永磁同步驅動電機溫度場研究進展綜述

靳永春 ，陳俐 ，鄒宇晟 ，段誠武 ，姚健

（1.上海交通大學船舶海洋與建筑工程學院動力裝置與自動化研究所，上海 200240；2.上海交通大學海洋工程國家重點實驗室，上海 200240；3.通用汽車研發(fā)中心，上海 201206）

面對能源以及環(huán)保提出的雙重挑戰(zhàn)，節(jié)能減排成為汽車行業(yè)研究的重要課題。當前，我國汽車行業(yè)正積極向電動化轉型，預計到2035年，節(jié)能汽車與新能源汽車銷售量占比將達到50%[1]。永磁同步電機具有效率高、轉速范圍寬、功率密度大、控制性能好等優(yōu)點，在電動汽車驅動系統(tǒng)中得到了廣泛應用[2-3]。

然而，隨著電機尺寸的減小以及功率密度的不斷提高，電機損耗而引起的溫升問題成為制約車用永磁同步電機發(fā)展的瓶頸。溫升對永磁同步電機的影響主要有兩個方面：一是定子繞組線圈過熱，大的熱應力加速繞組絕緣層的老化、脫落[4-6]；二是引起轉子永磁體高溫退磁甚至不可逆退磁[7-9]。傳統(tǒng)的電機設計方法多從電磁設計的角度出發(fā)，運用冗余設計應對電機溫升問題[10-11]。然而，電機電磁場與溫度場相互耦合，電機溫度場分析具有復雜性與挑戰(zhàn)性。

因此，對永磁同步驅動電機溫度場的研究具有重要意義。本文將從損耗來源與計算方法、熱量傳遞路徑與傳熱形式、溫度場分布規(guī)律、溫度場建模與測試方法四個方面對永磁同步驅動電機溫度場研究進行梳理，并分別總結了目前研究與應用中存在的問題，最后指出永磁同步驅動電機溫度場研究中亟待解決的關鍵問題。

1 損耗來源與計算方法

永磁同步驅動電機損耗包括繞組銅耗、定子鐵耗、轉子及永磁體渦流損耗、機械損耗。

1.1 繞組銅耗

繞組銅耗是指定子繞組通電時產(chǎn)生的電阻損耗，根據(jù)焦耳定律，總的繞組銅耗可由下式計算：

式中：m為電機相數(shù)；I為定子相電流的有效值；Rdc為電機每相的直流電阻值。

溫度升高引起繞組電阻值增加，可以利用修正公式進行計算[12]：

式中：R0為繞組初始電阻值；α為銅的溫度系數(shù)，α=3.93×10-3/K；Ts為繞組溫度；T0為繞組初始溫度。

研究表明，繞組銅耗不僅受溫度變化的影響，還受集膚效應與臨近效應的影響[13]。通常，集膚效應的影響可以用集膚深度δ表示，δ可由下式計算[14]：

式中：f為電流頻率；σ為導線的電導率；μ為導線的磁導率。

若導體集膚深度δ小于其半徑r，導體有效面積減小，集膚效應引起的附加損耗PCu_skin可由下式計算[15]：

其中

式中：kR為集膚效應系數(shù)，與導體半徑以及電流頻率有關；Rac為集膚效應引起的等效交流電阻值。

同樣，電機高速運行時臨近效應引起的附加損耗PCu_pr可由下式計算[16]：

式中：Bw為繞組磁密；d為導線直徑；l為導線長度；ρ為導線電阻率。

隨著電機轉速的升高，集膚效應與臨近效應引起的附加損耗不斷增加。附加損耗與電流頻率、繞組形狀、尺寸、排布方式等多種因素有關，解析計算方法復雜且計算參數(shù)難以獲得，可以采用有限元方法對繞組建模計算銅耗[17-18]。

1.2 定子鐵耗

定子鐵耗包括磁滯損耗、渦流損耗和附加損耗，由定子鐵心中隨時間和空間變化的磁場產(chǎn)生。

1.2.1 Bertotti分離鐵耗計算模型

目前最常用的定子鐵耗計算模型是Bertotti分離鐵耗計算模型，該模型將電機定子鐵耗分為磁滯損耗Ph、渦流損耗Pc、附加損耗Pe進行計算[19]：

式中：kh，kc，ke分別為磁滯損耗系數(shù)、渦流損耗系數(shù)和附加損耗系數(shù)；α為Steinmetz系數(shù)，可以通過對鐵磁材料損耗測試數(shù)據(jù)進行擬合得到；Bm為磁密幅值。

