摘 要：具有高效率、結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單等優(yōu)點(diǎn)的永磁同步電機(jī)（PMSM）在高功率密度需求的驅(qū)動(dòng)應(yīng)用場(chǎng)景中得到廣泛應(yīng)用。然而，該類(lèi)型電機(jī)通常不設(shè)置轉(zhuǎn)子冷卻措施，設(shè)計(jì)不當(dāng)將出現(xiàn)轉(zhuǎn)子溫升偏高，引起轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)變形、永磁體（PM）不可逆失磁等風(fēng)險(xiǎn)。結(jié)合電動(dòng)汽車(chē)用高功率密度永磁電機(jī)的發(fā)熱和冷卻過(guò)程，建立計(jì)及材料特性隨溫度變化的磁熱耦合計(jì)算模型，以一臺(tái)115 kW-8極的外水套冷卻方式永磁電機(jī)為例，采用電機(jī)實(shí)測(cè)電流數(shù)據(jù)作為電磁分析的輸入條件，通過(guò)電磁與傳熱的雙向耦合計(jì)算，獲得準(zhǔn)確的電機(jī)永磁體損耗與溫度分布。為進(jìn)一步驗(yàn)證電機(jī)永磁體的溫度分布特性，搭建轉(zhuǎn)子內(nèi)部零部件在線測(cè)溫系統(tǒng)，獲得負(fù)載狀態(tài)下電機(jī)轉(zhuǎn)子永磁體完整的溫度數(shù)據(jù)和分布規(guī)律，驗(yàn)證了磁熱耦合分析方法的準(zhǔn)確性，為該類(lèi)型電機(jī)轉(zhuǎn)子永磁體的溫升抑制及防退磁設(shè)計(jì)提供參考。

關(guān)鍵詞：高功率密度；永磁同步電機(jī)；轉(zhuǎn)子測(cè)溫；永磁體溫度；磁熱雙向耦合

DOI：10.15938/j.emc.2024.11.010

中圖分類(lèi)號(hào)：TM351

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號(hào)：1007-449X（2024）11-0104-13

Temperature distribution characteristics and experiment of permanent magnet for high power density permanent magnet motor based on electromagnetic thermal coupling method

XIONG Bin^1，2， CUI Gang^1，2， BAO Bingyan^1，2， LI Zhenguo^1，2， RUAN Lin^1，2， HUANG Shoudao³

（1.Institute of Electrical Engineering， Chinese Academy of Sciences， Beijing 100190， China; 2.University of Chinese Academy of Sciences， Beijing 100049， China; 3.College of Electrical and Information Engineering， Hunan University， Changsha 410082， China）

Abstract：Permanent magnet synchronous motor（PMSM） has the advantages of high efficiency and simple structure， which is widely used in drive application scene with high power density requirements. However， this type of motor usually does not set cooling measures for the rotor. Improper design will cause the temperature of the rotor to rise， resulting in the structural deformation of the rotor， irreversible demagnetization of permanent magnet（PM） and other risks. Combined with the heating and cooling process of high power density PMSM for electric vehicles， electromagnetic thermal coupling calculation model was established considering the material properties varying with temperature. Taking a 115 kW， 8-pole PMSM with outer water cooling jacket as an example， the measured current data of the motor was used as the input condition for electromagnetic analysis. Through bidirectional coupling calculation of electromagnetic and heat transfer， the accurate PM loss and temperature distribution of the motor were obtained. In order to further verify the temperature distribution characteristics of the PM， an online temperature measurement system for the internal parts of the rotor was built. The complete temperature data and distribution law of the PM inside the rotor under load condition were obtained， and the accuracy of the electromagnetic thermal coupling analysis method was verified. It provides a reference for the temperature rise suppression and anti-demagnetization design of this type of motor rotor PM.

Keywords：high power density; permanent magnet synchronous motor; rotor temperature measurement; permanent magnet temperature; electromagnetic thermal bidirectional coupling

0 引 言

永磁電機(jī)因其體積小、重量輕、效率高、結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、可靠性高等優(yōu)點(diǎn)，在電動(dòng)汽車(chē)、軌道交通、航空航天等高功率密度驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)中得到了廣泛的應(yīng)用^[1-2]。外水套冷卻是永磁電機(jī)應(yīng)用最普遍的冷卻方式，冷卻系統(tǒng)簡(jiǎn)單可靠，與控制器的集成度高^[]。然而，外水套冷卻方式的永磁電機(jī)通常不對(duì)轉(zhuǎn)子設(shè)置冷卻措施，盡管相對(duì)于定子部分轉(zhuǎn)子的損耗較小，但隨著功率密度的進(jìn)一步提升，以及諧波磁場(chǎng)抑制不夠充分，都將引起轉(zhuǎn)子損耗的增大，并導(dǎo)致轉(zhuǎn)子溫度升高，引起轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)變形、永磁體不可逆失磁等風(fēng)險(xiǎn)^[4-6]。

近年來(lái)隨著電動(dòng)汽車(chē)技術(shù)的不斷發(fā)展，所采用永磁電機(jī)的容量等級(jí)和功率密度都得到了明顯提升。作為典型的高功率密度永磁電機(jī)應(yīng)用案例，電動(dòng)汽車(chē)主驅(qū)動(dòng)電機(jī)轉(zhuǎn)子永磁體的溫度分布和溫升抑制也受到越來(lái)越多的關(guān)注^[7]。電動(dòng)汽車(chē)主驅(qū)動(dòng)電機(jī)中常用的釹鐵硼永磁體在高工作溫度下易發(fā)生不可逆退磁故障已經(jīng)成為影響該類(lèi)電機(jī)高可靠性運(yùn)行的主要問(wèn)題。一旦永磁電機(jī)發(fā)生不可逆退磁故障，嚴(yán)重情況下甚至可能影響電動(dòng)汽車(chē)駕駛?cè)藛T的生命安全。因此，有必要開(kāi)展永磁電機(jī)轉(zhuǎn)子永磁體溫度的準(zhǔn)確計(jì)算與分析，以此作為永磁電機(jī)高可靠性設(shè)計(jì)的基礎(chǔ)。

