時(shí)培成，夏仙陽(yáng)，陳 晨，張榮蕓

（安徽工程大學(xué)汽車新技術(shù)安徽省工程技術(shù)研究中心，蕪湖241000）

永磁同步電機(jī)（Permanent magnet synchro?nous motor，PMSM）因其高功率密度、高效率的特性在電動(dòng)汽車上作為驅(qū)動(dòng)電機(jī)得到廣泛應(yīng)用［1］。但是，由于電動(dòng)汽車對(duì)電機(jī)的運(yùn)行環(huán)境以及安裝空間的限制，導(dǎo)致電機(jī)內(nèi)部散熱條件較差［2］，電機(jī)內(nèi)部存在局部過(guò)熱點(diǎn)現(xiàn)象，會(huì)導(dǎo)致電機(jī)發(fā)生故障，存在安全隱患。為解決這一問(wèn)題，需要準(zhǔn)確地模擬、計(jì)算電機(jī)內(nèi)部溫升變化。

目前針對(duì)電機(jī)溫度場(chǎng)計(jì)算的方法主要有3種：簡(jiǎn)化公式法、等效熱網(wǎng)絡(luò)法以及有限元法。簡(jiǎn)化公式法是研究電機(jī)溫度場(chǎng)最簡(jiǎn)單的方法。通過(guò)簡(jiǎn)化的公式得到電機(jī)的平均溫升，該方法只有在電機(jī)內(nèi)部溫差較小時(shí)成立，計(jì)算出的溫升準(zhǔn)確度較差。等效熱網(wǎng)絡(luò)法采用圖論原理，以熱路為基礎(chǔ)并采用網(wǎng)絡(luò)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)對(duì)電機(jī)溫度場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算，但也只能得到電機(jī)內(nèi)部某一部分的局部平均溫度。相比簡(jiǎn)化公式法，有一定的進(jìn)步，但在精確捕捉電機(jī)的溫度過(guò)熱點(diǎn)仍不理想，過(guò)熱點(diǎn)的溫度是影響電機(jī)平穩(wěn)運(yùn)行的重要因素。文獻(xiàn)［3］采用等效熱網(wǎng)絡(luò)法對(duì)永磁同步電機(jī)的溫升進(jìn)行了計(jì)算，得到了電機(jī)內(nèi)部各細(xì)分部分的平均溫升，但是無(wú)法準(zhǔn)確定位電機(jī)過(guò)熱點(diǎn)的位置。文獻(xiàn)［4］采用等效熱網(wǎng)絡(luò)法研究了雙定子單轉(zhuǎn)子軸向磁通永磁同步電機(jī)的溫度場(chǎng)，分析了不同轉(zhuǎn)速與裝配間隙對(duì)電機(jī)溫升的影響，給出了電機(jī)的平均溫升與轉(zhuǎn)速和裝配間隙之間的關(guān)系。文獻(xiàn)［5］研究潛水電機(jī)的溫升問(wèn)題，利用改進(jìn)的經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算了模型中的等效熱阻并建立電機(jī)的等效熱網(wǎng)絡(luò)模型，但沒(méi)有準(zhǔn)確定位電機(jī)內(nèi)部過(guò)熱點(diǎn)位置。文獻(xiàn)［6］研究感應(yīng)電機(jī)的溫升問(wèn)題，提出了一種用于計(jì)算定子繞組溫升的熱等效網(wǎng)絡(luò)方法；但只給出定子繞組的過(guò)熱點(diǎn)位置，沒(méi)有給出電機(jī)內(nèi)部過(guò)熱點(diǎn)的位置。

