永磁同步電機溫度建模與熱管理方法綜述*

李鑫宇 孫天夫 黃世軍 梁嘉寧

(1.中國科學院深圳先進技術研究院 深圳 518000；2.燕山大學機械工程學院 秦皇島 066004)

1 引言

永磁同步電機的發明大幅提升了電機系統的功率密度和轉矩密度，電力電子和變頻調速技術的發展大幅提升了電機轉速和轉矩控制精度。這些技術變革有效改善了電機系統的性能[1-2]，促進了高性能永磁電機系統在諸如新能源汽車、航空航天、高端數控機床、機器人等行業的廣泛應用。特別是新能源汽車行業，2022 年國內新能源汽車產量700.3 萬輛，同比增長90.5%[3]。永磁同步電機由于自身高功率密度、高效率、響應速度快、調速范圍廣等優點，逐步成為新能源汽車驅動電機的主流選擇。隨著各國政策不斷傾斜，激烈的行業競爭對于永磁同步電機自身功率密度、效率、輕量化等方面提出了更高的要求。

電機是一種將電能轉化為機械能的裝置，根據能量守恒定律，在這個過程中必然存在能量損失，這一部分損失通常以熱能形式損耗。即使目前市面上絕大多數永磁同步電機的效率已經達到了90%以上，對于額定功率是數十上百千瓦級的電機系統，不到10%的能量損耗也已經足夠電機產生很高的溫升，危害電機的運行和壽命[4-5]。此外，為了提升電機功率密度，需要在相同體積下盡可能提升電機系統的功率，這必然引起電機損耗功率增加，導致電機單位體積產熱增多[6]，增加散熱難度。特別是相較于傳統工業電機，新能源汽車驅動電機的復雜工況更增加了電機溫度估計和散熱難度。

劇烈的溫升會產生一系列的危害，例如內部永磁體退磁、繞組絕緣層損壞、機械結構變形等諸多問題[7]。因此，探索更加準確的電機溫度建模方法以及更加高效的電機系統熱管理手段已經成為國內外相關學者的研究熱點。目前國內外關于電機溫度場建模和熱管理方面的文獻數量眾多，方法種類繁雜，缺乏系統的分析和歸納。本文歸納和整理了近年來國內外文獻中關于電機溫度場建模和熱管理的方法，以期能夠較為系統地呈現電機溫度建模與熱管理的發展現狀和發展趨勢。

2 電機損耗建模

通常情況下可以將電機熱損耗分為電磁損耗、機械損耗和雜散損耗三個主要類型[8]。每一種損耗類型中又進一步細分了若干種損耗，如圖1 所示。本節將逐一介紹各種損耗類型及其建模和計算方法。

圖1 永磁同步電機損耗分類

2.1 電磁損耗

電磁損耗是電機中由于電流和磁場而導致的損耗，是電機的主要損耗，主要包括繞組銅損、定轉子鐵損、永磁體渦流損耗等三部分，具體介紹如下。

(1) 繞組銅損。繞組銅損通常情況下包括常規銅損和附加銅損兩部分，常規銅損是由通電線圈中電流的焦耳效應產生的[9]，附加銅損由交變電流集膚效應及多股線圈接近效應產生。繞組銅損是電機發熱的主要組成部分[10]。

常規銅損通過式(1)計算，附加銅損可通過有限元法計算

式中，m為電機相數；I為線電流(A)；r為繞組相電阻(?)。

通常情況下，導體本身電阻值會隨著溫度的升高而增大[11-12]。電流不變的情況下，繞組溫度升高，將導致線圈導體電阻增大。由式(1)可知，電阻的增大將導致更多損耗，進而產生更多溫升，陷入惡性循環。因此將繞組溫度保持在一個較低的水平能夠有效提高電機的能量利用率。

由集膚效應引起的附加銅損受導體半徑與集膚深度比值r/δ的影響，δ的計算方法如式(2)所示。當(r/δ) < 1時，集膚效應引起的附加銅損可以忽略不計；當(r/δ) ≥ 1.5時，集膚效應引起的附加銅損線性增大。

式中，f為交變電流頻率(Hz)，0μ為真空磁導率(H/m)，rμ為導體磁導率(H/m)，σ為導體電導率(S/m)。

接近效應受繞組導體間距影響，當兩導體間距大于9 倍導體半徑時，接近效應引起的附加銅損可以忽略不計[13]。導線通過交流電流時產生的集膚效應及接近效應如圖2 所示。