高頻交變磁場加劇定子鐵心的集膚效應，導致鐵心疊片上渦流分布不均，渦流損耗不再正比于頻率磁密乘積的平方，此時可采用變渦流損耗系數(shù)對Bertotti分離鐵耗模型中渦流損耗項進行修正[20]：

其中

式中：ds為硅鋼片厚度；μ，σ分別為硅鋼片的磁導率和電導率。

考慮時間諧波與空間諧波的影響，為提高計算精度，可以對磁密波形進行傅里葉分解得到基波與各次諧波，分別帶入式（8）進行計算，累加得到總的定子鐵耗[21-23]。

1.2.2 橢圓旋轉鐵耗計算模型

除Bertotti分離鐵耗計算模型外，橢圓旋轉鐵耗計算模型是另外一種廣泛使用的定子鐵耗計算模型。定子鐵心中同時存在交變磁化與旋轉磁化兩種磁化方式，不同位置的磁化方式不同，可統(tǒng)稱為橢圓旋轉磁化，橢圓旋轉鐵耗計算模型如下[24-25]：

式中：Pth為總磁滯損耗；Pte為總渦流損耗；Pta為總附加損耗；Bkmaj為k次磁密諧波橢圓磁場的長軸；Bkmin為k次磁密諧波橢圓磁場的短軸；RBk為k次磁密諧波橢圓形軌跡中的短軸與長軸之比；Phrk為k次磁密諧波按旋轉磁化計算的磁滯損耗；Phak為k次磁密諧波按交變磁化計算的磁滯損耗；kce為交變磁化渦流損耗系數(shù)；kra為圓形旋轉磁化附加損耗系數(shù)；t為時間；T1為基波磁場周期；Br（t），Bθ（t）分別為定子橢圓磁場B的徑向與切向分量。

研究發(fā)現(xiàn)，定子鐵心的制造工藝（沖片、熱處理、疊壓）、鐵心的溫度均會對定子鐵耗造成影響[26]。文獻[27]考慮諧波、旋轉磁化效應、溫度變化、應力的影響，提出一種考慮多物理場影響的鐵耗計算模型，但是該模型存在大量的變化系數(shù)，計算復雜。

上述基于解析法的定子鐵耗計算模型均需要確定模型中的各項系數(shù)，這些系數(shù)一般通過對損耗測試數(shù)據(jù)進行擬合得到，實驗工作量較大，可以利用有限元方法直接對電機進行建模計算定子鐵耗[28-29]。

1.3 轉子及永磁體渦流損耗

定子鐵心開槽引起的氣隙磁密不均勻分布、繞組非正弦分布等會產(chǎn)生磁勢空間諧波，PWM供電會產(chǎn)生電流時間諧波，這兩種諧波是引起轉子及永磁體渦流損耗的主要原因[30-31]。

永磁同步電機轉子鐵心及永磁體渦流損耗可用下式計算[32]：

式中：σre為材料的電導率；Jec為渦流電流密度；Vre為體積。

渦流電流密度可以通過解析法[33-34]或有限元法[29，35，36]計算得到。

1.4 機械損耗

永磁同步電機中的機械損耗主要有軸承摩擦損耗和空氣摩擦損耗。

軸承的摩擦損耗與摩擦面之間的壓力、摩擦系數(shù)以及相對運動速度有關，其中摩擦系數(shù)受潤滑條件、溫度、加工質量等因素影響[37]。

對于滑動軸承常用下式計算[38]：

式中：μf為摩擦系數(shù)；db為軸頸直徑；lb為軸頸長度；ωn為軸的圓周速度；Gb為軸承的載荷；Sn為軸頸對軸直徑平面的投影面積。

對于滾動軸承，常采用下式計算[38]：

式中：dnr為滾珠中心處直徑；ωnr為滾珠中心的圓周速度。

電機工作時轉子的空氣摩擦損耗主要由轉子表面空氣摩擦損耗和轉子端部空氣摩擦損耗組成。氣隙空氣摩擦損耗與電機轉速的三次方成比例，可用下式計算[39]：

式中：Cf為空氣摩擦系數(shù)，其值與空氣的流動狀態(tài)和流動速度有關；ρair為空氣密度；ω為轉子角速度；ro為轉子外徑；Lrotor為轉子長度。

轉子表面的空氣摩擦損耗與電機轉速、轉子表面形狀、粗糙度等多種因素有關，還受電機冷卻結構的影響，難以利用理論分析與解析方法進行準確計算。利用計算流體力學（computational fluid dynamics，CFD）計算電機空氣摩擦損耗是一種常用的方法，該方法能夠對電機及其周圍流體進行建模，得到比傳統(tǒng)解析方法更加準確的結果[40-42]。

