新能源汽車技術|車用永磁同步電機定子鐵耗的分析與優化

Steve喬

2021年11月11日 09:38

瀏覽：4314 評論：5 收藏：8

0 引言

在車載動力電池未能取得突破的情況下，提高驅動電機的效率對提高車輛續航里程至關重要[1]。 目前中國電動汽車續航里程認證標準GB/T 18386—2005《電動汽車能量消耗率和續航里程實驗方法》主要參考新歐洲駕駛循環(NEDC)工況。文獻[2]中提出車用電機在低負荷中高速運行范圍內的效率提高對于延長車輛續航里程至關重要。文獻[3]揭示采用非晶合金鐵心材質的電機比硅鋼片電機鐵耗更低、效率更高。文獻[4]研究鐵心硅鋼片的厚度對鐵耗的影響。新能源汽車行業在日趨激烈的競爭下，選用低成本原材料。降低電機成本是必須考慮的問題。

文獻[5]引入鐵耗系數計及制造工藝對鐵耗的影響，并對電機進行優化設計。文獻[6]通過采用偏移非對稱轉子極的方法，可同時有效抑制電磁轉矩、磁阻轉矩和齒槽轉矩的脈動，但制造工藝復雜。文獻[7]通過對轉子輔助槽位置和尺寸的優化來抑制空載鐵耗，得出開輔助槽對“V型”轉子結構電機空載鐵耗影響比較大，對“V一型”轉子結構電機空載鐵耗影響很小，但未考慮電機負載運行時，輔助槽對鐵耗的影響規律。 本文從考慮電機成本和加工難度角度出發，研究采用轉子開輔助槽抑制車用電機的定子鐵耗。

1 鐵耗模型及輔助槽設計分析

1.1 鐵耗分離計算模型

本文基于Bertotti鐵耗分離計算模型，分析永磁同步電機（PMSM）的鐵耗，考慮磁化方式的鐵耗計算公式[8]為

新能源汽車技術|車用永磁同步電機定子鐵耗的分析與優化的圖1

式中：PFe為鐵耗；Ph、Pe、Pa分別為磁滯損耗、渦流損耗、異常損耗；kh、ke、ka分別為磁滯損耗系數、渦流損耗系數、異常損耗系數；f為交變磁場頻率;Bm為磁密正弦波幅值；B(θ)為磁場密度。

電機實際運行時，磁化方式主要分為2種：(1)磁化方向不變，大小按正弦規律變化的交變磁化；(2)磁化方向、大小均隨時間變化的旋轉磁化。

本文 電機硅鋼片 的型號為 35WW250 ，其厚度為 0.35 mm ，密度 7 600 kg/m³ ，在不同頻率下的鐵耗B-P曲線如圖1所示。有限元法擬合得到多頻率下的損耗系數分別為磁滯損耗系數 61.68 W/m³ ，渦流損耗系數 1.01 W/m³ ,異常損耗忽略不計[9]。

新能源汽車技術|車用永磁同步電機定子鐵耗的分析與優化的圖2

圖1 35WW250在不同頻率下的鐵耗B-P曲線

1.2 樣機參數

本文以一臺新能源商務汽車用PMSM為研究對象，電機的主要參數如表1所示。

表1 電機主要參數

電機轉子永磁體采用內置式“V一型”結構，依據磁密分布特點分4個區域對定子鐵心損耗進行分析[10]。4個區域分別為齒頂、齒身、齒根、軛部，如圖2所示，且在各區域上取4個特征點A、B、C、D。

新能源汽車技術|車用永磁同步電機定子鐵耗的分析與優化的圖4

圖2 電機結構及定子特征點分布示意圖

1.3 輔助槽對電機鐵耗的影響

轉子表面開輔助槽設計能改善氣隙磁密波形的正弦度、減小氣隙磁密的諧波含量，從而降低電機鐵損。同時，合理的開槽設計能減小漏磁,增大氣隙磁通量,提高電磁轉矩,降低轉矩波動。本文輔助槽的槽型設計為三角形，在d軸對稱的兩側位置各開一個輔助槽，如圖3所示，對輔助槽的3個變量(張角θ、深度ds、單邊輔助槽與q軸之間的位置角α)進行參數化分析，研究輔助槽尺寸對電機鐵耗和輸出轉矩的影響。考慮轉子結構強度，初步選定輔助槽的張角θ為 110°~160° ,深度ds為 0.6~1.6 mm ,位置角α為 7°~13° 。

