新能源汽车扁铜线绕组电机槽内绝缘等效导热系数分析与计算

崔刚， 熊斌， 顾国彪

(1.中国科学院电工研究所 电力设备新技术实验室，北京 100190； 2.中国科学院大学 电子电气与通信工程学院，北京 100149)

0 引 言

新能源汽车具有节能、环保、高效等优势，为缓解全球范围内的能源危机并降低碳排放提供了一个良好的解决方案[1-3]。新能源汽车驱动电机与普通工业电机相比，具有高功率密度、全工况下的高效率、低振动噪声、高环境适应性等特点[4]。

新能源汽车驱动电机的高功率密度发展趋势对电机的优化设计水平提出了更高的要求。基于材料与工艺技术的优化设计可以有效地提升驱动电机功率密度等性能。基于电磁场、温度场、流体场的多物理场协同仿真分析可有效降低电机损耗、优化电机传热能力，从而实现电机材料的近限应用，是当前提升电机功率密度的主要设计手段。其中，扁铜线绕组形式具有槽满率高、冷却效果好、节省用铜量、利于改善电机振动噪声性能等优势，近年来，在国内外新能源汽车驱动电机行业得到广泛应用[5-7]。随着材料学的快速发展，通过使用新型高导热绝缘材料提升定子槽内绝缘系统的传热能力，降低绕组系统最高工作温度，也成为工程领域实现车用驱动电机高功率密度设计的重要方法。

扁铜线绕组结构形式复杂、绝缘结构多样，考虑集肤效应与邻近效应影响下的多层绕组损耗分布计算、考虑工艺与公差影响的绕组绝缘系统等效导热系数准确计算、基于新型高导热绝缘材料应用的车用电机多工况下的导热优化效果分析是扁铜线绕组驱动电机传热优化问题研究的关键点[8-9]。电机的温升计算通常采用热网络法、有限元法等，有限元法计算精确度高，能够反映电机内部温度分布及动态变化，已逐渐得到广泛应用。在电机温升计算基础上，电机传热结构的优化及高导热材料的应用是当前电机传热优化领域的主要研究方向[10-13]，如基于对高功率密度电机端部绕组分层等效方法，开展电机绕组导热能力的分析与优化[14]。基于高导热绝缘材料的电机传热优化研究主要集中在材料学及大型高压电机领域，包括新型耐高压、高导热绝缘材料的制备及大型电机绝缘故障分析与解决等[15-16]。但针对扁铜线绕组车用驱动电机，基于新型槽内高导热绝缘材料应用的传热优化研究相对较少，不同工况下，高导热绝缘材料应用效果的差异性分析也基本属于空白。

由于电机定子绕组绝缘系统结构复杂，导热能力受材料特性与工艺方法影响较大，存在不确定性。对绝缘系统导热能力的分析始终较为困难，通常采用等效导热系数的方法对其进行模拟，等效导热系数的获取方法主要包括经验公式法、集总参数法及试验测试法等。有代表性的研究成果包括：基于集总参数法对利兹线等效导热系数的计算；对各向异性、包含浸渍漆的圆线绕组进行结构等效，分析其等效导热系数的计算；采用集总参数法，分析圆绕组简化模型下，浸渍漆、填充因子、绕组分布等因素对等效导热系数的影响等[17-19]。但对于新能源汽车用中小型扁铜线绕组驱动电机，考虑显著影响绕组系统导热能力的定子齿槽、绕组线径、绝缘纸的加工公差及浸渍漆填充率等工艺因素的等效导热系数计算方法研究很少。

针对考虑材料、工艺影响时，新能源汽车扁铜线绕组驱动电机定子绕组绝缘系统导热系数计算的不确定性问题，本文首先开展扁铜线绕组驱动电机的典型绕组绝缘结构分析，研究扁铜线绕组导热系数的主要影响因素，提出计及工艺、结构尺寸偏差影响的扁铜线绕组绝缘系统等效导热系数计算方法。在此基础上，建立扁铜线绕组电机三维全域分析模型，开展考虑扁铜线绕组损耗空间分布差异时，驱动电机复杂运行工况下的温度场、流体场分析。通过两型使用不同导热能力导热绝缘材料永磁电机的温度场计算与样机温度实测结果分析，验证本文所提出的等效导热系数计算方法的正确性及其在扁铜线绕组电机领域的可推广性。

