全封閉大功率永磁牽引電機(jī)的溫度場(chǎng)數(shù)值計(jì)算

張 偉, 龐 聰, 張 潔, 賈喜勤, 劉永強(qiáng)

(1.中車永濟(jì)電機(jī)有限公司，陜西 西安 710016；2.西安中車電氣研究院，陜西 西安 710016)

0 引 言

牽引電機(jī)采用全封閉型式具有防護(hù)等級(jí)高、維護(hù)頻率低、能夠適應(yīng)復(fù)雜環(huán)境的優(yōu)點(diǎn)，與開(kāi)放式電機(jī)相比，可以避免風(fēng)沙、塵土和雨水對(duì)繞組絕緣的侵蝕，提高繞組的壽命。但全封閉電機(jī)比開(kāi)放式電機(jī)散熱更為困難。如今隨著動(dòng)車組速度等級(jí)的不斷提高，對(duì)牽引電機(jī)轉(zhuǎn)速、功率及功率密度要求不斷提升，導(dǎo)致全封閉電機(jī)的冷卻系統(tǒng)設(shè)計(jì)難度不斷增加，對(duì)電機(jī)設(shè)計(jì)階段溫升校核也提出了更高要求。

在計(jì)算電機(jī)溫升時(shí)，常用的計(jì)算方法包括集總參數(shù)熱網(wǎng)絡(luò)法、有限元法和有限體積法，國(guó)內(nèi)外對(duì)各類型全封閉電機(jī)的冷卻方式和冷卻結(jié)構(gòu)均進(jìn)行了研究。研究的電機(jī)大多采用散嵌繞組，針對(duì)散嵌繞組涉及的定子槽部導(dǎo)熱模型簡(jiǎn)化問(wèn)題。文獻(xiàn)[1]提出了利用槽空率和槽絕緣導(dǎo)熱系數(shù)計(jì)算小型電機(jī)散嵌繞組槽絕緣等效導(dǎo)熱系數(shù)的公式。文獻(xiàn)[2]通過(guò)絕緣等效對(duì)全封閉扇冷式異步電機(jī)建立了實(shí)際繞組等效模型，即采用等效模型與導(dǎo)熱系數(shù)的方法對(duì)繞組及其絕緣進(jìn)行處理，對(duì)電機(jī)的溫度場(chǎng)進(jìn)行了計(jì)算。文獻(xiàn)[3]建立機(jī)殼水冷全封閉永磁電機(jī)的三維流固耦合共軛傳熱模型，研究了轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)對(duì)轉(zhuǎn)子散熱的影響。文獻(xiàn)[4]利用文獻(xiàn)[1]提出的方法計(jì)算槽絕緣等效導(dǎo)熱系數(shù)并對(duì)一款采用混合冷卻方式的全封閉永磁發(fā)電機(jī)進(jìn)行了溫度場(chǎng)分析。

對(duì)帶有水套的全封閉電機(jī)溫度場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算，除了要考慮繞組導(dǎo)熱模型簡(jiǎn)化外，電機(jī)水套與定子鐵心之間的接觸熱阻也不能忽略，文獻(xiàn)[5]對(duì)全封閉水冷永磁電機(jī)定子鐵心、機(jī)座接觸熱阻的阻值進(jìn)行了試驗(yàn)測(cè)試，發(fā)現(xiàn)定子鐵心與機(jī)座接觸熱阻的阻值與損耗無(wú)關(guān)，不同方位的接觸熱阻阻值相差較小，平均值為0.001 52 ℃/W。文獻(xiàn)[6]通過(guò)試驗(yàn)測(cè)試了電機(jī)機(jī)座和定子鐵心之間接觸熱阻抗的大小，定子鐵心表面未拋光的定子鐵心-機(jī)座接觸熱阻抗值為1.955×10-4℃·m2/W，并分析了表面拋光、配合壓力和使用導(dǎo)熱硅脂對(duì)接觸熱阻的影響。

