李偉力， 程鵬， 張美巍， 祝令帥， 伊然

(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．哈爾濱工程大學(xué)自動(dòng)化學(xué)院，黑龍江哈爾濱150001)

0 引言

目前國際上風(fēng)力發(fā)電機(jī)技術(shù)發(fā)展迅速，主要特點(diǎn)有:向更大的單機(jī)容量方向發(fā)展;研發(fā)新型機(jī)組結(jié)構(gòu)形式和材料;開始對海上專用風(fēng)電進(jìn)行開發(fā)探索［1－3］。隨著風(fēng)電政策的逐漸完善，我國風(fēng)電產(chǎn)業(yè)方興未艾，未來很長一段時(shí)間都將保持高速發(fā)展。如今新裝機(jī)的風(fēng)電場，基本上以兆瓦級(jí)以上的風(fēng)力發(fā)電機(jī)為主［4］。

兆瓦級(jí)風(fēng)力發(fā)電機(jī)主要包括雙饋型風(fēng)力發(fā)電機(jī)、直驅(qū)式永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)和半直驅(qū)式永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)。我國的兆瓦級(jí)直驅(qū)和半直驅(qū)永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)在設(shè)計(jì)與制造水平上與國外還有一定的差距［5］。國內(nèi)部分高校的一些專家和學(xué)者進(jìn)行了較為深入的理論研究工作，為兆瓦級(jí)永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)的研究與設(shè)計(jì)奠定了理論基礎(chǔ)［6－11］。但是，很少研究兆瓦級(jí)永磁同步風(fēng)力發(fā)電機(jī)溫度分布及相關(guān)變化情況，這是永磁同步發(fā)電機(jī)設(shè)計(jì)者很關(guān)心的一個(gè)問題。因此研究兆瓦級(jí)風(fēng)力發(fā)電機(jī)內(nèi)溫升對電機(jī)安全運(yùn)行具有重要的意義。

本文根據(jù)以上基礎(chǔ)理論進(jìn)一步深化，設(shè)計(jì)了3臺(tái)32極、不同定子槽數(shù)、不同結(jié)構(gòu)尺寸的1.5MW永磁半直驅(qū)同步風(fēng)力發(fā)電機(jī)，建立電磁場與溫度場有限元數(shù)學(xué)模型，對永磁半直驅(qū)同步風(fēng)力發(fā)電機(jī)電磁場與溫度場進(jìn)行了計(jì)算。研究了空載與負(fù)載兩種工況下電磁場分布、溫度場及相關(guān)因素的關(guān)系，并對一臺(tái)相似結(jié)構(gòu)的小型永磁同步風(fēng)力發(fā)電機(jī)的實(shí)測數(shù)據(jù)與理論計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較，為設(shè)計(jì)大容量永磁半直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電機(jī)提供了一些有意義的結(jié)論［12－14］。

1 1.5MW永磁半直驅(qū)同步風(fēng)力發(fā)電機(jī)有限元模型的建立與分析

表1 1.5MW永磁半直驅(qū)同步風(fēng)力發(fā)電機(jī)設(shè)計(jì)數(shù)據(jù)Table 1 Design data of 1.5MW half-direct permanent magnet synchronous wind generator

考慮到兆瓦級(jí)永磁同步發(fā)電機(jī)的實(shí)際結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，為計(jì)算方便，對兆瓦級(jí)永磁同步發(fā)電機(jī)的計(jì)算區(qū)域作如下假設(shè)［6，15］:

1)用二維電磁場來模擬實(shí)際磁場，不計(jì)電機(jī)外部磁場，不考慮位移電流的影響，電流密度和磁矢位只有Z軸方向的分量;

2)電樞鐵心的磁導(dǎo)率無窮大，即μFe=∞;

3)忽略電導(dǎo)率和磁導(dǎo)率的溫度效應(yīng)，它們僅為空間函數(shù)，鐵磁材料的磁滯效應(yīng)忽略不計(jì)。

考慮到兆瓦級(jí)風(fēng)力發(fā)電機(jī)在工程吊裝和高空運(yùn)行時(shí)的安全性與穩(wěn)定性，所設(shè)計(jì)的電機(jī)均采用輪轂式轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)，目的是減重。3種電機(jī)的結(jié)構(gòu)相類似，只給出32極144槽方案的物理模型及其求解域，如圖1所示。

