混合動(dòng)力汽車(chē)用油冷永磁同步電機(jī)溫度場(chǎng)研究

杜愛(ài)民 張東旭 孫明明 袁崢正

（同濟(jì)大學(xué)，上海 201804）

主題詞：混合動(dòng)力汽車(chē) 永磁同步電機(jī) 溫度場(chǎng) 油冷

1 前言

永磁同步電機(jī)憑借諸多優(yōu)勢(shì)被廣泛應(yīng)用于純電動(dòng)汽車(chē)和混合動(dòng)力汽車(chē)。對(duì)于集成在混合動(dòng)力變速器內(nèi)的永磁同步電機(jī)，由于安裝空間的限制使電機(jī)結(jié)構(gòu)十分緊湊，功率密度較高，導(dǎo)致熱負(fù)荷高于常規(guī)電機(jī)且散熱困難。而電機(jī)溫升過(guò)高會(huì)引起定子繞組絕緣老化破損、鐵芯損壞以及永磁體退磁等問(wèn)題，導(dǎo)致電機(jī)壽命降低甚至損毀[1]。目前車(chē)用永磁同步電機(jī)的冷卻方式主要有風(fēng)冷和液冷兩種，為了驗(yàn)證冷卻效果并保證電機(jī)最大熱負(fù)荷符合電機(jī)安全工作溫度限制的要求，相關(guān)人員對(duì)電機(jī)內(nèi)部進(jìn)行了溫度場(chǎng)分析研究，如，Y Chen等人[2]采用二維有限元分析法研究了具有全齒纏繞集中繞組和移動(dòng)銜鐵端部的水冷式雙面永磁直線同步電機(jī)的溫度場(chǎng)，并分析了影響電機(jī)溫度的相關(guān)因素；KamiyaM等人[3]對(duì)內(nèi)置式永磁同步電機(jī)控制器在PWM供電模式下的溫度場(chǎng)分布情況進(jìn)行研究，利用電磁場(chǎng)—溫度場(chǎng)耦合的方法獲得永磁同步電機(jī)的三維溫度場(chǎng)分布；丁樹(shù)業(yè)等人[4]針對(duì)一臺(tái)50 kW的永磁同步電機(jī)，在考慮接線盒和散熱部分的基礎(chǔ)上創(chuàng)建三維建模，采用流體場(chǎng)—溫度場(chǎng)耦合的方法得出電機(jī)內(nèi)部的溫度場(chǎng)分布情況；朱高嘉等人[5]從有限元公式法的基本原理出發(fā)，建立了永磁同步電機(jī)對(duì)流傳熱邊界的高精度有限元數(shù)學(xué)模型，并通過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證了電機(jī)三維溫度場(chǎng)有限公式計(jì)算法的可靠性和計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性；沈啟平等人[6]采用有限元法對(duì)水冷永磁同步電機(jī)的三維流場(chǎng)進(jìn)行分析，對(duì)冷卻水道的溫度分布進(jìn)行了研究。

本文在前人研究的基礎(chǔ)上，以一臺(tái)采用油冷冷卻、額定功率為32 kW、額定轉(zhuǎn)速為4 500 r/min的永磁同步電機(jī)為研究對(duì)象，采用電磁場(chǎng)-溫度場(chǎng)耦合的有限元分析方法，對(duì)額定工況下電機(jī)的電磁場(chǎng)和溫度場(chǎng)進(jìn)行了研究。

2 電機(jī)模型與參數(shù)

樣機(jī)是集成在混合動(dòng)力變速器內(nèi)的高功率密度永磁同步電機(jī)，采用內(nèi)置式轉(zhuǎn)子磁路結(jié)構(gòu)，其三維模型如圖1所示，樣機(jī)基本參數(shù)如表1所列。

圖1 樣機(jī)三維模型

表1 樣機(jī)基本參數(shù)

該樣機(jī)采用油冷冷卻，油冷系統(tǒng)布置方式如圖2所示，其中，電機(jī)頂部采用噴淋油冷加轉(zhuǎn)軸內(nèi)開(kāi)通油道的方式冷卻；定子繞組的冷卻方式為，通過(guò)將液壓油泵至殼體頂部的油道，再經(jīng)過(guò)電機(jī)兩端安置有油環(huán)的諸多噴孔將液壓油噴淋到定子繞組的端部以及定子鐵芯上；轉(zhuǎn)軸的冷卻方式為，通過(guò)采用內(nèi)部中空結(jié)構(gòu)，并在轉(zhuǎn)軸與轉(zhuǎn)子支撐配合處開(kāi)設(shè)油道，將液壓油通過(guò)內(nèi)部通道流到轉(zhuǎn)子支撐內(nèi)表面。