有限元法不但能完成對(duì)電機(jī)的電磁場(chǎng)和溫度場(chǎng)的單向以及雙向求解，也能實(shí)現(xiàn)電機(jī)的應(yīng)力場(chǎng)、噪聲和溫度場(chǎng)等多種情況的耦合計(jì)算。利用有限元法來(lái)研究電機(jī)的溫度場(chǎng)，能夠分析整個(gè)溫度場(chǎng)區(qū)域的分布情況以及過(guò)熱點(diǎn)的位置，準(zhǔn)確度高，是目前專家學(xué)者最推崇的方法。文獻(xiàn)［7］采用磁熱耦合方法對(duì)不同工況下的電動(dòng)汽車輪轂電機(jī)的溫度場(chǎng)進(jìn)行了分析，但該文沒(méi)有考慮外電路對(duì)電機(jī)溫度場(chǎng)的影響。文獻(xiàn)［8］采用場(chǎng)路耦合法對(duì)電動(dòng)汽車輪轂電機(jī)的控制策略進(jìn)行設(shè)計(jì)分析，論證了場(chǎng)路耦合法在電機(jī)控制電路中的應(yīng)用可行性，但該文只涉及磁場(chǎng)，未涉及溫度場(chǎng)。文獻(xiàn)［9］采用時(shí)步有限元法，研究了內(nèi)置式永磁同步電機(jī)，建立了有限元電機(jī)本體模型與控制電路模型相結(jié)合的場(chǎng)路耦合模型，仿真計(jì)算了不同工況下的電機(jī)損耗，沒(méi)有將損耗導(dǎo)入電機(jī)的溫度場(chǎng)中，觀察電機(jī)溫度場(chǎng)變化。文獻(xiàn)［10］采用磁熱耦合法分析了電機(jī)各細(xì)分部分的溫升，但沒(méi)有考慮外電路對(duì)電機(jī)各部分溫升的影響。文獻(xiàn)［11］采用時(shí)步有限元法對(duì)永磁同步電動(dòng)機(jī)各工況下的工作效率進(jìn)行了優(yōu)化分析，論證了有限元法在電機(jī)效率計(jì)算中的應(yīng)用。文獻(xiàn)［12］研究高速永磁同步電機(jī)的鐵損，采用多物理場(chǎng)仿真的方法對(duì)鐵耗進(jìn)行計(jì)算，但沒(méi)有考慮外電路對(duì)電機(jī)鐵損的影響。文獻(xiàn)［13］研究永磁同步電動(dòng)機(jī)的電磁和熱特性，并建立了電機(jī)的集參數(shù)熱模型，沒(méi)有考慮電機(jī)外電路的影響。文獻(xiàn)［14］研究永磁同步發(fā)電機(jī)的性能，采用場(chǎng)路耦合時(shí)步有限元方法對(duì)電磁場(chǎng)和電路的物理量同時(shí)求解，考慮了外電路對(duì)電機(jī)電磁場(chǎng)的影響，但沒(méi)有考慮外電路對(duì)電機(jī)溫度場(chǎng)的影響。

綜上，不同學(xué)者利用有限元法對(duì)電機(jī)進(jìn)行的仿真分析體現(xiàn)在兩個(gè)方面：（1）對(duì)電機(jī)本體進(jìn)行多物理場(chǎng)仿真；（2）對(duì)電機(jī)的驅(qū)動(dòng)控制系統(tǒng)進(jìn)行場(chǎng)路耦合仿真。本文首先通過(guò)場(chǎng)路耦合仿真方法研究電機(jī)的最大轉(zhuǎn)矩電流比（Maximum torque per am?ple，MTPA）控制和弱磁控制對(duì)電機(jī)損耗的影響，并計(jì)算出電機(jī)在基速下和弱磁范圍內(nèi)電機(jī)的損耗。然后將電機(jī)損耗導(dǎo)入到電機(jī)的磁熱耦合模型中，求解、模擬電機(jī)的溫度場(chǎng)，并捕捉出電機(jī)的過(guò)熱點(diǎn)。最后通過(guò)電機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)驗(yàn)證仿真結(jié)果的正確性。相對(duì)于其他方法，在研究電機(jī)的溫度場(chǎng)時(shí)，本文考慮了電機(jī)的外電路對(duì)電機(jī)的溫度場(chǎng)的影響。

