研究与设计ＥＭＣＡ 迫札与才望制应用２０１３，４０（９） 基于温度场计算的开关磁阻电机冷却系统设计术 宋受俊 ， 张 蔓 ， 吴晏辰 （１．西北工业大学自动化学院，陕西西安摘７１００７２；２．西北工业大学航海学院，陕西西安７１００７２） 要：针对前期电磁设计得到的开关磁阻电机方案，通过对平均磁密波形的傅里叶分解，计算了电机 的铁耗和铜耗。建立了开关磁阻电机详细的集总参数热网络模型，并得到了电机各主要部位的温升。在此基 础上，设计了一个定、转子双水冷系统。通过对施加冷却系统前后电机主要部位温升的比较，证明了所设计水 冷系统的有效性。 关键词：开关磁阻电机；冷却系统；损耗；温升；热网络 中图分类号：ＴＭ ３０２ 文献标志码：Ａ 文章编号：１６７３—６５４０（２０１３）０９－０００６－０６ Ｃｏｏｌｉｎｇ Ｓｙｓｔｅｍ Ｄｅｓｉｇｎ ｆｏｒ Ｓｗｉｔｃｈｅｄ Ｒｅｌｕｃｔａｎｃｅ Ｍｏｔｏｒ Ｂａｓｅｄ ｏｎ Ａｎａｌｙｔｉｃ Ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ｏｆ Ｔｈｅｒｍａｌ Ｆｉｅｌｄ ＳＯＮＧ Ｓｈｏｕｊｕｎ ， ＺＨＡＮＧ Ｍａｎ ． ＷＵ Ｙａｎｃｈｅｎ （１．Ｓｃｈｏｏｌ ｏｆ Ａｕｔｏｍａｔｉｏｎ，Ｎｏｒｔｈｗｅｓｔｅｒｎ Ｐｏｌｙｔｅｃｈｎｉｅａｌ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｘｉ’ａｎ ７ １ ００７２，Ｃｈｉｎａ； ２．Ｓｃｈｏｏｌ ｏｆ Ｍａｒｉｎｅ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，Ｎｏｒｔｈｗｅｓｔｅｒｎ Ｐｏｌｙｔｅｃｈｎｉｃａｌ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｘｉ’ａｎ ７ １ ００７２，Ｃｈｉｎａ） Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ａｅｅｏｒｄｉｎｇ ｔｏ ｔｈｅ ｉｎｉｔｉａｌ ｓｃｈｅｍｅ ｏｆ ｓｗｉｔｃｈｅｄ ｒｅｌｕｃｔａｎｃｅ ｍａｃｈｉｎｅ（ＳＲＭ）ｏｂｔａｉｎｅｄ ｂｙ ｅｌｅｃｔｒｏｍａｇｎｅｔｉｃ ｄｅｓｉｇｎ，ｔｈｅ ｉｒｏｎ ｌｏｓｓｅｓ ａｎｄ ｃｏｐｐｅｒ ｌｏｓｓｅｓ ｗｅｒｅ ｃａｌｃｕｌａｔｅｄ ｂｙ Ｆｏｕｒｉｅｒ ｄｅｃｏｍｐｏｓｉｔｉｏｎ ｏｆ ｉｔｓ ａｖｅｒａｇｅ ｆｌｕｘ ｄｅｎｓｉｔｙ ｗａｖｅｆｏｒｍ．Ｄｅｔａｉｌｅｄ ｌｕｍｐｅｄ １）ａｒａｍｅｔｅｒ ｔｈｅｒｍａｌ ｎｅｔｗｏｒｋ ｍｏｄｅｌ ｏｆ ｔｈｅ ｃｏｎｓｉｄｅｒｅｄ ＳＲＭ ｗａｓ ｂｕｉｌｔ，ａｎｄ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｒｉｓｅｓ ｏｆ ｓｏｍｅ ｐａｒｔｓ ｗｅｒｅ ｇｏｔ．