1 扁铜线绕组等效导热系数计算

扁铜线绕组新能源汽车驱动电机的损耗主要包括铁心损耗、绕组铜耗、永磁体涡流损耗、机械损耗、杂散损耗等，其中，对定子系统温升影响较大的是定子铁心损耗和绕组铜耗。由于绕组一般是驱动电机内部工作温度最高的区域，长期高温是影响电机绕组绝缘系统寿命、运行可靠性的关键因素。

新能源汽车驱动电机定子系统的热传递路径为：定子铜耗少部分由端部空气流动产生的对流换热带走，主要通过槽内绝缘层传导到定子铁心，进而与铁心外侧机壳的冷却介质进行热交换，定子铁心损耗主要通过与机壳的热传导带走热量。由此可见，槽内绝缘层是电机定子传热路径中的主要热阻来源。扁铜线绕组绝缘结构及制造工艺复杂，绝缘层导热系数的计算对电机传热分析与优化至关重要。

1.1 新能源汽车扁铜线绕组电机定子绝缘结构

扁铜线绕组技术的应用可提升电机槽满率至90%以上，能够很好地满足新能源汽车驱动电机高效、高功率密度、低振动噪声等设计要求，是下一代车用驱动电机的首选绕组形式。

由于车用驱动电机应用场景、工作电压等级、绕组绝缘材料种类、绝缘工艺方案等方面的差异，其绝缘结构将存在一定的区别。典型的扁铜线绕组车用驱动电机定子绕组绝缘系统一般包括扁铜线漆膜、绝缘纸、浸渍漆。绕组端部焊接位置采用绝缘材料包封、涂覆等工艺确保绝缘可靠性。扁铜线绕组电机一般不使用槽楔，依靠绝缘纸在槽口附近的叠压及浸渍漆固化满足绕组固定的需求。此外，由于浸渍漆无法完全填充满定子槽，槽内间隙存在少量空气层，由于空气的导热性能较差，对定子绕组绝缘系统的导热能力有较明显的影响。

本文以典型的4层扁铜线绕组驱动电机为例，开展绕组系统等效导热系数的计算与分析，定子绕组绝缘结构示意图如图1所示。

图1 扁铜线绕组绝缘结构示意图

本文的研究样机绕组绝缘系统所采用的绝缘材料特性如表1所示。

表1 样机绝缘材料特性

1.2 等效导热系数计算及工艺参数敏感性分析

扁铜线绕组驱动电机定子槽内绝缘系统结构复杂，绝缘系统的导热能力存在不确定性，在电机的温度场分析时，很难建立真实的分析模型，需要进行简化处理。通常可将定子绕组绝缘系统简化为一体化等效传热层，通过等效导热系数综合模拟定子槽内绝缘系统的导热能力。

定子槽内绝缘系统等效导热系数的常规计算方法[20]为

(1)

式中：λeq为绝缘系统等效导热系数；λi为各绝缘材料平均导热系数；δi为各绝缘材料的平均厚度。

由于扁铜线绕组电机定子槽内浸渍漆填充率与空气填充率具有强耦合关系，受制造工艺影响，二者导热能力也存在显著差异，浸渍漆填充率将直接影响定子绕组绝缘系统的导热能力。扁铜线绕组电机槽内绕组数量少、截面积大，加工公差将对定子绕组绝缘系统的导热能力产生影响。此外，扁铜线绕组电机绝缘材料种类与结构形式繁多、绝缘材料厚度受工艺影响明显、定子槽型及绕组尺寸受加工公差影响。因此，式(1)无法考虑扁铜线绕组电机制造工艺的影响，由此计算得到的等效导热系数准确性有限，目前常用的方法是使用经验系数修正或由样机的温度测试反向推算导热系数，很难为电机的正向开发提供指导。

