新能源汽車扁銅線繞組電機槽內絕緣等效導熱系數分析與計算

崔剛， 熊斌， 顧國彪

(1.中國科學院電工研究所 電力設備新技術實驗室，北京 100190； 2.中國科學院大學 電子電氣與通信工程學院，北京 100149)

0 引 言

新能源汽車具有節能、環保、高效等優勢，為緩解全球范圍內的能源危機并降低碳排放提供了一個良好的解決方案[1-3]。新能源汽車驅動電機與普通工業電機相比，具有高功率密度、全工況下的高效率、低振動噪聲、高環境適應性等特點[4]。

新能源汽車驅動電機的高功率密度發展趨勢對電機的優化設計水平提出了更高的要求?；诓牧吓c工藝技術的優化設計可以有效地提升驅動電機功率密度等性能?；陔姶艌?、溫度場、流體場的多物理場協同仿真分析可有效降低電機損耗、優化電機傳熱能力，從而實現電機材料的近限應用，是當前提升電機功率密度的主要設計手段。其中，扁銅線繞組形式具有槽滿率高、冷卻效果好、節省用銅量、利于改善電機振動噪聲性能等優勢，近年來，在國內外新能源汽車驅動電機行業得到廣泛應用[5-7]。隨著材料學的快速發展，通過使用新型高導熱絕緣材料提升定子槽內絕緣系統的傳熱能力，降低繞組系統最高工作溫度，也成為工程領域實現車用驅動電機高功率密度設計的重要方法。

扁銅線繞組結構形式復雜、絕緣結構多樣，考慮集膚效應與鄰近效應影響下的多層繞組損耗分布計算、考慮工藝與公差影響的繞組絕緣系統等效導熱系數準確計算、基于新型高導熱絕緣材料應用的車用電機多工況下的導熱優化效果分析是扁銅線繞組驅動電機傳熱優化問題研究的關鍵點[8-9]。電機的溫升計算通常采用熱網絡法、有限元法等，有限元法計算精確度高，能夠反映電機內部溫度分布及動態變化，已逐漸得到廣泛應用。在電機溫升計算基礎上，電機傳熱結構的優化及高導熱材料的應用是當前電機傳熱優化領域的主要研究方向[10-13]，如基于對高功率密度電機端部繞組分層等效方法，開展電機繞組導熱能力的分析與優化[14]。基于高導熱絕緣材料的電機傳熱優化研究主要集中在材料學及大型高壓電機領域，包括新型耐高壓、高導熱絕緣材料的制備及大型電機絕緣故障分析與解決等[15-16]。但針對扁銅線繞組車用驅動電機，基于新型槽內高導熱絕緣材料應用的傳熱優化研究相對較少，不同工況下，高導熱絕緣材料應用效果的差異性分析也基本屬于空白。

由于電機定子繞組絕緣系統結構復雜，導熱能力受材料特性與工藝方法影響較大，存在不確定性。對絕緣系統導熱能力的分析始終較為困難，通常采用等效導熱系數的方法對其進行模擬，等效導熱系數的獲取方法主要包括經驗公式法、集總參數法及試驗測試法等。有代表性的研究成果包括：基于集總參數法對利茲線等效導熱系數的計算；對各向異性、包含浸漬漆的圓線繞組進行結構等效，分析其等效導熱系數的計算；采用集總參數法，分析圓繞組簡化模型下，浸漬漆、填充因子、繞組分布等因素對等效導熱系數的影響等[17-19]。但對于新能源汽車用中小型扁銅線繞組驅動電機，考慮顯著影響繞組系統導熱能力的定子齒槽、繞組線徑、絕緣紙的加工公差及浸漬漆填充率等工藝因素的等效導熱系數計算方法研究很少。

針對考慮材料、工藝影響時，新能源汽車扁銅線繞組驅動電機定子繞組絕緣系統導熱系數計算的不確定性問題，本文首先開展扁銅線繞組驅動電機的典型繞組絕緣結構分析，研究扁銅線繞組導熱系數的主要影響因素，提出計及工藝、結構尺寸偏差影響的扁銅線繞組絕緣系統等效導熱系數計算方法。在此基礎上，建立扁銅線繞組電機三維全域分析模型，開展考慮扁銅線繞組損耗空間分布差異時，驅動電機復雜運行工況下的溫度場、流體場分析。通過兩型使用不同導熱能力導熱絕緣材料永磁電機的溫度場計算與樣機溫度實測結果分析，驗證本文所提出的等效導熱系數計算方法的正確性及其在扁銅線繞組電機領域的可推廣性。