Ｏｎ ｔｈｉｓ ｂａｓｉｓ，ａ ｓｔａｔｏｒ ａｎｄ ｒｏｔｏｒ ｄｕａｌ ｗａｔｅｒ ｃｏｏｌｉｎｇ ｓｙｓｔｅｍ ｗａｓ ｄｅｓｉｇｎｅｄ．Ｔｈｅ ｖａｌｉｄｉｔｙ ｏｆ ｔｈｅ ｄｅｓｉｇｎｅｄ ｃｏｏｌｉｎｇ ｓｙｓｔｅｍ ｗａｓ ｖｅｒｉｆｉｅｄ ｂｙ ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ａｍｏｎｇ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｒｉｓｅｓ ｏｆ ｓｏｍｅ ｐａｎｓ ｉｎ ｔｈｅ ｍａｃｈｉｎｅ ｂｅｆｏｒｅ ａｎｄ ａｆｔｅｒ ｔｈｅ ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ ｏｆ ｃｏｏｌｉｎｇ ｓｙｓｔｅｍ． Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ：ｓｗｉｔｃｈｅｄ ｒｅｌｕｃｔａｎｃｅ ｍｏｔｏｒ（ＳＲＭ）；ｃｏｏｌｉｎｇ ｓｙｓｔｅｍ；ｌｏｓｓｅｓ；ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｒｉｓｅ；ｔｈｅｒｍａｌ ｎｅｔｗｏｒｋ 算方法主要分为有限元法（Ｆｉｎｉｔｅ Ｅｌｅｍｅｎｔ Ｍｅｔｈｏｄ，ＦＥＭ）和集总参数热网络法（Ｌｕｍｐｅｄ 开关磁阻电机（Ｓｗｉｔｃｈｅｄ Ｒｅｌｕｃｔａｎｃｅ Ｍｏｔｏｒ， Ｐａｒａｍｅｔｅｒ Ｔｈｅｒｍａｌ Ｎｅｔｗｏｒｋ，ＬＰＴＮ）两类。ＦＥ 。。 ＳＲＭ）具有起动转矩大、调速范围宽、控制灵活、适 能够准确得到电机内部的温度场分布及各部分的 温升值，但该方法计算时间长，数据量大，灵活性 差，专业水平要求较高，不便于工程应用 ＬＰＴＮ 能够在保证相当精度的同时，有效提高计算速度， 且具有较强的灵活性。在电机设计阶段，使用 ＬＰＴＮ可大大缩短设计周期，提高研发效率。另 外，ＬＰＴＮ更适用于对冷却系统相关尺寸的迭代 优化。 应恶劣环境及成本较低等优良性能，具备与其他 类型电机相竞争的潜在优势¨ｊ，在多电飞机 、 电动汽车【 Ｊ、风力发电 等军民用领域具有广阔 的应片ｊ空间。ＳＲＭ还具有功率密度高，集中式绕 组散热面积小，热负荷高的特点 Ｊ，致使其温升 问题突出。过高的温升会影响电机的运行性能、 可靠性和使用寿命。因此，在ＳＲＭ设计过程中对 其温度场进行分析很重要。 目前，电机设计阶段的温度场分析及温升计 本文从ＳＲＭ初始电磁设计方案出发，详细计 算了铁耗及铜耗。利用集总参数热网络模型，得 基金项目：国家自然科学基金（５１１０７１００）；陕西省自然科学基金（２０１１ＧＱ７００１）；教育部博士点基金新教师类 （２０１１６１０２１２００３３）；两北Ｔ、Ｉ 大学基础研究基金（ＪＣ２０１１１９） ６—— 迫扎－号｝控制应用２０１３，４０（９） 到了电机各关键部位的温升。