無鐵心盤式PMSM損耗和溫度研究

王俊杰，馬恩林

（中國船舶重工集團(tuán)公司 第705研究所昆明分部，云南 昆明，650118）

無鐵心盤式PMSM損耗和溫度研究

王俊杰，馬恩林

（中國船舶重工集團(tuán)公司 第705研究所昆明分部，云南 昆明，650118）

為保證導(dǎo)彈舵機(jī)用無鐵心盤式永磁同步電機(jī)（PMSM）安全工作，需要充分了解其各種損耗和溫度狀況。首先根據(jù)導(dǎo)彈舵機(jī)的性能指標(biāo)設(shè)計(jì)電機(jī)基本結(jié)構(gòu)，然后利用JMAG-Designer軟件計(jì)算電機(jī)在負(fù)載情況下的焦耳損耗、鐵損和渦流損耗，最后對(duì)電機(jī)的溫度場進(jìn)行3D有限元分析。研究結(jié)果表明，在額定功率下，該電機(jī)的溫升符合導(dǎo)彈舵機(jī)的性能要求。研究結(jié)果可為導(dǎo)彈舵機(jī)的研制和使用提供理論參考。

無鐵心盤式永磁同步電機(jī)； 損耗分析； 溫度場

0　引言

導(dǎo)彈舵機(jī)正在向小型化、智能化、高功率密度化、高速方向發(fā)展，而傳統(tǒng)的直流電機(jī)存在體積大、發(fā)熱高、維護(hù)不方便、控制精度不夠高等缺陷，嚴(yán)重影響了導(dǎo)彈舵機(jī)的性能。無鐵心盤式永磁同步電機(jī)（permanent magnet synchronous motor，PMSM）是一款體積小、可靠性好、結(jié)構(gòu)簡單、高功率密度、高效率的高性能伺服電機(jī)，完全符合導(dǎo)彈舵機(jī)的發(fā)展方向。

無鐵心盤式PMSM在工作中一定會(huì)產(chǎn)生損耗，進(jìn)而會(huì)產(chǎn)生熱量，對(duì)電機(jī)的正常運(yùn)行產(chǎn)生影響。由于電機(jī)的各種損耗產(chǎn)生機(jī)理不同，同時(shí)不同損耗產(chǎn)生的溫升作用不同，需要對(duì)各種損耗進(jìn)行定量分析。為了保證電機(jī)的安全工作，需要對(duì)無鐵心盤式PMSM的溫度場進(jìn)行3D有限元分析，因此需要對(duì)電機(jī)的溫度進(jìn)行分析計(jì)算。同時(shí)導(dǎo)彈舵機(jī)用電機(jī)是旋轉(zhuǎn)型的，體積小、高功率密度、高效率是它的目標(biāo)，因此更需要對(duì)電機(jī)進(jìn)行溫度分析。

1 無鐵心盤式PMSM性能指標(biāo)和基本結(jié)構(gòu)

1.1性能指標(biāo)

文中研究的無鐵心盤式PMSM的應(yīng)用對(duì)象為舵機(jī)，因此在體積、效率、功率密度、抗溫化和精度方面都有特殊的要求，同時(shí)，在舵機(jī)的動(dòng)態(tài)品質(zhì)上，電機(jī)在具備高速的同時(shí)其控制也應(yīng)該具有快速響應(yīng)性。電機(jī)的性能指標(biāo)如表1所示。

表1　無鐵心盤式永磁同步電機(jī)（PMSM）性能指標(biāo)Table 1　Performance indexes of coreless disc permanent magnet synchronous motor（PMSM）

根據(jù)性能指標(biāo)，無鐵心盤式PMSM采用四盤結(jié)構(gòu)，在高速情況下，其額定轉(zhuǎn)矩較小，表明電機(jī)工作在高速輕載的狀態(tài)，但必須具備一定的過載能力，因此要保證足夠的最大力矩，設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注電機(jī)的高功率密度和高效率。