1 場(chǎng)路耦合模型的搭建

本文以一臺(tái)內(nèi)置式永磁同步電機(jī)為研究對(duì)象，電機(jī)的具體參數(shù)見(jiàn)表1，防護(hù)等級(jí)IP54，散熱方式為風(fēng)冷，電機(jī)絕緣等級(jí)F級(jí)。

表1 電機(jī)參數(shù)Table 1 Motor parameters

利用ANSYS Maxwell、ANSYS Simplorer和MATLAB搭建場(chǎng)路耦合模型，對(duì)其進(jìn)行建模和電磁仿真，具體過(guò)程為：首先在ANSYS Maxwell中搭建PMSM的二維電磁場(chǎng)模型，然后在MAT?LAB/Simulink中搭建電機(jī)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)的控制策略，最后在ANSYS Simplorer中搭建PMSM的外電路模型，并進(jìn)行3個(gè)軟件的聯(lián)合仿真。根據(jù)電機(jī)結(jié)構(gòu)，在ANSYS Maxwell中建立的二維電磁場(chǎng)模型如圖1所示，電機(jī)是8極48槽結(jié)構(gòu)，主要由定轉(zhuǎn)子、永磁體、繞組以及轉(zhuǎn)軸組成。

圖1 永磁同步電機(jī)二維電磁場(chǎng)仿真模型Fig.1 Simulation model of two-dimensional electromagnet?ic field of permanent magnet synchronous motor

圖2為在ANSYS Simplorer中搭建的場(chǎng)路耦合仿真模型。其既與ANSYS Maxwell中搭建的永磁同步電機(jī)的電磁場(chǎng)模型建立聯(lián)系，也與MAT?LAB/Simulink中搭建的電機(jī)控制策略建立聯(lián)系。場(chǎng)路耦合仿真模型包括電機(jī)的逆變電路模型、二維電磁場(chǎng)模型以及驅(qū)動(dòng)控制模型。仿真時(shí)，逆變器直流電壓設(shè)為360 V，功率開(kāi)關(guān)器件采用IGBT，逆變路中還加入了電流、電壓和轉(zhuǎn)矩測(cè)量模塊，其中，IGBT的開(kāi)關(guān)信號(hào)來(lái)源于在MATLAB/Simulink中搭建控制策略。

圖2 在ANSYS Simplorer中搭建的場(chǎng)路耦合聯(lián)合仿真模型Fig.2 Co-simulation model of field-circuit coupling built in ANSYS Simplorer

2 內(nèi)置式永磁同步電機(jī)控制策略

圖3是內(nèi)置式PMSM的定子電流is軌跡，其中，OA段屬于MTPA曲線軌跡，AB段屬于弱磁控制的軌跡。當(dāng)電機(jī)的轉(zhuǎn)速達(dá)到MTPA最大值時(shí)，往往為了進(jìn)一步提高電機(jī)的轉(zhuǎn)速，會(huì)通過(guò)調(diào)節(jié)直軸的電流來(lái)削弱永磁體產(chǎn)生的勵(lì)磁磁場(chǎng)，此時(shí)交軸的電流也會(huì)發(fā)生改變。

圖3 內(nèi)置式永磁同步電機(jī)定子電流矢量軌跡Fig.3 Stator current vector trace of built-in permanent mag?net synchronous motor

圖3中，Tem1、Tem2、Tem3為不同時(shí)刻電機(jī)的轉(zhuǎn)矩，ω1、ω2、ω3為對(duì)應(yīng)時(shí)刻的電機(jī)轉(zhuǎn)速。

2.1 dq軸電機(jī)數(shù)學(xué)模型

對(duì)于永磁同步電機(jī)的控制策略研究一般在dq軸坐標(biāo)系下進(jìn)行，電機(jī)定子電壓方程和電磁轉(zhuǎn)矩方程，如式（1）和式（2）所示