圖2 繞組導線電流密度分布[13]

(2) 定轉子鐵損。定轉子硅鋼片本身磁滯特性在電機內部交變磁通的作用下會產生鐵耗。通常情況下，該部分損耗由渦流損耗和磁滯損耗兩部分組成[14-15]。

電機鐵耗主要受電機轉速、電磁場變化頻率、硅鋼片材料和鐵心制作工藝四個因素影響[16]。電機的轉速或電頻率越高，電機自身鐵損越嚴重[17-18]。

由于永磁電機內部磁場分布情況十分復雜，且磁路飽和現象嚴重，因此精確計算定轉子鐵損較為困難，需要使用數值計算方法或依賴經驗公式，如表1 所示。

表1 鐵耗計算經驗公式

(3) 永磁體渦流損耗。電機在理想狀態下運行時，永磁體是不產生渦流損耗的，但是由于高次諧波的存在，使得永磁體內部產生渦流場，進而使電機產生渦流損耗。通常情況下，永磁體渦流損耗受制于3D 效應而難以精確計算[19]，需要使用經驗公式進行估算，如表2 所示。

表2 永磁體渦流損耗計算經驗公式

2.2 機械損耗

(1) 固體間摩擦損耗。固體間摩擦損耗通常是由不同部件之間的摩擦引起的，例如轉子和軸承間，軸和端環間。影響該部分損耗的物理因素包括轉子轉速、潤滑劑性能、負載轉矩和制造工藝等[20]。

(2) 風磨損耗。這一部分損耗產生于氣隙間空氣與旋轉轉子之間[21]。影響這一部分損耗的物理因素主要是電機轉子轉速。電機轉速越高，氣隙間的風磨損耗越大。此外，電機定轉子氣隙中的空氣運動方向既有軸向也有切向，需要綜合考慮[22]。

2.3 雜散損耗

雜散損耗在IEEE 標準112[23]中被定義為：“電機總損耗中不被包括在銅損、鐵損、摩擦及風磨損耗中的部分”。通常情況下，雜散損耗包括雜散空載損耗和雜散負載損耗兩部分，前者由主磁通變化引起，后者由漏磁通變化引起。雜散損耗在總損耗中的占比可達5%～10%[24]。

3 電機熱模型建模

相比于電機實物熱測試，建立熱模型分析電機發熱情況更加快速經濟，且所建模型可與機械-電磁模型相結合，便于對電機熱管理進行設計及優化?，F有電機熱模型建模方法大體上可以總結為三類：公式簡化法、等效熱路法、數值計算法[25-28]。其中，數值計算法又可以分為有限元法、有限差分法、集總參數熱網絡法三類[29-31]。

電機內部產生的熱量大部分通過熱傳導及熱對流的方式進行換熱。在熱傳導過程中，建立精確度高的熱力學模型，對于電機內部固體元件，特別是定子繞組的溫度估算是至關重要的；對于熱對流而言，由于冷卻流體主要存在于氣隙及繞組端部，因此確定這兩處的對流傳熱系數對于計算電機發熱是至關重要的。

3.1 公式簡化法

該方法通過應用一系列近似處理及經驗參數簡化Newton-Stokes 公式及熱方程[29]，將電機熱模型的復雜計算進行簡化，從而得到電機的溫度分布。該方法首先將電機各部分發熱量計算出來，并用于計算電機各組件的溫升[30]。這種方法適用于一些簡單結構的電機，對于電機生產工廠設計人員而言，該方法簡單易上手。然而該方法對于結構復雜電機的適用性較差，且由于在計算過程中大量使用經驗公式及經驗參數，計算精度低、誤差較大。而且該方法只能計算電機整體溫度及溫升分布情況，無法實現對特定結構的溫度計算，難以適配目前高性能電機設計要求。

3.2 等效熱路法

等效熱路法又稱熱路法，通過將模型溫度場復雜熱路簡化為帶有集總參數的熱路進行計算[31-34]。該方法的優勢在于可以清晰計算出電機內部熱流方向。該方法成立的前提需要假設線圈導體、鐵心等的等效部件的導熱系數為無窮大且二者均為等溫體。以上假設使得該方法的短板之處在于只適用于計算電機各部件的平均溫升。永磁同步電機定子部分等效熱路法抽象模型如圖3 所示，將熱源及不同導熱性質部件進行等效電路處理。