為了準(zhǔn)確獲得轉(zhuǎn)子永磁體的溫度分布特性，首先需要明晰轉(zhuǎn)子永磁體的發(fā)熱狀況，而理論上轉(zhuǎn)子磁場(chǎng)與氣隙磁場(chǎng)同步旋轉(zhuǎn)，轉(zhuǎn)子沒(méi)有渦流損耗，但由于永磁電機(jī)由變頻控制器供電，氣隙磁場(chǎng)存在大量的諧波，將在轉(zhuǎn)子鐵心和永磁體中產(chǎn)生渦流損耗^[8-9]。尤其是針對(duì)目前驅(qū)動(dòng)電機(jī)使用最廣泛的釹鐵硼永磁材料，因?yàn)槠潆妼?dǎo)率較高，諧波磁場(chǎng)將會(huì)使永磁體內(nèi)產(chǎn)生較大的渦流損耗，該渦流損耗也成為了轉(zhuǎn)子的主要發(fā)熱源^[10]。針對(duì)永磁體內(nèi)的渦流損耗國(guó)內(nèi)外學(xué)者開(kāi)展了大量研究工作，在渦流損耗的產(chǎn)生理論^[11-12]、計(jì)算方法^[13-14]、分布特性^[15]、抑制措施^[16-17]等方面都形成了大量成果。然而，永磁體內(nèi)的渦流損耗主要受到諧波磁場(chǎng)的影響，電機(jī)結(jié)構(gòu)確定后影響變量便是電機(jī)的輸入電流，而電機(jī)的輸入電流受到電機(jī)和控制器的共同作用，無(wú)法實(shí)現(xiàn)理想的正弦波形。采用理想的電流波形進(jìn)行轉(zhuǎn)子損耗計(jì)算將引起較大的偏差，而以電機(jī)實(shí)測(cè)電流波形作為電磁損耗的激勵(lì)源，將對(duì)于電機(jī)轉(zhuǎn)子鐵心及永磁體渦流損耗計(jì)算準(zhǔn)確性的提升十分有益^[18-19]。

按照外水套冷卻永磁電機(jī)的散熱過(guò)程，盡管轉(zhuǎn)子沒(méi)有特殊的冷卻措施，但轉(zhuǎn)子在密閉的機(jī)殼內(nèi)高速旋轉(zhuǎn)，可以通過(guò)電機(jī)內(nèi)空氣對(duì)流將轉(zhuǎn)子的熱量經(jīng)機(jī)殼散出，達(dá)到轉(zhuǎn)子的熱平衡。為了獲得轉(zhuǎn)子的溫度參數(shù)，文獻(xiàn)[20]提出一種基于系統(tǒng)等效熱模型的轉(zhuǎn)子溫度實(shí)時(shí)迭代算法，轉(zhuǎn)子溫度誤差小于10 ℃。文獻(xiàn)[21]提出使用多元線性回歸的辦法對(duì)狀態(tài)方程參數(shù)進(jìn)行離線辨識(shí)，基于狀態(tài)方程對(duì)電機(jī)轉(zhuǎn)子溫度進(jìn)行在線估計(jì)，模型預(yù)測(cè)溫度誤差小于6 ℃。文獻(xiàn)[4]采用基于有限體積元法的三維流固耦合共軛傳熱求解模型，得到了不同結(jié)構(gòu)下轉(zhuǎn)子區(qū)域的流動(dòng)和溫度分布特性。相關(guān)文獻(xiàn)的研究結(jié)果表明^[22]，采用三維流熱耦合計(jì)算方法可獲得更全面轉(zhuǎn)子溫度分布特性，對(duì)進(jìn)一步溫升控制策略的提出更具參考價(jià)值。

由于電機(jī)損耗的大小和分布受到部件材料特性的影響，而材料特性又與溫度相關(guān)，溫度分布又受到損耗影響，因此材料特性、電磁損耗和溫度參數(shù)動(dòng)態(tài)耦合，計(jì)及材料特性隨溫度變化的影響，進(jìn)行電機(jī)磁熱耦合的仿真分析，對(duì)提高研究結(jié)果的準(zhǔn)確性十分有益^[22]。文獻(xiàn)[4]采用電磁場(chǎng)-溫度場(chǎng)雙向耦合計(jì)算方法，進(jìn)行參數(shù)的迭代計(jì)算，并通過(guò)電機(jī)的溫升實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了方法的準(zhǔn)確性。但是雙向耦合分析的模型和數(shù)據(jù)處理工作量十分巨大，現(xiàn)有研究還少有對(duì)電磁、傳熱和流體進(jìn)行全面耦合分析研究。

本文從外水套冷卻永磁電機(jī)的發(fā)熱和冷卻過(guò)程出發(fā)，分析影響轉(zhuǎn)子永磁體溫度分布特性的電磁參數(shù)、流動(dòng)與傳熱、材料特性及其耦合關(guān)系，研究計(jì)及材料特性隨溫度變化的磁熱耦合計(jì)算模型，以一臺(tái)115 kW-8極電動(dòng)汽車(chē)永磁驅(qū)動(dòng)電機(jī)為例，利用電機(jī)實(shí)測(cè)電流作為電磁分析的輸入激勵(lì)，通過(guò)電磁與傳熱的雙向耦合計(jì)算，得到目標(biāo)電機(jī)三維結(jié)構(gòu)中的損耗、溫度和流場(chǎng)特性。研究轉(zhuǎn)子內(nèi)部零部件的在線測(cè)溫系統(tǒng)，建立轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)測(cè)溫平臺(tái)，得到負(fù)載狀態(tài)下電機(jī)轉(zhuǎn)子內(nèi)部永磁體的溫度數(shù)據(jù)，與計(jì)算結(jié)果對(duì)比分析，驗(yàn)證磁熱耦合計(jì)算方法的準(zhǔn)確性，并進(jìn)一步研究分析轉(zhuǎn)子溫度分布規(guī)律，為外水套永磁驅(qū)動(dòng)電機(jī)轉(zhuǎn)子永磁體的溫升抑制和防退磁優(yōu)化設(shè)計(jì)提供支撐。

1 電機(jī)磁熱耦合分析數(shù)學(xué)模型

電機(jī)的發(fā)熱與冷卻深度耦合。為獲得轉(zhuǎn)子永磁體溫度更準(zhǔn)確的計(jì)算結(jié)果，需要從電機(jī)內(nèi)電磁分析出發(fā)，考慮溫度對(duì)材料電磁性能的影響等因素，獲得更準(zhǔn)確的損耗參數(shù)。將損耗數(shù)據(jù)傳遞至傳熱模型，傳熱模型計(jì)算的溫度參數(shù)再返回循環(huán)迭代電磁模型，進(jìn)而獲得更接近電機(jī)運(yùn)行實(shí)際的磁熱耦合特性。