圖1 電機(jī)物理模型Fig．1 Physical model of generator

由于半直驅(qū)永磁同步發(fā)電機(jī)的軸向?qū)ΨQ性，故采用二維靜態(tài)電磁場進(jìn)行計(jì)算，并取電機(jī)整個(gè)橫截面為求解域，則靜態(tài)平面電磁場滿足下列泊松方程邊值問題［6，15］，即

式中:Ω為求解區(qū)域;Az為矢量磁位;Jz為電流密度;μ為磁導(dǎo)率;Γ1為第一類邊界條件;Γ2為永磁體等效面電流邊界;Jm為永磁邊界等效面電流密度;μ1、μ2分別為永磁邊界兩材料的磁導(dǎo)率。

把定子外表面和轉(zhuǎn)子內(nèi)徑表面Γ1作為邊界面，邊界上磁力線閉合，屬一類強(qiáng)加邊界條件，令其上的矢量磁位Az=0。

由于永磁同步發(fā)電機(jī)由永磁體勵(lì)磁，氣隙磁場諧波較多，使電動(dòng)勢中的諧波也較多，所設(shè)計(jì)的繞組均采用星形聯(lián)結(jié)的雙層短距三相繞組，避免發(fā)電機(jī)繞組中產(chǎn)生環(huán)流。永磁同步發(fā)電機(jī)的繞組匝數(shù)和線規(guī)可根據(jù)發(fā)電機(jī)的電磁負(fù)荷、電流密度和定子槽型尺寸的限制來確定［16］。在計(jì)算了定子繞組的導(dǎo)體相對高度，最小齒寬之后，選擇了如表2中的3個(gè)電樞繞組方案進(jìn)行計(jì)算分析。

表2 部分繞組設(shè)計(jì)參數(shù)Table 2 Design parameters of machine winding

文中3個(gè)方案均選用定子矩形槽，永磁體表面貼磁的轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)(永磁體呈瓦片形)，永磁體采用釹鐵硼。為了方便起見，在后文中出現(xiàn)的方案1，方案2和方案3分別代表32極144槽電機(jī)，32極156槽電機(jī)和32極252槽電機(jī)。

2 負(fù)載電磁場的計(jì)算與分析

2.1 負(fù)載電磁場分析

基于有限元的基本原理，計(jì)算了3臺(tái)1.5MW半直驅(qū)永磁同步風(fēng)力發(fā)電機(jī)穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)的負(fù)載電磁場，得到了負(fù)載電磁場分布圖，如圖2、圖3和圖4所示。

經(jīng)計(jì)算文中3個(gè)方案負(fù)載時(shí)齒頂磁密分別為1.47T、1.56T和1.43T;距1/3齒頂處磁密分別為1.44T、1.52T和 1.4T;齒根的磁密分別為 1.4T、1.45T和1.35T;定子軛部的磁密分別為1.05T、1.14T和0.76T。可見，鐵心內(nèi)磁密均沒有達(dá)到高飽和度。對電機(jī)工作在負(fù)載工況下的徑向氣隙磁密進(jìn)行諧波分解，得到氣隙磁密基波和各次諧波的幅值，圖5分別列出了3種方案各取一個(gè)單元電機(jī)內(nèi)的負(fù)載氣隙磁密諧波分解圖，如圖5(a)、5(b)、5(c)所示。圖6為負(fù)載氣隙磁密的諧波含量分布。

圖6 負(fù)載氣隙磁密的諧波含量分布Fig．6 Harmonic distribution of radial flux density in the air-gap with load

由圖6的諧波含量分布圖可知，3個(gè)方案的氣隙基波磁密幅值相差不大，基波的含量遠(yuǎn)大于諧波的含量。在諧波中，3個(gè)方案的3次諧波含量幾乎為零，13次諧波都較小。方案2中的7次、9次和11次諧波稍大，方案1和方案3中的5次諧波稍大。