圖3 定子等效熱路模型[33]

3.3 數值計算法

數值計算法是基于導熱微分方程實現的，如式(3)所示，通過確定邊界條件及式(4)～(6)可以求解電機構件內部的溫度場分布。

式中，λ為構件導熱系數；T為溫度；ρ為密度；cp為重量熱度；qv為單位體積在單位時間內的發熱量；T0為邊界面s1上的給定溫度；α為對流換熱邊界面s2上的換熱系數；Tf為對流換熱邊界面s2周圍的溫度；q0為邊界面s3上的熱流密度；λ n為s3為絕熱平面時，邊界面外法線方向的導熱系數；n為邊界面外法線方向的單位向量。

目前應用最為廣泛的數值計算方法為有限元法和集總參數熱網絡法。

3.3.1 有限元計算法

有限元(Finite element, FE)和計算流體力學(Computational fluid dynamics, CFD)是溫度場計算的兩個主流數值模型。通常情況下二維和三維有限元模型都可以模擬電機內部傳熱過程。該過程需要使用解析算法對邊界條件進行近似[35]。計算流體力學模型針對多種環境下的自然、強制對流換熱，沖擊換熱以及噴霧換熱具有極高的精確度，其對于電機溫度場、壓力場、流場的分布情況可以進行較為精確的求解及實現可視化。此外，還可以通過計算流體力學模型對電機的一些幾何參數進行優化[36]。通過結合有限元和計算流體力學的模型對電機溫度場建立求解模型會得到較高的精確度。

有限元計算法的優點在于能夠精準模擬傳熱過程的結果，對于機構復雜的電機，計算精度仍然保持較好的水平；此外，有限元計算法能夠更好地將熱分析模型與電磁-機械分析模型相結合，實現多物理場分析[37]。但其缺點在于該方法的計算復雜、計算耗時長，尤其從二維模型向三維模型轉換時，計算量呈現指數級增長[38]。圖4 為電動機局部網格劃分及對應有限元分析結果。

圖4 有限元分析法[36]

3.3.2 集總參數熱網絡法

集總參數熱網絡法是當下最流行的熱模型建模方法，該方法根據電機的換熱條件將電機分為若干不同部分，每個部分使用一個熱節點進行表示。不同節點間通過傳導、對流、輻射的熱阻進行連接，熱阻的具體阻值由電機自身幾何尺寸、材料的熱力學性能決定。電機內部不同構件的發熱量通常被認為是均勻分布在節點中心的。結合電機運行條件，可以求得電機溫度場穩態模型。在對溫度場建立瞬態模型時，還應考慮溫度變化速度對響應的影響，因此需要在節點間額外添加熱電容[39]。結合電機穩態與瞬態模型及相應能量轉換方程[40]，可以精確求解電機熱網絡。典型集總參數熱網絡模型如圖5 所示[41]。

圖5 典型集總參數熱網絡模型

集總參數熱網絡法相比于有限元法的優勢在于其計算速度更快，計算難度更低，且該方法在瞬態及穩態的分析中都能保證較好的溫度。此外，集總參數熱網絡法也適用于電機電磁參數和構建參數對于電機溫升敏感性的測試[42]。缺點在于集總參數熱網絡模型建立過程中，嚴重依賴對于導熱材料各向異性性能評估的精確度[43]，這使得集總參數熱網絡模型構建的精確性不能得到很好的保證。

SUN 等[44]通過使用三節點集總參數熱網絡模型實現對電機發熱量及溫度的實時估計，并提出將所估計的電機溫度與模型預測控制(Model predictive control，MPC)結合，實現了良好的電機過載控制效果；WALLSCHEID 等[45]通過非線性參數系統結合四節點集總參數熱網絡模型模擬計算永磁同步電機溫升。NARASIMHULU 等[46]開發一種集總參數熱網絡模型來預測電機熱流，該模型包括63個熱電阻、29 個節點以及29 個熱電容。

除了單獨應用集總參數熱網絡法外，將其與數值計算方法相結合能夠更好平衡模型精度與計算資源[47-49]。針對非線性問題，還有學者將集總參數熱網絡模型與人工智能網絡相結合，實現對電機的發熱預測、溫升管理及故障檢測[50-52]。