1.5 存在的問題

準確計算電機損耗是電機熱分析的基礎，通過前面的分析，目前電機損耗計算方法存在以下問題：

1）定子鐵耗的計算模型。目前解析計算模型含有較多損耗系數(shù)，這些系數(shù)受電機磁化方式、諧波、溫度、機械應力等多種因素的影響，難以準確地確定這些損耗系數(shù)。

2）永磁體渦流損耗的計算模型。隨著電機的高速化，永磁體中的渦流損耗也越來越大，而目前研究多忽略永磁體的特性，而將其與轉子鐵心視為一體，這樣無法反映永磁體渦流損耗引起的局部過熱問題。

2 熱量傳遞路徑與傳熱形式

永磁同步驅動電機的傳熱形式包括熱傳導、對流換熱、輻射換熱。大多數(shù)工況下，最高溫度不超過300℃，可忽略輻射換熱。

觀察電機內(nèi)部的傳熱路徑，定子繞組和鐵心產(chǎn)生的熱量主要以熱傳導的方式傳遞到機殼，然后在機殼表面以對流換熱方式傳遞到周圍環(huán)境，或在機殼內(nèi)部冷卻水道以對流換熱方式將熱量傳遞到冷卻系統(tǒng)中[43]。轉子鐵心和轉軸產(chǎn)生的熱量則主要通過熱傳導傳遞到電機端部表面，然后在端部表面以對流換熱形式散發(fā)到周圍環(huán)境[44]。

2.1 熱傳導路徑中的關鍵因素

2.1.1 不同部件間的接觸熱阻

電機中存在多種接觸熱阻，如定子鐵心與機殼之間、永磁體與轉子鐵心之間、繞組與定子槽絕緣之間的接觸熱阻。接觸熱阻受接觸面之間的不規(guī)則性、粗糙度、材料硬度、壓緊力和氣壓等因素的影響。對定子鐵心與機殼之間的接觸熱阻，可采用經(jīng)驗公式進行計算[45]：

式中：Lair為部件之間的界面間隙；Kair為空氣導熱系數(shù)；rsy為定子軛半徑；Ls為定子鐵心長度。

界面間隙Lair可使用經(jīng)驗公式進行估算：

式中：Rso為定子鐵心外徑。

針對界面間隙的計算，文獻[46]給出了幾種電機的部件間平均界面間隙取值，文獻[47]給出了不同功率的全封閉扇冷式感應電機的平均界面間隙。文獻[48]給出了接觸面的等效界面間隙，如表1所示。

表1 不同的材料之間接觸面的等效界面間隙Tab.1 Equivalent interface gap between different materials

2.1.2 定子槽的等效導熱系數(shù)

定子槽內(nèi)包含繞組和絕緣層，絕緣層包括灌封膠層、銅線浸漬漆層和空氣，這些材料都有不同的熱阻值，給定子槽的熱分析帶來困難。此外，繞組多采用多股細線并繞而成，每根導線在槽中的位置具有不確定性，難以對每根導體進行精細化建模[47]。目前多數(shù)研究采用等效導熱系數(shù)的方法來克服這個問題，將槽內(nèi)所有銅線集中等效為一個導熱體，所有絕緣層等效為一個導熱體，如圖1所示，其等效導熱系數(shù)可用下式計算[49]：

式中：δi為各種絕緣材料的等效厚度；λi為各種絕緣材料的導熱系數(shù)；n為材料層數(shù)。

圖1 采用定子槽集中等效的電機三維溫度場模型Fig.1 3-D temperature field model with concentrated equivalent stator slot