1.1 永磁電機(jī)損耗分析模型

為了獲得更準(zhǔn)確的電磁損耗參數(shù)，考慮到電機(jī)的電磁結(jié)構(gòu)和重點(diǎn)關(guān)注的永磁體形式，研究采用三維電磁場(chǎng)分析模型，基本公式為^[2]：

×（1μ×A）=Ja－σ（At+）+1μ0×M；

·σ（At+）=0。（1）

式中：A、、Ja分別為矢量磁位、標(biāo)量電位和電樞電流密度；M為永磁體磁化強(qiáng)度；μ和σ分別為磁導(dǎo)率和電導(dǎo)率。

由電磁參數(shù)計(jì)算公式（1）可知，材料的磁導(dǎo)率和電導(dǎo)率將直接影響電磁計(jì)算結(jié)果，其中涉及電機(jī)的鐵心、銅導(dǎo)線和永磁體。按照文獻(xiàn)[24]對(duì)電機(jī)用無(wú)取向硅鋼片的測(cè)試結(jié)果，在20～200 ℃的溫度范圍內(nèi)測(cè)試樣品50DW465硅鋼片的導(dǎo)磁性能幾乎不受溫度變化的影響，而鐵心損耗則隨溫度升高略有降低。鐵心損耗與溫度逆向變化，在不同類(lèi)型硅鋼片損耗隨溫度變化規(guī)律未被完全量化條件下，計(jì)算過(guò)程中不計(jì)及鐵心損耗隨溫度的變化不會(huì)造成電機(jī)運(yùn)行過(guò)程的高溫風(fēng)險(xiǎn)。因此本文研究目標(biāo)模型的鐵心損耗不考慮溫度變化的影響。鐵心損耗可根據(jù)Bertotti 的經(jīng)典計(jì)算模型^[25]，按下式進(jìn)行計(jì)算，即

PFe=khfBα+kcf2B2+kef^1.5B^1.5。（2）

式中：B為磁密幅值；f為電流的交流頻率；kh為磁滯損耗系數(shù)；kc為渦流損耗系數(shù)；ke為附加損耗系數(shù)。

電機(jī)定子繞組銅導(dǎo)線的電阻率隨溫度變化的數(shù)學(xué)模型為

ρ2=ρ3（1+αT）。（3）

式中：ρ2為銅繞組在工作溫度下的電阻率；ρ3為0 ℃下銅的電阻率，為0.017 07 Ω·mm2/m；α為銅的平均溫度系數(shù)，取值為0.003 93；T為銅繞組工作溫度。

為更為直觀地體現(xiàn)二者的變化規(guī)律，由式（3）可進(jìn)一步繪制圖1。

由圖1可知，隨著溫度的升高，銅導(dǎo)線的電阻率不斷升高。按照電機(jī)定子繞組工作在150 ℃計(jì)算，相對(duì)于常溫條件下電阻將增加約50%，進(jìn)而定子銅耗也將增加50%。在此基礎(chǔ)上，可計(jì)算考慮控制器作為電源時(shí)諧波影響下的總銅耗為

PCu=mI2R+m∑∞k=2I2kRk。（4）

式中：I為基波電流有效值；Ik為諧波電流有效值；R為基波電流有效電阻；Rk為第k次電流諧波的有效電阻。

此外，當(dāng)電機(jī)運(yùn)行速度較高時(shí)，尤其是電機(jī)繞組型式為成型繞組或扁銅線繞組，電機(jī)的繞組銅耗計(jì)算需要考慮集膚效應(yīng)和鄰近效應(yīng)的影響，即考慮電機(jī)交流損耗對(duì)銅耗的影響。交流損耗的計(jì)算可通過(guò)建立包含電機(jī)外電路、考慮繞組并聯(lián)支路數(shù)與繞組層數(shù)特征的計(jì)算模型實(shí)現(xiàn)^[26]。

釹鐵硼永磁材料磁性能隨其工作溫度變化明顯，在開(kāi)展永磁電機(jī)磁性能計(jì)算時(shí)，需要求取材料工作溫度下的磁性能^[27]。同時(shí)，研究表明永磁體的電阻率也隨其工作溫度變化明顯^[28]，尤其是電動(dòng)汽車(chē)永磁驅(qū)動(dòng)電機(jī)常用的高性能釹鐵硼永磁體，其電阻率隨溫度的變化模型^[29]為

ρ1=bT+a。（5）

式中：ρ1為磁體電阻率；T為磁體工作溫度；根據(jù)樣機(jī)釹鐵硼材料中稀土材料鏑的含量實(shí)測(cè)結(jié)果，變量a和b分別取值為1.258和0.884×10^-3。

為更為直觀地體現(xiàn)二者的變化規(guī)律，式（5）可進(jìn)一步繪制圖2。

由于永磁體的電阻率直接影響到永磁體內(nèi)渦流損耗的大小，因此損耗分析模型加入永磁體電阻率隨溫度變化特性，有益于獲得更準(zhǔn)確的損耗分布。

在此基礎(chǔ)上，由下式可計(jì)算得到永磁體損耗數(shù)值^[30]，即

Pem=∫VEJdV=∫VJ2σdV=∫Vρ1J2dV。（6）

式中：σ為永磁體的電導(dǎo)率；E為渦流電場(chǎng)強(qiáng)度；J為渦流密度；ρ1為永磁體的電阻率；V為永磁體的體積。

1.2 電機(jī)內(nèi)流熱分析模型

按照外水套冷卻永磁電機(jī)的傳熱過(guò)程，參與電機(jī)內(nèi)傳熱的流體包括機(jī)殼流道內(nèi)的冷卻水以及電機(jī)腔體內(nèi)的空氣。利用流體與傳熱耦合分析原理，基于質(zhì)量守恒、動(dòng)量守恒和能量守恒建立電機(jī)內(nèi)流固耦合分析模型，電機(jī)內(nèi)流熱耦合求解基本方程^[31]為：