3 永磁同步電機(jī)電磁損耗分析

3.1 電機(jī)電磁場(chǎng)分析

電機(jī)內(nèi)部熱量的產(chǎn)生主要來(lái)自電機(jī)工作時(shí)磁場(chǎng)的損耗，為了計(jì)算電機(jī)各部件的損耗需要得到電機(jī)內(nèi)部磁場(chǎng)的分布情況。為此，基于AnsoftMaxwell軟件對(duì)電機(jī)的電磁場(chǎng)進(jìn)行仿真分析。

電機(jī)整體模型（電機(jī)中心截面）如圖3所示，定子槽內(nèi)各相繞組按U、V、W三相依次分布在18個(gè)定子槽內(nèi)，三相繞組末端按星形連接。通過(guò)電磁場(chǎng)仿真結(jié)果可以得出電機(jī)在負(fù)載工況下的負(fù)載磁力線、磁通密度分布和氣隙磁通密度分布，圖4為仿真得到的電機(jī)負(fù)載工況下的磁通密度B分布云圖。

圖3 電機(jī)模型

圖4 電機(jī)負(fù)載工況下的磁通密度分布云圖

3.2 損耗計(jì)算

永磁同步電動(dòng)機(jī)的損耗可分為定子鐵芯損耗、繞組銅耗、轉(zhuǎn)子及永磁體渦流損耗及機(jī)械損耗等。

3.2.1 定子鐵芯損耗模型

永磁同步電動(dòng)機(jī)內(nèi)部的定子鐵芯損耗分為磁滯損耗、渦流損耗和異常損耗（附加損耗），根據(jù)產(chǎn)生機(jī)理，永磁同步電機(jī)定子鐵芯損耗計(jì)算式為：

式中，Ph為磁滯損耗；Pc為渦流損耗；Pe為異常損耗。

3.2.2 繞組銅耗模型

繞組銅耗是相電流流過(guò)繞組時(shí)產(chǎn)生的歐姆熱，一般可分為基本銅耗和附加銅耗?；俱~耗是相電流在繞組導(dǎo)線上產(chǎn)生的損耗Pcpper，計(jì)算式為：

式中，m為電機(jī)繞組的相數(shù)；I為繞組相電流有效值；R為每相繞組有效電阻值。

3.2.3 轉(zhuǎn)子和永磁體渦流損耗模型

轉(zhuǎn)子及永磁體的渦流損耗計(jì)算分為解析計(jì)算和有限元法兩種,目前較為準(zhǔn)確的解析算法是Zhu ZQ在極坐標(biāo)系下建立的轉(zhuǎn)子渦流損耗的解析計(jì)算模型[7]，雖然該方法描述了渦流損耗的產(chǎn)生機(jī)理，但只適用于特殊邊界條件，因此工程上一般采用有限元法求解邊界條件復(fù)雜的磁場(chǎng)。在時(shí)域內(nèi)，磁場(chǎng)方程可寫(xiě)為：

式中，?為哈密頓算子；μ為相對(duì)磁導(dǎo)率；Az為磁位矢量；Jz為電流密度；σ為材料電導(dǎo)率；E為電勢(shì)標(biāo)量；Hc為永磁體矯頑力；t為時(shí)間。

3.2.4 機(jī)械損耗

因樣機(jī)采用了深溝球軸承，所以摩擦損耗較小，可忽略不計(jì)。風(fēng)磨損耗與轉(zhuǎn)子形狀、表面粗糙度、轉(zhuǎn)速以及空氣物性參數(shù)等因素有關(guān)[8]，機(jī)械損耗Pf計(jì)算式為：

式中，a為轉(zhuǎn)子鐵芯的表面粗糙度，本文取a=1；Cf為摩擦因數(shù)；ρ0為空氣密度；ωm為電機(jī)轉(zhuǎn)速；r為轉(zhuǎn)子半徑；L為轉(zhuǎn)子軸向長(zhǎng)度。

