非晶合金定子鐵心對再制造電機性能的影響

宋守許　譚　浩　王戰春　王淑旺

合肥工業大學，合肥，230009

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非晶合金定子鐵心對再制造電機性能的影響

宋守許譚浩王戰春王淑旺

合肥工業大學，合肥，230009

為提升電動汽車永磁同步電機再制造性能，采用低鐵損非晶定子鐵心替換了舊電機硅鋼定子鐵心?；?D有限元模型，分析了額定轉速下，同尺寸非晶定子鐵心替換對再制造電機空載、負載性能的影響。替換后，再制造電機的效率提升1.8%，額定負載轉矩減小6%。對再制造電機中非晶合金定子鐵心槽型尺寸及繞組結構進行了優化。與舊電機相比，優化后的再制造電機效率提高1.9%，額定轉矩不變，試驗驗證了仿真結果的正確性。

電動汽車；永磁同步電機；非晶合金；再制造；定子鐵心

0　引言

永磁同步電機是目前主流的電動汽車驅動電機[1]，其主軸、導線、殼體、硅鋼片、永磁體[2]等均為高價值部件。預計到2020年，永磁同步電機的年報廢量將達到20萬臺，因此電動汽車用永磁同步電機再制造將是亟待解決的問題。

電動汽車用永磁同步電機具有高轉速、高效率、高功率密度、高可靠性的特點，導致再制造能效提升難。目前,永磁同步電機再制造研究鮮有報道，但一些學者對感應電機再制造進行了研究。李光耀等[3]采用重新設計和更換零部件的方法對低效Y系列電機進行再制造。劉憬奇等[4]對水泵用Y315M-4電機采用新方法設計高效定子鐵心，以提高再制造電機效率。施小豹等[5]對軋鋼機用電機YR1000-12/1430的絕緣系統進行了再制造。Erwin等[6]利用生命周期評價方法對汽車發電機的再制造性進行了評估。Sahni等[7]以22kW和200kW感應電機為對象，研究電機繞組重繞再制造方法的可行性。可見目前電機再制造的研究對象大多為感應電動機，缺乏對永磁同步電機再制造性能提升的研究。

永磁同步電機鐵心由0.35mm硅鋼疊片組成，其損耗占總損耗的比例大，是影響再制造電機性能的主要因素。鐵基非晶合金具有低鐵損、高磁導、低飽和磁通密度的特性，其在電機中的應用是目前研究熱點。Fan等[8]、Enomoto等[9]、Dems等[10]分別將非晶合金應用于高功率密度電動汽車永磁同步電機、無刷直流永磁電機、感應電機，均使電機性能得到有效提升。

本文提出留用轉子和機殼，替換非晶合金鐵心來提升電機性能的再制造方法，結合有限元分析，針對相同尺寸非晶合金定子鐵心再制造電機額定負載效率提高但轉矩減小的問題，重點分析了定子槽型參數、繞組參數對電機性能的影響規律，并進行了電機臺架試驗，為非晶合金再制造電機提供了優化設計方案。

1　再制造電機及材料

1.1材料性能

非晶合金鐵心材料牌號為Metglas2605SA1(國內牌號為1k101)，舊電機硅鋼片牌號為B35AV1900。以非晶合金為材質制成環形樣品(外直徑45mm，內直徑30mm，高25mm)，采用湖南聯眾MATS-2010S和MATS-2010M軟磁磁性測量裝置測量磁性能，硅鋼片磁性能數據由廠家提供。非晶合金和硅鋼磁性能如圖1、圖2所示。

圖1　非晶合金和硅鋼磁化曲線

圖2　非晶合金和硅鋼損耗曲線

由圖1可以看出，非晶合金飽和磁通密度為1.43T，低于非晶合金飽和磁通密度1.56T。這是因為非晶帶材有較小的疊壓系數(約0.9)，相比之下，硅鋼材料的飽和磁通密度能達到1.8T。圖2給出了非晶合金和硅鋼材料損耗隨外加磁場頻率變化的規律。由圖2可見，非晶合金具有優異的低損耗特性，頻率為50Hz、磁通密度為1T時，非晶合金損耗為0.25W/kg，硅鋼損耗為1.14W/kg；頻率為400Hz、磁通密度為1T時，非晶合金損耗為3.22W/kg，硅鋼損耗為18W/kg，非晶合金損耗僅為硅鋼材料損耗的1/6。但非晶合金具有較小的飽和磁通密度，其帶材厚度僅為27μm且硬度高，導致其加工困難，而未能廣泛應用于電機。