式中：ud、uq、id、iq、ψd、ψq為定子電壓、定子電流、定子磁鏈的dq軸分量；Rs是定子每相電阻；Ld、Lq是定子電感的dq軸分量；Te為電磁轉(zhuǎn)矩；ψf為永磁磁鏈；Pn為極對(duì)數(shù)。

2.2 最大轉(zhuǎn)矩電流比控制

為實(shí)現(xiàn)MTPA控制策略，需要求解MTPA軌跡上的id、iq的解析值，定子電流矢量i's與q軸的夾角為轉(zhuǎn)矩角β，設(shè)is的幅值為is，則d、q軸電流表達(dá)式為

代入式（2），可得

根據(jù)式（4），可得到單位電磁轉(zhuǎn)矩關(guān)于電流相位角的關(guān)系為

把式（6）代入式（3），可得

2.3 弱磁區(qū)域的確定

本文采用反饋法弱磁控制，使得PMSM的控制從MTPA策略平穩(wěn)地過(guò)渡到弱磁控制策略。其中MTPA控制策略是根據(jù)電磁轉(zhuǎn)矩和交、直軸之間的關(guān)系推導(dǎo)得到的，轉(zhuǎn)換框圖如圖4所示。

圖4 永磁同步電機(jī)弱磁控制模塊Fig.4 Weakening control module for permanent magnet synchronous motor field

圖5是MTPA和弱磁控制轉(zhuǎn)換框圖，其主要包括3個(gè)部分，分別是模塊ⅠMTPA區(qū)域，模塊Ⅱ弱磁計(jì)算模塊，模塊Ⅲ電流指令計(jì)算模塊。

圖5 MTPA和弱磁控制轉(zhuǎn)換框圖Fig.5 MTPA and field weakening control conversion block diagram

模塊Ⅰ是根據(jù)式（7）搭建而成的，其原理是將給定轉(zhuǎn)速和反饋轉(zhuǎn)速的靜差，經(jīng)過(guò)PI調(diào)節(jié)器后，計(jì)算得到轉(zhuǎn)矩Te，再通過(guò)MTPA公式計(jì)算得出直、交軸的電流分量ids和iqs。

在MATLAB/Simulink建立的PMSM的控制策略如圖6所示。采用矢量控制，在基速下，使用MTPA控制，在弱磁范圍內(nèi)，使用弱磁控制?？刂撇呗阅Ｐ椭饕呻娏鳝h(huán)、轉(zhuǎn)速環(huán)、MTPA模塊、弱磁控制、SVPWM以及與在ANSYS Simplorer中搭建的場(chǎng)路耦合模型（圖2）進(jìn)行數(shù)據(jù)交換模塊組成。

圖6 永磁同步電機(jī)控制策略Fig.6 Motor control strategy for permanent magnet synchronous

3 電機(jī)損耗分析

溫升會(huì)導(dǎo)致電機(jī)運(yùn)行時(shí)，產(chǎn)生的損耗增加，因此對(duì)電機(jī)損耗進(jìn)行準(zhǔn)確的分析至關(guān)重要。電機(jī)運(yùn)行時(shí)產(chǎn)生的損耗，主要包括：繞組銅耗、定轉(zhuǎn)子鐵耗、永磁體渦流損耗以及機(jī)械損耗。這些損耗基本上都會(huì)轉(zhuǎn)成熱能，會(huì)在電機(jī)內(nèi)部各個(gè)部件之間傳遞，進(jìn)而影響電機(jī)內(nèi)部溫度場(chǎng)的分布。電機(jī)的總體損耗Pz表達(dá)式如式（8）所示

式中：Pcu為繞組銅損耗；PFz為鐵心損耗；Pme為永磁體渦流損耗；Pmf為機(jī)械損耗。

下文設(shè)定基速工況仿真條件為：轉(zhuǎn)速1 000 r/min，時(shí)間達(dá)0.12 s時(shí)，給定負(fù)載為30 N·m。弱磁范圍內(nèi)仿真條件為：轉(zhuǎn)速5 300 r/min；時(shí)間達(dá)0.6 s時(shí)，給定負(fù)載為30 N·m。