選取輸出轉(zhuǎn)速為4 500 r/min、輸出轉(zhuǎn)矩為80 N?m、相電流為195 A作為工作工況，分別進(jìn)行穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)溫度場(chǎng)仿真分析，得到電機(jī)損耗結(jié)果如表2所列。

表2 電機(jī)損耗結(jié)果

4 永磁同步電機(jī)溫度場(chǎng)分析

4.1 基本模型

整個(gè)電機(jī)內(nèi)部熱量的產(chǎn)生和傳遞十分復(fù)雜，但可以確定的是，電機(jī)損耗產(chǎn)生的熱量經(jīng)過(guò)多個(gè)部件的傳導(dǎo)以及潤(rùn)滑油的冷卻最終與外界進(jìn)行換熱。在電機(jī)內(nèi)部的熱傳遞過(guò)程中，換熱方式包括熱傳導(dǎo)、對(duì)流換熱和熱輻射3種。因電機(jī)內(nèi)各部件之間溫差較小，輻射傳熱的換熱量與其它兩種方式相比要小很多，因此輻射傳熱可以忽略不計(jì)，只考慮熱傳導(dǎo)及對(duì)流傳熱。圖5為樣機(jī)的熱量傳遞路徑示意圖。由于該樣機(jī)采用頂部噴淋和轉(zhuǎn)子支撐軸內(nèi)開(kāi)通油道的冷卻方式，油滴會(huì)噴淋到定子鐵芯和繞組上，因此定子鐵芯、繞組部分表面存在對(duì)流傳熱，另外所有接觸部件之間也均存在熱傳導(dǎo)。

圖5 電機(jī)熱量傳遞路徑示意

將表2中額定工況下電機(jī)各部件的損耗值賦予給相應(yīng)的部件，以此作為電機(jī)內(nèi)的熱源。具體方法是通過(guò)計(jì)算生熱率實(shí)現(xiàn)，即賦予各部件單位體積的發(fā)熱量，生熱率q計(jì)算式為：

式中，Ploss為各部件損耗值；V為各部件的有效體積（實(shí)際體積）。

有效體積V可通過(guò)相關(guān)公式計(jì)算求得，也可通過(guò)軟件直接求解，具體數(shù)值如表3所列。

表3 各部件有效體積 m3

根據(jù)電機(jī)各部件損耗值和各部件有效體積可得到額定工況下各部件的生熱率，如表4所列。

以22倍頻毫米波信號(hào)的生成為例，DD-MZM的輸出信號(hào)進(jìn)入光環(huán)形器，被2端口具有圖4(a)所示的反射譜的UFBG-AOTF反射，在光環(huán)行器3端口輸出，信號(hào)的頻譜如圖4(b)所示.從圖中可以看出，原始光載波抑制信號(hào)的±11階邊帶分量被濾出，與其他階邊帶之間的功率差要大于30 dB.

表4 額定工況下各部件生熱率 W·m-3

4.2 導(dǎo)熱系數(shù)計(jì)算

電機(jī)各部件間大部分熱量是通過(guò)熱傳導(dǎo)方式進(jìn)行傳遞，但電機(jī)內(nèi)存在多種導(dǎo)熱物質(zhì)且形狀不規(guī)則，按照實(shí)際尺寸計(jì)算導(dǎo)熱過(guò)程過(guò)于繁瑣，因此通常采用等效導(dǎo)熱系數(shù)這一概念計(jì)算傳熱量。由于定、轉(zhuǎn)子鐵芯采用硅鋼片堆疊的裝配方式，其徑向?qū)嵯禂?shù)要高于軸向?qū)嵯禂?shù)，即定、轉(zhuǎn)子鐵芯是溫度的各向異性介質(zhì)，所以需要分別計(jì)算徑向、軸向的導(dǎo)熱系數(shù)，同樣，繞組在徑向和軸向也存在導(dǎo)熱系數(shù)不同的問(wèn)題。

4.2.1 鐵芯等效導(dǎo)熱系數(shù)計(jì)算

鐵芯在軸向上采用堆疊的裝配方式以減小感應(yīng)渦流的影響，導(dǎo)致其在徑向和軸向的導(dǎo)熱能力不同。因此在軸向上可將鐵芯看作是多層平壁串聯(lián)導(dǎo)熱，而徑向上可看作是多層平壁并聯(lián)導(dǎo)熱。