本文对常规等效导热系数计算方法进行优化，引入扁铜线绕组电机制造过程中的主要工艺参数，以一款国内已实现大批量生产的110 kW、4层扁铜线绕组永磁电机的实际生产工艺参数为例，开展参数敏感性分析，得到各参数对等效导热系数计算结果的影响。提出一种计及工艺影响，解决扁铜线绕组电机等效导热系数计算不确定性问题，提升扁铜线绕组电机温度场分析准确度的计算方法，为永磁驱动电机高功率密度设计及以传热优化为目标的工艺管控方法制定提供理论支撑。

具体计算方法如下：首先引入公差系数m，根据电机定子绕组绝缘系统中各部件、材料的工艺及加工制造水平，确定其公差上下限分别为mmax、mmin，对于扁铜线绕组电机，一般有mmax>0、mmin<0，考虑公差后各材料的厚度δ′可表示为：

(2)

由此可得到各绝缘材料的厚度范围如下：

(δ+mmax)≥δ′≥(δ+mmin)。

(3)

由上式可进一步计算得：

(4)

同理，可得到：

(5)

由式(4)和式(5)可得

(6)

(7)

由于浸渍漆厚度与空气层厚度耦合，并由工艺参数A决定，可得到考虑浸渍漆绝缘层公差及工艺参数影响时，槽内未填充浸渍漆的空气层厚度δ4，即

(8)

由以上各式联立可求得考虑浸漆工艺、材料加工公差影响时的绕组绝缘系统等效导热系数的初始取值区间。

在以上分析的基础上，以一款国内已实现批量生产的新能源汽车用4层扁铜线绕组驱动电机为例，开展实例计算，上述方法所涉及到的电机各部分结构尺寸、公差及工艺参数如表2所示。

表2 样机公差及工艺参数

采用普通导热能力绝缘纸时，样机等效导热系数取值为0.155～0.222 W/mK。

为得到等效导热系数计算值，减小温度场计算工作量，开展工艺参数、各公差数据对等效导热系数影响的参数敏感性分析如表3所示。以样机为例，重点分析浸漆填充率工艺系数A、绝缘纸厚度公差m1、绕组漆膜公差m2、槽内宽度尺寸公差m4和扁铜线绕组宽度公差m5对等效导热系数影响的参数敏感性。通过比较选取公差上下限值计算得到的等效导热系数与选取标称值计算的等效导热系数，得到各参数公差对等效导热系数的影响敏感性。根据参数敏感性分析结果简化等效导热系数的计算方法。

表3 参数敏感性分析结果

由表3可见，为进一步缩小等效导热系数的取值区间，考虑到绕组宽度公差对等效导热系数影响较小，可忽略其影响，根据标称值或实测结果开展计算分析，可得到等效导热系数的取值区间为0.162～0.215 W/mK。进一步简化计算等效导热系数计算值，工程上，为便于扁铜线绕组的安装，制造厂家的实际漆膜及绝缘纸公差取值一般接近下限，槽内尺寸公差主要由冲片的制造、叠压及其模具磨损等原因造成，通常接近公差上限。量产型扁铜线绕组驱动电机一般采用全自动化产线生产，工艺系数A变化区间较小，可使用标称值进行计算。据此可计算得到定子槽内绝缘系统的等效导热系数，样机等效导热系数最终取值为0.178 W/mK。

由以上分析可知，扁铜线绕组驱动电机的制造公差参数与工艺系数对定子槽内绝缘系统等效导热系数的影响由大到小为：绕组漆膜公差m2>绝缘纸公差m1>槽内尺寸公差m4>绕组宽度公差m5>工艺系数A。需要注意的是，本例中样机的浸渍漆填充率工艺参数A是根据国内扁铜线绕组电机量产质量管控要求选取，对于制造工艺技术尚不稳定的电机，工艺系数A的影响将明显增大。工程上，考虑制造公差及工艺影响时的电机槽内等效导热系数计算可使用漆膜和绝缘纸公差的下限、槽内公差的上限、绕组宽度的标称值，结合样机工艺能力确定的浸渍漆填充率开展计算与分析。对于电机的槽内传热能力优化，可重点关注漆膜、绝缘纸公差及浸渍漆填充率的工艺管控。

