的出風(fēng)能力及產(chǎn)生損耗，明確了電機(jī)風(fēng)扇設(shè)置的最優(yōu)方案，具體得到如下結(jié)論：

1）減小扇葉面積或者采用合適的葉片入口角可以減輕風(fēng)罩內(nèi)的擾流現(xiàn)象，提高風(fēng)扇的利用效率，更充分的發(fā)揮風(fēng)扇的冷卻能力；

2）改變扇葉切除角對電機(jī)總體溫升影響較小，但會大幅減小風(fēng)磨損耗，適當(dāng)減少扇葉切除角可提高機(jī)殼頂部的風(fēng)速；

3）單獨(dú)改變扇葉入口角并不能有效提高流經(jīng)機(jī)殼表面的風(fēng)速，對降低電機(jī)各部件溫升及風(fēng)磨損耗作用很小；

4）調(diào)整扇葉切除角或葉片入口角均可以降低電機(jī)軸向溫升梯度，葉片入口角為30度時軸向溫升梯度最小，溫度分布最均勻。

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（編輯：關(guān)毅）