ρt+·（ρL）=0；

（ρu）t+·（ρLu）=·（μu）－Px+Su；

（ρv）t+·（ρLv）=·（μv）－Py+Sv；

（ρw）t+·（ρLw）=·（μw）－Pz+Sw；

（ρT）t+·（ρLT）=·（kcT）+ST。（7）

式中：ρ為流體密度；t為時(shí)間；L為流體流速矢量；u、v、w分別為L(zhǎng)在x、y、z方向的矢量；μ為湍流粘度系統(tǒng)；P為流體微元上的靜壓力；Su、Sv、Sw為動(dòng)量方程的源項(xiàng)；ST為熱源；k為流體的熱導(dǎo)率；c為比熱容；T為求解區(qū)域待求溫度。

結(jié)合目標(biāo)電機(jī)內(nèi)流動(dòng)與傳熱特征，分析采用標(biāo)準(zhǔn)湍流模型的定常流動(dòng)進(jìn)行求解。湍流方程為：

（ρk）t+·（ρkL）=·［（μ+μtσk）k］+Gk－ρε；

（ρε）t+·（ρLε）=·［（μ+μtσε）ε］+G1εεkGk－G2ερε2k。（8）

式中：ε為擴(kuò)散因子；k為流體的湍流動(dòng)能；σk和σε為普朗特?cái)?shù)；G1ε和G2ε為常數(shù)；Gk為湍流發(fā)生率。

1.3 永磁電機(jī)磁熱耦合計(jì)算模型

電機(jī)的磁熱耦合計(jì)算可分為單向耦合計(jì)算和雙向耦合計(jì)算。電機(jī)磁熱耦合的傳統(tǒng)計(jì)算中使用的單向耦合計(jì)算，通常以電機(jī)零部件的物理模型單元為邊界，將電磁場(chǎng)計(jì)算得到的零部件損耗數(shù)據(jù)傳遞到溫度場(chǎng)計(jì)算中對(duì)應(yīng)的物理模型單元。數(shù)據(jù)傳遞形式主要為利用插值法的損耗體積平均值傳遞或?qū)?yīng)網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)傳遞。溫度場(chǎng)計(jì)算得到的穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果即視為模型最終的溫度分布結(jié)果。因此，磁熱單向耦合計(jì)算的精度依賴(lài)于電磁場(chǎng)計(jì)算中材料工作溫度的賦予值，該方法無(wú)法考慮實(shí)際工作溫度對(duì)材料屬性的影響。

為了得到電機(jī)穩(wěn)定運(yùn)行狀態(tài)下更準(zhǔn)確的性能參數(shù)和溫度特性，計(jì)算過(guò)程考慮電磁場(chǎng)與溫度場(chǎng)對(duì)電機(jī)材料屬性的相互影響，即發(fā)展了磁熱雙向耦合計(jì)算方法。電機(jī)磁熱雙向耦合計(jì)算中，通過(guò)磁熱模型間的數(shù)據(jù)傳遞，計(jì)及材料工作溫度與其物性的相互影響，使計(jì)算結(jié)果更加準(zhǔn)確。耦合計(jì)算的數(shù)據(jù)傳遞一般使用基于網(wǎng)格對(duì)應(yīng)的數(shù)值傳遞，可以得到準(zhǔn)確的計(jì)算結(jié)果，但通常三維多物理場(chǎng)計(jì)算模型網(wǎng)格數(shù)量龐大，需要大量的計(jì)算資源。本文采用基于電機(jī)物理模型細(xì)化單元?jiǎng)澐值钠骄禂?shù)據(jù)傳遞方法，利用基于Python語(yǔ)言編寫(xiě)的User Defined Function等批處理程序，實(shí)現(xiàn)快速的單元數(shù)值的自動(dòng)傳遞，耦合計(jì)算流程如圖3所示^[32]。

按照磁熱雙向耦合計(jì)算流程，首先建立電磁場(chǎng)和溫度場(chǎng)的電機(jī)計(jì)算模型。為提升計(jì)算準(zhǔn)確度，對(duì)于永磁體等空間溫度分布差異較大的部件，將其實(shí)體劃分為若干虛擬單元進(jìn)行建模，每個(gè)單元模型均設(shè)定若干變量以描述材料物性的變化規(guī)律。兩場(chǎng)中模型的簡(jiǎn)化處理方法應(yīng)保持一致。在電磁場(chǎng)模型建立中，考慮到溫度對(duì)不同材料電導(dǎo)率的影響程度差異，對(duì)銅繞組、永磁體等主要材料的電導(dǎo)率屬性中引入溫度變量，建立受工作溫度影響的材料電導(dǎo)率數(shù)學(xué)模型。

然后，設(shè)置材料的初始工作溫度，計(jì)算該溫度下各零部件的損耗值。將所得到的損耗值以模型單元?jiǎng)澐值钠骄敌问絺鬟f到溫度場(chǎng)對(duì)應(yīng)模型中，計(jì)算得到該損耗所對(duì)應(yīng)的材料工作溫度。在此基礎(chǔ)上，判斷計(jì)算溫度與初始溫度之間的偏差是否滿(mǎn)足誤差需求，如果不滿(mǎn)足誤差要求，將該溫度重新賦予電磁場(chǎng)模型中材料屬性的工作溫度變量，調(diào)整材料電導(dǎo)率屬性，重復(fù)前述計(jì)算流程，直至溫度偏差滿(mǎn)足誤差要求。本文的迭代計(jì)算中，最終將各部件溫度場(chǎng)計(jì)算溫度與材料電導(dǎo)率計(jì)算溫度誤差小于5%作為計(jì)算的終止判定條件^[32]。

最后，通過(guò)多輪迭代計(jì)算實(shí)現(xiàn)磁熱雙向耦合的穩(wěn)態(tài)后，計(jì)算新工作溫度下的電機(jī)性能，開(kāi)展對(duì)應(yīng)的電機(jī)特性分析。

2 電機(jī)磁熱耦合分析物理模型

2.1 電機(jī)結(jié)構(gòu)和參數(shù)

為獲得外水套冷卻結(jié)構(gòu)永磁電機(jī)轉(zhuǎn)子永磁體溫度分布特性，本文以一臺(tái)電動(dòng)汽車(chē)用115 kW-8極外水套冷卻永磁驅(qū)動(dòng)電機(jī)為例，進(jìn)行磁熱耦合分析研究，建立電機(jī)三維結(jié)構(gòu)模型如圖4所示，電機(jī)基本參數(shù)如表1所示。

電機(jī)采用端部法蘭固定，機(jī)殼內(nèi)設(shè)置折流冷卻水循環(huán)流道，與定子鐵心直接接觸傳熱。電機(jī)模型包括端部接線盒，接線盒與電機(jī)內(nèi)部腔體連通，可以作為轉(zhuǎn)子部分冷卻空氣的循環(huán)流動(dòng)空間。