2 扁铜线绕组驱动电机温度场分析

利用有限元法开展电机电磁场、温度场和流体场的多物理场协同仿真。计及扁铜线绕组损耗空间分布差异，分析得到使用具有两种不同导热能力材料前后的电机绕组温度分布，与样机实测温度进行误差分析，由此验证本文提出的扁铜线绕组驱动电机等效导热系数计算方法的准确性及可推广性。

本文研究样机为一款已批量生产的4层Hair-pin扁铜线绕组汽车主驱动电机，基本参数如表4所示。

表4 扁铜线绕组驱动电机样机参数

新能源车用驱动电机运行工况复杂，电机工作速度范围宽、负载率变化大，不同转速与负载率下，电机的损耗及其分布存在明显差异，为全面的分析等效导热系数的准确性，结合电机实际运行特性，选取不同运行工况进行深入分析。本文选取MTPA控制策略下，电机恒转矩工况的3 000 r/min、168 N·m、173 A，恒功率工况的7 000 r/min、78.5 N·m、150 A和极限转速下的10 000 r/min、40 N·m、145 A几个典型工况开展进一步的分析。

2.1 热源计算

扁铜线绕组车用永磁驱动电机运行过程中，对定子系统温升影响较大的热源主要包括定子铁心损耗、绕组铜耗，以下对此进行求解、分析。

1)铁耗。

对于电机定子铁耗，根据Bertotti建立的三系数损耗分析模型，将电机铁心的损耗分为磁滞损耗、涡流损耗和附加损耗，当磁密按照正弦规律变化时，铁耗的计算可简化为[20]

pFe=khfBα+kcf2B2+kef1.5B1.5。

(9)

式中：B为正弦磁密的幅值；f为正弦磁密的频率；kh为磁滞损耗系数；kc为涡流损耗系数；ke为附加损耗系数。

利用二维有限元瞬态电磁场数值计算方法，根据损耗计算模型计算得到铁心的磁密分布后即可求取电机的铁耗数值。以电机3 000 r/min为例，该工况下的磁密分布如图2所示。

图2 电机磁密分布图

经计算，3 000、7 000、10 000 r/min 3个工况下，电机定子铁耗随时间的变化如图3所示，由式(9)可知，铁耗与电机铁心所处磁场的幅值、频率、磁路饱和情况等相关。随着电机转速增高，磁场频率和饱和程度均有所提高，而电机内部谐波含量随之增加，进而导致高频下的损耗逐渐出现一定的波动，为便于进一步计算分析，取损耗的稳态平均值，分别为569、1 371、2 154 W。

图3 定子铁耗图

2)铜耗。

新能源汽车驱动电机工作转速范围宽，分析电机定子铜耗需要考虑Hair-pin扁铜线绕组集肤效应、邻近效应对铜耗的影响，尤其是电机运行在较高转速工况时，高工作频率所带来的交流损耗增加问题。此外，由于多层Hair-pin扁铜线绕组在磁场中的空间位置差异显著，不同层绕组的铜耗分布差异也需要加以考虑。

在计算Hair-pin扁铜线绕组的铜耗时，引入交流损耗系数[22]，分别计算电机端部与直线部分绕组铜耗，并根据电机4层绕组在磁场中的空间位置差异，按照绕组的层数计算铜耗的分布，即

pAC=kpDC。

(10)

式中：pAC为交流损耗；k为交流损耗系数；pDC为直流损耗。

建立包含外电路、考虑绕组并联支路数与层数特征的绕组损耗计算模型，利用2D有限元场路耦合计算方法，考虑各支路电阻、电感及绕组集肤效应与邻近效应的影响，通过计算绕组中分别通入直流电流和交流电流时的损耗值，求取绕组损耗系数，进而求得准确的损耗数值。此外，由于端部和直线部分绕组所处位置的磁场强度差异较大，需要分别计算二者不同工作频率下的交流损耗系数。

损耗系数计算过程中，建立的外电路计算模型如图4所示。

图4 电机外电路计算模型

在利用2D有限元计算端部损耗时，可通过单独建立引入温度影响的多层绕组模型模拟端部绕组，此时，电机只有在通入交流电时，才会由于临近效应和肌肤效应的影响，在交流损耗上产生差异。分别为绕组通入交直流电，可计算得到不同转速下，端部绕组、直线部分绕组的损耗值如表5所示。