2.2 相似類型結(jié)構(gòu)的小型永磁同步風(fēng)力發(fā)電機(jī)的實(shí)測數(shù)據(jù)與理論計(jì)算結(jié)果的比較

為了驗(yàn)證兆瓦級(jí)永磁同步發(fā)電機(jī)計(jì)算方法的正確性，制作了一臺(tái)相似結(jié)構(gòu)的小型永磁同步風(fēng)力發(fā)電機(jī)，相比兆瓦級(jí)半直驅(qū)永磁同步風(fēng)力發(fā)電機(jī)的輸出電壓不同，結(jié)構(gòu)形狀相似，整體尺寸縮小了，冷卻方式相同，其物理模型如圖7所示。應(yīng)用與計(jì)算兆瓦級(jí)半直驅(qū)永磁同步風(fēng)力發(fā)電機(jī)相同的方法，建立小型風(fēng)力發(fā)電機(jī)的有限元模型并進(jìn)行仿真計(jì)算，文中給出了電機(jī)的負(fù)載磁力線分布圖，如圖8所示，并對比了實(shí)測數(shù)據(jù)與理論計(jì)算結(jié)果，如表3所示。

由對比數(shù)據(jù)可知，理論計(jì)算值與實(shí)測值接近，誤差較小，計(jì)算結(jié)果較為準(zhǔn)確，驗(yàn)證了計(jì)算方法的正確性。因此本文將此理論計(jì)算方法運(yùn)用到兆瓦級(jí)永磁同步風(fēng)力發(fā)電機(jī)的參數(shù)計(jì)算中，為設(shè)計(jì)大容量永磁半直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電機(jī)提供了一些有意義的參考。經(jīng)驗(yàn)證，永磁體表面貼磁的轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)與插入式轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)對漏磁有一定影響，但影響不大。

圖7 電機(jī)物理模型Fig．7 Physical model of generator

圖8 負(fù)載磁力線分布Fig．8 Flux distribution with load

表3 實(shí)測數(shù)值與計(jì)算結(jié)果對比Table 3 Comparisons of the analysis results and test data

3 二維溫度場的計(jì)算與分析

3.1 基本假設(shè)和溫度場求解區(qū)域的確定

分別對三臺(tái)1.5MW永磁半直驅(qū)同步風(fēng)力發(fā)電機(jī)的二維溫度場進(jìn)行了理論計(jì)算。三臺(tái)風(fēng)力發(fā)電機(jī)都采用機(jī)殼外部自然風(fēng)冷卻，內(nèi)部無軸向通風(fēng)系統(tǒng)、定轉(zhuǎn)子內(nèi)無徑向通風(fēng)溝，無風(fēng)扇，可以把三維溫度場問題轉(zhuǎn)化為二維溫度場問題求解［17－19］，建立二維溫度場模型，做如下基本假設(shè):①電機(jī)沿軸向的熱流密度為零［18－19］;②定子槽楔近似當(dāng)作與槽同寬，槽內(nèi)股線絕緣和層間絕緣的熱性能與主絕緣相同;③忽略轉(zhuǎn)子軸和輪轂鐵心支架之間的熱傳遞。

求解區(qū)域如圖1所示。圖中S1表示轉(zhuǎn)子內(nèi)徑表面，S2為定子外表面。

在各向同性煤質(zhì)中，導(dǎo)熱系數(shù)為常數(shù)，在直角坐標(biāo)下的二維穩(wěn)態(tài)傳導(dǎo)方程［20］為

式中:T為求解區(qū)域任意位置處的溫度;λx，λy為x，y方向的導(dǎo)熱系數(shù);qv為熱源密度，它是各項(xiàng)損耗密度之和。對S1給出第二類邊界條件;機(jī)殼表面為對流散熱，對S2給出第三類邊界條件，n為機(jī)殼表面單位法向量，α為散熱系數(shù)，Tf為環(huán)境溫度。根據(jù)變分原理，上述邊值問題可轉(zhuǎn)化為條件變分形式，對變分作離散化處理后，可得到二維溫度場有限元方程，進(jìn)而可以得到求解域內(nèi)各個(gè)節(jié)點(diǎn)溫度值。