新能源汽車技術|車用永磁同步電機定子鐵耗的分析與優化的圖5

圖3 轉子輔助槽的尺寸參數示意圖

借助高配置的工作站，采用多變量變化分析輔助槽尺寸及位置對電機性能的影響和確認最終尺寸及位置參數。現采用雙變量變化揭示輔助槽尺寸與電機鐵耗、轉矩性能的關系。

額定轉速 3 000 r/min 、 α=8° 時輔助槽張角和深度對鐵耗的影響如圖4(a)所示,其中總鐵耗最大值為 250 W 、最小值為 244 W ，即差值為 6 W 。 θ=140° 時輔助槽的位置角和深度對鐵耗的影響如圖4(b)所示,其中總鐵耗最大值為 259 W ,最小值為 230 W ，差值為 29 W 。由此可知,輔助槽不同尺寸位置參數對 3 000 r/min 下電機鐵耗的影響較小，其中位置角對鐵耗影響稍大。定子鐵耗約占總鐵耗的 93% ,隨輔助槽尺寸變化的趨勢與總鐵耗類似。

（a）張角和深度對總鐵耗的影響

（b）位置角和深度對總鐵耗的影響

圖4 轉速3 000 r/min時輔助槽尺寸對總鐵耗的影響

峰值轉速 8 000 r/min 時， α=8° 時輔助槽張角和深度對鐵耗的影響如圖5(a)所示，其中總鐵耗最大值為 680 W 、最小值為 524 W ，即差值為 156 W ；總體上，鐵耗隨張角的增大先增大再減小，鐵耗隨深度的增大先減小再增大。 θ=140° 時輔助槽的位置角和深度對鐵耗的影響如圖5(b)所示,其中總鐵耗最大值為 729 W 、最小值為 500 W ，差值為 229 W ；鐵耗隨位置角的增大先減小再增大，在位置角 α=8°~9° 時，鐵耗相對較小。定子鐵耗約占總鐵耗的 85% ，其隨輔助槽尺寸變化的趨勢與總鐵耗類似。由數據分析可知，電機高速運行時，輔助槽的尺寸尤其是位置角的變化對電機鐵耗影響非常大。

（a）張角和深度對總鐵耗的影響

（b）位置角和深度對總鐵耗的影響

圖5 轉速8 000 r/min時輔助槽尺寸對總鐵耗的影響

峰值轉速 8 000 r/min 時，輔助槽張角和深度對電機轉矩性能的影響如圖6所示，其中電磁轉矩變化范圍為 38.9~44.5 N·m ，隨輔助槽張角和深度的增大而減小；轉矩波動變化范圍為 3.4~14.7 N·m ，隨著輔助槽張角和深度的增大先減小再增大。

（a）電磁轉矩

（b）轉矩波動

圖6 輔助槽張角和深度對轉矩性能的影響

根據圖5(a)和圖6，電機在輔助槽 θ=160° 和 d=1.6 mm 時鐵耗最小，為 524 W ，但該尺寸下電磁轉矩最小( 39 N·m )，轉矩波動最大( 12 N·m )；在 θ=140° 和 d=1.2~1.6 mm 時轉矩波動較小( 3.4~4.5 N·m )，其中電磁轉矩隨ds增大而減小。

峰值轉速 8 000 r/min 時，輔助槽位置角和深度對電機轉矩性能的影響如圖7所示，其中電磁轉矩變化范圍為 39.3~44.4 N·m ，電磁轉矩隨著深度的增大總體呈減小趨勢，隨位置角的增大先減小再增大；轉矩波動變化范圍為 3.4~28.9 N·m ，轉矩波動在 ds=1.2~1.6 mm 和 α=8 時較小( 3.3~4.5 N·m )。