1.2電機參數

本文選用已經使用多年的舊內置式永磁同步電機進行再制造，其定子鐵心出現局部灼燒和變形，電機參數如表1所示。

表1　電機額定參數

永磁電機二維幾何模型如圖3所示，定子外徑D=210mm，內徑Di=134mm，轉子外徑d=132mm，軸向長度L=110mm。

(a)定子沖片　　　　　　　 (b)轉子沖片圖3　電機模型

2　再制造電機仿真分析

采用相同尺寸的非晶合金定子鐵心替換舊電機硅鋼定子鐵心的方法對永磁同步電機進行再制造，基于有限元分析模型，對比分析了再制造前后電機空載、負載的性能。

2.1分析模型的建立

為了節省時間和計算機資源，在Ansoft中采用1/8模型對電機空載、負載性能進行對比分析。再制造電機轉子部分繼續留用，舊硅鋼定子鐵心替換為相同結構、尺寸的非晶合金定子鐵心。故再制造電機模型分配材料時，轉子鐵心為硅鋼B35AV1900，定子鐵心為非晶合金2605SA1；舊電機模型分配材料時，定子鐵心、轉子鐵心材料定義為B35AV1900，永磁體均為釹鐵硼(NdFeB)N35UH。邊界條件選用主從邊界，激勵源采用了電流激勵源，電機空載運行時，激勵電流為0；電機負載運行時，電流激勵源為三相交流電源：

(1)

式中，I為電流有效值；θ為內功率因數角。

網格剖分是有限元離散化的關鍵步驟，因此網格剖分時設置永磁體、轉子剖分長度為2 mm，定子、繞組剖分長度為3 mm，模型網格剖分結果如圖4所示。

圖4　電機網格剖分

2.2空載性能分析

基于所建立的再制造電機和舊電機有限元模型，設置電樞電流有效值I為零，轉子轉速為3000 r/min，求得電機空載電動勢及空載損耗，從而驗證采用非晶合金鐵心替換硅鋼鐵心的可行性。

2.2.1空載電動勢分析

空載電動勢作為矢量控制永磁同步電機重要的參數，其大小及諧波含量對系統調速性能、過載能力、熱能力都有著重要影響。通過電機空載場分析，可求得電機不同轉速時的空載電動勢及諧波含量。表2給出了電機在典型轉速下的空載電動勢，對比分析可以看出，再制造電機空載電動勢是舊電機的98%。表3所示為3000 r/min時電機空載電動勢波形的傅里葉分解結果，通過計算可得再制造電機空載電動勢波形畸變率為11.6%，舊電機空載電動勢波形畸變率為10.8%。

表2　空載電動勢隨轉速變化

表3　3000 r/min空載電動勢諧波分解

2.2.2空載鐵耗

利用建立的有限元模型，可得電機典型轉速下的空載鐵耗。如圖5所示，隨著轉速增加，舊電機空載鐵耗急劇增長，而再制造電機空載鐵耗增長趨勢平緩。1000r/min時，舊電機空載鐵耗是再制造電機的4.29倍；3000r/min時，舊電機空載鐵耗是再制造電機的5.63倍；6000r/min時，舊電機空載鐵耗是再制造電機的6.2倍。

圖5　空載鐵耗

綜上可知：與舊電機相比，在空載電動勢方面，再制造電機空載電動勢減少了2%，諧波含量增加了0.78%；在空載鐵耗方面，由于非晶合金磁滯回線面積小而且帶材厚度小，其磁滯損耗和渦流損耗小。因此采用非晶合金鐵心替換硅鋼鐵心具有一定的可行性。

2.3負載性能分析

在額定功率13kW，額定轉速3000r/min工況下，舊電機電流有效值I和內功率因數角θ按照最大轉矩/電流比確定為I=48A，θ=20°，對相同工況下的再制造電機分析時，激勵電流和繞組結構參數與舊電機相同，對再制造電機和舊電機的磁通密度、轉矩、損耗進行對比分析。