根據(jù)電磁損耗的相關(guān)公式可以確定電機(jī)內(nèi)各部分的損耗［16］。在計(jì)算電機(jī)全域溫度場時(shí)，由于轉(zhuǎn)子的旋轉(zhuǎn)使氣隙中的空氣以湍流方式流動(dòng)，導(dǎo)致了電機(jī)內(nèi)部復(fù)雜的熱交換，為了簡化計(jì)算，引入了有效導(dǎo)熱系數(shù)［19］，是用靜止流體的導(dǎo)熱系數(shù)來描述流動(dòng)流體的導(dǎo)熱性能，3臺(tái)電機(jī)的氣隙有效導(dǎo)熱系數(shù)分別為0.253W/m·K，0.253W/m·K，0.322W/m·K。

3.2 基于流體與傳熱方法的溫度場計(jì)算與分析

根據(jù)流體與傳熱理論，采用有限體積法計(jì)算出定子表面流場流速的分布，進(jìn)而確定出定子表面散熱系數(shù)，并把所得出的定子表面散熱系數(shù)代入溫度場進(jìn)行計(jì)算得到電機(jī)內(nèi)的各部分的溫度［21－22］，文中給出了3臺(tái)電機(jī)在15m/s風(fēng)速下的溫度分布圖，如圖9所示。

圖9 發(fā)電機(jī)負(fù)載溫度場分布Fig．9 Temperature distribution with load of generator

從圖9的溫度分布圖可以看出，當(dāng)風(fēng)速為15m/s時(shí)，3個(gè)方案的定轉(zhuǎn)子溫度分布趨勢大致相同，都是最高溫度出現(xiàn)在上層繞組處，轉(zhuǎn)子表面及輪轂溫度次之，機(jī)殼表面的溫度最低。文中的電機(jī)采用F級(jí)絕緣等級(jí)，絕緣材料允許工作到155℃。其中，方案2的最高溫度達(dá)到162℃，超出F級(jí)絕緣等級(jí)要求的最高溫度，可以將此電機(jī)的絕緣等級(jí)提高到H級(jí)，或者降低繞組電負(fù)荷來達(dá)到F級(jí)絕緣要求。本文將各方案電機(jī)主要部位的溫度值列表，如表4所示。

表4 3個(gè)方案電機(jī)的主要位置溫度值Table 4 Temperature of different generator ℃

從表4中的溫度數(shù)據(jù)可以看出，3個(gè)方案中電機(jī)的最高溫度都出現(xiàn)在定子上層繞組上，溫度值從上層繞組、下層繞組、轉(zhuǎn)子表面、機(jī)殼表面依次呈遞減趨勢。

3.3 同類型小型永磁同步風(fēng)力發(fā)電機(jī)溫度場實(shí)測值與計(jì)算結(jié)果的對比

小型風(fēng)力發(fā)電機(jī)機(jī)殼外部通有自然風(fēng)冷卻，內(nèi)部無冷卻系統(tǒng)，與兆瓦級(jí)半直驅(qū)永磁同步風(fēng)力發(fā)電機(jī)的冷卻方式相同。試驗(yàn)中實(shí)際測量了小型風(fēng)力發(fā)電機(jī)機(jī)殼表面外加的8m/s風(fēng)速和電機(jī)內(nèi)定子繞組與轉(zhuǎn)子永磁體等重要部位的溫度。在計(jì)算小型風(fēng)力發(fā)電機(jī)溫度場時(shí)，用流體場數(shù)值方法計(jì)算得到了機(jī)殼表面的散熱系數(shù)，然后通過溫度場理論計(jì)算得到電機(jī)內(nèi)的溫度分布。文中給出了負(fù)載溫度場分布圖，如圖10所示。

圖10 流體與傳熱方法得散熱系數(shù)時(shí)負(fù)載溫度場分布Fig．10 Temperature distribution base on the heat transfer coefficients determined from fluid and heat transfer theories with load

表5中給出了用流體與傳熱學(xué)理論方法計(jì)算得到散熱系數(shù)時(shí)的溫度場計(jì)算結(jié)果與實(shí)測溫度值的比較。

表5 實(shí)測溫度值與計(jì)算結(jié)果對比Table 5 Temperature comparisons of the analysis results and test data