上述方法簡單易行，但由于銅具有良好的導熱性，該方法會忽略繞組中存在的溫度梯度。另一類研究建立了定子槽分層等效模型[49]，如圖2所示?；诙ㄗ硬鄯謱拥刃Ъ僭O，文獻[50]提出了一種定子槽橢圓分層計算模型，如圖3所示，每一銅線層的厚度等于繞組直徑，絕緣層分布在銅線層之間，試驗驗證了該模型的準確性。相較于前面的方法，繞組分層模型能夠反映定子槽中的溫度梯度，但是劃分的層數(shù)以及溫度相同的導體難以確定。

圖2 采用定子槽分層等效的電機三維溫度場模型Fig.2 3-Dtemperaturefieldmodelwithlayeredequivalentstatorslot

圖3 定子槽橢圓分層模型Fig.3 Layered elliptical model of stator slot

2.1.3 定子和轉子鐵心導熱系數(shù)的各向異性

定、轉子鐵心通常由硅鋼片疊壓而成。相鄰疊片之間存在接觸熱阻，使鐵心的軸向熱阻高于徑向熱阻。為簡化計算，多做各向同性假設，忽略了鐵心導熱系數(shù)的各向異性。文獻[51]指出，徑向方向的導熱熱阻可以按照疊片材料的熱阻計算；軸向的導熱熱阻受材料、接觸面粗糙度、壓緊力等因素的影響，其等效導熱系數(shù)可按下式計算：

式中：td為疊片厚度和界面間隙之和；NL，NC分別為疊片和接觸面的數(shù)量；RL，RC分別為疊片熱阻和接觸熱阻。

2.2 對流換熱路徑中的關鍵因素

2.2.1 電機端部空間的對流換熱

電機端部區(qū)域流體的流動狀態(tài)受多種因素的影響，如繞組末端形狀、轉子端面的粗糙度、風扇的轉動等，難以確定該區(qū)域的對流換熱系數(shù)[46]。目前，常用的計算電機端部對流換熱系的數(shù)經(jīng)驗公式如下[52]：

式中：k1，k2，k3為曲線擬合系數(shù)；v為空氣流動速度。

k1項表示自然對流的影響，k1k2vk3項表示強制對流換熱的影響。

2.2.2 機殼與外界的對流換熱

機殼表面的對流換熱系數(shù)與其結構形狀緊密相關，目前已有文獻中提出了多種基于無量綱數(shù)的經(jīng)驗公式[53]。例如，對于強制風冷式電機，機殼的對流換熱系數(shù)可以近似按照下式計算[54]：

式中：h0為發(fā)熱表面在靜止空氣中的換熱系數(shù)，近似值為14 W/m2；ke為經(jīng)驗系數(shù)；v1為機殼表面空氣流速；Tair為空氣溫度。

2.2.3 定轉子間氣隙的等效計算

電機氣隙中的對流換熱十分復雜。為了簡化計算，引入等效導熱系數(shù)對氣隙對流換熱問題做簡化處理[55]。

電機氣隙中空氣流動狀態(tài)受電機轉速的影響，空氣的雷諾數(shù)Re可由下式計算[56]：

式中：ωo為轉子外徑處的線速度；δ為氣隙長度；υ為空氣動力粘度。

若氣隙中的雷諾數(shù)小于臨界雷諾數(shù)，氣體的流動狀態(tài)為層流，反之則為紊流。氣隙中氣體的等效導熱系數(shù)可按下式計算[56]：

其中η=ro/rI

式中：ro為轉子外徑；rI為定子內(nèi)徑。

2.3 存在的問題

在傳熱路徑以及傳熱形式方面，目前存在的問題有：

1）定、轉子鐵心導熱系數(shù)的各向異性未得到充分考慮。鐵心軸向的導熱熱阻明顯高于徑向導熱熱阻，這一現(xiàn)象在目前的研究中較少考慮，大部分研究做各向同性假設。

2）氣隙間對流換熱忽略了空氣的流動。由于流體流動狀態(tài)的復雜性，流固界面的換熱系數(shù)受多種因素的影響，不同等效模型的經(jīng)驗公式往往僅考慮其中部分因素，因此會帶來計算誤差。

3 溫度場分布規(guī)律

對永磁同步驅動電機，溫度過高將引起永磁體的不可逆退磁和定子繞組絕緣的老化脫落，這是電機中的兩個薄弱環(huán)節(jié)。因此研究永磁同步電機溫度場的分布，關鍵在于轉子永磁體和定子繞組的溫度場分布及其溫度變化規(guī)律。