3.1 銅耗

電機(jī)的繞組銅耗是由電機(jī)的電流引起的，其產(chǎn)生主要與繞組相數(shù)、電流的有效值以及繞組的電阻值有關(guān)［15］。繞組銅耗的表達(dá)式為

式中：m為繞組相數(shù)；I為電流有效值；R為每相繞組的電阻值。

由于永磁同步電機(jī)功率密度高，其在工作的過(guò)程中溫升較快，而這會(huì)引起繞組阻值的增加，電阻隨繞組溫度變化的關(guān)系為

式中：R0為參考電阻值；α0為導(dǎo)體溫度系數(shù)；ρ0為參考電阻率；l為導(dǎo)線長(zhǎng)度；S為導(dǎo)線橫截面積。

3.2 鐵耗

鐵耗與永磁同步電機(jī)內(nèi)部的磁場(chǎng)密切相關(guān)，其計(jì)算相對(duì)其他損耗較為復(fù)雜，比如定、轉(zhuǎn)子的加工工藝、鐵磁材料等都會(huì)影響其大小，但對(duì)電機(jī)的定轉(zhuǎn)子鐵耗進(jìn)行準(zhǔn)確計(jì)算對(duì)電機(jī)溫度場(chǎng)的分析十分重要［16］。電機(jī)中定轉(zhuǎn)子在正弦交變磁場(chǎng)的激勵(lì)下會(huì)產(chǎn)生鐵耗，其包括磁滯損耗、渦流損耗和剩余損耗［12］。

對(duì)于單位質(zhì)量的鐵心損耗可表示為

式中：f為磁場(chǎng)頻率；Bm為最大磁通密度；Kc、Kh、Ke分別為渦流損耗系數(shù)、磁滯損耗系數(shù)和剩余損耗系數(shù)；σ為沖片的電導(dǎo)率；d為沖片的厚度；Pvi、Bmi為損耗曲線上的第i點(diǎn)數(shù)據(jù)；f0為損耗曲線實(shí)驗(yàn)的頻率。

3.3 永磁體渦流損耗

本文采用的是內(nèi)置式永磁同步電機(jī)，其永磁體放置在轉(zhuǎn)子內(nèi)部，散熱較差，易發(fā)生高溫退磁。因此，需要對(duì)永磁體渦損耗進(jìn)行準(zhǔn)確預(yù)測(cè)，防止其對(duì)電機(jī)的運(yùn)行造成影響。電機(jī)永磁體的渦流損耗的計(jì)算公式如下式所示［17］。

式中：J為渦流密度；σ為電導(dǎo)率。

表2是在給定的仿真條件下，通過(guò)場(chǎng)路耦合模型計(jì)算出的電機(jī)損耗，從中可以看出，在基速工況和弱磁范圍內(nèi)，電機(jī)的銅耗都較小，且基本持平，但定轉(zhuǎn)子鐵耗和永磁體渦流損耗的變化范圍較大，增加的明顯。

表2 電機(jī)在基速工況和弱磁范圍內(nèi)的損耗Table 2 Motor losses in base speed and weak field

4 永磁同步電機(jī)磁熱耦合模型及溫度場(chǎng)分析

4.1 電機(jī)磁熱耦合模型

相對(duì)于電機(jī)的二維模型，三維模型能夠更全面地對(duì)電機(jī)進(jìn)行溫度場(chǎng)分析。圖7是PMSM三維仿真磁熱耦合模型，由定子、轉(zhuǎn)子、永磁體、繞組以及轉(zhuǎn)軸組成。利用前文搭建的永磁同步電機(jī)場(chǎng)路耦合模型（圖2）計(jì)算出不同工況的電機(jī)損耗，并將這些損耗導(dǎo)入到電機(jī)三維模型中，再進(jìn)行電機(jī)溫度場(chǎng)分析，形成電機(jī)的磁熱耦合模型。