表5 电机交直流损耗数据

电机不同转速下，端部绕组、直线部分绕组的交流损耗系数如表6所示。

表6 电机交流损耗系数

由于扁铜线绕组电机不同层绕组在槽内空间位置存在明显差异，以10 000 r/min工况为例，分别取4层绕组长度方向中心位置为考察点，可得到计算不同层绕组中心线位置的平均磁密分别为18.5、55.2、92.0、129.2 mT，可见各绕组所处位置的磁场强度有明显的不同，根据绕组交流损耗系数及电机绕组连接形式，可进一步计算得到电机不同层绕组的损耗分布如表7所示。

表7 不同工况下电机绕组的损耗分布

表7中：1层绕组为靠近槽口位置的绕组；4层绕组为靠近槽底位置的绕组。

由上表可见，随着电机转速提高，端部绕组损耗逐渐降低，该现象主要原因是3个计算工况分别包含了驱动电机的恒转矩工作点、恒功率工作点及最高转速工作点。随着转速提升，电机的工况电流逐渐降低，而端部绕组受铁心磁场影响较小，其损耗主要由电流值决定，因此呈现逐步减小趋势。同时，由于扁铜线绕组电机槽口宽度大，靠近槽口处的漏磁场强度强，由槽底向槽口方向，扁铜线绕组的交流绕组系数逐渐增加[23]，即靠近槽口位置的绕组因集肤效应等因素的影响，损耗增加较多。由表6可见，交流损耗系数也将随转速升高而增加。因此，各转速下，由槽底到槽口(4层到1层)，损耗均呈现逐渐增加的趋势。而各转速下，不同层绕组的损耗变化规律除受工况电流影响外，也受到磁场、集肤效应大小，即交流损耗系数的影响。第1层及2层绕组靠近槽口，交流损耗系数影响较大，导致损耗随转速升高而呈现增加趋势，且离槽口最近的1层绕组该现象更为明显，3、4层绕组离槽口较远，交流损耗系数较小，其损耗主要受工作电流大小影响，随着工况电流减小，损耗呈现降低趋势。

2.2 电机三维温度场计算

本文研究样机冷却结构为外水套冷却，水套外部设有进出水口，电机机壳外部无强迫风冷装置。为实现电机准确的温度场计算，建立完整的Hair-pin扁铜线绕组结构形式的电机三维全域计算模型。电机4层扁铜线绕组结构按照样机实际状态建立，但对绕组出线端的BusBar进行了简化处理。定子槽内绝缘系统按照前述方法，通过等效导热系数模拟槽内绝缘系统的实际导热能力，进而对电机各研究工况下的稳态温升情况进行求解。电机定转子铁心硅钢片材料为B30AHV1500，计算中材料导热系数的设定考虑了材料传热性能的各向异性。

根据本文研究目标及电机运行工况特征，对算例的边界条件设定如下：

1)电机水套入水口采用速度入口边界条件，入口处的冷却水流速为0.6 m/s。冷却水的进口温度为75 ℃。

2)冷却水出水口采用标准压力出口边界条件。

电机铜耗、铁耗的计算方法如前文所述，通过电磁场有限元计算求得，机械损耗由电机学经验公式求得，热仿真分析过程中，将电机各部位损耗转换为损耗密度，施加到模型中进行计算分析。

电机三维求解模型如图5所示。

图5 电机三维求解模型

为便于电机的温度场数值计算，做以下假设：

1)假设电机各部件的导热系数及散热系数恒定，不随温度改变；

2)假设电机的损耗恒定，不随温度改变；

3)假定电机每层绕组直线、端部损耗分别均匀分布。

为更全面地验证本文所提出的扁铜线绕组等效导热系数计算方法的准确性，以具有不同导热能力的绝缘纸为例，将实测导热系数为0.219 W/mK的普通导热能力绝缘纸NHN与同样厚度的导热系数为0.383 W/mK的高导热能力绝缘纸NKN进行详细的温度场计算分析与比较。应用前文所述方法，求得应用高导热绝缘材料时，电机绕组绝缘系统等效导热系数的取值区间为0.209～0.264 W/mK，应用参数敏感性分析结果，进一步以严苛状态考核电机绕组温升，可得到等效导热系数为0.235 W/mK。将等效导热系数计算结果带入计算模型，可得到不同工况下，采用不同导热能力的绝缘材料时，绕组工作温度的差异。