（a）電磁轉矩

（b）轉矩波動

圖7 輔助槽位置角和深度對轉矩性能的影響

綜合考慮電機的鐵耗和轉矩特性，確定輔助槽深度 d=1.2 mm ，張角 θ=140° ，位置角 α=8° 。

2 定子鐵耗分析

為方便分析轉子輔助槽對電機鐵耗的影響，設電機轉子未開輔助槽設計為方案一，電機轉子開輔助槽設計為方案二。由前文可知不同轉速下定子鐵耗占總鐵耗的 90% 左右，下面詳細研究輔助槽對定子鐵耗的影響。

2.1 不同工況下氣隙磁密分析

樣機帶負載工作時，電機鐵心中的損耗大部分是由空載磁場決定的，因為電機主磁場由永磁體提供，負載電流所產生的電樞磁場相對于永磁磁場較小。車用電機高速運行時，會通過增大弱磁電流id抵消部分永磁體磁場、減小氣隙磁密來維持電機端電壓平衡，即在高速運行時電機采用的弱磁控制方式是通過電樞反應達到恒功率擴速運行的目的，弱磁程度越高，電樞反應越大[11]。圖8為電機 8 000 r/min 時空載和額定負載的氣隙磁密波形及傅里葉分解。

（a）空載氣隙磁密

（b）額定負載氣隙磁密

（c）氣隙磁密FFT分解

圖8 8 000 r/min時氣隙磁密

空載運行時，方案一氣隙磁密諧波含量為 19.1% ，方案二為 16.2% ，降低了 3.1% ；額定負載運行時，電樞反應導致氣隙磁密畸變嚴重，其中方案一諧波含量為 64.2% ，方案二為 52.9% ，降低了 11.3% 。根據式(1)可以定性預測諧波含量越低鐵耗越低，尤其是鐵耗中的渦流損耗。表2為電機在空載和額定負載工況運行時的定子鐵耗。空載運行時，方案二氣隙磁密基波幅值雖然大于方案一，但高次諧波幅值大多小于方案一，空載時損耗比方案一降低了 20 W 。負載運行時，2種方案氣隙磁密基波幅值相等，但方案二諧波幅值在大于3次后皆低于方案一，鐵耗降低了 96 W ，改善了電機高速運行時的效率及溫升情況。

表2 空載和額定負載的定子鐵耗 W

2.2 定子鐵耗分布情況

2.2.1 定子不同區域的鐵耗

峰值轉速 8 000 r/min 時，方案一和方案二定子鐵心在不同區域的鐵耗分布占比如表3所示。由表3可知，方案二較方案一鐵耗降低了 16% ；開輔助槽設計主要降低了定子齒頂、齒身處的損耗，在齒頂和齒身處方案二比方案一的鐵耗共降低了 79.5 W ，占定子鐵耗降低值的 83% ，其中方案二的齒頂百分比下降 1.8% 。

表3 2種方案定子不同區域的鐵耗分布

齒身和軛部鐵耗大，但同時體積也大。各區域按鐵耗密度從大到小排序為：齒頂、齒根、齒身、軛部。受齒槽效應影響，電機齒部位置磁場波形畸變要高于軛部位置，其中齒頂位置磁密畸變最嚴重。圖9為定子某齒中間線位置某一時刻的鐵耗分布曲線，方案二明顯改善了齒頂處的鐵耗情況，有效地規避了齒頂局部高溫點的出現。

新能源汽車技術|車用永磁同步電機定子鐵耗的分析與優化的圖19

圖9 定子齒中間線位置的鐵耗分布曲線

圖10為2種方案定子鐵耗分布云圖，可以看出方案二改善了齒頂和齒身處的鐵耗。

（a）方案一

（b）方案二

圖10 2種方案定子鐵耗云圖

峰值轉速 8 000 r/min 時定子的磁滯損耗和渦流損耗如表4所示。由表4可知：渦流損耗是鐵耗主要成分；方案二的渦流損耗相對于方案一降低了 92 W ，為鐵耗降低值的 93.8% ，同時，渦流損耗與電機頻率的2次方有關，隨著轉速的增加，渦流損耗改善的趨勢會更加明顯。