從表5中的對比結(jié)果可以看到，用流體場傳熱方法得到散熱系數(shù)時(shí)的溫度場結(jié)果與實(shí)測值誤差較小，該方法較為準(zhǔn)確。以上通過對同類型小型風(fēng)力發(fā)電機(jī)的理論計(jì)算，可以為設(shè)計(jì)大容量永磁半直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電機(jī)提供了一些有意義的理論參考。

4 結(jié)論

1)文所設(shè)計(jì)的3個(gè)電機(jī)方案中，由于電機(jī)極槽匹配關(guān)系與電機(jī)繞組匝數(shù)不同以及其它原因，3種方案所產(chǎn)生的損耗不同，方案2(32極156槽電機(jī))的諧波含量較大，電機(jī)的損耗也較大，使其熱負(fù)荷較高，導(dǎo)致了電機(jī)內(nèi)溫度比其他兩方案都高。

2)通過對3個(gè)方案電機(jī)內(nèi)負(fù)載溫度場的計(jì)算與分析可以看出，3個(gè)方案中電機(jī)內(nèi)的最高溫度均出現(xiàn)在定子上層繞組處，最低溫度在機(jī)殼表面處。方案1中定子上層繞組溫度比下層繞組溫度高了4℃，最高溫度值與最低溫度值相差35℃;方案2的定子上層繞組溫度值比下層繞組溫度值高了4.3℃，最高溫度值與最低溫度值相差37.9℃;方案3的定子上層繞組溫度值比下層繞組溫度值高出1.93℃，最高溫度與最低溫度相差17.63℃。

3)計(jì)算小型風(fēng)力發(fā)電機(jī)的溫度場時(shí)，采用了流體場數(shù)值方法計(jì)算了定子表面散熱系數(shù)，并把溫度場的計(jì)算值與實(shí)測值進(jìn)行比較，結(jié)果表明，用流體場數(shù)值方法計(jì)算得到散熱系數(shù)時(shí)，電機(jī)內(nèi)的溫度場計(jì)算值與實(shí)測值相差比較小。

4)小功率的風(fēng)力發(fā)電機(jī)進(jìn)行試驗(yàn)和理論計(jì)算，驗(yàn)證了計(jì)算方法的準(zhǔn)確性，可將此計(jì)算方法推廣到與小功率風(fēng)力發(fā)電機(jī)相似結(jié)構(gòu)的兆瓦級(jí)永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)的電磁計(jì)算和熱計(jì)算中。

［1］ 王承熙，張?jiān)矗L(fēng)力發(fā)電［M］．北京:中國電力出版社，2003．

［2］ 姚潤豐．近海7.5億千瓦巨額風(fēng)能亟待開發(fā)利用［M］．北京:新華社，2005．

［3］ 李俊峰，高虎，王仲穎，等．中國風(fēng)力發(fā)展報(bào)告2008［R］．北京:中國環(huán)境科學(xué)出版社，2008．

［4］ 隋紅霞．雙饋風(fēng)力發(fā)電機(jī)組接入電網(wǎng)特性研究［D］．遼寧:沈陽工業(yè)大學(xué)，2008．

［5］ 劉婷．直驅(qū)永磁同步風(fēng)力發(fā)電機(jī)的設(shè)計(jì)研究［D］．長沙:湖南大學(xué)，2009．

［6］ 唐任遠(yuǎn)．現(xiàn)代永磁電機(jī)理論與設(shè)計(jì)［M］．北京:機(jī)械工業(yè)出版社，2002．

［7］ 王秀和．永磁電機(jī)［M］．北京:中國電力出版社，2007:8－85．

［8］ 李鐘明．稀土永磁電機(jī)［M］．北京:國防工業(yè)出版社，1999．

［9］ 張?jiān)?，王鳳翔．直驅(qū)式永磁同步風(fēng)力發(fā)電機(jī)性能研究［J］．電機(jī)與控制學(xué)報(bào)，2009，13(1):79 －82．ZHANG Yue，WANG Fengxiang．Performance research on permanent magnet synchronous generator directly driven by wind turbine［J］．Electric Machines and Control，2009，13(1):79 －82．