1.2基本結(jié)構(gòu)

電機(jī)結(jié)構(gòu)如圖1所示，電機(jī)相關(guān)結(jié)構(gòu)參數(shù)如表2所示，針對(duì)8極12槽的無鐵心盤式PMSM進(jìn)行分析。

圖1　無鐵心盤式PMSM結(jié)構(gòu)Fig. 1　Structure of coreless disc PMSM

表2　無鐵心盤式PMSM尺寸表Table 2　Dimensions of coreless disc PMSM

無鐵心盤式PMSM采用釹鐵硼，導(dǎo)磁板為硅鋼片35H300，機(jī)殼和轉(zhuǎn)軸采用不銹鋼，線圈固定架采用非導(dǎo)磁性材料環(huán)氧樹脂。

2　無鐵心盤式PMSM損耗計(jì)算

無鐵心盤式PMSM的損耗主要包括三部分，其中最主要的是繞組銅耗。除此之外，氣隙旋轉(zhuǎn)磁場中的高次諧波分量在永磁體內(nèi)產(chǎn)生渦流效應(yīng)，并進(jìn)一步產(chǎn)生永磁體渦流損耗。轉(zhuǎn)子鐵心采用硅鋼片焊接，旋轉(zhuǎn)磁場中的高次諧波分量也會(huì)在其中產(chǎn)生對(duì)應(yīng)的損耗。

由于損耗是溫度場的熱源，只有準(zhǔn)確的損耗分析才可以保證電機(jī)溫度場的計(jì)算精度。

2.1定子繞組銅耗

按照歐姆定律，整機(jī)的繞組銅耗可寫為如下形式

式中: m為電機(jī)相數(shù)，m=3； I為每相繞組的電流有效值，A； R為折算到115℃時(shí)每相繞組的電阻，?。

經(jīng)過計(jì)算可知，當(dāng)單元電機(jī)個(gè)數(shù)為4，繞組采用截面積1 mm2銅線時(shí)的整機(jī)相電阻為8.85 m?。

根據(jù)式（1）可知，在不同電流條件下，整機(jī)的繞組銅耗如表3所示。

表3　不同電流時(shí)的繞組銅耗Table 3　Winding copper loss under different current

2.2永磁體和機(jī)殼渦流損耗

電機(jī)采用的是釹鐵硼永磁材料，該材料的電阻率為1.4×10-6?·m，即為導(dǎo)電材料。由磁場理論可知，在氣隙中含有很多高次諧波磁場，其轉(zhuǎn)速要遠(yuǎn)大于同步磁場轉(zhuǎn)速，所以諧波磁場將切割永磁體，在永磁體內(nèi)部產(chǎn)生感應(yīng)渦流，進(jìn)一步產(chǎn)生渦流損耗［1-3］。

由基本焦耳損耗定律推導(dǎo)得到渦流損耗與電密之間的函數(shù)關(guān)系為

式中: Pe為渦流損耗，W； I1為感應(yīng)渦流，A； J為渦流電密，A/m2； S為渦流回路面積，m2； L為渦流回路長度，m； R1為等效電阻，?； ρ1為導(dǎo)體電阻率，?·m。

聯(lián)立式（2），推導(dǎo)可得渦流電密與渦流損耗之間的函數(shù)關(guān)系為

除了電機(jī)永磁體有渦流之外，機(jī)殼中也有一部分渦流，這是由永磁體漏磁場和繞組電流漏磁場在定子機(jī)殼感應(yīng)生成的。

對(duì)上述位置的永磁體和定子機(jī)殼渦流損耗進(jìn)行分析，其場圖如圖2所示。

圖2　交軸電流Iq=15 A時(shí)的永磁體和機(jī)殼渦流損耗分布Fig. 2　Distribution of eddy current losses of permanent magnets and chassis when cross current Iq=15 A