2.2 電磁損耗分析物理模型

目標(biāo)電機(jī)轉(zhuǎn)子采用雙V型內(nèi)置式永磁體結(jié)構(gòu)，根據(jù)電機(jī)制造工藝，轉(zhuǎn)子軸向分為4段，永磁體分別粘接于鐵心內(nèi)，再將4段鐵心熱套固定于轉(zhuǎn)軸上。由于電機(jī)圓周方向上具有結(jié)構(gòu)對(duì)稱(chēng)性，為了獲得更準(zhǔn)確的渦流損耗分布，建立電機(jī)三維電磁分析模型如圖5所示。

根據(jù)電機(jī)三維電磁分析模型，轉(zhuǎn)子每個(gè)磁極包括4塊永磁體，以圖示逆時(shí)針?lè)较蚓幪?hào)，上層左側(cè)小磁體開(kāi)始，磁體編號(hào)分別為a、A、B、b。為便于實(shí)現(xiàn)電磁場(chǎng)與溫度場(chǎng)的雙向耦合計(jì)算中損耗與溫度數(shù)據(jù)的傳遞、準(zhǔn)確定義不同空間位置永磁體在不同工況下的電阻率與磁性能，采用了永磁體虛擬分塊建模方法。將永磁體模型劃分為若干小體積的單元磁體，對(duì)每一個(gè)單元磁體的電阻率、磁性能分別進(jìn)行定義，在磁熱雙向耦合計(jì)算過(guò)程中的每次迭代計(jì)算時(shí)同步改變所有單元磁體的特性^[3]。此外，為實(shí)現(xiàn)永磁體損耗的準(zhǔn)確計(jì)算，對(duì)電機(jī)電磁分析模型中的永磁體、氣隙等部位進(jìn)行了網(wǎng)格細(xì)化。電磁場(chǎng)計(jì)算模型總體的網(wǎng)格數(shù)量為835 403。

2.3 流熱耦合分析物理模型

按照目標(biāo)電機(jī)的傳熱過(guò)程，電機(jī)的熱量由機(jī)殼內(nèi)的冷卻水帶走，而轉(zhuǎn)子部分需經(jīng)過(guò)氣隙和端部腔體內(nèi)的空氣將熱量傳遞機(jī)殼。因此，流熱耦合模型包括定轉(zhuǎn)子全部固體部件，以及機(jī)殼內(nèi)的循環(huán)水和電機(jī)內(nèi)的空氣兩部分流體域。流熱耦合模型中的冷卻水在外部系統(tǒng)的驅(qū)動(dòng)下循環(huán)流動(dòng)，設(shè)置冷卻水的進(jìn)出口定解條件即可。模型中空氣域的流動(dòng)與傳熱過(guò)程則包括空間的自然對(duì)流傳熱和轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)引起的強(qiáng)迫對(duì)流換熱。為了反映轉(zhuǎn)子高速旋轉(zhuǎn)引起的強(qiáng)迫換熱效果，模型中轉(zhuǎn)子區(qū)域設(shè)置為旋轉(zhuǎn)區(qū)域，轉(zhuǎn)速為轉(zhuǎn)子的額定轉(zhuǎn)速。電機(jī)氣隙中的空氣流速在臨近定轉(zhuǎn)子表面位置存在一定的差異，氣隙的建模及網(wǎng)格劃分過(guò)程中應(yīng)考慮氣隙層內(nèi)的熱交換。建立目標(biāo)電機(jī)的流熱耦合分析模型如圖6所示。

流熱耦合計(jì)算中，將電機(jī)水套的進(jìn)水口設(shè)定為速度入口邊界條件，進(jìn)水口處的冷卻水流速為0.6 m/s，冷卻水的進(jìn)口溫度為75 ℃；冷卻水的出水口采用標(biāo)準(zhǔn)壓力出口邊界條件。最后，在假定電機(jī)各零部件導(dǎo)熱系數(shù)及散熱系數(shù)不隨溫度改變的基礎(chǔ)上，開(kāi)展熱流計(jì)算。

為了提升流熱耦合計(jì)算的精度，本文采用了混合網(wǎng)格劃分方法，對(duì)電機(jī)氣隙網(wǎng)格進(jìn)行了分層加密處理，并考慮到計(jì)算模型和電機(jī)結(jié)構(gòu)特征，對(duì)電機(jī)結(jié)構(gòu)較為規(guī)則部分的區(qū)域采用六面體網(wǎng)格劃分，對(duì)復(fù)雜結(jié)構(gòu)部分的區(qū)域采用四面體網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格總數(shù)量約為1 240萬(wàn)，同時(shí)利用二階壓力項(xiàng)，結(jié)合二階迎風(fēng)離散格式進(jìn)行模型的計(jì)算與分析。

3 電機(jī)損耗和傳熱計(jì)算結(jié)果

根據(jù)目標(biāo)電機(jī)的電磁分析模型和流熱分析模型，結(jié)合樣機(jī)運(yùn)行工況確定模型的定解條件，通過(guò)電磁與傳熱耦合計(jì)算方法，計(jì)算得到目標(biāo)電機(jī)電磁特性參數(shù)和流熱分布。

3.1 損耗計(jì)算結(jié)果及特征分析

按照電磁計(jì)算模型，利用樣機(jī)額定負(fù)荷條件下的實(shí)測(cè)電流作為激勵(lì)，以耦合迭代得到的溫度提取對(duì)應(yīng)溫度下材料的電導(dǎo)率，計(jì)算得到電機(jī)的電磁特性。運(yùn)行在額定負(fù)荷下電機(jī)的實(shí)測(cè)電流波形如圖7所示。