通過(guò)以上分析可以發(fā)現(xiàn)，對(duì)于采用雙層成型繞組的大功率全封閉電機(jī)，相關(guān)的溫度場(chǎng)研究較少，尤其是缺乏關(guān)于該類電機(jī)定子槽部繞組導(dǎo)熱的分析。本文對(duì)一款采用成型繞組的額定功率為815 kW的牽引永磁同步電機(jī)進(jìn)行了分析，首先建立了電機(jī)整機(jī)共軛傳熱模型，考慮旋轉(zhuǎn)磁化、沖壓過(guò)程和磁密高階諧波對(duì)定子鐵耗的影響，采用有限體積法對(duì)電機(jī)溫度場(chǎng)進(jìn)行分析。然后對(duì)樣機(jī)進(jìn)行了試驗(yàn)測(cè)試，對(duì)比了仿真與試驗(yàn)結(jié)果；并進(jìn)一步對(duì)全封閉水冷永磁電機(jī)的流場(chǎng)、溫度場(chǎng)分布特性以及水套—定子鐵心接觸間隙對(duì)繞組平均溫升的影響進(jìn)行了詳細(xì)分析，提出該類全封閉電機(jī)散熱優(yōu)化的方向。

1 電機(jī)流場(chǎng)及溫度場(chǎng)模型

1.1 數(shù)學(xué)模型

流動(dòng)與熱交換現(xiàn)象普遍地出現(xiàn)在自然界及各個(gè)工程領(lǐng)域中，所有流動(dòng)與傳熱過(guò)程均受最基本的3個(gè)物理規(guī)律的支配，即質(zhì)量守恒、動(dòng)量守恒及能量守恒，對(duì)于穩(wěn)態(tài)情況，控制方程的通用形式為[7]

div(ρUφ)=div(Γφgradφ)

(1)

式中:ρ為密度；φ為通用變量;U代表速度矢量；Γφ為廣義擴(kuò)散系數(shù)；Sφ為廣義源項(xiàng)，不同求解變量之間的區(qū)別在于Γφ和Sφ的不同。

電機(jī)內(nèi)固體需要滿足傳熱方程[8]為

(2)

式中：T為待求溫度；λx、λy、λz為求解域內(nèi)各種材料沿x、y、z方向的導(dǎo)熱系數(shù)；qv為單位時(shí)間、單位體積中內(nèi)熱源的生成熱；α為對(duì)流散熱系數(shù) ；Tf為周圍流體溫度;S1為求解域中的絕熱面;S2為求解域中的散熱面。

該電機(jī)冷卻通路包括水路和內(nèi)循環(huán)風(fēng)路，經(jīng)計(jì)算雷諾數(shù)分別為27 400和4 070,均可采用湍流模型求解，本次計(jì)算采用Realizablek-ε湍流模型。

1.2 物理模型

該永磁電機(jī)轉(zhuǎn)軸上裝有離心風(fēng)扇，機(jī)殼四角帶有風(fēng)路，與轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔及線圈端部空間形成內(nèi)循環(huán)風(fēng)路。機(jī)殼與鐵心之間帶有軸向“Z字型”水路，電機(jī)冷卻結(jié)構(gòu)[9]如圖1所示。

圖1 電機(jī)冷卻結(jié)構(gòu)[9]

1.3 基本假設(shè)

該永磁電機(jī)定子繞組為斜槽雙層形式，排列較為復(fù)雜，為了合理簡(jiǎn)化求解過(guò)程，做出以下假設(shè):

(1) 定子繞組等效為直槽形式，簡(jiǎn)化過(guò)程中保持線圈外形基本不變，單個(gè)線圈簡(jiǎn)化結(jié)果如圖2所示。

圖2 簡(jiǎn)化線圈

(2) 定子槽內(nèi)包括電磁線、主絕緣，槽底墊條、層間墊條、槽楔和絕緣漆。為詳細(xì)研究槽內(nèi)導(dǎo)熱情況，保持定子鐵心槽和上下層繞組截面尺寸不變，保留墊條和槽楔，電磁線簡(jiǎn)化為銅塊;主絕緣和絕緣漆簡(jiǎn)化為包裹在銅塊周圍的同一材料的等效絕緣。成型繞組槽部導(dǎo)熱簡(jiǎn)化模型如圖3所示。

圖3 成型繞組槽部導(dǎo)熱模型

(3) 由于電機(jī)產(chǎn)生的熱量大部分由水路帶走，該散熱通道要經(jīng)過(guò)定子鐵心外圓和電機(jī)水套之間的裝配間隙。因此該間隙引起的接觸熱阻不能忽視，裝配間隙計(jì)算公式采用[10]：