相比較而言，永磁體的渦流損耗更大一些，這是因?yàn)闅庀洞艌鍪侵鞔艌?，主磁場中諧波含量更多一些。而定子機(jī)殼是漏磁場形成的渦流，漏磁場本身絕對(duì)量要小很多，所以永磁體渦流更明顯。

由圖2可以看出，永磁體渦流損耗主要集中在N極和S極交界的地方，該處磁場的偏導(dǎo)數(shù)斜率變化較大。因磁場對(duì)為位置角的偏導(dǎo)即是感應(yīng)電勢(shì)，所以感應(yīng)電勢(shì)大會(huì)造成感應(yīng)渦流的增加，進(jìn)一步引起渦流損耗的增加。

在電流矢量中，電流可以分解直軸電流Id和交軸電流Iq。文中的無鐵心盤式PMSM采用的是隱極電機(jī)設(shè)計(jì)方案，其交軸電感與直軸電感近似相等，此時(shí)電機(jī)并不具有磁阻轉(zhuǎn)矩，因此采用的控制方式是Id=0 控制策略。此時(shí)，繞組電流均為交軸電流，Iq是電機(jī)電磁轉(zhuǎn)矩的主要來源。當(dāng)電機(jī)由4個(gè)單元電機(jī)軸向連接而成，且Iq=15 A時(shí)整機(jī)的永磁體渦流損耗和機(jī)殼渦流損耗瞬時(shí)變化曲線如圖3所示。

圖3　Iq=15 A時(shí)的永磁體和機(jī)殼瞬態(tài)渦流損耗曲線Fig. 3　Curves of transient eddy current losses of permanent magnets and chassis versus time when Iq=15 A

由圖3可以看出，整機(jī)的永磁體渦流損耗平均值為0.015 W，機(jī)殼渦流損耗為0.002 9 W，永磁體的渦流損耗要大于機(jī)殼的渦流損耗。而永磁體渦流損耗與定子繞組銅耗相比而言要小很多，因此，永磁渦流損耗并不是該電機(jī)的主要熱源。

2.3轉(zhuǎn)子軛鐵心損耗

電機(jī)的轉(zhuǎn)子磁鋼固定在硅鋼片材料的轉(zhuǎn)子鐵心上，硅鋼片的損耗稱為鐵心損耗，其物理屬性不同于磁鋼渦流損耗和機(jī)殼渦流損耗。鐵心損耗主要包括兩部分，一部分為磁滯損耗，另一部分為渦流損耗，且兩者的數(shù)學(xué)表達(dá)式也不盡相同［4-5］。

磁滯損耗的數(shù)學(xué)模型為

式中: Ph為磁滯損耗，W； Kh為磁滯損耗系數(shù)，由廠家提供； fgui為硅鋼片中的電頻率，Hz； Bm為硅鋼片中的磁密最大值，T； Vgui為硅鋼片體積，m3。

渦流損耗的數(shù)學(xué)模型為

式中: Pe為渦流損耗，W； Ke為材料的渦流損耗系數(shù)，由廠家提供的損耗數(shù)據(jù)計(jì)算得到。

鐵心損耗可以由上述兩部分相加得到。在此，以Iq=15 A時(shí)單元電機(jī)為計(jì)算對(duì)象，在額定轉(zhuǎn)速時(shí)，氣隙中的諧波磁場將會(huì)在轉(zhuǎn)子鐵心中產(chǎn)生磁滯損耗和渦流損耗，某時(shí)刻的場圖如圖4所示。

圖4　Iq=15 A時(shí)的轉(zhuǎn)子硅鋼片磁滯和渦流損耗分布Fig. 4　Distribution of hysteresis and eddy current loss of rotor silicon steel sheet when Iq=15 A

通過場圖標(biāo)尺對(duì)比可知，在當(dāng)前工況中，渦流損耗的密度要遠(yuǎn)大于磁滯損耗，這是因?yàn)楦咚贂r(shí)渦流損耗與電頻率的平方成正比，而磁滯損耗僅與電頻率的一次方成正比，所以隨著速度升高，頻率也逐漸升高，渦流損耗將大于磁滯損耗［6-7］。