3.3.3 粒子法

粒子法又稱光滑粒子流體動力學(Smooth particle hydrodynamics, SPH)，最早于1977 年由LUCY[53]提出用于研究天體物理問題，該方法不同于需要進行求解域網格劃分后進行計算的諸如有限元法等網格法，其求解問題時使用粒子對求解域進行離散，是一種純粹的Lagrange 粒子方法[54]。抽象出的“粒子”可以體現各種具有實際意義的性質及物理量，諸如質量、體積、密度、溫度等，因此也常用于淋油冷卻電機的溫度場計算及熱模型建立。

何聯格等[55]使用移動粒子半隱式法(Moving particle semi-implicit, MPS)對淋油冷卻永磁同步電機進行溫度場分析，使用核函數計算粒子數密度，并通過設定梯度矢量模型、拉普拉斯模型、散度模型三種模型，外加相應邊界條件，建立淋油冷卻系統熱模型。

3.4 電機熱模型建立過程中主要參數計算

3.4.1 繞組等效導熱系數

繞組與鐵心間的熱傳導十分復雜。在一個極小的槽空間內，導線、絕緣材料、空氣等多種物質間相互傳熱，且不同物質的導熱系數不同，精確計算、模擬各組成部分的導熱系數、發熱模型，是一件非常困難且沒有必要的事情[56-58]。針對這種情況，研究人員不拘泥于計算某一部分的導熱系數，而是將槽內所有物質定義為“繞組”部分進行計算，從而得到繞組等效導熱系數[59]。

BOGLIETTI 等[60]通過試驗驗證的方法，利用數值回歸法將繞組等效導熱系數計算公式總結如式(7)所示

式中，Ar=Aa+Ai n+Aim；Aa為槽內空氣面積；Ain為絕緣層面積；Aim為浸漆面積；ka、kin、kim分別為三者導熱系數。

HUANG等[62]在此基礎上考慮繞組填充系數及繞組空隙率對于等效導熱系數的影響，對計算式進行了改進，如式(9)所示

式中，k Cu為銅導熱系數；k in為絕緣層導熱系數；rin為絕緣層半徑；rCu為銅半徑。

IDOUGHI 等[63]使用雙重均勻化方法計算繞組等效導熱系數，計算方法如式(10)所示

式中，?為相對平均通量，T1和T2為溫度。

LIU 等[64]在雙重均勻化方法的基礎上提出兩步相關法，實現對等效導熱系數的計算，該方法通過計算導體截面占比槽面積的方式實現目的，過程中需要計算繞組填充因數、槽滿率、均勻化導體和絕緣物質的等效導熱系數進而計算繞組等效導熱系數，具體計算如式(11)～(16)所示

式中，Kf,Cu為繞組填充系數；d c為導體直徑；Nc為每槽導體數；A1s,win為導體實際所占槽面積；A1s為槽面積；ps為槽周長；tsi為槽絕緣層厚度；kc為導體導熱系數；kci為導體絕緣層導熱系數；χc為銅線截面積與導線截面積之比；dci為導線絕緣層外直徑；kx,y為均勻繞組在x，y方向等效導熱系數；kz為均勻繞組在z方向等效導熱系數。

3.4.2 氣隙對流換熱系數計算

目前絕大多數永磁同步電機的氣隙間換熱是通過風冷實現的[65]。在這種情況下，氣隙中的換熱與定轉子幾何尺寸及相對溫度、轉子轉速、空氣特性等一系列影響因素有關，涉及的換熱系數很多[66]。

通常情況下研究人員會將電機氣隙看成厚度極薄的中空柱體，其中的氣流被攪動、剪切，形成徑向速度梯度，這導致氣隙內流體產生層流、紊流混合分布的復雜狀態。

針對這種情況，應用Taylor-Couette 流描述氣隙內復雜氣流會得到較好的效果。應用Taylor-Couette流的關鍵是正確定義Taylor 數Ta，如下所示[67-68]

式中，ω為轉速，mr為半徑，δ ag為氣隙長，v為空氣運動黏度。

當Ta較低時，氣隙中氣流主要流動形式為層流，換熱方式主要為熱傳導，此時換熱系數Nu取值為常數，能簡化計算過程，方便計算換熱量[68-70]。當Ta逐漸升高時，氣流主要流動形式逐漸從層流過渡到紊流，此時Nu與Ta取值如式(18)所示

當氣隙中存在軸流時，需要使用Taylor-Couette-Poiseuille 流來描述氣隙氣流，此時需要定義的換熱系數為修正Taylor 數Tma，如式(19)所示