［10］ 鄧秋玲，黃守道，彭磊．直驅(qū)低速2MW永磁同步風(fēng)力發(fā)電機(jī)設(shè)計(jì)和有限元分析［J］．微電機(jī)，2009，42(7):9 －12．HUANG Shoudao，DENG Qiuling，PENG Lei．FEM analysis and design on low speed direct driven permanent magnet generator for wind turbine［J］．Micromotors，2009，42(7):9 － 12．

［11］ 張兆強(qiáng)．永磁同步風(fēng)力發(fā)電機(jī)的有限元分析［J］．大電機(jī)技術(shù)，2007，(5):18 －21．ZHANG Zhaoqiang．Finite element analysis for permanent magnet synchronous generator［J］．Large Electric Machine and Hydraulic Turbine，2007，(5):18 －21．

［12］ 陳陽生，林友仰．永磁電機(jī)氣隙磁密的分析計(jì)算［J］．中國電機(jī)工程學(xué)報(bào)，1994，14(5):17 －26．CHEN Yangsheng，LIN Youyang．Calculation of air-gap flux density in permanent magnet machines［J］．Proceedings of the CSEE，1994，14(5):17－26．

［13］ 趙強(qiáng)，趙爭鳴，高徐嬌．永磁電機(jī)中永磁體尺寸優(yōu)化設(shè)計(jì)［J］．電機(jī)電器技術(shù)，2001，(3):2－5．ZHAO Qiang，ZHAO Zhengming，GAO Xujiao．Design permanent-magnet material of permanent-magnetic synchronous motor［J］． Electric Machine and Electric Apparatus Technologies，2001，(3):2－5．

［14］ 謝穎，李偉力，李守法．異步電動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子斷條故障運(yùn)行時(shí)定轉(zhuǎn)子溫度場數(shù)值計(jì)算與分析［J］．電工技術(shù)學(xué)報(bào)，2008，23(10):33－39．XIE Ying，LI Weili，LI Shoufa．Calculation and analysis of temperature field for induction motors with broken bars fault［J］．Transactions of China Electrotechnical Society，2008，23(10):33－39．

［15］ 湯蘊(yùn)璆．電機(jī)內(nèi)的電磁場［M］．2版．北京:科學(xué)出版社，1998:265－280．

［16］ 陳世坤．電機(jī)設(shè)計(jì)［M］．2版．北京:機(jī)械工業(yè)出版社，2000．

［17］ CHEN J，NAYAR C V，XU L．Design and finite-element analysis of an outer-rotor permanent-magnet generator for directly couple wind turbines［J］．IEEE Transactions on Magnetics，2000，36(5):3802－3809．

［18］ XYPTERAS J，HATZIATHANASSIOU V．Thermal analysis of an electrical machine taking into account the iron losses and the deep-bar effect［J］．IEEE Transactions on Energy Conversion，1999，14(4):996－1003．

［19］ HATZIATHANASSIOU V，XYPTERAS J，Archontoulakis G．E-lectrical-thermal coupled calculation of an synchronous machine［J］．Archiv Fur Elektrotechnik，1994，77:117 －122．

［20］ 李偉力，李守法，謝穎，等．感應(yīng)電動(dòng)機(jī)定轉(zhuǎn)子全域溫度場數(shù)值計(jì)算及相關(guān)因素敏感性分析［J］．中國電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2007，27(24):86 －87．LI Weili，LI Shoufa，XIE Ying，et al．Stator-rotor coupled thermal field numerical calculation of induction motors and correlated factors sensitivity analysis［J］．Proceedings of the CSEE，2007，27(24):86－87．

［21］ 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．

［22］ 李偉力，丁樹業(yè)，靳慧勇．基于耦合場的大型同步發(fā)電機(jī)定子溫度場的數(shù)值計(jì)算［J］．中國電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2005，25(13):129－134．LI Weili，DING Shuye，JIN Huiyong．Numerical calculation of large synchronous generator stator temperature fields based on coupled fields［J］．Proceedings of the CSEE，2005，25(13):129－134．