在目前的研究中，大部分結果都表明，電機工作過程中溫升從高到低依次為：定子繞組、定子鐵心、轉子鐵心，永磁體與轉子鐵心溫度相當[44，57-61]，這是由于在大部分電機中，繞組銅耗遠大于轉子及永磁體上的渦流損耗，因此定子繞組部分的溫度最高。但也有文獻的結果與這個規(guī)律不同，文獻[30，62-63]中的實驗結果和仿真結果均顯示永磁體的溫度高于定子鐵心的溫度，甚至高于繞組線圈的溫度。造成這一現(xiàn)象的原因有三：第一是由于PWM波供電的情況下，會在電機空間中產(chǎn)生高次諧波，隨著電流頻率的增加，永磁體渦流損耗迅速增加，造成永磁體溫度急劇上升[30，63]；第二是永磁同步電機在定子鐵心的外徑處往往采用風冷或水冷，因此散熱條件較轉子更好，所以引起定子鐵心溫度低于轉子的溫度[62]；第三是定子鐵心材料采用非晶合金，可以降低定子鐵心損耗[63]。

此外，也有文獻對永磁同步電機溫度場的影響因素進行研究。文獻[30]研究了PWM時間諧波對電機溫度場的影響，發(fā)現(xiàn)當PWM占空比越小，引起永磁體及轉子渦流損耗越大，電機溫升越明顯。文獻[44]研究了電機損耗對其各部位溫度的影響，結果表明對定子及繞組溫度，銅耗影響最大，定子鐵耗次之，永磁體渦流損耗最??；對轉子及永磁體溫度，永磁體渦流損耗影響最大，銅耗次之，定子鐵耗最小。文獻[64]使用熱網(wǎng)絡模型分析了轉速對電機定子和轉子溫度的影響，發(fā)現(xiàn)當轉速降低時，定子和轉子上的發(fā)熱功率均明顯減小，且在轉速較高時，定子溫度較高，而在轉速較低時，則為轉子的溫度較高。文獻[65]建立電機的有限元模型，對正弦波供電以及PWM逆變器供電下永磁體溫度分布進行了研究，結果表明PWM逆變器供電將會引入大量時間諧波，導致永磁體溫度明顯增加。文獻[66]針對集中繞組電機設計了一種新的水冷盤結構，仿真與試驗結果表明，相比于傳統(tǒng)的冷卻水套結構，所提出的新型水冷盤結構可以使電機定子溫度再下降20℃。文獻[62]分析了電機外接水套中流體流速對于電機溫度的影響，結果表明在將流量從2 L/min增加到9 L/min時，各部分溫度顯著降低。然而，當冷卻劑到達全湍流時，冷卻系統(tǒng)的散熱能力的增長受限，冷卻效果改善不再明顯。

綜上所述，電機的供電方式、運行工況、冷卻條件等因素均會對其溫度場產(chǎn)生影響，在電機熱分析的過程中，需要綜合考慮各方面的影響。

4 溫度場建模與測試方法

4.1 集總參數(shù)熱網(wǎng)絡法

集總參數(shù)熱網(wǎng)絡法（lumped parameter thermal network，LPTN）具有計算量小、計算速度快的優(yōu)點，該方法基于集中參數(shù)假設，忽略物體內(nèi)部的導熱熱阻，將物體在空間連續(xù)分布的質量和熱容量匯總到一點，用該點溫度代表物體平均溫度。將熱流傳遞路徑及原件與電路模型進行類比，如表2所示，從而建立描述各節(jié)點溫度的熱網(wǎng)絡模型[67-68]。

表2 等效熱電路與電路的類比Tab.2 Analogy between equivalent thermal circuit and electric circuit

LPTN模型的溫度計算精度取決于網(wǎng)絡節(jié)點劃分的數(shù)量，根據(jù)節(jié)點的數(shù)量，可以將LPTN模型分為兩類[69]：灰箱熱網(wǎng)絡模型（grey-box LPTN）、白箱熱網(wǎng)絡模型（white-box LPTN）。