表4 2種方案下磁滯損耗和渦流損耗 W

2.2.2 定子特征點的磁化方式

采用時步有限元方法分析得到2種方案下，電機在正弦波電流源供電時定子各特征點磁密變化情況,如圖11所示。齒身B點的磁場可以認為是純粹的交變磁場；齒身A點、齒根C點的磁場中旋轉磁場占較大比重；齒軛D點的磁場中交變磁場占很大比重，且以切向磁化為主。

（a）A點磁密隨時間變化

（b）A點磁密變化軌跡

（c）B點磁密隨時間變化

（d）B點磁密變化軌跡

（e）C點磁密隨時間變化

（f）C點磁密變化軌跡

（g）D點磁密隨時間變化

（h）D點磁密變化軌跡

圖11 轉速8 000 r/min時定子特征點處的磁化方式

在選定電機硅鋼片型號后，鐵耗由磁密幅值和頻率決定。表5為特征點處磁密的基波幅值和諧波含量，其中方案二的某點基波磁密幅值相比方案一減小的最大值為 0.02 T ，THD減小值為 4.0%~5.3% ， 8 000 r/min 時基波頻率 f=400 Hz ，考慮諧波頻率是基波的倍頻數且鐵耗與頻率的1~2次方有關，故諧波含量下降是鐵耗減小的主要原因。通過2種方案在特征點處的諧波分析可知2種方案下各點分布規律沒有變化，但方案二改善了鐵心的磁密諧波含量，尤其是齒頂A點處。

2.3 電機轉速與鐵耗的關系

車用驅動電機對電磁振動噪聲要求指標高。為進一步消除齒諧波，經過理論分析和有限元仿真可知定子斜槽一個齒距對齒槽轉矩抑制效果最好[12]。定子斜槽示意圖如圖12(a)所示。設電機轉子開輔助槽加定子斜槽設計為方案三。電機3種方案的齒槽轉矩如圖12(b)所示。電機經過本體結構優化，齒槽轉矩最大值由方案一的 1.15 N·m 下降為方案二 0.37 N·m 、方案三 0.22 N·m ，且方案三中齒槽轉矩呈現正弦波脈動，有利于削弱電磁振動噪聲。

表5 2種方案特征點基波幅值和諧波含量

新能源汽車技術|車用永磁同步電機定子鐵耗的分析與優化的圖31

新能源汽車技術|車用永磁同步電機定子鐵耗的分析與優化的圖32

（a）定子斜槽示意圖

新能源汽車技術|車用永磁同步電機定子鐵耗的分析與優化的圖33

（b）三種方案下齒槽轉矩

圖12 定子斜槽改善齒槽轉矩

為分析定子斜槽是否對定子鐵耗產生影響，圖13給出了3種方案下鐵耗隨轉速增加的變化趨勢圖，其中為考慮逆變器引入的電流時間諧波對鐵耗的影響，在電流源激勵上疊加了1倍和2倍開關頻率的主要諧波[13]。

由圖13可知：方案二和方案三的定子鐵耗在電機不同轉速下幾乎相同，其中 ，8 000 r/min 時方案三比方案二 多16 W ，占總定子鐵耗 2.5% ，可知斜槽會導致鐵耗增加，但影響很小，可忽略不計；隨著轉速的增加，輔助槽設計對鐵耗的優化效果更加明顯，即電機中高速運行時鐵耗降低、效率提高。

新能源汽車技術|車用永磁同步電機定子鐵耗的分析與優化的圖34

圖13 定子鐵耗隨轉速變化曲線

3 試驗結果與分析

本文試驗電機結構設計采用轉子開輔助槽加定子斜槽來滿足車用驅動電機的性能指標要求。轉子開輔助槽結構的實物圖如圖14(a)所示，圖14(b)為試驗現場圖。

新能源汽車技術|車用永磁同步電機定子鐵耗的分析與優化的圖35

（a）電機轉子結構

（b）試驗現場圖

圖14 電機實物圖

圖15為電機負載試驗實測得到的效率MAP圖。電機負載最高驅動效率可達 96.8% ， 2 000~6 000 r/min 工作轉速區間的驅動效率平均為 96% ，電機高效工作區間( 效率>85% )占比為 92% ，說明該結構電機在寬調速范圍內可高效運行，滿足車用電機實際工況需求。

新能源汽車技術|車用永磁同步電機定子鐵耗的分析與優化的圖36