式中，gF為幾何尺寸系數，由電機定轉子半徑及氣隙長度共同決定。針對紊流形式，FéNOT 等[71]提出相關關系，如式(20)所示

式中，φ為熱通量，Dh為水力直徑，S為相對換熱面積，T為溫度，λ為熱導率。

HOWEY 等[72]提出軸向、徑向雷諾數分別覆蓋到 1.2e4和 1.1e5的相關關系，如式(21)所示

式中，δ ag為氣隙長，u為流質流速，v為運動黏度。

除了應用經典的熱力學原理計算Nu、Re等換熱系數計算電機氣隙換熱的方式，還有研究人員將整個氣隙看成電機內部固體組件，通過計算等效導熱系數的方式計算換熱，例如REHMAN 等[73]將氣隙等效導熱系數表示為

4 熱管理技術

電機熱管理技術的優劣直接影響電機功率密度的提升以及效率的高低，根據處理方法大體上可以將熱管理技術分為兩類，一類是從主動限制發熱源角度限制電機發熱量在允許范圍內，實現電機熱管理，即主動熱管理；另一類是從散熱角度實現電機熱管理，即被動熱管理，二者都能實現對電機的熱管理。

4.1 電機主動熱管理

限制電機過熱主要從限制電機發熱入手，傳統方法是在設計過程中估計電機的額定電流和轉矩，并根據經驗確定電機的過載運行時間和程度。但是這種方法往往使得設計趨于保守，無法最大程度發揮電機的功率密度。而且在很多應用場合，電機輸出轉矩波動很大，電機很多情況下處于輕載運行。此時若將電機短時最大輸出功率定為電機的額定功率，則會導致余量過大，影響系統的集成度和成本。因此，很多情況下需要對電機進行過載運行，以提升電機系統的瞬時功率密度。

目前國內外對于電機過載控制和過溫保護的研究很少，雖然可以通過實時測量電機溫度，并在電機溫度超過極限值時切斷電源實現對電機的保護，但這種方法會導致電機系統忽然失控，給系統帶來很大的安全隱患。

針對這種情況，SUN 等[44]通過模型預測控制實現自適應電機熱管理。該方法將模型預測控制(MPC)與最大轉矩電流比(Maximum torque per ampere,MTPA)控制[74]、電壓受限的最大轉矩電流比(VCMTPA)控制[75]結合，并基于三節點集總參數熱網絡模型預測電機溫度[76]，根據機器的熱狀態自適應計算轉矩極限，減小電機熱應力。該方法能夠根據電機不同運行狀態，自適應調整電機轉矩限值，在保證安全的情況下，最大限度提升電機瞬時功率密度。

BROECK 等[77]提出一種通過操縱交流驅動逆變器實現電機在極限工作狀態下，在保證電機使用壽命的前提下，最大限度提升工作電流及輸出轉矩的主動熱管理方法。該方法的實現依賴兩個核心要素，其一是需要控制系統實時監測冷卻劑及結溫，實現根據冷卻劑的溫度自適應調整工作電流大??；其二是需要利用熱阻抗頻率響應函數，基于該函數根據頻率升高而衰弱的特點實現在高頻狀態下增大工作電流而不增大結溫峰值。圖6 為該主動熱管理系統框圖，包含驅動控制模塊(Drive control)、電源模塊(Power module)、溫度監控模塊(Temperature monitoring)、冷卻介質溫度估算模塊(Coolant temperature estimation)、動態峰值電流控制模塊(Dynamic peak current control)。

圖6 主動熱管理系統框圖

根據木桶效應，電機各組件中壽命最短的器件決定了整個電機的工作壽命長短，因此目前普遍認為驅動系統中功率半導體器件的壽命決定了電機的壽命[78-79]。因此，YAN 等[9]提出一種應用于電機驅動系統中模塊化功率轉換器的主動熱管理方法。該方法應用功率路由法平衡不同模塊間的功率大小，應用雨流計數算法計算負載情況下電機內部組件熱循環，將上述熱模型信息反饋給控制系統，并對輸入電流進行自適應調整，實現熱管理。圖7 為其團隊所設計熱管理系統框圖及對應永磁同步電機速度環、電流環兩環控制程序框圖。

圖7 主動熱管理方案[9]