δ=(0.5+3d1)×10-5

(3)

式中：δ為裝配間隙;d1為定子外圓直徑。

通過(guò)式(3)計(jì)算該電機(jī)的裝配間隙為0.019 4 mm。

1.4 邊界條件

求解過(guò)程中，主要邊界條件如下：

(1) 水路進(jìn)口給定流量60 L/min，溫度為41.3 ℃(試驗(yàn)時(shí)進(jìn)水溫度)，出口為壓力出口；

(2) 由于電機(jī)產(chǎn)生的熱量主要由水路帶走，機(jī)殼及端蓋外表面給定絕熱邊界[11]；

(3) 電機(jī)額定轉(zhuǎn)速為4 800 r/min，轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)采用多重旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系(MRF)進(jìn)行模擬，轉(zhuǎn)子鐵心、磁鋼和轉(zhuǎn)軸與流體接觸的壁面均設(shè)置為旋轉(zhuǎn)壁面；

(4) 由于電機(jī)運(yùn)行過(guò)程中空氣溫度變化較大，分析時(shí)使用的空氣物性參數(shù)模型隨溫度可變，其余結(jié)構(gòu)材料導(dǎo)熱系數(shù)為常數(shù)。繞組、磁鋼、鐵心、等效絕緣、轉(zhuǎn)軸、端蓋、機(jī)殼、壓板和內(nèi)循環(huán)風(fēng)扇的導(dǎo)熱系數(shù)如表1所示;

表1 電機(jī)各部件的導(dǎo)熱系數(shù)

(5) 假設(shè)定子鐵心與水套接觸間隙內(nèi)空氣是靜止的，通過(guò)接觸面邊界條件模擬該間隙，為便于計(jì)算，假設(shè)接觸間隙內(nèi)空氣導(dǎo)熱系數(shù)為常數(shù)，取接觸面兩側(cè)溫度平均值為定性溫度。

1.5 電機(jī)損耗

電機(jī)額定工況(額定頻率為240 Hz)下?lián)p耗包括定、轉(zhuǎn)子鐵心損耗，繞組銅耗，永磁體渦流損耗和機(jī)械損耗。繞組銅耗PCu計(jì)算公式為

PCu=mI2R

(4)

式中：m為電機(jī)繞組相數(shù);I為相電流有效值；R為繞組的直流電阻值。

溫升試驗(yàn)停止時(shí)記錄電流并對(duì)繞組直流電阻值進(jìn)行了測(cè)試，按照式(4)算得銅耗為7.37 kW。

計(jì)算鐵心損耗常用經(jīng)典Bertotti損耗分離模型，該模型將鐵心損耗分為磁滯、渦流和附加損耗，為常系數(shù)鐵耗模型，僅適用于磁密波形接近正弦，頻率變化范圍較小的情況，不能直接應(yīng)用于高密度永磁同步電機(jī)鐵耗計(jì)算。

為獲得準(zhǔn)確的電機(jī)鐵耗，采用有限元方法對(duì)電機(jī)額定工況進(jìn)行仿真。依據(jù)廠家提供的硅鋼片損耗曲線及電機(jī)溫升試驗(yàn)過(guò)程中電壓、電流測(cè)試結(jié)果,在Maxwell 2D中對(duì)電機(jī)額定工況下定、轉(zhuǎn)子鐵耗及磁鋼渦流損耗進(jìn)行了分析，其中定子鐵心分為軛部和齒部進(jìn)行了計(jì)算。并分兩步對(duì)定子鐵耗進(jìn)行修正。

第一步是考慮旋轉(zhuǎn)磁化和沖片疊壓過(guò)程對(duì)定子鐵心損耗的影響，對(duì)磁滯損耗系數(shù)進(jìn)行了修正。

文獻(xiàn)[12]中采用以下磁滯損耗系數(shù)修正公式來(lái)考慮旋轉(zhuǎn)磁化對(duì)電機(jī)鐵心損耗的影響：

(5)

文獻(xiàn)[13]中提到硅鋼片在制造成為電機(jī)鐵心過(guò)程中需進(jìn)行沖壓和剪切過(guò)程形成齒槽，沖壓和剪切工藝將對(duì)鐵心材料的磁滯損耗參數(shù)造成影響。為考慮該影響，采用公式(6)對(duì)上一步獲得的磁滯損耗系數(shù)進(jìn)行修正：