灰箱熱網(wǎng)絡模型一般包含2～15個節(jié)點，每個節(jié)點代表電機的一個主要部件，例如轉子、定子繞組、定子鐵心等。由于每個部件的結構比較復雜，相鄰兩個部件之間的熱阻計算困難，因此灰箱熱網(wǎng)絡模型中導熱熱阻值可由實驗數(shù)據(jù)辨識得到[70-72]。白箱熱網(wǎng)絡模型一般包含15個以上的節(jié)點，對于同一部件，可劃分多個節(jié)點，反映該部件的溫度分布。相鄰節(jié)點之間的導熱熱阻，可以根據(jù)電機的幾何尺寸和物性參數(shù)，由導熱熱阻的計算公式得到[73-76]。

4.2 數(shù)值方法

數(shù)值方法可分為兩類，即：有限元分析（finite element analysis，F(xiàn)EA）和CFD。

FEA是電機熱分析中一種常用的方法，該方法用二維或三維有限單元對電機幾何模型進行離散化，在每個節(jié)點建立熱平衡方程，在離散模型邊界設定不同的邊界條件，對整個離散方程組進行求解獲得各點的溫度值，進而得到電機的溫度場分布[77]。其中，三維FEA可以真實描述電機的幾何結構，得到電機詳細的溫度場分布。然而，三維FEA所需計算量較大，此時可根據(jù)電機對稱性取部分結構進行計算，從而降低計算量[78-79]。但是，F(xiàn)EA只能分析固體導熱，不能考慮流體流動的影響，對于對流換熱等邊界可通過經(jīng)驗公式或CFD計算確定[10]。

CFD可以用來模擬復雜區(qū)域的流動，通過設置流固耦合邊界條件，考慮流體流動對固體散熱的影響，獲得準確的電機溫度場以及流場分布[80-82]。此外，CFD還可用于分析外接冷卻流體對電機溫度場的影響和計算流固界面的換熱系數(shù)[65，83]。但是，CFD建模工作量大，需要對模型進行合理簡化，且無法考慮電機裝配間隙對導熱的影響，計算量大，計算時間較FEA長。

4.3 溫度場測試方法

為了驗證電機熱模型的準確性，需要測量電機實際的溫度對熱模型進行驗證。對永磁同步驅動電機，根據(jù)運動狀態(tài)可將其部件劃分為旋轉件和非旋轉件，旋轉件主要指轉子、轉子軸，非旋轉件主要指定子及殼體。

非旋轉件測溫相對比較容易，可以直接在該部件安裝溫度傳感器測量其溫度，常用的溫度傳感器有熱電阻、熱電偶、布拉格光柵傳感器。文獻[66]在電機槽內(nèi)繞組、端部繞組、定子齒部、定子軛部分別布置PT100熱電阻測量電機不同部位的溫度，對仿真結果進行驗證。文獻[84]在電機端部繞組埋置PT1000熱電阻測量繞組溫度，驗證了電機在動態(tài)工況下的溫升計算結果。文獻[85]在電機端部繞組的內(nèi)層與外層分別埋置環(huán)形布拉格光柵傳感器陣列，每個傳感器陣列有6個溫度探頭，通過測量端部繞組12個測點的溫度來監(jiān)測其熱狀態(tài)。

針對電機旋轉部件的溫度測量方法，根據(jù)溫度傳感器與被測件是否接觸可分為非接觸式測溫和接觸式測溫。非接觸式測溫包括霍耳元件測溫法和紅外測溫法?；舳y溫法通過測量永磁體剩磁密度來確定永磁體溫度，由于定子磁場對永磁體的磁場存在影響，所以使用該方法需要設法補償定子磁場引起的干擾[86]。紅外測溫法需要安裝紅外探頭和光電感應器，使用較多的溫度傳感器會引起較大誤差[87-89]。此外，霍耳傳感器法測得的是永磁體的平均溫度，紅外測溫法只能測量部件的表面溫度，而永磁體內(nèi)部溫度分布不一定均勻，因此當需要分析部件內(nèi)部的最高溫度時，這兩種非接觸式測溫的方法均不能滿足要求。