圖7 永磁同步電機(jī)磁熱耦合仿真模型Fig.7 Magneto-thermal coupling simulation model of per?manent magnet synchronous motor

4.1.1 熱傳導(dǎo)系數(shù)

電機(jī)材料的設(shè)置對(duì)于電機(jī)溫度場(chǎng)計(jì)算至關(guān)重要，電機(jī)材料會(huì)隨著電機(jī)溫度的升高引起其自身材料屬性發(fā)生改變，進(jìn)而影響電機(jī)的運(yùn)行。常溫25℃時(shí)，電機(jī)常用材料的導(dǎo)熱系數(shù)如表3所示。

表3 電機(jī)材料導(dǎo)熱系數(shù)Table 3 Thermal conductivity of motor materials

（1）絕緣材料的等效導(dǎo)熱系數(shù)

絕緣材料的導(dǎo)熱系數(shù)計(jì)算比較復(fù)雜，需要對(duì)其進(jìn)行假設(shè)：繞組部分的絕緣層分布均勻，同時(shí)繞組的組內(nèi)導(dǎo)線也分布均勻，不考慮電機(jī)運(yùn)行時(shí)內(nèi)部導(dǎo)線之間的溫差［18］。則電機(jī)內(nèi)部絕緣材料的導(dǎo)熱系數(shù)計(jì)算表達(dá)式為

式中：λcp為絕緣材料的等效導(dǎo)熱系數(shù)；λi為各種材料的導(dǎo)熱系數(shù)；δi為絕緣材料等效厚度。

（2）氣隙的等效導(dǎo)熱系數(shù)

計(jì)算氣隙的導(dǎo)熱系數(shù)時(shí)，假設(shè)以下條件：電機(jī)定子的內(nèi)表面、轉(zhuǎn)子的外表面都是理想的圓柱面，不考慮加工的影響。則氣隙中的雷諾數(shù)計(jì)算公式為

式中：ν為轉(zhuǎn)子外圓周的圓周速度；δ為氣隙長(zhǎng)度；μ為空氣黏度。

臨界雷諾數(shù)的表達(dá)式如下

式中rst為電機(jī)定子內(nèi)半徑。

確定氣隙的等效導(dǎo)熱系數(shù)時(shí)，還需要判斷氣隙中空氣處于層流狀態(tài)還是紊流狀態(tài)。當(dāng)Re

式中η為轉(zhuǎn)子的外徑和定子的內(nèi)徑之比。

4.1.2 換熱邊界對(duì)流系數(shù)

氣隙對(duì)電機(jī)內(nèi)部各部件間的傳熱有較大影響，其與轉(zhuǎn)子外表面和定子內(nèi)表面、槽鍥之間存在熱量對(duì)流傳導(dǎo)；定子外表面與機(jī)殼之間也存在熱量傳遞；這些接觸面之間的對(duì)流系數(shù)對(duì)電機(jī)溫升都有一定影響。

氣隙內(nèi)表面與轉(zhuǎn)子外表面之間的對(duì)流系數(shù)為［20］

式中v為轉(zhuǎn)子表面的旋轉(zhuǎn)線速度。

氣隙外表面與定子內(nèi)表面、槽鍥之間的對(duì)流系數(shù)為

假設(shè)機(jī)殼初始溫度與外界溫度都為初始溫度，則定子外邊面與機(jī)殼之間的對(duì)流系數(shù)為

式中：λ0為發(fā)熱體在初始溫度中的對(duì)流系數(shù)；v0為外界空氣流動(dòng)的速度；k為初始溫度空氣流動(dòng)效率；α為機(jī)殼、空氣初始溫度。若機(jī)殼為自然冷卻，則定子外表面與機(jī)殼之間的對(duì)流系數(shù)為