1 扁銅線繞組等效導熱系數計算

扁銅線繞組新能源汽車驅動電機的損耗主要包括鐵心損耗、繞組銅耗、永磁體渦流損耗、機械損耗、雜散損耗等，其中，對定子系統溫升影響較大的是定子鐵心損耗和繞組銅耗。由于繞組一般是驅動電機內部工作溫度最高的區域，長期高溫是影響電機繞組絕緣系統壽命、運行可靠性的關鍵因素。

新能源汽車驅動電機定子系統的熱傳遞路徑為：定子銅耗少部分由端部空氣流動產生的對流換熱帶走，主要通過槽內絕緣層傳導到定子鐵心，進而與鐵心外側機殼的冷卻介質進行熱交換，定子鐵心損耗主要通過與機殼的熱傳導帶走熱量。由此可見，槽內絕緣層是電機定子傳熱路徑中的主要熱阻來源。扁銅線繞組絕緣結構及制造工藝復雜，絕緣層導熱系數的計算對電機傳熱分析與優化至關重要。

1.1 新能源汽車扁銅線繞組電機定子絕緣結構

扁銅線繞組技術的應用可提升電機槽滿率至90%以上，能夠很好地滿足新能源汽車驅動電機高效、高功率密度、低振動噪聲等設計要求，是下一代車用驅動電機的首選繞組形式。

由于車用驅動電機應用場景、工作電壓等級、繞組絕緣材料種類、絕緣工藝方案等方面的差異，其絕緣結構將存在一定的區別。典型的扁銅線繞組車用驅動電機定子繞組絕緣系統一般包括扁銅線漆膜、絕緣紙、浸漬漆。繞組端部焊接位置采用絕緣材料包封、涂覆等工藝確保絕緣可靠性。扁銅線繞組電機一般不使用槽楔，依靠絕緣紙在槽口附近的疊壓及浸漬漆固化滿足繞組固定的需求。此外，由于浸漬漆無法完全填充滿定子槽，槽內間隙存在少量空氣層，由于空氣的導熱性能較差，對定子繞組絕緣系統的導熱能力有較明顯的影響。

本文以典型的4層扁銅線繞組驅動電機為例，開展繞組系統等效導熱系數的計算與分析，定子繞組絕緣結構示意圖如圖1所示。

圖1 扁銅線繞組絕緣結構示意圖

本文的研究樣機繞組絕緣系統所采用的絕緣材料特性如表1所示。

表1 樣機絕緣材料特性

1.2 等效導熱系數計算及工藝參數敏感性分析

扁銅線繞組驅動電機定子槽內絕緣系統結構復雜，絕緣系統的導熱能力存在不確定性，在電機的溫度場分析時，很難建立真實的分析模型，需要進行簡化處理。通?？蓪⒍ㄗ永@組絕緣系統簡化為一體化等效傳熱層，通過等效導熱系數綜合模擬定子槽內絕緣系統的導熱能力。

定子槽內絕緣系統等效導熱系數的常規計算方法[20]為

(1)

式中：λeq為絕緣系統等效導熱系數；λi為各絕緣材料平均導熱系數；δi為各絕緣材料的平均厚度。

由于扁銅線繞組電機定子槽內浸漬漆填充率與空氣填充率具有強耦合關系，受制造工藝影響，二者導熱能力也存在顯著差異，浸漬漆填充率將直接影響定子繞組絕緣系統的導熱能力。扁銅線繞組電機槽內繞組數量少、截面積大，加工公差將對定子繞組絕緣系統的導熱能力產生影響。此外，扁銅線繞組電機絕緣材料種類與結構形式繁多、絕緣材料厚度受工藝影響明顯、定子槽型及繞組尺寸受加工公差影響。因此，式(1)無法考慮扁銅線繞組電機制造工藝的影響，由此計算得到的等效導熱系數準確性有限，目前常用的方法是使用經驗系數修正或由樣機的溫度測試反向推算導熱系數，很難為電機的正向開發提供指導。