2.2.1 应用不同绝缘材料的电机温度场分析

以样机3 000、7 000和10 000 r/min 3个典型转速下的持续工况为例，使用等效导热系数法，对比分析使用不同导热能力的绝缘材料时，绕组直线部分几何中心位置(温度考核点)稳态温升差异性。

样机各工况下的损耗分布如表8所示。

表8 电机不同工况主要损耗分布

由表8可见，不同工况下，电机的损耗分布存在一定的差异，由此计算各工况下，电机扁铜线绕组的温度分布如图6所示。

以后缀新、旧分别表示使用高导热绝缘纸和常规绝缘纸的两台电机，则使用不同材料的电机各层绕组考核点的温度变化如图7所示。

由图7可知，不同工况下使用高导热绝缘材料后，各层绕组温度均有所下降，即定子绕组系统的传热能力均有一定的改善，但由于不同层绕组的损耗及冷却效果有一定的差异，其改善效果也存在一定的区别，传热优化效果为3～6 K。

图7 电机绕组温度变化

2.2.2 不同导热能力绝缘材料应用效果分析

不同工况下，绝缘材料导热能力的改善对电机不同位置绕组的传热优化效果存在一定的差异。因此，有必要进一步分析差异性的产生原因。

首先，分析铁耗对绝缘材料传热优化效果的影响。由表8可见，3 000 r/min工况和7 000 r/min工况下的铜耗基本一致，由于工作频率不同，两个工况下铁耗存在较大的差异，以此分析铜耗一致、铁耗存在差异时，不同导热能力的绝缘材料对电机绕组温升改善效果的影响。由图6计算结果可见，铜耗不变、铁耗增加后，各层绕组温度均有所提升，但使用高导热绝缘材料前后，各层绕组温升的改善效果基本一致，并未受到铁耗改变的影响，即使用高导热绝缘材料进行传热优化，不同工况下绕组温度的改善效果与铁耗无关。

图6 电机绕组温度分布

进一步分析绕组铜耗对高导热绝缘材料传热优化效果的影响。以3 000 r/min工况为例，在保持铁耗不变的情况下，各层绕组同时扩大1.3倍(图8中用后缀“铜耗”表述扩大后的工况)，分别计算两个工况下，使用高导热绝缘材料前后电机绕组有效部分温升改变值，各层绕组温度变化如图8所示。

由图8可见，铁耗不变、铜耗增加后，绕组各层温度均有所提升，同时，两个工况下，使用高导热材料后，同一层绕组温升改善效果也有一定程度的增大，可见，使用高导热绝缘材料进行传热优化，绕组温度的改善效果与绕组的铜耗分布有关，随着铜耗的增大，温度改善效果增强。由此可见，对于扁铜线绕组电机，不同层绕组的铜耗分布差异将直接影响绝缘材料导热能力优化后的应用效果。

图8 电机绕组温度变化

3 实验分析

为验证本文分析结论的正确性，研制了两台样机，其中，A样机为使用普通导热能力绝缘纸的原始样机，B样机为使用高导热绝缘纸的新样机。电机的制造工艺、材料、测试平台均完全一致。由于扁铜线绕组电机槽满率接近90%，测温元件难以在不影响电机冷却结构下安装在槽内，绕组直线段的温度测试困难，样机内部无其他冷却条件影响，本文采取端部绕组温度测试的方法来验证文中所提出方法的准确性。在样机4层扁铜线绕组的端部中间位置各布置1个测温点，测温元件为NTC。实验采用电机对拖测试方法，各实验工况控制被测电机输出转矩，确保测试状态一致，测试系统配置有水冷装置，冷却水的进出水口装有测温计测取水温。

样机及测试平台如图9所示，两台样机不同工况下的温度实测与仿真结果的对比分析如图10和图11所示。分析可见，使用高导热绝缘材料前后，电机绕组端部工作温度的实际改善情况(B样机温度-A样机温度)如表9所示。