4.2 溫度場(chǎng)仿真

針對(duì)永磁同步電機(jī)溫度場(chǎng)仿真，主要分基速工況和弱磁范圍內(nèi)兩種工況下，通過(guò)場(chǎng)路耦合模型（圖2）計(jì)算出電機(jī)損耗，將電機(jī)損耗導(dǎo)入到電機(jī)三維溫度場(chǎng)中，進(jìn)行溫度場(chǎng)計(jì)算仿真得到電機(jī)的溫度場(chǎng)分布。電機(jī)場(chǎng)路耦合溫度場(chǎng)仿真過(guò)程如圖8所示。為使電機(jī)溫度場(chǎng)達(dá)到穩(wěn)態(tài)，仿真時(shí)間設(shè)為1 800 s。

圖8 電機(jī)場(chǎng)路耦合溫度場(chǎng)仿真流程圖Fig.8 Simulation flow chart of electric coupling tempera?ture field

（1）基速工況下電機(jī)溫度場(chǎng)分析

圖9～12分別是在基速工況下和弱磁范圍內(nèi)電機(jī)內(nèi)整機(jī)及各部件溫度場(chǎng)的變化。

圖9 基速工況下電機(jī)整體溫度場(chǎng)變化Fig.9 Changes in the overall temperature field of the motor under base speed conditions

圖10 基速工況下電機(jī)內(nèi)部各部件溫度場(chǎng)變化Fig.10 Temperature field changes of various components inside the motor at base speed

圖11 弱磁范圍內(nèi)電機(jī)整體溫度場(chǎng)變化Fig.11 Changes in the overall temperature field of the mo?tor in the field weakening range

圖12 弱磁范圍內(nèi)電機(jī)內(nèi)部各部件溫度場(chǎng)變化Fig.12 Temperature of the motor at the base speed and in the field weakening range

（2）弱磁范圍內(nèi)電機(jī)溫度場(chǎng)分析

表4是對(duì)圖9～12的總結(jié)。從表4中可以看出：電機(jī)在基速工況下的溫度要低于電機(jī)在弱磁范圍內(nèi)的溫度，可能是電機(jī)的定轉(zhuǎn)子鐵耗以及永磁體渦流損耗增加引起的。根據(jù)圖10、12可以看出，電機(jī)各部件溫度最高點(diǎn)一般都是出現(xiàn)在中間部位。電機(jī)溫度最高點(diǎn)出現(xiàn)在繞組，出現(xiàn)這種情況的可能由于繞組部位的散熱差。繞組散熱主要通過(guò)兩個(gè)途徑：（1）從繞組端面散熱，其散熱面積較小；（2）通過(guò)定子再經(jīng)過(guò)外殼將熱量傳遞出去，散熱路徑太長(zhǎng)，而且電機(jī)繞組的絕緣層傳熱系數(shù)比較小，熱量傳遞出去較為困難。因此，電機(jī)的繞組溫度要高于其他部位。同時(shí)可以看出定子的溫度變化范圍相比較于電機(jī)其他部位較大，這是由于定子與繞組相接觸，且定子與外界環(huán)境接觸較為密切，散熱較快。

表4 基速工況下和弱磁范圍內(nèi)電機(jī)的溫度Table 4 Temperatur es of the motor at the base speed and in the field weakening range ℃

圖13是基速工況和弱磁范圍電機(jī)的溫度變化曲線，從中可以得到結(jié)論：在基速工況下電機(jī)的溫度要低于弱磁范圍內(nèi)電機(jī)的溫度。

圖13 基速工況和弱磁范圍電機(jī)的溫度變化曲線Fig.13 Temperature change curves of the field weakening range motor under base speed operating conditions

5 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

為進(jìn)一步驗(yàn)證上述仿真計(jì)算結(jié)果，利用實(shí)驗(yàn)室設(shè)備搭建如圖14所示的電機(jī)溫升測(cè)試臺(tái)架。臺(tái)架主要由永磁同步電機(jī)、電機(jī)驅(qū)動(dòng)箱、磁粉制動(dòng)器、轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)矩傳感器、上位機(jī)、轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)矩功率測(cè)量?jī)x以及熱成像儀等儀器組成。通過(guò)熱成像儀測(cè)得電機(jī)在各個(gè)時(shí)段電機(jī)的溫度，并將測(cè)量的溫度繪制成電機(jī)的溫升變化曲線，如圖15所示。