本文對常規等效導熱系數計算方法進行優化，引入扁銅線繞組電機制造過程中的主要工藝參數，以一款國內已實現大批量生產的110 kW、4層扁銅線繞組永磁電機的實際生產工藝參數為例，開展參數敏感性分析，得到各參數對等效導熱系數計算結果的影響。提出一種計及工藝影響，解決扁銅線繞組電機等效導熱系數計算不確定性問題，提升扁銅線繞組電機溫度場分析準確度的計算方法，為永磁驅動電機高功率密度設計及以傳熱優化為目標的工藝管控方法制定提供理論支撐。

具體計算方法如下：首先引入公差系數m，根據電機定子繞組絕緣系統中各部件、材料的工藝及加工制造水平，確定其公差上下限分別為mmax、mmin，對于扁銅線繞組電機，一般有mmax>0、mmin<0，考慮公差后各材料的厚度δ′可表示為：

(2)

由此可得到各絕緣材料的厚度范圍如下：

(δ+mmax)≥δ′≥(δ+mmin)。

(3)

由上式可進一步計算得：

(4)

同理，可得到：

(5)

由式(4)和式(5)可得

(6)

(7)

由于浸漬漆厚度與空氣層厚度耦合，并由工藝參數A決定，可得到考慮浸漬漆絕緣層公差及工藝參數影響時，槽內未填充浸漬漆的空氣層厚度δ4，即

(8)

由以上各式聯立可求得考慮浸漆工藝、材料加工公差影響時的繞組絕緣系統等效導熱系數的初始取值區間。

在以上分析的基礎上，以一款國內已實現批量生產的新能源汽車用4層扁銅線繞組驅動電機為例，開展實例計算，上述方法所涉及到的電機各部分結構尺寸、公差及工藝參數如表2所示。

表2 樣機公差及工藝參數

采用普通導熱能力絕緣紙時，樣機等效導熱系數取值為0.155～0.222 W/mK。

為得到等效導熱系數計算值，減小溫度場計算工作量，開展工藝參數、各公差數據對等效導熱系數影響的參數敏感性分析如表3所示。以樣機為例，重點分析浸漆填充率工藝系數A、絕緣紙厚度公差m1、繞組漆膜公差m2、槽內寬度尺寸公差m4和扁銅線繞組寬度公差m5對等效導熱系數影響的參數敏感性。通過比較選取公差上下限值計算得到的等效導熱系數與選取標稱值計算的等效導熱系數，得到各參數公差對等效導熱系數的影響敏感性。根據參數敏感性分析結果簡化等效導熱系數的計算方法。

表3 參數敏感性分析結果

由表3可見，為進一步縮小等效導熱系數的取值區間，考慮到繞組寬度公差對等效導熱系數影響較小，可忽略其影響，根據標稱值或實測結果開展計算分析，可得到等效導熱系數的取值區間為0.162～0.215 W/mK。進一步簡化計算等效導熱系數計算值，工程上，為便于扁銅線繞組的安裝，制造廠家的實際漆膜及絕緣紙公差取值一般接近下限，槽內尺寸公差主要由沖片的制造、疊壓及其模具磨損等原因造成，通常接近公差上限。量產型扁銅線繞組驅動電機一般采用全自動化產線生產，工藝系數A變化區間較小，可使用標稱值進行計算。據此可計算得到定子槽內絕緣系統的等效導熱系數，樣機等效導熱系數最終取值為0.178 W/mK。

由以上分析可知，扁銅線繞組驅動電機的制造公差參數與工藝系數對定子槽內絕緣系統等效導熱系數的影響由大到小為：繞組漆膜公差m2>絕緣紙公差m1>槽內尺寸公差m4>繞組寬度公差m5>工藝系數A。需要注意的是，本例中樣機的浸漬漆填充率工藝參數A是根據國內扁銅線繞組電機量產質量管控要求選取，對于制造工藝技術尚不穩定的電機，工藝系數A的影響將明顯增大。工程上，考慮制造公差及工藝影響時的電機槽內等效導熱系數計算可使用漆膜和絕緣紙公差的下限、槽內公差的上限、繞組寬度的標稱值，結合樣機工藝能力確定的浸漬漆填充率開展計算與分析。對于電機的槽內傳熱能力優化，可重點關注漆膜、絕緣紙公差及浸漬漆填充率的工藝管控。