表9 电机实测温度改善值

图9 被测样机及测试平台

图10 A样机绕组不同工况仿真与测试结果

图11 B样机绕组不同工况仿真与测试结果

A样机仿真与测试的误差分析((仿真数据-测试数据)/仿真数据)如表10所示。

表10 A样机仿真与实测误差

B样机仿真与测试的误差分析((仿真数据-测试数据)/仿真数据)如表11所示。

表11 B样机仿真与实测误差

图10和图11中，各转速下不同层绕组实测温度值总体呈下降趋势，仿真结果中1层及2层温度基本持平(相差1 K以内)，产生该差异的主要原因为：样机绝缘纸在槽口位置通过叠压进行固定，对绕组散热能力有一定的影响，仿真中使用的等效导热系数简化计算未考虑该特征；样机绕组端部的BusBar结构复杂，对端部绕组温度存在一定的影响，仿真分析中进行了简化处理；电流谐波对1层绕组的影响较大，样机实际电流谐波复杂，仿真分析使用的电源质量与其有一定的差异；此外，测温元件采用绑扎方法固定在绕组上，测量存在一定的误差。考虑到当前的分析误差基本满足工程需要，相关的精细化建模及测试方法将在后续研究中开展。

由以上测试结果分析可知：

1)通过实验结果与仿真计算结果对比可见，温度场的仿真误差范围为0.04%～6.7%之间，满足工程需要，证明本文提出的基于绕组绝缘系统等效导热系数准确计算的方法正确、可行；

2)通过对比使用具有不同导热能力的热绝缘材料前后，A、B样机绕组温度的实测值可知，本文所提出的等效导热系数计算方法可以应用于不同材料属性的扁铜线绕组电机温度计算与分析中，具有一定的可推广性；

3)通过对比使用具有不同导热能力的绝缘材料前后，扁铜线绕组电机不同位置工作温度的测试可见，提高绝缘材料的导热能力对扁铜线绕组电机绕组工作温度的改善，在不同运行工况、不同绕组位置下有一定差异，传热改善效果与绕组铜耗的分布正有关。

4 结 论

本文针对新能源汽车用扁铜线绕组电机的槽内绝缘系统导热系数计算不确定性问题，在对齿槽及绕组的结构公差、绝缘漆填充率等工艺参数的敏感性分析基础上，提出等效导热系数的计算方法，以一型已批量生产的Hair-pin扁铜线绕组电机为例，用具有不同导热能力绝缘材料的电机温度场分析及样机测试对该方法进行了验证。得到以下结论：

1)为解决扁铜线绕组电机槽内等效导热系数计算的不确定性问题，提出计及扁铜线绕组驱动电机加工偏差、工艺参数影响的电机槽内等效导热系数计算方法，利用电磁场、温度场、流体场的多场协同仿真技术开展了一款量产型Hair-pin型式的4层扁铜线绕组驱动电机的温度场分析与样机制造及测试，温度场计算与样机测试误差小于6.7%，满足工程需要，证实了所述方法的准确性。

2)基于扁铜线绕组电机定子槽、绕组线径、绝缘漆膜、绝缘纸的加工偏差及绝缘漆填充率等因素对定子槽内导热系数影响的敏感性分析，指出对工艺管控良好的量产型扁铜线绕组电机槽内等效导热系数的影响因素由大到小依次为绕组漆膜公差、绝缘纸公差、槽内尺寸公差、绕组尺寸公差及浸渍漆填充率。为扁铜线绕组电机槽内导热能力优化及电机温度场分析提供了依据。

3)针对两款使用不同导热能力绝缘材料的110 kW扁铜线绕组驱动电机，应用本文所提出的等效导热系数计算方法分别进行了多工况下的温度场分析与样机测试，二者的测试最大误差分别为6.5%、6.7%，满足工程需要，证明了所述方法对于槽内不同绝缘材料计算与分析的适用性，即本文所提出的等效导热系数计算方法可以用于扁铜线绕组电机使用不同导热能力绝缘材料进行传热优化的分析与评估。