根據(jù)傳熱學(xué)理論，鐵芯軸向上等效導(dǎo)熱系數(shù)λz為[9]：

式中，δFe、δ0為鐵芯、絕緣介質(zhì)厚度；λ1、λ0為硅鋼片、絕緣介質(zhì)導(dǎo)熱系數(shù)；KFe=0.96為鐵芯堆疊系數(shù)。

鐵芯在徑向上的等效導(dǎo)熱系數(shù)λx計(jì)算式為：

4.2.2 氣隙等效導(dǎo)熱系數(shù)計(jì)算

對(duì)于氣隙內(nèi)的空氣可做靜止處理，因此采用靜止流體的等效導(dǎo)熱系數(shù)代替流動(dòng)介質(zhì)的對(duì)流換熱系數(shù)，即單位時(shí)間內(nèi)靜止流體傳遞的熱量與流動(dòng)介質(zhì)傳遞的熱量相等。氣隙內(nèi)空氣的流動(dòng)狀態(tài)對(duì)其傳遞熱量的能力有很大影響。對(duì)于小間隙下旋轉(zhuǎn)圓筒的對(duì)流傳熱問(wèn)題，可通過(guò)Taylor數(shù)對(duì)流動(dòng)狀態(tài)進(jìn)行判定，其中Taylor數(shù)與雷諾數(shù)間的關(guān)系為[10]：

4.2.3 定子槽內(nèi)絕緣等效導(dǎo)熱系數(shù)計(jì)算

定子繞組銅導(dǎo)線所產(chǎn)生的熱量在橫向上傳遞到定子鐵芯軛部和齒部的過(guò)程中會(huì)經(jīng)過(guò)繞組導(dǎo)線絕緣漆和槽絕緣層等物質(zhì)，因各材料的熱阻均不相同，考慮到分別計(jì)算導(dǎo)熱過(guò)程過(guò)于繁瑣，所以采用等效絕緣層導(dǎo)熱系數(shù)的方法簡(jiǎn)化計(jì)算。對(duì)槽內(nèi)繞組進(jìn)行等效處理前需做如下假設(shè)：銅導(dǎo)線均勻排列在定子槽內(nèi)且導(dǎo)線間不存在溫差；定子槽內(nèi)完全浸漬不存在空氣，且每根銅導(dǎo)線表面絕緣漆浸漬均勻；槽絕緣與定子槽緊密貼合。槽內(nèi)繞組實(shí)際分布及等效模型如圖6所示。

圖6 槽內(nèi)繞組分布及等效模型

絕緣層等效導(dǎo)熱系數(shù)λins-eff計(jì)算式為[11]：

式中，δ3、δ4分別為槽絕緣厚度、導(dǎo)線絕緣漆厚度；λ3、λ4分別為相應(yīng)的導(dǎo)熱系數(shù)。

經(jīng)計(jì)算，等效絕緣層的導(dǎo)熱系數(shù)為1.2W/(m?K)。

以上僅考慮熱量在圓周方向上傳遞的情況，而繞組內(nèi)產(chǎn)生的熱量同時(shí)會(huì)沿軸向進(jìn)行傳遞。因?yàn)殂~導(dǎo)線的軸向尺寸遠(yuǎn)大于其周向尺寸，所以軸向上的傳熱模型可看作多層平壁并聯(lián)傳熱。因銅導(dǎo)線導(dǎo)熱系數(shù)遠(yuǎn)大于絕緣漆、槽絕緣等材料，所以銅導(dǎo)線承擔(dān)軸線方向上的大部分熱量傳遞，銅導(dǎo)線導(dǎo)熱系數(shù)可近似認(rèn)為是繞組在軸向上的等效導(dǎo)熱系數(shù)，其值為398W/(m?K)。

4.3 溫度場(chǎng)分析

4.3.1 邊界條件及負(fù)載

借助于STAR-CCM+軟件對(duì)電機(jī)的溫度場(chǎng)進(jìn)行仿真分析。仿真模型中包含流體區(qū)域，需要設(shè)置流體區(qū)域的進(jìn)出口類(lèi)型及壁面條件。對(duì)于該樣機(jī)，其冷卻效果通常采用液壓油的流量進(jìn)行控制，因此可將進(jìn)口設(shè)置為質(zhì)量流量入口。設(shè)置電機(jī)的整體流量為6 L/min，轉(zhuǎn)換為質(zhì)量流量為0.088 2 kg/s，入口油靜態(tài)溫度設(shè)置為80℃。出口設(shè)置為壓力出口，出口壓力為環(huán)境背壓。