结果表明，该设计 方案的温升极高。因此，在不影响电机电磁特性 的前提下，设计了一个定、转子双水冷系统。水冷 系统的引人，大大改善了电机的散热性能，各部位 温升均降至合理的数值。 １ ＳＲＭ初始设计方案 在前期电磁设计过程中，所提出的主要性能 指标要求如下： 结构形式为３相，６／４极；电压Ｕｓ＝２７０ Ｖ ＤＣ；额定转速ｎ＝２７ ０００ ｒ／ｍｉｎ；额定功率Ｐ ： ３０ ｋＷ；额定效率”＝８０％。 针对性能要求和约束，利用基于输出方程的 传统方法，得到了ＳＲＭ的初始设计方案。图１为 ＳＲＭ定转子冲片结构示意图，表１给出了初始方 案中各尺寸的数值。 图１ ＳＲＭ定、转子冲片结构示意图 表１初始设计ＳＲＭ几何尺寸数值 参数 取值 参数 取值 ， ７４ Ｙ １２．５ ｄ ２４．２ ｇ ０．３ ｒ ３７ ｄ ９．７ Ｙ １３．３ ｒ。ｈ １４ ｔ １９．３ ｔ ２０．４ 性能核算结果表明，上述初始方案的额定功率 为２６．３ ｋＷ，额定效率为８１％，基本满足了设计需求。 初始设计仅考虑了电机的电磁特性，未顾及 其散热性能。电机的热源主要来自于运行过程中 产生的损耗。因此，在对ＳＲＭ进行热分析之前， 有必要首先对其损耗进行计算。 ２ ＳＲＭ损耗计算 对于ＳＲＭ而言，其定子中的损耗主要包括由 研究与设计 ＥＭＣＡ 焦耳效应引起的铜耗，以及由磁滞和涡流引起的 铁耗，在转子中，仅存在铁耗。 ２．１铁耗计算 电机的铁耗与铁心中的磁密以及电机的换相 频率成正比，在正弦磁通条件下，其近似计算公式 可由斯坦梅茨（Ｓｔｅｉｎｍｅｔｚ）方程得到： Ｐｆｅ＝Ｐ ＋Ｐｈ＝ｃｆＢ ＋ｃｈ （１） 式中：Ｐ ——涡流损耗； Ｐ ——磁滞损耗； Ｃ ——涡流损耗系数； Ｃ ——磁滞损耗系数； ．卜电机的换相频率； Ｂ ——铁心磁密的最大值； 凡——指数。 ｃ 、ｃ 和ｎ均可通过所使用硅钢材料Ｍ１９在 ５０ Ｈｚ及４００ Ｈｚ下的相关测量数据得到＿８ Ｊ。 实际上，ＳＲＭ铁心中的磁通多为非正弦的畸 变磁通波形，因此求解铁耗时必须利用傅里叶分 解将磁通波形转化成不同频率的正弦磁通之和， 再利用式（１）进行计算。 在本文中，首先通过ＦＥＭ得到定子各极的磁 通波形，如图２所示，然后运用文献［９－１１］中给出 的方法得到定、转子其他部分的磁通波形，进而得 到电机各部分的磁密波形。 图２ ＳＲＭ足ｆ极磁通坡形 对得到的定、转子铁心磁密波形进行傅里叶 分解： Ｂ（ ）＝了５０＋∑［ａｍＣＯＳ（ｍ，ｏｌｔ）＋ ｂｍｓｉｎ（／／Ｚ／Ｏ１ｔ）］ （２） 式中：甜 为基波角频率，而待定系数 。…口 ，ｂ。… ６ 的求解方法可参见文献［９］。 ——７—— 研究与设计冀 蠡 电札与板书Ｊ应用２０１３，４０（９） 在得到上述待定系数后，即可很方便地求解 磁通密度各次谐波的幅值： ３ 温度场计算及冷却系统设计 由于表２所示损耗是ＳＲＭ稳定运行于额定 状态下的平均值，且电机的温升时间常数较大，其 温度场可视为稳态场。