接觸式測溫指在測溫點處安裝溫度傳感器進行溫度測量，并通過一定方式將溫度信號從旋轉件中傳輸出來。接觸式測溫中常見的信號傳輸方式有紅外傳輸，無線電傳輸，滑環(huán)傳輸3種[90-92]。紅外和無線電傳輸都是在旋轉件中安裝信號發(fā)射裝置，將熱電偶的測量信號以無線方式傳輸?shù)叫盘柦邮斩?。區(qū)別在于無線電傳輸?shù)念l率為特高頻（433 MHz），容易受到磁場的干擾造成數(shù)據(jù)丟失，而相比較而言，紅外傳輸具有很高的可靠性和抗噪聲性[90]。滑環(huán)傳輸，信號由滑環(huán)的旋轉端傳遞到固定端，工作過程中兩端直接接觸，過高的轉速容易引起滑環(huán)的接觸面溫度升高過快，從而損壞滑環(huán)本身或引起信號失真[50]。隨著滑環(huán)技術的成熟，目前市場上已有可在轉速20 000 r/min條件下連續(xù)穩(wěn)定工作80小時以上的電滑環(huán)[93]。

4.4 存在的問題

在溫度場建模與測試方法方面，目前存在如下問題：

1）對集總參數(shù)熱網(wǎng)絡模型，網(wǎng)絡熱參數(shù)識別是關鍵。采用集中參數(shù)假設的參數(shù)取值，合理性值得推敲?；谠囼灁?shù)據(jù)進行參數(shù)辨識是可行的思路，但是試驗工況的選擇對參數(shù)辨識的結果具有重要影響，因此參數(shù)辨識的工況適應性應該重視。

2）有限元模型中計算精度與建模精細化程度相關，對定子槽、端部繞組、氣隙等均做等效處理，雖然可以降低計算難度，但是會引入相應的誤差，尤其在高速永磁同步電機中，面臨如何平衡計算負荷與計算精度的問題。此外，有限元模型準確程度與邊界條件的設定密切相關，選取準確的邊界條件是一個需要考慮的重要問題。

3）電機高速化給旋轉部件的溫度測量帶來了新的挑戰(zhàn)，如何提高滑環(huán)的轉速適用范圍與壽命需要進一步研究。

4）仿真計算結果與實際測量值之間的差異需要客觀對待，為提高仿真結果的說服力，需要合理設計試驗方案，對仿真結果進行充分驗證。

5 結論與展望

車用永磁同步驅動電機的溫度場研究是電機設計的重要參考，準確計算電機的溫度場分布及其演變規(guī)律有助于提高驅動系統(tǒng)的可靠性。通過對損耗來源與計算方法、熱量傳遞路徑與傳熱形式、溫度場分布規(guī)律、溫度場建模與測試方法四個方面的梳理，本文將從以下五個方面總結當前永磁同步驅動電機溫度場研究中亟待解決的關鍵問題并做研究展望：

1）定子鐵耗和永磁體渦流損耗的精細化建模。經(jīng)驗公式對不同的電機適合程度不同?；诜抡婊蛟囼灁?shù)據(jù)對現(xiàn)有的損耗計算模型進行改進，或利用智能算法建立基于數(shù)據(jù)驅動的損耗計算模型，實現(xiàn)復雜工況下?lián)p耗準確高效地計算是未來研究的重點與難點。

2）鐵心導熱各向異性的建模與影響分析。其軸向導熱熱阻遠高于徑向導熱熱阻，相較于各向同性假設，各向異性引起溫度場的不同分布和演變過程。建立考慮疊壓系數(shù)、接觸面粗糙度、材料熱阻等因素的鐵心軸向導熱系數(shù)計算模型，在電機熱分析中考慮鐵心導熱系數(shù)各向異性的影響，是未來研究的重點。

3）流固接觸界面上的對流換熱系數(shù)的精細化建模。目前對電機中的對流換熱過程有多種不同的等效模型，但等效處理過程容易忽略一些因素的影響，帶來計算誤差。CFD方法可以準確計算流固邊界上的對流換熱系數(shù)，利用CFD方法對經(jīng)驗公式進行修正，或將CFD方法與FEA、LPTN結合進行耦合分析，可以提高電機溫度場的計算精度。

4）熱網(wǎng)絡模型中熱參數(shù)的辨識問題。全面考慮電機運行工況，基于試驗數(shù)據(jù)，采用智能優(yōu)化算法對模型熱參數(shù)的辨識過程進行優(yōu)化，提高熱網(wǎng)絡模型的工況適應性與預測精度。

5）電機高速化之后的旋轉件溫度測量技術。相比于滑環(huán)信號傳輸，無線信號傳輸方法不存在高轉速下壽命迅速縮短的問題，未來研究可以集中于提高無線信號傳輸?shù)目垢蓴_能力和可靠性。