4.2 冷卻方法

由于永磁同步電機工作時內部熱量與外界交換的主要形式是熱對流和熱傳導，因此目前針對永磁同步電機的冷卻方法總體上可分為對流換熱冷卻和增強傳熱冷卻兩大類。二者都是利用熱力學原理加快電機與環境間的換熱效率，從而允許電機提高工作電流和輸出轉矩，實現提高效率和功率密度的目標。

4.2.1 對流換熱冷卻

對流換熱根據流體的物態分為風冷和液冷，風冷的冷卻流體是空氣，根據冷卻方法及作用部位將其分為自然對流換熱、強制對流換熱兩種，其中自然對流換熱通常發生在電機外表面和自然空氣之間，強制對流換熱通常發生在電機內部諸如氣隙之類的部位，氣流沖擊換熱在電機內外部均可使用。

對于自然對流換熱，常見的增強方法是在電動機外殼添加散熱鰭，這樣可以增大電機外殼和空氣的接觸面積，試驗證明翅片幾何形狀越大，翅片間距越小，翅片陣列中的氣流速度越高，冷卻性能越好[80]，如何確定散熱鰭數量及幾何尺寸是該領域的一個重要研究方向。ULBRICH 等[81]通過建模分析某特定型號電機散熱鰭數量從6 增加到9 時，電機換熱能力得到提升，但是當數量進一步提升到10之后，換熱能力沒有出現明顯提升。KIMOTHO等[82]通過分析發現散熱鰭的取向對于電機自然對流換熱沒有明顯影響。PENG 等[83]發現隨著散熱鰭節距比、高度、厚度的增加，繞組溫度會降低，其中鰭片節距比對溫度下降影響最大。圖8 為電動機機殼散熱鰭局部放大圖，展現其結構特性。

圖8 電機機殼散熱鰭[81]

強制對流換熱是指在電機內部較為狹小的空間內，空氣自然流動基本停滯，難以實現點電機換熱需求[84]。因此通常情況下需要在電機端部添加風扇，強迫電機內部空氣流動。因此如何確定風扇結構以及如何對電機風扇進行優化處理成為該領域的一個重要研究方向[85-86]。TONG 等[87]采用外置風扇對1.65 MW 永磁同步電機定子鐵心、定子繞組和永磁體進行軸向強制對流換熱。RUUSKANEN 等[88]應用二維有限元法分析永磁同步電機徑向強制對流換熱的冷卻性能。LI 等[89]提出一種混合轉子通風系統，該系統相比于傳統強制對流系統能夠使測試電機鐵心溫度下降17%。WEN 等[90]在傳統強制對流換熱系統的基礎上在流體通路添加導流板，消除渦流能量損失，使得測試電機內部平均溫度降低3.3 ℃。圖9 為以空氣作為冷卻介質的強制對流換熱的原理圖，由冷卻風扇(Cooling fan)提供冷卻空氣流動動力，冷卻介質經由軸向通風管道(Axial ventilation duct)吸收電機構件在工作中散發的熱量。

圖9 強制對流換熱原理圖[87]

大量試驗證明受限于空氣自身物理性質，空冷僅適用于功率密度不高的商用永磁電機，對于功率密度大的永磁同步電機，更多使用液冷進行對流換熱[27]。永磁同步電機常用的液冷方式有液體夾套冷卻、噴霧冷卻等。

液體夾套冷卻主要用于電動機定轉子鐵心及繞組的冷卻，其主要研究目標是確定冷管數量及位置。REHMAN 等[73]通過分析測試電機熱模型得出，隨著冷管數量從4 增加到8，電機內部溫升降低顯著，但是當流冷管數量繼續增加時，冷卻效果提升不明顯。MARCOLINI 等[91]設計一種盤式冷卻夾套，相比于傳統冷卻夾套，該方法能夠將冷卻效率提升2.87 倍。圖10 展示了不同結構液體夾套的冷卻效果，通過對比熱力學仿真結果可知，三端口結構且中間單口輸入，兩側雙口輸出的結構冷卻效果比另外兩種結構更好。

圖10 不同端口液體夾套冷卻效果[73]

由于夾套冷卻通常很難實現對繞組端部的冷卻，因此研究人員通過向繞組端部噴射冷卻油的方法進行冷卻[92]。MONTONEN 等[93]通過四孔裝置向電機繞組端部直接噴射冷卻油，并通過定子底部排液孔進行排出液體的方式將測試電機端部繞組溫度降低50 ℃。