因此，本文采用了稳态热 Ｂ ＝￣／ｎ ＋６ （３） 对于磁滞损耗，采用Ｊ．Ｄ．Ｌａｙｅｒｓ等人提出的 考虑了小滞环的磁滞损耗计算数学模型 。 进行 计算。 网络模型，亦即取消了热容。 ３．１初始设计方案温度场计算 本文基于文献［１３—１４］提出的方法，建立 ＳＲＭ初始设计方案的稳态热网络模型，建模前需 做出如下假设： 局部磁滞回线因子： Ｋ ＝１＋ ・∑ＡＢ （４） 式中： ——常数，０．６≤ ≤０．７，本文取０．６５； 磁密波形的峰值； （１）轴向与径向热阻相互独立，互不影响； （２）热生成率均匀分布； （３）每一个元件的温度都为平均温度； （４）圆周的热流忽略不计。 ３．１．１等效热阻计算 在ＳＲＭ中，有两类等效热阻，一类是传导热 ｒ ＡＢ ——磁密波形的脉动峰值； ｎ——磁密波形一个周期内的脉动次数。 对于涡流损耗的计算，引入如下涡流修正 因子： 耋 Ｐ ：Ｋ Ｐ ＋ＫｈＰｈ （５） 阻，其计算公式为 （６） 最终得到修正后的ＳＲＭ铁耗计算公式如下： ２．２铜耗计算 Ｒ… ＝ ｉ Ａ （８） 式中： ——热传导距离； Ａ——材料的导热系数； Ａ——热传导通道的截面积。 Ｐ ＝ｍ Ｒ （７） 铜耗Ｐ 的求取非常简单，其计算公式如式 （７）所示： 另一类是对流热阻，其计算式为 １ 式巾：ｍ——相数； Ｒ… ＝—Ｌ Ａ （９） ， ——相电流的有效值； Ｒ——电机相电阻。 式中： ——热对流系数。 ３．１．２热对流系数计算 需要说明的是，南高频引起的集肤效应会使 相绕组电阻尺增大，进而使Ｐ 增大，为了减轻这 一在本文ＳＲＭ初始设计方案中，热对流由ｊ部 分组成：机壳与外界空气间的自然对流、定转子 不利影响，绕组导线可采用铜绞线。 根据上述公式，对ＳＲＭ初始设计方案进行了 与气隙空气问的强迫对流，以及端盖内空气与电 机问的强迫对流。 ２．３损耗计算结果及分析 （１）机壳与周围空气问对流系数。 当电机向周围空气自然传热时，设机壳壁表 面温度与室外温度始终相同，则表面热对流系数 叭ｎ损耗计算，结果如表２所示。 表２ ＳＲＭ初始设计方案损耗计算结果 为 厂 ｈ ＝１４（１＋ ） √去 （１０） 式中： ——气体吹拂效率系数，本文取０．５； 由表２可知，南于额定工作状况下的转速较 高，电机的损耗主要是铁耗，约占９４．５％，而铁耗 又主要集中在定子上，定子铁耗约占总铁耗 的７４％。 ——外界空气流速； 外界环境温度。 卜（２）定转子与气隙空气间对流系数。 该对流系数可由式（１１）计算： ８— 电 乙－号｝柱芾Ｊ应闭２０１３，４０（９） ： × Ｎ ＝０．３８６ Ｐ０ ’ ／ｇａｐＶ？＇Ｒ。：—ｍｏｏｒ —式中： ，——努赛尔数； ——空气热导率； ｚ ——气隙长度； Ｐ ——空气普朗特数，本文取０．