Kh=kcyKh1

(6)

式中:Kh1、Kh分別為在考慮旋轉(zhuǎn)磁化基礎(chǔ)上，考慮沖壓和剪切過(guò)程修正前、后的磁滯損耗系數(shù);kcy為經(jīng)驗(yàn)系數(shù)，取1.6。

旋轉(zhuǎn)磁化修正和剪切沖壓修正前后磁滯損耗系數(shù)、渦流損耗系數(shù)和附加損耗系數(shù)結(jié)果如表2所示。

在Maxwell中輸入修正后的鐵耗系數(shù)，定子鐵心鐵耗計(jì)算結(jié)果如圖4所示，定子鐵心齒部、軛部和轉(zhuǎn)子鐵心損耗分別為6.00 kW、3.35 kW和

表2 定子鐵心鐵耗系數(shù)變化

圖4 鐵耗仿真曲線

0.61 kW。轉(zhuǎn)子鐵耗集中于轉(zhuǎn)子表面附近，根據(jù)損耗分布仿真結(jié)果，將轉(zhuǎn)子鐵耗施加于轉(zhuǎn)子鐵心半徑Rrotor>149.0 mm范圍內(nèi)，轉(zhuǎn)子外徑為160.7 mm。

第二步是采用公式(7)對(duì)定子鐵心內(nèi)磁密高頻分量引起的高頻鐵耗進(jìn)行計(jì)算[14]：

(7)

式中：Pn為高頻磁密諧波引起的單位質(zhì)量定子鐵耗；β為磁滯損耗經(jīng)驗(yàn)系數(shù)，取2；Ke為附加損耗系數(shù)；i為電機(jī)磁密諧波階次；fi為磁密i階諧波頻率；Bir為徑向磁密i階諧波幅值;Bit為切向磁密i階諧波幅值。

經(jīng)計(jì)算，磁密高階諧波在定子鐵心產(chǎn)生的總損耗為2.38 kW，其中齒部1.83 kW，軛部0.55 kW，經(jīng)過(guò)兩步修正，電機(jī)定子鐵心齒部和軛部損耗最終分別為7.83 kW和3.90 kW。

機(jī)械損耗包括軸承摩擦損耗、轉(zhuǎn)子風(fēng)磨和內(nèi)風(fēng)扇通風(fēng)損耗，根據(jù)估算，通風(fēng)損耗為624 W[15]，風(fēng)磨和軸承損耗分別為233 W和377 W[16]，則機(jī)械損耗為1 234 W，忽略軸承損耗對(duì)電機(jī)鐵心、繞組溫升計(jì)算的影響，其余機(jī)械損耗為857 W，一半施加于轉(zhuǎn)子鐵心(除轉(zhuǎn)子鐵耗施加區(qū)域外)，一半施加于內(nèi)風(fēng)扇。最終電機(jī)各部件施加的熱密值如表3所示。

表3 電機(jī)各部件熱密值

2 網(wǎng)格劃分

為獲得電機(jī)溫度場(chǎng)計(jì)算網(wǎng)格，依據(jù)1.3節(jié)假設(shè)對(duì)電機(jī)模型合理簡(jiǎn)化，簡(jiǎn)化后模型主要包括機(jī)殼、水道、兩端端蓋、定轉(zhuǎn)子鐵心、定轉(zhuǎn)子壓板、線圈、磁鋼、內(nèi)循環(huán)風(fēng)扇、內(nèi)循環(huán)風(fēng)路和轉(zhuǎn)軸。劃分網(wǎng)格時(shí)，水道壁面劃分邊界層網(wǎng)格。為確定合適的網(wǎng)格參數(shù)，全局加密網(wǎng)格，選取總網(wǎng)格數(shù)目為2 712萬(wàn)、4 709萬(wàn)、5 954萬(wàn)、7 687萬(wàn)和9 372萬(wàn)的5組網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，定子繞組平均溫升及水路水阻計(jì)算結(jié)果如圖5所示，兼顧工程要求和計(jì)算資源與時(shí)間的限制，最終采取5 954萬(wàn)網(wǎng)格，網(wǎng)格如圖6所示。