溫度場(chǎng)仿真的負(fù)載是指損耗產(chǎn)生的熱量，即將損耗轉(zhuǎn)化為生熱率后賦給相應(yīng)的部件，其數(shù)值見(jiàn)表4。

4.3.2 額定工況溫度場(chǎng)分布

在設(shè)置完邊界條件及負(fù)載的基礎(chǔ)上，通過(guò)仿真計(jì)算得到電機(jī)在額定工況下的溫度場(chǎng)分布情況。圖7為額定工況下電機(jī)主要部件的穩(wěn)態(tài)最高溫度。

圖7 額定工況下電機(jī)主要部件穩(wěn)態(tài)最高溫度

由圖7可看出，額定工況下繞組的溫升較高，最高溫度達(dá)到154.0℃，該樣機(jī)繞組導(dǎo)線絕緣等級(jí)為H級(jí)，即工作溫度不可長(zhǎng)時(shí)間超過(guò)180℃，否則繞組絕緣層會(huì)燒穿導(dǎo)致線間短路燒毀繞組，顯然額定工況下的繞組溫升處于安全工作溫度限值內(nèi)。轉(zhuǎn)子鐵芯的最高溫度為105.1℃，而該電機(jī)所用永磁材料的不退磁溫度限值為160℃，符合要求。表5為額定工況下各部件的最高及最低溫度值。

表5 額定工況下電機(jī)主要部件溫度 ℃

圖8為電機(jī)沿徑向的溫度變化曲線。AB、CD段對(duì)應(yīng)轉(zhuǎn)子支撐，BC段對(duì)應(yīng)轉(zhuǎn)子支撐輪輻孔，DE段對(duì)應(yīng)轉(zhuǎn)子鐵芯，EF段對(duì)應(yīng)定、轉(zhuǎn)子間氣隙，F(xiàn)G段對(duì)應(yīng)繞組，GH段對(duì)應(yīng)定子鐵芯，HI段對(duì)應(yīng)電機(jī)殼體。

圖8 電機(jī)整體沿徑向溫度變化

由圖8可知，繞組最高溫度出現(xiàn)在徑向中心高度110mm處，即FG繞組段，這是由于繞組的生熱率最大，導(dǎo)致繞組段是電機(jī)內(nèi)溫升最高的部分，最高溫度為154℃。GH定子鐵芯段的溫度變化較大，近繞組側(cè)溫度高出近殼體側(cè)50℃左右。

由以上分析可知，繞組是電機(jī)內(nèi)部溫升最高的部件，因此必須對(duì)繞組溫度分布進(jìn)行研究。圖9為額定工況下繞組溫度場(chǎng)分布云圖，圖中1～18為各槽編號(hào)。由于電機(jī)溫度分布的對(duì)稱(chēng)性，因此取1～9號(hào)及18號(hào)槽繞組中心溫度周向分布即可了解整個(gè)繞組的溫度變化規(guī)律，圖10為繞組中心溫度周向分布云圖。

圖9 額定工況繞組溫度分布

結(jié)合圖9和圖10可看出，整體溫度最低的是3號(hào)繞組，最高的是8號(hào)繞組，二者溫差約為16℃，說(shuō)明采用噴淋的冷卻方式各槽繞組的冷卻效果差別較大。

綜合以上分析，熱負(fù)荷較高的繞組出現(xiàn)在電機(jī)底部，即8、9、10號(hào)繞組，尤其是8號(hào)和10號(hào)繞組，冷卻系統(tǒng)的布置方式導(dǎo)致該位置直接噴淋到的冷卻液較少，而冷卻液吸收頂端繞組表面熱量后溫度升高，導(dǎo)致其與底部繞組間的溫差減小，由牛頓冷卻公式知，流體與散熱壁面的溫差是決定單位時(shí)間內(nèi)換熱量多少的重要因素，因此底部繞組散熱條件相對(duì)較差，實(shí)際工作中需要重點(diǎn)關(guān)注8號(hào)及10號(hào)繞組的溫升情況。