７； Ｒ ——雷诺数； ——。转子速度； ｒ ——转子外径； ——空气的粘滞度。 （３）端盖内空气与电机间对流系数。该对流 系数可由式（１２）计算： 』 ｃ＝ ５・５（ｏ・２９Ｖｓｐ＋ ） （１２） Ｌ ＝。Ｖｍ。－ｑ 式中： 。——转子等效转速； ７７——等效转速系数，本文取０．５。 ３．１．３初始设计方案热网络模型 通过以上两类热阻的计算，建立了ＳＲＭ初始 设计方案的等效热网络模型 ，如图３所示。 表３给出了模型中各热阻的数值。 图３ ＳＲＭ初始方案等效热模型 研究与设计ＥＭＣＡ 表３ ＳＲｌＶｌ初始方案等效热模型热阻值 ℃／Ｗ 电阻 阻值 电阻 阻值 电阻 阻值 电阻 阻值 Ｒ１ ０．７３３ ４ Ｒ１Ｏ ０．０３１ Ｒｌ９ ０．０５５ ３ Ｒ２８ ０．０２８ ５ Ｒ２ ０．００６１ Ｒ１ｌ ０．０４３ ２ Ｒ２０ ０．９３４ ７ Ｒ２９ ０．０３４ ９ Ｒ ２．３１７ ８ Ｒｌ２ ５．５０２ ２ Ｒ２１ １９．６１９１ Ｒ３Ｏ ０．３０５ ２ Ｒ４ ０．０３２ ９ Ｒ１３ ０．０１３ ３ Ｒ２２ ０．１６５ ９ Ｒ３１—０．００７ ８ Ｒ ０．００６４ Ｒ１４ ３．０２７ ２ Ｒ２３ ０．７４９ ９ Ｒ３２ ０．０１９４ Ｒ６ ０．００７ ３ Ｒ１５ ２．３８９ ４ Ｒ２４ ０．２７６ ７ Ｒ３］０．０３０１ Ｒ７ ０．０５６６ Ｒｌ６ ０．５４６ ８ Ｒ２５ １０．７３８ ７ Ｒ３４ ０．１２３ ２ Ｒ８ ０．０４１ ５ Ｒｌ７ ０．０４０ ５ Ｒ２６ ２，３１２２ Ｒ３５ ２．】９８ ５ Ｒ。一０．０１２ Ｒ１８ ０．２７５ ６ Ｒ２７—０．０１０４ Ｒ３６ ２．４０９ ２ ３．１．４初始设计方案温升计算结果及分析 利用电路中的相关定理，可以很方便得到各 节点的温升数值，如表４所示。 表４ ＳＲＭ初始方案各部位温升值 Ｒ Ｒ Ｒ ℃ 由表４可看出，由于电机转速较高，损耗较 大，同时空气导热性较差，导致电机内部温升极 高，实际上根本不能使用，因此有必要设计一个冷 却系统。 ３．２冷却系统设计 众所周知，热传递有三种方式：传导、对流和 辐射，他们均可用于电机散热系统的设计。电机 所采用的散热方式需要视具体的功率等级和应用 环境而定 Ｊ。由于本文中电机功率等级与功率 密度均较大，因此采用强迫水冷散热。 本文设计了一个定、转子双水冷系统，图４给 出了带有冷却系统的ＳＲＭ截面图，图中阴影部分 为所设计水冷系统的水槽。为了降低水冷系统对 电机电磁特性的影响，定子冷却系统的水槽位于 电机定子外围的铝壳内。转子冷却系统的水槽则 直接开在电机轴的中心，为了兼顾轴的刚性，水槽 直径选为８ ｍｍ。 图４带有冷却系统的ＳＲＭ截面图 一９～ Ｒ Ｒ 研究与设计ＥＭＣＡ ３．２．