2 扁銅線繞組驅動電機溫度場分析

利用有限元法開展電機電磁場、溫度場和流體場的多物理場協同仿真。計及扁銅線繞組損耗空間分布差異，分析得到使用具有兩種不同導熱能力材料前后的電機繞組溫度分布，與樣機實測溫度進行誤差分析，由此驗證本文提出的扁銅線繞組驅動電機等效導熱系數計算方法的準確性及可推廣性。

本文研究樣機為一款已批量生產的4層Hair-pin扁銅線繞組汽車主驅動電機，基本參數如表4所示。

表4 扁銅線繞組驅動電機樣機參數

新能源車用驅動電機運行工況復雜，電機工作速度范圍寬、負載率變化大，不同轉速與負載率下，電機的損耗及其分布存在明顯差異，為全面的分析等效導熱系數的準確性，結合電機實際運行特性，選取不同運行工況進行深入分析。本文選取MTPA控制策略下，電機恒轉矩工況的3 000 r/min、168 N·m、173 A，恒功率工況的7 000 r/min、78.5 N·m、150 A和極限轉速下的10 000 r/min、40 N·m、145 A幾個典型工況開展進一步的分析。

2.1 熱源計算

扁銅線繞組車用永磁驅動電機運行過程中，對定子系統溫升影響較大的熱源主要包括定子鐵心損耗、繞組銅耗，以下對此進行求解、分析。

1)鐵耗。

對于電機定子鐵耗，根據Bertotti建立的三系數損耗分析模型，將電機鐵心的損耗分為磁滯損耗、渦流損耗和附加損耗，當磁密按照正弦規律變化時，鐵耗的計算可簡化為[20]

pFe=khfBα+kcf2B2+kef1.5B1.5。

(9)

式中：B為正弦磁密的幅值；f為正弦磁密的頻率；kh為磁滯損耗系數；kc為渦流損耗系數；ke為附加損耗系數。

利用二維有限元瞬態電磁場數值計算方法，根據損耗計算模型計算得到鐵心的磁密分布后即可求取電機的鐵耗數值。以電機3 000 r/min為例，該工況下的磁密分布如圖2所示。

圖2 電機磁密分布圖

經計算，3 000、7 000、10 000 r/min 3個工況下，電機定子鐵耗隨時間的變化如圖3所示，由式(9)可知，鐵耗與電機鐵心所處磁場的幅值、頻率、磁路飽和情況等相關。隨著電機轉速增高，磁場頻率和飽和程度均有所提高，而電機內部諧波含量隨之增加，進而導致高頻下的損耗逐漸出現一定的波動，為便于進一步計算分析，取損耗的穩態平均值，分別為569、1 371、2 154 W。

圖3 定子鐵耗圖

2)銅耗。

新能源汽車驅動電機工作轉速范圍寬，分析電機定子銅耗需要考慮Hair-pin扁銅線繞組集膚效應、鄰近效應對銅耗的影響，尤其是電機運行在較高轉速工況時，高工作頻率所帶來的交流損耗增加問題。此外，由于多層Hair-pin扁銅線繞組在磁場中的空間位置差異顯著，不同層繞組的銅耗分布差異也需要加以考慮。

在計算Hair-pin扁銅線繞組的銅耗時，引入交流損耗系數[22]，分別計算電機端部與直線部分繞組銅耗，并根據電機4層繞組在磁場中的空間位置差異，按照繞組的層數計算銅耗的分布，即

pAC=kpDC。

(10)

式中：pAC為交流損耗；k為交流損耗系數；pDC為直流損耗。

建立包含外電路、考慮繞組并聯支路數與層數特征的繞組損耗計算模型，利用2D有限元場路耦合計算方法，考慮各支路電阻、電感及繞組集膚效應與鄰近效應的影響，通過計算繞組中分別通入直流電流和交流電流時的損耗值，求取繞組損耗系數，進而求得準確的損耗數值。此外，由于端部和直線部分繞組所處位置的磁場強度差異較大，需要分別計算二者不同工作頻率下的交流損耗系數。

損耗系數計算過程中，建立的外電路計算模型如圖4所示。

圖4 電機外電路計算模型

在利用2D有限元計算端部損耗時，可通過單獨建立引入溫度影響的多層繞組模型模擬端部繞組，此時，電機只有在通入交流電時，才會由于臨近效應和肌膚效應的影響，在交流損耗上產生差異。分別為繞組通入交直流電，可計算得到不同轉速下，端部繞組、直線部分繞組的損耗值如表5所示。