最終，電機(jī)的轉(zhuǎn)子硅鋼片的鐵心損耗如圖5所示。

圖5　Iq=15A時(shí)的轉(zhuǎn)子硅鋼片鐵心損耗Fig. 5　Iron loss of rotor silicon steel sheet when Iq=15A

針對(duì)圖5進(jìn)行后處理分析可知，Iq=15 A時(shí)的轉(zhuǎn)子鐵心損耗為1.486 W，要遠(yuǎn)大于永磁體渦流損耗，已經(jīng)可與定子繞組銅耗相比較。

3　無鐵心盤式PMSM溫度場模型

3.1溫度場數(shù)學(xué)模型

無鐵心盤式PMSM的瞬態(tài)3D熱傳導(dǎo)數(shù)學(xué)方程可表示為［8-9］

式中:Kx，Ky和Kz分別為x，y，z方向上的等效導(dǎo)熱系數(shù)，W/（m·℃）； S1和S2分別為絕熱面和散熱邊界面，m2； K1和K2分別為S1和S2上的法向?qū)嵯禂?shù)，W/（m·℃）； ρ為材料密度，kg/m3； c為比熱容，J/（kg·℃）； q為熱源密度，J/（m2·s）； τ為時(shí)間變量，s； T為溫度變量，℃； h為散熱系數(shù)，W/（m·℃）； T0為S2面上的環(huán)境介質(zhì)溫度，℃。

電機(jī)的溫升計(jì)算主要有熱路法、熱網(wǎng)絡(luò)法和有限元法，其中以有限元法的準(zhǔn)確度相對(duì)較高，而上述3D傳導(dǎo)方程式的有限元等價(jià)變分問題可寫為

經(jīng)過等價(jià)變分后，永磁電機(jī)的溫度場可以轉(zhuǎn)化為有限元計(jì)算形式，JMAG-Designer 3D溫度場分析模塊的理論基礎(chǔ)正是瞬態(tài)3D熱傳導(dǎo)數(shù)學(xué)方程和有限元等價(jià)變分方程等，因此接下來采用該模塊進(jìn)行仿真分析。

3.2溫度場物理模型

無鐵心盤式PMSM采用的是軸向多個(gè)單元電機(jī)串聯(lián)而成，因電機(jī)在單位時(shí)間內(nèi)定子各個(gè)線圈、轉(zhuǎn)子各片磁鋼的損耗數(shù)值完全相同，若忽略運(yùn)行時(shí)電機(jī)周向散熱條件的不均勻性以及軸向電機(jī)兩端散熱條件的不一致性，那么電機(jī)的溫度場模型可以簡化為軸向僅取尺寸的1/2，周向取1/12，即1個(gè)定子線圈的尺寸。

無鐵心盤式PMSM溫度場物理模型見圖6。

圖6　無鐵心盤式PMSM溫度場模型Fig. 6　Temperature field model of the coreless disc PMSM

因?yàn)橛来朋w渦流損耗并不隨N極或S極的極性改變而改變，且釹鐵硼永磁體導(dǎo)熱性能相對(duì)良好，所以永磁體損耗的不均勻性可以完全忽略。與之類似的是轉(zhuǎn)子鐵心損耗和機(jī)殼渦流損耗，也完全可以忽略不均勻性。此外，認(rèn)為電機(jī)軸向兩端散熱條件一致，則軸向可以取一半模型進(jìn)行計(jì)算。最終模型簡化為圖6所示，因?yàn)闃訖C(jī)由4個(gè)單元電機(jī)串聯(lián)而成，所以取軸向一半模型后，中間單元電機(jī)的線圈將僅有一半?yún)^(qū)域，分析時(shí)的部分熱條件要按一半模型來設(shè)置。