１冷却系统热阻计算 以定子水冷系统为例，其等效热阻可通过以 下计算得到： ＝ Ａ ：６ＰＬ （１３） Ｐ＝２ ＋（ｒ一 ）羔】 式中：ｈｗ——水冷系统的热对流系数； Ａ ——铝壳与水的接触面积； Ｐ——水槽周长： ——定子轴向长度； ｒ 、ｒ舵、ｒ们——分别为水槽的内、外半径及圆 端半径，且ｒ １＝７６ ＩｌｌｒＴｌ，ｒｗ２＝９０ Ｉ／ｌｒｎ，ｒｗ３＝７ ｌｑｌｎｌ。 ３．２．２热对流系数ｈ 的计算 ｈ 的求解过程较为繁琐，可分为以下四个 步骤： （１）当量直径的计算。 由图４可见，定子水冷系统的水槽是非圆形 的，所以需要首先计算其当量直径Ｄ ：Ⅳ ｌ Ｄ ＝ ４ 一 Ｊ （１４） Ｒ一 ７ ＝ ＋（ｒ ） ］ 式中：Ａ ——水槽的截面积。 （２）雷诺数 的计算。 计算雷诺数的目的是判断水冷系统中水流的 形式。液体流动主要有两种形式：层流和湍流。Ｐ一王＾５一一互 ，一 其中，湍流更有利于散热。在非圆形通道中；当 Ｒ ＜２ ３００时，液体流动完全为层流；当Ｒ。＞１０ ０００ 时，液体流动完全为湍流；２ ３００≤Ｒ ≤１０ ０００时，液 体流动处于从层流到湍流的过渡状态。 对于本文定子水冷系统而言，Ｒ 可由式（１５） 得到： Ｒ ： （１５） ｗ 式中：ｕ——水流的平均速度，本文取１０ ｒｎ／ｓ； ——水的粘滞度。 本文所设计的定子水冷系统，雷诺数计算结果 为Ｒ ＝１ ４６２ ０００，所以其水流形式完全为湍流。 （３）努赛尔数Ⅳ 的计算。 由于所设计水冷系统的水流形式完全为湍 流，所以其努赛尔数的计算公式可由Ｇｎｉｅｌｉｎｓｋｉ方 程得到： 迫札再控制应阁２０１３，４０（９） （１６） 式中： ——摩擦系数； Ｐ ——水的普朗特数，本文取３。 对于光滑的通道而言 可由式（１７）得到： ＝ （１７） （４）ｈ 的计算。 ｈ 的计算式如下： （１８） 式中：ｋｗ——水的热导率。 由上述公式可以得到定子水冷系统的热阻。 转子水冷系统热阻的计算与定子相同，区别仅在 于无需计算当量直径。 ３．２．３ 带冷却系统的ＳＲＭ热网络模型 图５给出了带冷却系统的ＳＲＭ完整热网络模 型，表５给出了定、转子冷却系统中主要热阻的数值。 — 享 素 ～ Ｒ Ｒ Ｒ Ｂ 凡 Ｌ 堂 篓 图５带有冷却系统的ＳＲＭ完整热网络模型 电札与控制应用２０１３，４０（９） 研究与设计 Ｅ ｅＡ 表５定、转子冷却系统中主要热阻值 电阻 Ｒ４１ Ｒ“℃／Ｗ 阻值 ｔｏｐｏｌｏｇｉｅｓ ａｎｄ ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｉｅｓ ｆｏｒ ｅｌｅｃｔｒｉｃ，ｈｙｂｒｉｄ，ａｎｄ 阻值 ０．６５４ ３ ０．０００ ３２７ 电阻 Ｒ４２ Ｒ４５ 阻值 ０．０００ １３３ ０．００１ １ 电阻 Ｒ４３ Ｒ３９ ｆｕｅｌ ｃｅｌｌ ｖｅｈｉｃｌｅｓ［ｃ］∥ＩＥＥＥ Ｖｅｈｉｃｌｅ Ｐｏｗｅｒ ａｎｄ Ｐｒｏｐｕｌｓｉｏｎ Ｃｏｎｆｅｒｅｎｃｅ，２００８：１－６． ０．０００ ３２１ ０．００５ ３ ［４］ＣＡＲＤＥＮＡＳ Ｒ，ＰＥＮＡ Ｒ，ＰＥＲＥＺ Ｍ，ｅｔ ａ１．