表5 電機交直流損耗數據

電機不同轉速下，端部繞組、直線部分繞組的交流損耗系數如表6所示。

表6 電機交流損耗系數

由于扁銅線繞組電機不同層繞組在槽內空間位置存在明顯差異，以10 000 r/min工況為例，分別取4層繞組長度方向中心位置為考察點，可得到計算不同層繞組中心線位置的平均磁密分別為18.5、55.2、92.0、129.2 mT，可見各繞組所處位置的磁場強度有明顯的不同，根據繞組交流損耗系數及電機繞組連接形式，可進一步計算得到電機不同層繞組的損耗分布如表7所示。

表7 不同工況下電機繞組的損耗分布

表7中：1層繞組為靠近槽口位置的繞組；4層繞組為靠近槽底位置的繞組。

由上表可見，隨著電機轉速提高，端部繞組損耗逐漸降低，該現象主要原因是3個計算工況分別包含了驅動電機的恒轉矩工作點、恒功率工作點及最高轉速工作點。隨著轉速提升，電機的工況電流逐漸降低，而端部繞組受鐵心磁場影響較小，其損耗主要由電流值決定，因此呈現逐步減小趨勢。同時，由于扁銅線繞組電機槽口寬度大，靠近槽口處的漏磁場強度強，由槽底向槽口方向，扁銅線繞組的交流繞組系數逐漸增加[23]，即靠近槽口位置的繞組因集膚效應等因素的影響，損耗增加較多。由表6可見，交流損耗系數也將隨轉速升高而增加。因此，各轉速下，由槽底到槽口(4層到1層)，損耗均呈現逐漸增加的趨勢。而各轉速下，不同層繞組的損耗變化規律除受工況電流影響外，也受到磁場、集膚效應大小，即交流損耗系數的影響。第1層及2層繞組靠近槽口，交流損耗系數影響較大，導致損耗隨轉速升高而呈現增加趨勢，且離槽口最近的1層繞組該現象更為明顯，3、4層繞組離槽口較遠，交流損耗系數較小，其損耗主要受工作電流大小影響，隨著工況電流減小，損耗呈現降低趨勢。

2.2 電機三維溫度場計算

本文研究樣機冷卻結構為外水套冷卻，水套外部設有進出水口，電機機殼外部無強迫風冷裝置。為實現電機準確的溫度場計算，建立完整的Hair-pin扁銅線繞組結構形式的電機三維全域計算模型。電機4層扁銅線繞組結構按照樣機實際狀態建立，但對繞組出線端的BusBar進行了簡化處理。定子槽內絕緣系統按照前述方法，通過等效導熱系數模擬槽內絕緣系統的實際導熱能力，進而對電機各研究工況下的穩態溫升情況進行求解。電機定轉子鐵心硅鋼片材料為B30AHV1500，計算中材料導熱系數的設定考慮了材料傳熱性能的各向異性。

根據本文研究目標及電機運行工況特征，對算例的邊界條件設定如下：

1)電機水套入水口采用速度入口邊界條件，入口處的冷卻水流速為0.6 m/s。冷卻水的進口溫度為75 ℃。

2)冷卻水出水口采用標準壓力出口邊界條件。

電機銅耗、鐵耗的計算方法如前文所述，通過電磁場有限元計算求得，機械損耗由電機學經驗公式求得，熱仿真分析過程中，將電機各部位損耗轉換為損耗密度，施加到模型中進行計算分析。

電機三維求解模型如圖5所示。

圖5 電機三維求解模型

為便于電機的溫度場數值計算，做以下假設：

1)假設電機各部件的導熱系數及散熱系數恒定，不隨溫度改變；

2)假設電機的損耗恒定，不隨溫度改變；

3)假定電機每層繞組直線、端部損耗分別均勻分布。

為更全面地驗證本文所提出的扁銅線繞組等效導熱系數計算方法的準確性，以具有不同導熱能力的絕緣紙為例，將實測導熱系數為0.219 W/mK的普通導熱能力絕緣紙NHN與同樣厚度的導熱系數為0.383 W/mK的高導熱能力絕緣紙NKN進行詳細的溫度場計算分析與比較。應用前文所述方法，求得應用高導熱絕緣材料時，電機繞組絕緣系統等效導熱系數的取值區間為0.209～0.264 W/mK，應用參數敏感性分析結果，進一步以嚴苛狀態考核電機繞組溫升，可得到等效導熱系數為0.235 W/mK。將等效導熱系數計算結果帶入計算模型，可得到不同工況下，采用不同導熱能力的絕緣材料時，繞組工作溫度的差異。