溫度場物理模型的各個(gè)切面均是絕熱邊界條件，認(rèn)為熱流并不能傳出上述交界面。而無鐵心盤式PMSM端部和定子機(jī)殼則是散熱邊界條件，電機(jī)內(nèi)部熱流將從上述散熱面直接傳遞到外接空氣中，給定的是對(duì)流散熱系數(shù)，這是一個(gè)常數(shù)。

3.3材料屬性和散熱邊界條件

3.3.1材料屬性

由式（6）可知，在計(jì)算瞬態(tài)溫度場時(shí)，需要給定的是材料各方向的導(dǎo)熱系數(shù)、比熱容和材料密度。因?yàn)殡姍C(jī)體積較小，溫升不均勻性也相對(duì)較小，所以可將電機(jī)材料導(dǎo)熱系數(shù)看作是各向同性，降低了計(jì)算難度。各電機(jī)主要材料的物理屬性見表4。

表4　電機(jī)主要材料的物理屬性Table 4　Physical performances of motor?s main materials

從表4不難看出，絕緣材料的導(dǎo)熱系數(shù)很低，只有0.26 W/（m·℃），屬于絕熱材料，而線圈支架正是由絕緣材料制成，所以線圈中的銅耗不易由絕緣材料導(dǎo)至機(jī)殼。此外，不銹鋼材料主要用來制作轉(zhuǎn)軸和機(jī)殼，采用不銹鋼材料增加了機(jī)殼和轉(zhuǎn)軸的導(dǎo)熱能力。

因?yàn)椴捎玫氖菬o鐵心方案，所以繞組安置在絕緣材料制作的骨架上，而骨架被固定在定子機(jī)殼之上。因?yàn)闊o定子鐵心，所以電機(jī)繞組銅耗所產(chǎn)生的熱量較難向外界傳遞，因此繞組是整機(jī)溫升最高點(diǎn)。

3.3.2邊界條件

無鐵心盤式PMSM溫度場模型中，主要存在3類邊界條件: 1）定子機(jī)殼外圓和模型端部的對(duì)流散熱邊界條件； 2）模型內(nèi)部兩物體接觸面間的邊界條件； 3）定轉(zhuǎn)子內(nèi)部空氣流動(dòng)時(shí)與周圍物體接觸時(shí)的對(duì)流邊界條件。

其中，對(duì)流散熱邊界條件主要有兩大類型:一是狹窄區(qū)域內(nèi)的自然對(duì)流； 二是強(qiáng)迫冷卻對(duì)流?？紤]到該樣機(jī)的實(shí)際使用情況，在此選擇狹窄區(qū)域內(nèi)的自然對(duì)流方式作為散熱邊界條件。根據(jù)相關(guān)文獻(xiàn)可知，在自然對(duì)流時(shí)散熱系數(shù)可取為10 W/m2·℃［10-12］。

兩固體交界面上主要是傳導(dǎo)散熱，例如轉(zhuǎn)子支架與轉(zhuǎn)軸之間，轉(zhuǎn)子支架上的鐵耗將會(huì)通過轉(zhuǎn)軸傳導(dǎo)到外接，兩者間發(fā)生的是傳導(dǎo)散熱。在軟件中，該處的邊界條件已經(jīng)被默認(rèn)處理得到［13］。

因?yàn)檗D(zhuǎn)子在高速旋轉(zhuǎn)，所以轉(zhuǎn)子與定子之間的空氣將呈現(xiàn)湍流狀態(tài)，為了將定子和轉(zhuǎn)子溫度場模型合并，可以采用等效導(dǎo)熱系數(shù)的處理方式，通過更改空氣的導(dǎo)熱系數(shù)來等效湍流時(shí)的散熱能力。

流體的流動(dòng)狀態(tài)主要分為層流和湍流2種，而描述流體流動(dòng)狀態(tài)的主要指標(biāo)是雷諾數(shù)和特依洛爾數(shù)，氣隙中的雷諾數(shù)可表示為