以轉(zhuǎn)速4 500 r/min、輸出轉(zhuǎn)矩245 N·m為研究目標(biāo)工況。經(jīng)過(guò)多輪迭代計(jì)算后，得到額定負(fù)荷下電機(jī)各部件的總損耗分別為：定子銅耗2 264.5 W，定子鐵耗1 167.4 W，轉(zhuǎn)子鐵耗443 W，轉(zhuǎn)子永磁體渦流損耗94.5 W。由電機(jī)的總損耗數(shù)據(jù)可知，整體損耗的86.5%都集中在電機(jī)定子部分。電機(jī)的溫度場(chǎng)計(jì)算的時(shí)候，實(shí)際使用的是各零部件的損耗密度。前文求取的損耗數(shù)值結(jié)合電機(jī)各部件的體積，可以計(jì)算得到其損耗密度。由于電機(jī)各部件的實(shí)際結(jié)構(gòu)復(fù)雜，同一部件的不同空間位置的損耗密度可能存在差異，計(jì)算過(guò)程中根據(jù)部件的空間結(jié)構(gòu)對(duì)模型進(jìn)行換分劃分，并分別給定了劃分后各模型的損耗密度。由于細(xì)分模型較多，本節(jié)僅給出各部件的平均損耗密度。定子繞組的平均損耗密度為4 810 197.9 W/m³，定子鐵心的平均損耗密度為697 930.130 7 W/m³，轉(zhuǎn)子鐵心的平均損耗密度為687 224.009 7 W/m³，永磁體的平均損耗密度為254 002.2 W/m³。

盡管轉(zhuǎn)子永磁體部分的損耗總量較小，但在冷卻條件有限的情況下，掌握其分布特性十分有必要。根據(jù)電磁場(chǎng)計(jì)算結(jié)果，提取循環(huán)迭代計(jì)算后永磁體的損耗分布。由于a、b與A、B兩種永磁體的充磁方向厚度分別為4 mm和5.2 mm，可認(rèn)為永磁體在該方向上的損耗分布均勻，進(jìn)而得到永磁體的損耗分布二維圖，如圖8所示。圖中橫縱坐標(biāo)分別為永磁體的軸向長(zhǎng)度和寬度。

由永磁體的渦流損耗分布可以看出，額定負(fù)荷條件下轉(zhuǎn)子永磁體內(nèi)將產(chǎn)生一定的渦流損耗，該渦流損耗在永磁體上分布極不均勻，高損耗區(qū)域主要集中在永磁體周向的邊沿，而中部區(qū)域則很低，損耗密度相差接近100倍。沿軸向也存在較大的不均勻性，軸向上分成4段永磁體，在分段邊沿的損耗遠(yuǎn)高于中部。因此整體上永磁體的損耗呈現(xiàn)中間小邊沿大的分布特征，最高的損耗密度集中在周向的邊沿。永磁體渦流損耗的分布不均，尤其是局部區(qū)域過(guò)于集中對(duì)溫度的一致將產(chǎn)生不利影響。

3.2 溫度計(jì)算結(jié)果及特征分析

根據(jù)電機(jī)流熱耦合計(jì)算模型和運(yùn)行條件，冷卻水入口溫度為75 ℃，流量8 L/min，環(huán)境溫度20 ℃，以耦合迭代得到的損耗參數(shù)作為熱源，轉(zhuǎn)子區(qū)域以額定轉(zhuǎn)速旋轉(zhuǎn)，計(jì)算得到電機(jī)的溫度分布和流場(chǎng)分布。電機(jī)溫度分布如圖9所示。

由電機(jī)整體溫度分布可見(jiàn)，電機(jī)最高溫度為184.74 ℃，位于接線端端部繞組及BusBar連接銅排區(qū)域，該區(qū)域遠(yuǎn)離與水套內(nèi)表面相接觸的定子鐵心，其產(chǎn)生的熱量?jī)H能依靠軸向上向鐵心方向的熱傳導(dǎo)和端部的流動(dòng)空氣實(shí)現(xiàn)散熱，而該區(qū)域的軸向傳熱能力與端部空氣的帶熱能力均有限，因此區(qū)域溫度較高。由于電機(jī)的定子鐵心直接與水套機(jī)殼接觸傳熱，整體溫度較低，平均保持在100 ℃左右。而以氣隙為分界線，電機(jī)轉(zhuǎn)子區(qū)域的溫度較高，并呈現(xiàn)出兩端略低、中間更高的特點(diǎn)。截取電機(jī)軸向中心截面的溫度分布如圖10所示。

按照電機(jī)軸向中心截面的溫度分布，電機(jī)各部件沿徑向向內(nèi)溫度逐步升高，槽內(nèi)繞組的槽口處導(dǎo)線溫度最高。轉(zhuǎn)子溫度整體高于定子，靠近軸心區(qū)域的溫度更高，另外轉(zhuǎn)子的溫度分布出現(xiàn)了與磁極分布一致的V形特征，V形磁極的外側(cè)溫度更低，主要是由于磁極的外側(cè)由導(dǎo)熱性能更好的硅鋼片構(gòu)成，更利于熱量傳導(dǎo)至轉(zhuǎn)子表面后散發(fā)，而磁極內(nèi)側(cè)區(qū)域被導(dǎo)熱系數(shù)更低的大V永磁體包圍，并且內(nèi)側(cè)沒(méi)有散熱的渠道，因此內(nèi)側(cè)整體溫度更高。

電機(jī)轉(zhuǎn)子部分溫度分布如圖11所示，整體呈現(xiàn)中間高兩側(cè)低的分布特點(diǎn)，這是由于電機(jī)機(jī)殼內(nèi)部存在一定的空氣，該部分空氣既可以與轉(zhuǎn)子端部表面直接接觸，同時(shí)也可以與溫度較低的端蓋、冷卻水套內(nèi)表面等位置接觸，在電機(jī)轉(zhuǎn)子高速旋轉(zhuǎn)過(guò)程中，會(huì)帶動(dòng)空氣產(chǎn)生一定的流動(dòng)，可以將電機(jī)端部表面的熱量帶走，進(jìn)而傳遞到其他低溫部位，實(shí)現(xiàn)一定程度上的端部冷卻效果。此外，轉(zhuǎn)子表面出現(xiàn)了與磁極一致的溫差間隔區(qū)域，表明永磁體的損耗分布和磁極傳熱結(jié)構(gòu)對(duì)轉(zhuǎn)子溫度分布的影響。

提取轉(zhuǎn)子永磁體的溫度分布如圖12所示。

由圖可知，永磁體工作溫度范圍為132.29～161.75 ℃，最大溫差約30 ℃。根據(jù)釹鐵硼永磁體的磁特性等級(jí)劃分標(biāo)準(zhǔn)，30 ℃溫差已跨越2個(gè)永磁體的工作溫度等級(jí)?？梢?jiàn)，電動(dòng)汽車(chē)用永磁電機(jī)轉(zhuǎn)子永磁體在同一工況下，不同空間位置存在明顯的工作溫度差異。即永磁體在同一工況下的磁特性存在顯著區(qū)別，磁體的抗退磁特性也將存在明顯的差別。在同一故障沖擊電流下，永磁體將產(chǎn)生明顯的退磁差異。