2.2.1 應用不同絕緣材料的電機溫度場分析

以樣機3 000、7 000和10 000 r/min 3個典型轉速下的持續工況為例，使用等效導熱系數法，對比分析使用不同導熱能力的絕緣材料時，繞組直線部分幾何中心位置(溫度考核點)穩態溫升差異性。

樣機各工況下的損耗分布如表8所示。

表8 電機不同工況主要損耗分布

由表8可見，不同工況下，電機的損耗分布存在一定的差異，由此計算各工況下，電機扁銅線繞組的溫度分布如圖6所示。

以后綴新、舊分別表示使用高導熱絕緣紙和常規絕緣紙的兩臺電機，則使用不同材料的電機各層繞組考核點的溫度變化如圖7所示。

由圖7可知，不同工況下使用高導熱絕緣材料后，各層繞組溫度均有所下降，即定子繞組系統的傳熱能力均有一定的改善，但由于不同層繞組的損耗及冷卻效果有一定的差異，其改善效果也存在一定的區別，傳熱優化效果為3～6 K。

圖7 電機繞組溫度變化

2.2.2 不同導熱能力絕緣材料應用效果分析

不同工況下，絕緣材料導熱能力的改善對電機不同位置繞組的傳熱優化效果存在一定的差異。因此，有必要進一步分析差異性的產生原因。

首先，分析鐵耗對絕緣材料傳熱優化效果的影響。由表8可見，3 000 r/min工況和7 000 r/min工況下的銅耗基本一致，由于工作頻率不同，兩個工況下鐵耗存在較大的差異，以此分析銅耗一致、鐵耗存在差異時，不同導熱能力的絕緣材料對電機繞組溫升改善效果的影響。由圖6計算結果可見，銅耗不變、鐵耗增加后，各層繞組溫度均有所提升，但使用高導熱絕緣材料前后，各層繞組溫升的改善效果基本一致，并未受到鐵耗改變的影響，即使用高導熱絕緣材料進行傳熱優化，不同工況下繞組溫度的改善效果與鐵耗無關。

圖6 電機繞組溫度分布

進一步分析繞組銅耗對高導熱絕緣材料傳熱優化效果的影響。以3 000 r/min工況為例，在保持鐵耗不變的情況下，各層繞組同時擴大1.3倍(圖8中用后綴“銅耗”表述擴大后的工況)，分別計算兩個工況下，使用高導熱絕緣材料前后電機繞組有效部分溫升改變值，各層繞組溫度變化如圖8所示。

由圖8可見，鐵耗不變、銅耗增加后，繞組各層溫度均有所提升，同時，兩個工況下，使用高導熱材料后，同一層繞組溫升改善效果也有一定程度的增大，可見，使用高導熱絕緣材料進行傳熱優化，繞組溫度的改善效果與繞組的銅耗分布有關，隨著銅耗的增大，溫度改善效果增強。由此可見，對于扁銅線繞組電機，不同層繞組的銅耗分布差異將直接影響絕緣材料導熱能力優化后的應用效果。

圖8 電機繞組溫度變化

3 實驗分析

為驗證本文分析結論的正確性，研制了兩臺樣機，其中，A樣機為使用普通導熱能力絕緣紙的原始樣機，B樣機為使用高導熱絕緣紙的新樣機。電機的制造工藝、材料、測試平臺均完全一致。由于扁銅線繞組電機槽滿率接近90%，測溫元件難以在不影響電機冷卻結構下安裝在槽內，繞組直線段的溫度測試困難，樣機內部無其他冷卻條件影響，本文采取端部繞組溫度測試的方法來驗證文中所提出方法的準確性。在樣機4層扁銅線繞組的端部中間位置各布置1個測溫點，測溫元件為NTC。實驗采用電機對拖測試方法，各實驗工況控制被測電機輸出轉矩，確保測試狀態一致，測試系統配置有水冷裝置，冷卻水的進出水口裝有測溫計測取水溫。

樣機及測試平臺如圖9所示，兩臺樣機不同工況下的溫度實測與仿真結果的對比分析如圖10和圖11所示。分析可見，使用高導熱絕緣材料前后，電機繞組端部工作溫度的實際改善情況(B樣機溫度-A樣機溫度)如表9所示。