4.2.2 增強傳熱冷卻

目前大多數電機定轉子鐵心仍由硅鋼片堆疊制成，為了規避鐵損，往往造成定轉子軸向熱阻高，導熱性能差，因此除加強電機對流換熱之外，還需要加強電機的熱傳導性能。增強電機熱傳導性能通常從填充材料、導熱器、熱管及相變材料三個維度進行優化。

填充材料用于填充固體接觸面間的氣穴，增大固體間的接觸面積，從而增強熱傳導性能。SUN等[94]在測試電機端部繞組與夾套冷卻套管間使用填充材料，使得端部繞組溫度降低 23.6%。POLIKARPOVA 等[95]通過100 kW 徑向磁通永磁同步電機測試填充材料對于熱傳導的影響，發現在填充材料的影響下，電機端部繞組和轉子的溫度分別下降了7 ℃和6 ℃。

導熱板常用于繞組槽內換熱，GALEA 等[96]在繞組槽空隙間添加導熱板，增強繞組與定子間的熱傳導，使得繞組溫度降低40%。WROBEL 等[97]改進傳統導熱板制造方法，改用增材方法，使測試電機繞組到定子的熱導率提升55%。VANSOMPEL等[98]通過延伸導熱板包裹端部繞組，增大端部繞組和電機外殼接觸面積，使端部繞組承受工作電流上限提高40%。圖11 展示了導熱板的結構特性及安裝位置。熱管通常情況下需要搭配水、乙醇等相變材料進行使用，通過熱管內的相變材料在電機內部高低溫區域間反復相變進行換熱實現熱管理。FANG等[99]通過對比外殼直嵌和三維圓角兩種不同模式熱管對于電機熱傳導的影響，對比分析顯示兩種方式均可以提升電機在極限狀態下運轉的時間，前者提升28.6%，后者提升21.4%。CHAI 等[100]比較了繞組槽內不同位置布置熱管對電機溫升的影響，研究發現將熱管置于槽中央部位使得測試電機繞組溫度降低5 ℃。通過比較自然冷卻和熱管冷卻，還驗證了熱管冷卻的電機壽命比自然冷卻延長66.7%。圖12 展示了熱管(Heat pipe)在電機內部的分布位置及其工作原理。

圖11 包裹端部繞組的導熱板[98]

圖12 旋轉電機熱管工作原理[99]

5 總結與展望

盡管國內外學者已經在永磁同步電機熱管理領域提出了多種方法和開發了多種技術，但由于永磁同步電機系統高功率密度、高集成度和高動態性能的發展趨勢，熱管理技術仍然面臨多重挑戰。本節將總結這些挑戰，并展望未來的發展方向。

首先，針對電機熱模型的建立，需要更加完善相關參數的計算精度。目前，繞組等效導熱系數和端部繞組發熱量等參數的計算仍依賴經驗系數，這可能導致電機溫度場的估算出現誤差。未來的研究可以集中在開發更準確的熱模型，通過試驗數據和仿真來驗證模型的準確性，以提高電機熱管理的可預測性和效率。

其次，電機的冷卻涉及多個學科領域，包括電力、機械、液壓和材料工程等。工程師需要綜合考慮各個方面對冷卻裝置性能的影響，這增加了技術溫度分布的復雜性。未來的研究可以促進多學科交叉合作，以開發更智能化的冷卻系統，提高冷卻效率并減少功耗。這可以涉及新材料的應用，提高熱傳導效率，以及更高效的冷卻介質的研究。

第三，隨著永磁同步電機系統集成度的日益提升，開發人員需要更多考慮整體系統對電機熱管理的影響。這包括系統級的控制策略，以確保電機在不同工況下的穩定運行，同時最大程度地減少熱量的積累。未來的發展方向應該聚焦于整體系統優化，以更好地滿足電機系統性能和熱管理的需求。

最后，為提高能源利用率，應盡量綜合利用電機所產生的熱量，而不是僅僅將其耗散掉。熱再利用技術可以包括熱能回收系統，將廢熱用于其他用途，如加熱或制冷，有助于減少能源浪費，提高系統的整體效率。

綜上所述，盡管永磁同步電機熱管理領域仍然面臨挑戰，但通過改進熱模型的準確性、跨學科合作、整體系統優化和熱能回收等方面的努力，我們可以期待未來更高效、可持續和智能化的永磁同步電機熱管理技術的發展。這將有助于推動電機系統在各種應用中的性能和可靠性提升。