從永磁體的溫度分布還可以看出，永磁體中大V的A和B的最高溫度比小V的a、b高，分布上則均呈現(xiàn)出中間部位溫度高、兩端部位低的特點(diǎn)，及軸向上鐵心中心部位的永磁體更易發(fā)生退磁。該現(xiàn)象主要由于電機(jī)鐵心中心部位的散熱情況不良，而端部臨近電機(jī)腔體空氣可以更好的實(shí)現(xiàn)熱傳遞造成。同時(shí)，A和B永磁體靠近轉(zhuǎn)軸部位的溫度最高，即該區(qū)域是永磁體最易發(fā)生退磁的部位。此現(xiàn)象是由于氣隙中流動(dòng)空氣可以實(shí)現(xiàn)其附近區(qū)域更好的散熱，而鐵心臨近轉(zhuǎn)軸位置的熱量只能通過(guò)熱傳導(dǎo)實(shí)現(xiàn)散熱。此外，由圖8和圖12的對(duì)比可見(jiàn)，永磁體的溫度分布規(guī)律與損耗分布規(guī)律并不完全一致，永磁體的溫度分布受電機(jī)整體的冷卻結(jié)構(gòu)影響顯著。

電機(jī)轉(zhuǎn)子部分的熱量經(jīng)腔體內(nèi)的空氣散出，腔體內(nèi)冷卻空氣的流線和流速分布如圖13所示。

根據(jù)電機(jī)腔體內(nèi)空氣流線分布，電機(jī)轉(zhuǎn)子的旋轉(zhuǎn)帶動(dòng)周?chē)諝飧咚倭鲃?dòng)，導(dǎo)致轉(zhuǎn)子附近的空氣流速較高，而腔體內(nèi)其他區(qū)域流速則較低。但是從腔體內(nèi)整體流場(chǎng)的分布可以看出，電機(jī)運(yùn)行過(guò)程中腔體內(nèi)部空氣形成了大量的旋流，接線盒部分也參與了整體的流動(dòng)，這對(duì)于促進(jìn)電機(jī)轉(zhuǎn)子的熱交換是有利的。另外電機(jī)的氣隙連通兩個(gè)端部空氣域，但并沒(méi)有出現(xiàn)明顯的流線，主要是由于電機(jī)的氣隙寬度僅有0.8 mm，電機(jī)高速旋轉(zhuǎn)的切向流速難以促使空氣在軸向上形成有效流動(dòng)，這也限制了轉(zhuǎn)子氣隙側(cè)表面的散熱作用，并導(dǎo)致中部的溫度偏高。

4 實(shí)驗(yàn)樣機(jī)測(cè)試及分析

按照磁熱耦合仿真計(jì)算結(jié)果，獲得電機(jī)轉(zhuǎn)子永磁體溫度分布的特性，以及損耗和結(jié)構(gòu)對(duì)溫度分布的影響規(guī)律，為了進(jìn)一步驗(yàn)證轉(zhuǎn)子永磁體的溫度特性，建立轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)測(cè)溫系統(tǒng)和實(shí)驗(yàn)樣機(jī)。

4.1 轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)測(cè)溫系統(tǒng)

永磁電機(jī)的轉(zhuǎn)子中永磁體對(duì)溫度最敏感，也是轉(zhuǎn)子溫度防護(hù)的主要約束目標(biāo)。根據(jù)仿真計(jì)算結(jié)果的轉(zhuǎn)子溫度分布可以看出，永磁體處于高溫區(qū)域，尤其是大V的永磁體溫度最高，并且永磁體在軸向上存在較大的差異，因此實(shí)驗(yàn)樣機(jī)轉(zhuǎn)子測(cè)溫過(guò)程重點(diǎn)關(guān)注大V永磁體的溫度測(cè)量，并應(yīng)獲得軸向上不同位置的溫度數(shù)據(jù)。

實(shí)驗(yàn)樣機(jī)的轉(zhuǎn)子測(cè)溫選取一個(gè)磁極下的一個(gè)大V磁體作為溫度測(cè)試目標(biāo)。樣機(jī)每極永磁體在軸向上由4段磁體組成，在每一段磁體的上、中、下3個(gè)位置分別布置測(cè)溫點(diǎn)，3個(gè)位置點(diǎn)中上部測(cè)溫點(diǎn)為磁體靠近氣隙邊角位置點(diǎn)，中部測(cè)溫點(diǎn)為磁體幾何中心點(diǎn)，下部測(cè)溫點(diǎn)為磁體靠近轉(zhuǎn)軸的邊角位置點(diǎn)，磁體各測(cè)溫點(diǎn)位置如圖14所示。

由于樣機(jī)采用燒結(jié)的長(zhǎng)方形永磁塊，無(wú)法在永磁體上設(shè)置軸向安裝測(cè)溫傳感器的凹槽，因此樣機(jī)設(shè)計(jì)時(shí)在永磁體下側(cè)的鐵心硅鋼片上設(shè)置凹槽，疊裝完成后形成軸向的傳感器布置通道結(jié)構(gòu)。轉(zhuǎn)子永磁體測(cè)溫傳感器布置結(jié)構(gòu)如圖15所示。

樣機(jī)轉(zhuǎn)子永磁體總計(jì)設(shè)置12個(gè)測(cè)溫點(diǎn)，采用K型熱電偶作為測(cè)溫傳感器。測(cè)溫傳感器與旋轉(zhuǎn)測(cè)溫系統(tǒng)相連，旋轉(zhuǎn)測(cè)溫系統(tǒng)包括信號(hào)采集、信號(hào)處理和數(shù)據(jù)存儲(chǔ)3個(gè)信息模塊，以及供電的電池模塊，系統(tǒng)構(gòu)成如圖16所示。實(shí)驗(yàn)開(kāi)始前將數(shù)據(jù)存儲(chǔ)模塊清空，并裝入足量的電池。實(shí)驗(yàn)結(jié)束后通過(guò)數(shù)據(jù)接口將轉(zhuǎn)子溫度數(shù)據(jù)導(dǎo)出，并以時(shí)間為參考基準(zhǔn)獲得對(duì)應(yīng)實(shí)驗(yàn)條件下的溫度數(shù)據(jù)。