圖5 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

圖6 網(wǎng)格剖面

采用5 954萬(wàn)網(wǎng)格計(jì)算完成后，查看水路的y+范圍在0.09～24之間，內(nèi)循環(huán)風(fēng)路y+范圍在0.1～154之間，可以看出，y+范圍較廣，覆蓋了從黏性底層、過(guò)渡區(qū)到對(duì)數(shù)率區(qū)域的所有范圍，計(jì)算采用Enhanced Wall Treatment壁面函數(shù)較為合適。

3 整機(jī)溫升試驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證仿真計(jì)算結(jié)果，對(duì)樣機(jī)在額定工況下穩(wěn)態(tài)溫升進(jìn)行了試驗(yàn)測(cè)試，通過(guò)電機(jī)制造時(shí)埋入的溫度傳感器(熱敏電阻PT100)測(cè)得電機(jī)定子鐵心和繞組端部局部測(cè)點(diǎn)溫度，采用電阻法測(cè)得繞組平均溫升，試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)布置如圖7所示。

圖7 電機(jī)溫升測(cè)試現(xiàn)場(chǎng)

表4為電機(jī)額定工況下溫升達(dá)到穩(wěn)態(tài)時(shí)的定子鐵心測(cè)點(diǎn)溫升和繞組平均溫升仿真與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，通過(guò)試驗(yàn)測(cè)得定子鐵心測(cè)點(diǎn)溫升為67.4 K，仿真結(jié)果為67.1 K，絕對(duì)誤差為-0.3 K；定子繞組平均溫升為146.0 K，仿真值為142.3 K，絕對(duì)誤差為-3.7 K。

表4 定子繞組平均溫升及鐵心測(cè)點(diǎn)溫升對(duì)比 K

在電機(jī)嵌線過(guò)程中，將8支溫度傳感器安裝在繞組兩端端部距離鐵心30 mm的上層邊與下層邊夾縫間，兩端均按照“十字型”布置，兩端各4支。由于局部測(cè)點(diǎn)溫升受工藝影響較大，為了對(duì)比此處溫升仿真與測(cè)試結(jié)果，仿真結(jié)果取上下層之間環(huán)面的平均溫度，兩端傳感器所在截面位置及線圈溫升分布如圖8所示，截出的環(huán)面如圖9所示。試驗(yàn)結(jié)果取各端4個(gè)測(cè)點(diǎn)的平均值。

圖8 溫度傳感器所在截面位置及線圈溫度分布

圖9 溫度傳感器所處環(huán)面

表5比較了線圈兩端端部傳感器所在環(huán)面平均溫度的仿真與試驗(yàn)結(jié)果。仿真與試驗(yàn)結(jié)果均表明繞組傳動(dòng)端端部溫度要稍低于非傳動(dòng)端，這是因?yàn)閮?nèi)循環(huán)空氣經(jīng)過(guò)機(jī)殼通風(fēng)道被水路冷卻，溫度降低，而空氣繼續(xù)流過(guò)繞組傳動(dòng)端端部、轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔和風(fēng)扇后，到達(dá)傳動(dòng)端端部繞組后，溫度上升，即傳動(dòng)端繞組端部的冷卻介質(zhì)溫度要低于非傳動(dòng)端。

表5 線圈端部測(cè)點(diǎn)平均溫度對(duì)比 K

4 流場(chǎng)溫度場(chǎng)分布及熱阻影響

4.1 電機(jī)水路和內(nèi)循環(huán)風(fēng)路結(jié)果分析

電機(jī)水路流線如圖10所示，大部分拐角處均有渦流存在，水道進(jìn)口流速平均值為2.1 m/s，水路最大流速為8.0 m/s。電機(jī)水路壁面靜壓如圖11所示，進(jìn)口平均壓力為162.0 kPa，試驗(yàn)過(guò)程中實(shí)測(cè)水壓為160.0 kPa[9]，絕對(duì)誤差為2.0 kPa。