圖14 電機(jī)臺(tái)架Fig.14 Motor stage

圖15 基速工況和弱磁范圍內(nèi)電機(jī)仿真與實(shí)驗(yàn)的溫度曲線圖Fig.15 Temperature curves of motor simulation and experi?ment in the base speed operating condition and the field weakening range

實(shí)驗(yàn)條件：基速工況，給定電機(jī)轉(zhuǎn)速為1 000 r/min；開(kāi)始后0.12 s時(shí)給定電機(jī)加負(fù)載30 N·m；弱磁范圍內(nèi)，給定轉(zhuǎn)速為5 300 r/min，在0.6 s時(shí)給定負(fù)載30 N·m。通過(guò)實(shí)驗(yàn)獲得電機(jī)在基速工況和弱磁范圍內(nèi)電機(jī)的溫度變化。

圖15是基速工況和弱磁范圍內(nèi)電機(jī)仿真與實(shí)驗(yàn)的溫度曲線圖，從中可以看出：在基速工況下，實(shí)驗(yàn)溫度曲線圖與仿真圖變化趨勢(shì)基本一致，誤差在5%以內(nèi)，但在變化過(guò)程中，溫升曲線有部分重合交叉的部分，可能的原因是：基速狀態(tài)下，電機(jī)給定的轉(zhuǎn)速較低，外界環(huán)境對(duì)電機(jī)的運(yùn)行影響較小，因此，實(shí)驗(yàn)溫度曲線與仿真曲線接近。在弱磁范圍內(nèi)，實(shí)驗(yàn)溫度變化曲線圖與仿真圖變化趨勢(shì)也基本一致，誤差在10%以內(nèi)，仿真的溫升曲線在整個(gè)過(guò)程中要低于實(shí)驗(yàn)測(cè)得溫升曲線，可能的原因是：弱磁范圍內(nèi)，電機(jī)給定轉(zhuǎn)速較高，外界環(huán)境影響要高于低速狀態(tài)下?？傮w上，仿真計(jì)算的結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果非常接近，表明本文提出的仿真模擬方法能夠更逼近電機(jī)的實(shí)際溫升變化。

6 結(jié) 論

本文采用場(chǎng)路耦合法求解電機(jī)溫度場(chǎng)，通過(guò)ANSYS Maxwell、ANSYS Simplorer軟 件 搭 建 電機(jī)二維電磁場(chǎng)模型和外電路模型，利用MAT?LAB/Simulink搭建的電機(jī)控制策略，在基速工況下，采用MTPA方法控制電機(jī)的運(yùn)行，在弱磁范圍內(nèi)，采用弱磁控制方法控制電機(jī)的運(yùn)行，模擬電機(jī)在基速工況和弱磁范圍內(nèi)電機(jī)溫度變化，經(jīng)實(shí)驗(yàn)和仿真得到如下結(jié)論：

（1）采用場(chǎng)路耦合法將電機(jī)本體與外電路結(jié)合在一起，可以考慮電機(jī)的控制策略對(duì)電機(jī)損耗的影響，使計(jì)算的損耗更加精確。

（2）電機(jī)在基速工況和弱磁范圍內(nèi)的損耗對(duì)比可以看出，繞組銅耗的變化較小，而定轉(zhuǎn)子鐵耗以及永磁體渦流損耗的變化較大。

（3）采用場(chǎng)路耦合法將電機(jī)的外電路與電機(jī)本體結(jié)合在一起，能夠精確地模擬電機(jī)的溫度變化，計(jì)算出的電機(jī)溫升與實(shí)驗(yàn)結(jié)果非常接近，驗(yàn)證了場(chǎng)路耦合法求解電機(jī)的溫度場(chǎng)可信，為精確求解電機(jī)的溫度場(chǎng)提供了依據(jù)。