Ｃｏｎｔｒｏｌ ｏｆ ａ ｓｗｉｔｃｈｅｄ ｒｅｌｕｃｔａｎｃｅ ｇｅｎｅｒａｔｏｒ ｆｏｒ ｖａｒｉａｂｌｅ—ｓｐｅｅｄ ３．２．４带冷却系统ＳＲＭ温升计算结果及分析 表６给出了带有冷却系统的ＳＲＭ各部分温 ｗｉｎｄ ｅｎｅｒｇｙ ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓ［Ｊ］．ＩＥＥＥ Ｔｒａｎｓａｃｔｉｏｎｓ ｏｎ Ｅｎｅｒｙ Ｃｏｎｖｅｒｇｓｉｏｎ，２００５，２０（４）：７８１—７９１． 升值。 表６带冷却系统ＳＲＭ各部位温升值 ℃ 由表６可看出，采用定、转子双水冷系统之 后，ＳＲＭ各部分的温升得到大幅减小，降至实际 运行允许的范围之内，充分证明了所设计冷却系 统的有效性。需要说明的是，由于采用了转子水 冷，在应用中必须采取一定的动密封措施。 ４ 结 语 本文针对一个３０ ｋＷ、３相６／４极ＳＲＭ的初 始电磁设计方案，通过对其磁密波形的傅里叶分 解计算了铁耗及铜耗，并分析了损耗的分布特点。 建立了该ＳＲＭ详细的集总参数热网络模型，对其 温度场进行了计算，得到了各关键部位的温升值。 在此基础上，设计了一个定、转子双水冷系统，通 过对采用水冷系统前后电机各关键部位温升值的 比较，验证了所设计水冷系统的有效性。本文的 研究内容和相关结果对ＳＲＭ温度场计算及冷却 系统设计具有一定的借鉴意义。 【参考文献】 ＶＩＪＡＹＡＫＵＭＡＲ Ｋ。ＫＡＲＴＨＩＫＥＹＡＮ Ｒ．ＰＡＲＡ— ＭＡＳＩＶＡＭ Ｓ． ｅｔ ａ１． Ｓｗｉｔｃｈｅｄ ｒｅｌｕｃｔａｎｃｅ ｍｏｔｏｒ ｍｏｄｅｌｌｉｎｇ，ｄｅｓｉｇｎ，ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ，ａｎｄ ａｎａｌｙｓｉｓ：Ａ ｃｏｍｐｒｅｈｅｎｓｉｖｅ ｒｅｖｉｅｗ『Ｊ］．ＩＥＥＥ Ｔｒａｎｓａｃｔｉｏｎｓ ｏｎ Ｍａｇｎｅｔｉｃｓ，２００８，４４（１２）：４６０５－４６１７． ［２］ ＳＯＮＧ Ｓ Ｊ．Ｄｅｔａｉｌｅｄ ｄｅｓｉｇｎ ｏｆ ａ ３０ ｋＷ ｓｗｉｔｃｈｅｄ ｒｅｌｕｃｔａｎｃｅ ｓｔａｒｔｅｒ／ｇｅｎｅｒａｔｏｒ ｓｙｓｔｅｍ ｕｓｅｄ ｉｎ ｍｏｒｅ／ａｌｌ ｅｌｅｃｔｉｒｃ ａｉｒｃｒａｆｔ［Ｍ］．Ｇｅｒｍａｎｙ：Ｓｈａｋｅｒ Ｖｅｒｌａｇ，２００９． ［３］ ＺＨＵ Ｚ Ｑ，ＣＨＡＮ Ｃ Ｃ． Ｅｌｅｃｔｉｒｃａｌ ｍａｃｈｉｎｅ ［５］王述成．开关磁阻电机温升研究［Ｄ］．武汉：华中 科技大学，２００４． ［６］ｗＵ Ｗ，ＤＵＮＬＯＰ Ｊ Ｂ，ＣＯＬＬＯＣＯＴＦ Ｓ Ｊ，ｅｔ ａ１． Ｄｅｓｉｇｎ ｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ ｏｆ ａ ｓｗｉｔｃｈｅｄ ｒｅｌｕｃｔａｎｃｅ ｍｏｔｏｒ ｂｙ ｅｌｅｃｔｒｏｍａｇｎｅｔｉｃ ａｎｄ ｔｈｅｒｍａｌ ｆｉｎｉｔｅ・ｅｌｅｍｅｎｔ ａｎａｌｙｓｉｓ ［Ｊ］．