圖10 電機(jī)水路流線圖

圖11 電機(jī)水路壁面靜壓分布圖

電機(jī)內(nèi)循環(huán)風(fēng)路速度分布如圖12所示，最大速度約為80.8 m/s，內(nèi)風(fēng)路風(fēng)量為5.5 m3/min?？諝膺M(jìn)入定子機(jī)殼內(nèi)通風(fēng)孔時(shí)的平均溫度為109.2 ℃，離開(kāi)機(jī)殼通風(fēng)孔時(shí)的平均溫度為84.2 ℃，溫度下降了25.0 ℃，與機(jī)殼間換熱量為2.1 kW，有效平衡了電機(jī)內(nèi)部溫升分布。

圖12 電機(jī)內(nèi)風(fēng)路速度分布圖

4.2 接觸熱阻抗對(duì)溫升影響

為分析水套-定子鐵心接觸熱阻抗對(duì)電機(jī)溫升的影響，對(duì)接觸間隙分別為0、δ/4、δ/2、3δ/4、δ厚度下接觸熱阻抗和電機(jī)繞組平均溫升進(jìn)行了計(jì)算，計(jì)算結(jié)果如圖13所示。接觸間隙減少一半，繞組平均溫升降低了8.4 K，降幅較為明顯；水套與定子鐵心完全接觸時(shí)，即沒(méi)有接觸間隙，繞組平均溫升降低了18.1 K。

圖13 水套與定子鐵心接觸間隙對(duì)繞組溫升影響

4.3 槽內(nèi)繞組溫度分布

截取電機(jī)定子鐵心中部軸向截面，電機(jī)槽內(nèi)繞組溫度分布及路徑AB位置如圖14所示，可以看出上層繞組溫度明顯高出下層繞組。

圖14 鐵心中部槽內(nèi)繞組溫度分布及路徑示意圖

圖14所示路徑AB依次經(jīng)過(guò)氣隙、槽楔、等效絕緣、上層線圈、等效絕緣、層間墊條、等效絕緣、下層線圈、等效絕緣、槽底墊條、定子鐵心。該路徑上的溫度變化情況如圖15所示，經(jīng)計(jì)算，繞組在直線段區(qū)域，上層繞組平均溫度比下層繞組高8.9 K；下層線圈與鐵心槽的溫差大約為51.7 K，定子鐵心槽底到外圓的溫降大約為29.3 K。

圖15 AB路徑上溫度分布

結(jié)合以上分析，水套與直線段上層繞組平均溫差為114.2 K，占線圈繞組平均溫升的78%，其中影響較大的因素分別為絕緣熱阻、定子鐵心徑向熱阻和水套-鐵心接觸熱阻，為降低電機(jī)溫升，可以從提高絕緣整體導(dǎo)熱系數(shù)、鐵心徑向?qū)嵯禂?shù)和降低水套-鐵心接觸熱阻等方面進(jìn)行優(yōu)化。

5 結(jié) 語(yǔ)

通過(guò)建立大功率全封閉永磁電機(jī)的流熱耦合計(jì)算模型，對(duì)電機(jī)額定工況下穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)分布進(jìn)行了仿真與試驗(yàn)研究，驗(yàn)證了仿真方法的可靠性，同時(shí)提出了該類電機(jī)冷卻系統(tǒng)設(shè)計(jì)優(yōu)化方向，以下結(jié)論可以為電機(jī)設(shè)計(jì)制造單位在電機(jī)冷卻系統(tǒng)提升方面提供參考：

(1) 磁密高階諧波產(chǎn)生的定子鐵耗為2.38 kW,占總鐵耗的1/5左右，不能忽略其對(duì)電機(jī)溫升的影響；

(2) 大功率永磁水冷電機(jī)同時(shí)采用內(nèi)循環(huán)風(fēng)路冷卻效果較好，可以將轉(zhuǎn)子和繞組端部區(qū)域的熱量通過(guò)機(jī)殼通風(fēng)道散出，有效降低了電機(jī)內(nèi)部溫升分布差異;

(3) 減小水套-定子鐵心接觸間隙可有效降低繞組平均溫升，建議在電機(jī)制造過(guò)程中降低接觸表面粗糙度和提高熱套工藝質(zhì)量來(lái)減小接觸的間隙；

(4) 繞組絕緣兩側(cè)溫差占繞組溫升的1/3以上，是電機(jī)溫升優(yōu)化的重點(diǎn)，在電機(jī)絕緣系統(tǒng)設(shè)計(jì)中，應(yīng)盡可能選用高導(dǎo)熱絕緣材料。