式中: v為介質(zhì)的運(yùn)動(dòng)粘，m2/s； φr為轉(zhuǎn)子的圓周速度，rad/s； δ為氣隙長度，m。

臨界雷諾數(shù)Recv的表達(dá)式為

式中: Rl為定子平均半徑，m； Tacv為臨界特依洛爾數(shù)，該數(shù)據(jù)等于41.2； Recv為臨界雷諾數(shù)。

當(dāng)電機(jī)工作氣隙內(nèi)的特依洛爾數(shù)小于等于臨界特依洛爾數(shù)時(shí)，氣隙中的空氣流態(tài)為層流狀態(tài)，此時(shí)盤式電機(jī)定、轉(zhuǎn)子間的散熱系數(shù)同旋轉(zhuǎn)無關(guān)聯(lián)性，即有效導(dǎo)熱系數(shù)λeff等于氣隙中空氣的導(dǎo)熱系數(shù)kλ。

當(dāng)電機(jī)工作氣隙內(nèi)的特依洛爾數(shù)大于臨界特依洛爾數(shù)時(shí)，氣隙中的空氣流態(tài)為湍流狀態(tài)，此時(shí)定轉(zhuǎn)子間空氣的等效導(dǎo)熱系數(shù)為［13-14］

式中: β為考慮定、轉(zhuǎn)子表面粗糙度后的經(jīng)驗(yàn)系數(shù)，一般該值取1.15； λ為空氣的散熱系數(shù)，W/m2·℃； Rr為轉(zhuǎn)子平均半徑，m。

3.4溫度場分布及溫升曲線

假定環(huán)境溫度為20℃，經(jīng)過計(jì)算，可以得到不同時(shí)刻時(shí)的溫度場分布，在此以10 min，20 min，30 min以及43 min 4個(gè)典型時(shí)刻為代表，其溫度場分布圖如圖7所示。

因?yàn)殡姍C(jī)的體積相對(duì)較小，所以整機(jī)的溫度梯度差較小，在43 min時(shí)，最高溫度點(diǎn)為133.0℃，最低溫度點(diǎn)為126.5℃，且最高溫度位于電機(jī)的中心單元繞組中，而最低點(diǎn)位于定子機(jī)殼之上。這是因?yàn)橹虚g單元電機(jī)繞組距離端部散熱邊界條件較遠(yuǎn)，只能通過定子機(jī)殼往外散熱，所以中間單元電機(jī)的繞組最熱。機(jī)殼本身渦流損耗較小，而定子支架為絕緣材料，其導(dǎo)熱系數(shù)較小，絕緣材料起到了隔絕電機(jī)繞組熱流至定子機(jī)殼的作用，所以機(jī)殼溫度較低。上述溫度場分布特性與電機(jī)溫度分析理論相吻合。

圖7　無鐵心盤式PMSM瞬態(tài)溫度場分布圖Fig. 7　Distribution of transient temperature field of coreless disc PMSM

在此以Iq=15 A時(shí)的工況為分析對(duì)象，因?yàn)殡姍C(jī)為短時(shí)工作制，按照工作30 min進(jìn)行計(jì)算，考核指標(biāo)為30 min內(nèi)繞組或永磁體最高溫度不允許超過180℃，所以假定超過180℃電機(jī)將燒毀。

經(jīng)過計(jì)算，可以得到無鐵心盤式PMSM的熱流密度分布如圖8所示。

圖8　無鐵心盤式PMSM熱流密度圖Fig. 8　Heat flow density of coreless disc PMSM

從圖8可看出，電機(jī)內(nèi)部的熱流主要集中在繞組銅耗和轉(zhuǎn)子支架2個(gè)部件上，且該電機(jī)內(nèi)部的熱流將通過電機(jī)的機(jī)殼和端部往空氣中去散熱。