ＩＥＥＥ Ｔｒａｎｓａｃｔｉｏｎｓ Ｏｎ Ｍａｇｎｅｔｉｃｓ，２００３，３９ （５）：３３３４—３３３６． ［７］ＢＯＧＬＩＥＴＩ＇Ｉ Ａ，ＣＡＶＡＧＮＩＮＯ Ａ，ＬＡＺＺＡＲＩ Ｍ，ｅｔ ａ１．Ａ ｓｉｍｐｌｉｆｉｅｄ ｔｈｅｒｍａｌ ｍｏｄｅｌ ｆｏｒ ｖａｒｉａｂｌｅ—ｓｐｅｅｄ ｓｅｆｒ－ｃｏｏｌｅｄ ｉｎｄｕｓｔｒｙ ｉｎｄｕｃｔｉｏｎ ｍｏｔｏｒ［Ｊ］．ＩＥＥＥ Ｔｒｎａｓａｃｔｉｏｎｓ ｏｎ Ｉｎｄｕｓｔｒｙ Ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ，２００３，３９（４）： ９４５－９５２． ［８］ ＭＩＬＬＥＲ Ｔ Ｊ Ｅ．ＳＰＥＥＤ’Ｓ ＰＣ—ＳＲＤ ｖｅｒｓｉｏｎ ８．７ ｕｓｅｒ’ Ｓ ｍａｎｕａｌ［Ｄ］．Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ｇｌａｓｇｏｗ，２００７． ［９］ 丁文，周会军，鱼振民．开关磁阻电机磁通波形与 铁耗计算［Ｊ］．电机控制与应用，２００６，３３（６）： １１．１７． ［１０］杨红权，辜承林，李承．角度位置控制时开关磁阻 电动机的磁通波形及损耗计算［Ｊ］．微特电机， ２００９，３７（５）：９—１１． ［１１］ 吴建华．开关磁阻电机设计应用［Ｍ］．北京：机械 工业出版社，２０００． ［１２］ ＭＡＴＥＲＵ Ｐ Ｎ，ＫＲＩＳＨＮＡＮ Ｒ，Ｅｓｔｉｍａｔｉｏｎ ｏｆ ｓｗｉｔｃｈｅｄ ｒｅｌｕｃｔａｎｃｅ ｍｏｔｏｒ ｌｏｓｓ 『Ｊ］． ＩＥＥＥ Ｔｒａｎｓａｃｔｉｏｎｓ ｏｎ Ｉｎｄｕｓｔｉｒａｌ Ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ，１９９２，２８（３）： ６６８－６７９． ［１３］ ＭＥＬＬＯＲ Ｐ，ＲＯＢＥＲＴＳ Ｄ，ＴＵＲＮＥＲ Ｄ．Ｌｕｍｐｅｄ ｐａｒａｍｅｔｅｒ ｔｈｅｒｍａｌ ｍｏｄｅｌ ｆｏｒ ｅｌｅｃｔｉｒｃａｌ ｍａｃｈｉｎｅｓ ｏｆ ＴＥＦＣ ｄｅｓｉｎｇ［Ｊ］．ＩＥＥ Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓ Ｂ Ｅｌｅｃｔｒｉｃ Ｐｏｗｅｒ Ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓ，１９９１，１３８（５）：２０５—２１８． ［１４］ＪＡＷＡＤ Ｆ，ＩＲＡＮＰＯＵＲ Ｒ，Ｔｈｅｒｍａｌ ｍｏｄｅｌ ｆｏｒ ａ ｓｗｉｔｃｈｅｄ ｒｅｌｕｃｔａｎｃｅ ｍｏｔｏｒ ｏｆ ＴＥＦＣ ｄｅｓｉｇｎ ｄｕｒｉｎｇ ｓｔｅａｄｙ 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