圖10 繞組中心溫度周向分布

冷卻方式?jīng)Q定溫度場(chǎng)的分布，噴淋的冷卻方式很難保證各繞組周?chē)h(huán)境的散熱條件一致，因此為分析繞組溫度在周向上的差異化，對(duì)噴孔截面上的流體參數(shù)進(jìn)行研究。圖11為噴孔截面下冷卻液的流速分布圖。由圖11可見(jiàn)，冷卻液在噴孔位置的流速最大，隨后逐漸衰減，呈現(xiàn)頂部流速快底部流速慢且左右基本對(duì)稱(chēng)的特點(diǎn)，與溫度場(chǎng)分布規(guī)律相似。2號(hào)繞組和3號(hào)繞組處的冷卻液流速明顯大于8號(hào)繞組周?chē)睦鋮s液流速。

圖11 噴孔中心截面冷卻液流速分布云圖

5 試驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證電機(jī)各部件溫升是否符合制造工藝要求，在溫升試驗(yàn)臺(tái)架上進(jìn)行溫升試驗(yàn)，通過(guò)電力測(cè)功機(jī)將電機(jī)的轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)矩調(diào)整至額定工況，用以模擬電機(jī)處于額定工況下的運(yùn)行狀態(tài)，試驗(yàn)臺(tái)架如圖12所示。

圖12 溫升試驗(yàn)臺(tái)架

試驗(yàn)采用18個(gè)熱電偶溫度傳感器測(cè)量每個(gè)繞組的端部溫升，最后將測(cè)量結(jié)果轉(zhuǎn)化為數(shù)字信號(hào)傳輸至計(jì)算機(jī)并顯示繞組溫度。

完整的溫升試驗(yàn)過(guò)程包括電機(jī)負(fù)載工況下溫度升高至穩(wěn)態(tài)階段和空載工況下冷卻至室溫階段。分別取額定工況下溫升最大的8號(hào)繞組和溫升最小的3號(hào)繞組的溫升數(shù)據(jù)與該工況下仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，8號(hào)繞組的試驗(yàn)結(jié)果如圖13所示。

圖13 額定工況下8號(hào)繞組仿真溫升與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

由圖13可看出，仿真曲線與試驗(yàn)結(jié)果擬合值變化趨勢(shì)基本一致，均呈現(xiàn)隨時(shí)間的延長(zhǎng)，溫度先快速升高，然后逐漸平緩的趨勢(shì)。仿真求解出的最高溫度是電機(jī)定子槽繞組的中心位置處，而槽內(nèi)空間較小無(wú)法安裝傳感器，所以試驗(yàn)所測(cè)數(shù)據(jù)為定子繞組端部的表面溫度。在額定工況下，定子槽內(nèi)繞組與定子端部繞組之間的溫差約為5℃，故圖13中試驗(yàn)結(jié)果的擬合值需要加上5℃來(lái)表示定子槽內(nèi)繞組的溫度，則實(shí)際上8號(hào)定子槽內(nèi)繞組最高溫度與仿真值的差值約為7-5=2℃，誤差小于3%。

圖14為3號(hào)繞組仿真溫升與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，試驗(yàn)得到的定子槽內(nèi)繞組最高溫度與仿真結(jié)果差值為10-5=5℃，誤差在合理范圍內(nèi)。

圖14 額定工況下3號(hào)繞組仿真溫升曲線與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

由上述分析可知，仿真所得溫升曲線與試驗(yàn)結(jié)果較為吻合，說(shuō)明損耗求解及溫度場(chǎng)計(jì)算所用方法具有可行性和準(zhǔn)確性。

6 結(jié)束語(yǔ)

采用電磁場(chǎng)和溫度場(chǎng)耦合的方法，利用有限元分析軟件得到了采用油冷冷卻的永磁同步電機(jī)在額定工況下的溫度場(chǎng)分布。通過(guò)仿真得出了各部件在額定工況下的溫升曲線以及電機(jī)截面的溫度場(chǎng)分布規(guī)律，并通過(guò)溫升試驗(yàn)驗(yàn)證了仿真結(jié)果的正確性，研究結(jié)果表明，該油冷永磁同步電機(jī)在額定工況下最大溫度出現(xiàn)在繞組中心位置，符合繞組絕緣等級(jí)要求；電機(jī)整體溫度分布關(guān)于中心截面左右對(duì)稱(chēng)；電機(jī)底端的繞組在工作時(shí)溫升較高，需要關(guān)注這些位置的溫升問(wèn)題。