整個(gè)工作時(shí)間段內(nèi)的繞組溫升曲線如圖9所示。

圖9　43 min內(nèi)各單元電機(jī)繞組溫升曲線Fig. 9　Curves of winding temperature rise versus time in each motor unit during 43 minutes

從圖9可以看出，各個(gè)單元電機(jī)繞組的溫升基本一致，并不存在太大的差別，電機(jī)繞組的溫升為125℃，在運(yùn)行區(qū)間內(nèi)電機(jī)是不會(huì)燒毀的。

與之類似的是轉(zhuǎn)子磁鋼，因?yàn)椴捎玫氖氢S鐵硼材料，該材料的居里溫度較低，在高溫時(shí)將發(fā)生失磁現(xiàn)象，電機(jī)將無法繼續(xù)運(yùn)行，所以也有必要進(jìn)行溫度場計(jì)算。經(jīng)過計(jì)算，在43 min內(nèi)釹鐵硼磁鋼的溫升曲線如圖10所示。

圖10　43 min內(nèi)各單元電機(jī)磁鋼溫升曲線Fig. 10　Curves of magnetic steel temperature rise versus time in each motor unit during 43 minutes

各單元電機(jī)磁鋼的溫度分布均勻性非常好，在工作時(shí)間段內(nèi)磁鋼溫升為124.23℃，比繞組溫升略低。因采用的磁鋼材料退磁溫度為180℃，所以在124℃運(yùn)行時(shí)磁鋼的磁穩(wěn)定性可以得到保證。

除此之外，還應(yīng)該考慮到絕緣材料在高溫時(shí)的結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性，需要采用耐高溫的絕緣材料制作定子繞組線圈，例如聚酰亞胺注塑件等，后續(xù)相關(guān)工藝改進(jìn)的電機(jī)正在加工中。

4　結(jié)束語

文中分析了一種無鐵心盤式PMSM的損耗，結(jié)果表明主要包括三部分損耗，即銅耗、磁滯損耗和渦流損耗，其中最主要的是繞組銅耗，氣隙磁場中的高次諧波分量在永磁體內(nèi)產(chǎn)生渦流效應(yīng)，并產(chǎn)生永磁體渦流損耗。在高速工況下，電機(jī)的鐵損非常小，效率比較高，證明了盤式無鐵心結(jié)構(gòu)的優(yōu)越性； 同時(shí)損耗的精確分析保證了溫度場的計(jì)算精確度。然后利用JMAG- Designer有限元軟件對(duì)無鐵心盤式PMSM進(jìn)行了3D溫度場分析，在額定功率下，該電機(jī)的溫升符合導(dǎo)彈舵機(jī)的性能要求。

［1］ 呂長朋. 交流永磁電機(jī)驅(qū)動(dòng)策略對(duì)損耗影響的研究［D］.哈爾濱: 哈爾濱工業(yè)大學(xué)，2008.

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（責(zé)任編輯: 陳曦）

Loss and Temperature Analysis of a Coreless Disc Permanent Magnet Synchronous Motor

WANG Jun-jie，MA En-lin
（Kunming Branch of the 705 Research Institute，China Shipbuilding Industry Corporation，Kunming 650118，China）

Loss and temperature field analysis is important to ensure safe operation of the missile coreless disc permanent magnet synchronous motor （PMSM）. According to the performance of the missile actuator，this paper designs a basic structure of coreless disc PMSM，and analyzes the Joule loss，iron loss and eddy current loss of the motor with load by using the JMAG- Designer. The motor temperature field is analyzed by the three-dimensional finite element analysis. The results show that under rated power，the temperature rise of this motor meets the requirements of performance of the missile actuator.

coreless disc permanent magnet synchronous motor（PMSM）； loss analysis； temperature field

TJ630.32； TM351

A

1673-1948（2015）05-0359-08

10.11993/j.issn.1673-1948.2015.05.008

2015-07-07；

2015-07-23.

王俊杰（1988-），男，助理工程師，主要從事魚雷推進(jìn)電機(jī)的研發(fā)工作.