表9 電機實測溫度改善值

圖9 被測樣機及測試平臺

圖10 A樣機繞組不同工況仿真與測試結果

圖11 B樣機繞組不同工況仿真與測試結果

A樣機仿真與測試的誤差分析((仿真數據-測試數據)/仿真數據)如表10所示。

表10 A樣機仿真與實測誤差

B樣機仿真與測試的誤差分析((仿真數據-測試數據)/仿真數據)如表11所示。

表11 B樣機仿真與實測誤差

圖10和圖11中，各轉速下不同層繞組實測溫度值總體呈下降趨勢，仿真結果中1層及2層溫度基本持平(相差1 K以內)，產生該差異的主要原因為：樣機絕緣紙在槽口位置通過疊壓進行固定，對繞組散熱能力有一定的影響，仿真中使用的等效導熱系數簡化計算未考慮該特征；樣機繞組端部的BusBar結構復雜，對端部繞組溫度存在一定的影響，仿真分析中進行了簡化處理；電流諧波對1層繞組的影響較大，樣機實際電流諧波復雜，仿真分析使用的電源質量與其有一定的差異；此外，測溫元件采用綁扎方法固定在繞組上，測量存在一定的誤差?？紤]到當前的分析誤差基本滿足工程需要，相關的精細化建模及測試方法將在后續研究中開展。

由以上測試結果分析可知：

1)通過實驗結果與仿真計算結果對比可見，溫度場的仿真誤差范圍為0.04%～6.7%之間，滿足工程需要，證明本文提出的基于繞組絕緣系統等效導熱系數準確計算的方法正確、可行；

2)通過對比使用具有不同導熱能力的熱絕緣材料前后，A、B樣機繞組溫度的實測值可知，本文所提出的等效導熱系數計算方法可以應用于不同材料屬性的扁銅線繞組電機溫度計算與分析中，具有一定的可推廣性；

3)通過對比使用具有不同導熱能力的絕緣材料前后，扁銅線繞組電機不同位置工作溫度的測試可見，提高絕緣材料的導熱能力對扁銅線繞組電機繞組工作溫度的改善，在不同運行工況、不同繞組位置下有一定差異，傳熱改善效果與繞組銅耗的分布正有關。

4 結 論

本文針對新能源汽車用扁銅線繞組電機的槽內絕緣系統導熱系數計算不確定性問題，在對齒槽及繞組的結構公差、絕緣漆填充率等工藝參數的敏感性分析基礎上，提出等效導熱系數的計算方法，以一型已批量生產的Hair-pin扁銅線繞組電機為例，用具有不同導熱能力絕緣材料的電機溫度場分析及樣機測試對該方法進行了驗證。得到以下結論：

1)為解決扁銅線繞組電機槽內等效導熱系數計算的不確定性問題，提出計及扁銅線繞組驅動電機加工偏差、工藝參數影響的電機槽內等效導熱系數計算方法，利用電磁場、溫度場、流體場的多場協同仿真技術開展了一款量產型Hair-pin型式的4層扁銅線繞組驅動電機的溫度場分析與樣機制造及測試，溫度場計算與樣機測試誤差小于6.7%，滿足工程需要，證實了所述方法的準確性。

2)基于扁銅線繞組電機定子槽、繞組線徑、絕緣漆膜、絕緣紙的加工偏差及絕緣漆填充率等因素對定子槽內導熱系數影響的敏感性分析，指出對工藝管控良好的量產型扁銅線繞組電機槽內等效導熱系數的影響因素由大到小依次為繞組漆膜公差、絕緣紙公差、槽內尺寸公差、繞組尺寸公差及浸漬漆填充率。為扁銅線繞組電機槽內導熱能力優化及電機溫度場分析提供了依據。

3)針對兩款使用不同導熱能力絕緣材料的110 kW扁銅線繞組驅動電機，應用本文所提出的等效導熱系數計算方法分別進行了多工況下的溫度場分析與樣機測試，二者的測試最大誤差分別為6.5%、6.7%，滿足工程需要，證明了所述方法對于槽內不同絕緣材料計算與分析的適用性，即本文所提出的等效導熱系數計算方法可以用于扁銅線繞組電機使用不同導熱能力絕緣材料進行傳熱優化的分析與評估。