測(cè)溫傳感器固定于轉(zhuǎn)子鐵心的測(cè)溫槽中，連接線再通過(guò)空心軸引出，并與同軸旋轉(zhuǎn)的測(cè)溫裝置連接。旋轉(zhuǎn)測(cè)溫裝置及連接如圖17所示。

4.2 實(shí)驗(yàn)樣機(jī)及測(cè)試結(jié)果

按照樣機(jī)的設(shè)計(jì)參數(shù)，搭建實(shí)驗(yàn)樣機(jī)測(cè)試平臺(tái)，并建立電機(jī)轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)測(cè)溫系統(tǒng)，實(shí)驗(yàn)樣機(jī)測(cè)試平臺(tái)如圖18所示。

實(shí)驗(yàn)樣機(jī)額定工況下，測(cè)得轉(zhuǎn)速4 500 r/min，輸出轉(zhuǎn)矩245 N·m，電流為345 A。冷卻水進(jìn)水溫度為75 ℃，冷卻水流量為8 L/min，環(huán)境溫度為20 ℃。額定工況下測(cè)得電機(jī)轉(zhuǎn)子達(dá)到熱穩(wěn)態(tài)后，各測(cè)點(diǎn)溫度如表2所示。

根據(jù)測(cè)試結(jié)果可以看出，測(cè)點(diǎn)溫度仍然呈現(xiàn)兩端低中間高的特點(diǎn)。測(cè)點(diǎn)之間的最大溫差也達(dá)到了27 ℃，表明轉(zhuǎn)子永磁體之間根據(jù)位置不同，存在較大的溫差。

4.3 數(shù)據(jù)對(duì)比分析

提取額定工況下永磁體測(cè)點(diǎn)的磁熱耦合計(jì)算數(shù)據(jù)如表3所示，聯(lián)合對(duì)應(yīng)位置的溫度測(cè)試結(jié)果，建立對(duì)比分析曲線如圖19所示。

按照計(jì)算與實(shí)測(cè)電機(jī)永磁體的溫度數(shù)據(jù)可以看出，計(jì)算值與實(shí)測(cè)結(jié)果具有良好的一致性，都呈現(xiàn)出中部高兩端低的分布特點(diǎn)，并且溫度在軸向上的對(duì)應(yīng)關(guān)系是完全匹配的，驗(yàn)證了磁熱耦合計(jì)算方法對(duì)研究外水套冷卻電機(jī)轉(zhuǎn)子永磁體溫度分布特性的準(zhǔn)確性。

對(duì)比表2和表3數(shù)據(jù)可知，磁熱耦合計(jì)算值略高于實(shí)測(cè)結(jié)果，溫度偏差范圍為3.2～9.6 ℃，平均偏差約7 ℃，分析認(rèn)為實(shí)驗(yàn)過(guò)程中電機(jī)通過(guò)端部法蘭固定在金屬安裝支撐架上，轉(zhuǎn)子的部分熱量可通過(guò)轉(zhuǎn)軸傳導(dǎo)至溫度較低的端蓋及支撐架上，而計(jì)算過(guò)程未考慮這部分散熱，此外，由于電機(jī)的非驅(qū)動(dòng)端與接線盒連通，而接線盒在電機(jī)實(shí)驗(yàn)過(guò)程中未做密封，存在與外部的空氣流通，也將帶走電機(jī)部分熱量，仿真中未考慮該部分散熱的影響，綜上原因造成了轉(zhuǎn)子測(cè)量溫度略低的現(xiàn)象，但測(cè)試數(shù)據(jù)整體偏差水平較低，滿(mǎn)足工程實(shí)用的需要。

5 結(jié) 論

本文分析了電動(dòng)汽車(chē)用外水套冷卻永磁電機(jī)的發(fā)熱和冷卻過(guò)程，研究了該類(lèi)型電機(jī)電磁參數(shù)、材料特性及流動(dòng)與傳熱對(duì)轉(zhuǎn)子永磁體溫度分布特性的影響。建立考慮材料電導(dǎo)率隨溫度變化的磁熱耦合計(jì)算模型，以一臺(tái)115 kW-8極的實(shí)驗(yàn)樣機(jī)為例，以實(shí)測(cè)電流為激勵(lì)，通過(guò)磁熱雙向耦合計(jì)算得到電機(jī)的損耗、溫度和流場(chǎng)分布。搭建樣機(jī)的實(shí)驗(yàn)測(cè)試平臺(tái)，并實(shí)現(xiàn)了對(duì)轉(zhuǎn)子內(nèi)永磁體溫度的測(cè)量，驗(yàn)證了磁熱耦合計(jì)算方法的準(zhǔn)確性，獲得了該類(lèi)型電機(jī)轉(zhuǎn)子永磁體溫度影響因素和分布規(guī)律。研究得到如下結(jié)論：

1） 采用計(jì)及材料特性隨溫度變化的磁熱雙向耦合模型計(jì)算得到永磁電機(jī)轉(zhuǎn)子永磁體溫度特性，經(jīng)試驗(yàn)驗(yàn)證方法有效，精度滿(mǎn)足工程需要。

2） 電機(jī)轉(zhuǎn)子釹鐵硼永磁體的渦流損耗和溫度均存在較大的空間不均勻分布特性，損耗整體呈現(xiàn)邊沿大中間小的特點(diǎn)，溫度整體呈現(xiàn)兩端低中間高的特點(diǎn)。溫度與損耗的分布規(guī)律存在差異，溫度分布規(guī)律受電機(jī)整體冷卻結(jié)構(gòu)影響。

3） 外水套永磁電機(jī)轉(zhuǎn)子永磁體中大V磁體最高溫度高于小V磁體。大V永磁體靠近轉(zhuǎn)軸部位的溫度最高，該區(qū)域是永磁體最易發(fā)生退磁的部位，應(yīng)重點(diǎn)考慮防退磁設(shè)計(jì)。

4） 外水套永磁電機(jī)轉(zhuǎn)子無(wú)冷卻措施，轉(zhuǎn)子整體溫度較定子偏高50 ℃左右，在電機(jī)設(shè)計(jì)過(guò)程應(yīng)重點(diǎn)考慮轉(zhuǎn)子側(cè)，尤其是永磁體的溫升抑制。

參 考 文 獻(xiàn)：

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（編輯：邱赫男）