2.3.1磁通密度云圖

在負載情況下，電樞反應與永磁相互作用產生磁場，兩者均在永磁體隔磁橋處高度飽和。由電機瞬態場分析可得電機3.5ms時的磁通密度云圖(圖6)，以2個圓弧(半徑r1=80mm，r2=100mm)為路徑可得電機齒部和軛部的磁通密度，再制造電機定子軛部的最大磁通密度為1.23T，齒部的最大磁通密度為1.42T。舊電機定子軛部的最大磁通密度為1.33T，齒部的最大磁通密度為1.64T。

2.3.2電機轉矩性能分析

由有限元模型計算可得電機額定負載下的輸出轉矩，圖7中，再制造電機轉矩輸出為40.1N·m，舊電機轉矩輸出為42.5N·m，再制造后電機的輸出轉矩減小。

2.3.3電機損耗分析

電機效率為

(2)

P3=3I2R

(3)

式中，P1為電機鐵心損耗；P2為電機輸出功率；P3為電機銅耗。

(a)再制造電機

(b)舊電機圖6　電機3.5 ms時的磁通密度云圖

圖7　電機額定負載轉矩

由圖8得再制造電機鐵心損耗PAA=50.6W/kg，舊電機鐵心損耗PSI=320.6W/kg。

圖8　電機額定負載鐵心損耗

定子每相繞組電阻R=20mΩ，得銅耗P3=138.2W/kg，舊電機效率ηSI=96.7%，再制造電機效率ηAA=98.5%。

通過對采用相同尺寸非晶合金定子鐵心替換硅鋼定子鐵心電機的空載性能進行分析，可知非晶合金鐵心應用于電機再制造具有一定的可行性。對再制造電機額定負載性能分析可知，再制造電機鐵耗僅是舊電機鐵耗的1/6，再制造電機較舊電機效率提高了1.8%，說明非晶合金在降低鐵損方面具有很大優勢。但是由于非晶合金飽和磁感應強度低于硅鋼飽和磁感應強度，導致再制造電機輸出轉矩比舊電機減小了6%，因此需對再制造電機結構進行進一步優化。

3　再制造電機定子結構優化

永磁電機功率與磁場磁通量、線圈的安匝數、電機工作頻率成正比：

P∝ΦAf

(4)

式中，P為永磁電機功率；Φ為磁場磁通量；A為線圈安匝數；f為電機工作頻率。

在傳統電機的設計過程中，當軟磁材料飽和磁通密度較小時，應適當增大磁路面積。但在電機再制造時，舊電機轉子和機殼繼續留用，增加磁路尺寸會使舊電機機殼無法使用，而增大電流會增大銅耗，不利于電機性能提高。

由式(4)可知，可以通過增加定子每相繞組的匝數來提高電機轉矩。繞組匝數受電機定子槽型面積的限制，因此需調整定子槽型。定子齒寬w、軛部高度h會影響電機的磁通密度(影響鐵耗)、每槽導體數N1(影響電流)、并繞根數n1(影響電阻)、激勵電流I(影響銅耗)。因此，需分析定子齒寬、軛部高度對電機損耗、轉矩影響規律，確定槽型參數和繞組參數(每槽導體數、并繞根數)范圍，進而提出優化設計方案。

3.1軛部高度、齒寬對損耗影響規律

舊電機定子軛部高度h=11.8mm，齒寬w=5.6mm，每槽導體數N1=8，并繞根數n1=12。利用有限元模型，對定子軛部高度h、齒寬w參數化分析，可得定子軛部高度h、齒寬w對電機的磁通密度(影響鐵耗)、每槽導體數(影響電流)、并繞根數(影響電阻)的影響規律。

隨著定子鐵心軛部高度h的減小，軛部磁路變窄，軛部磁通密度增大，由下式可知單位體積內鐵耗增加：

PFe=KhfB1.6+Kef2B2

(5)

式中，PFe為單位體積鐵心損耗；Kh為磁滯損耗系數；Ke為渦流損耗系數；B為磁感應強度。

由于定子鐵心軛部體積減小和非晶合金優異的低損耗特性，故電機鐵心損耗隨定子鐵心軛部高度減小而呈現先增大后減小的趨勢，如圖9所示，且在h=11.2mm處出現極大值。

圖9　電機鐵心損耗隨軛部高度變化

如圖10所示，隨著齒寬減小，齒部磁路變窄，定子單位體積鐵心損耗增加，同理，電機鐵心損耗隨著齒部寬度呈現先減小后增大的趨勢，且在w=5mm處出現極小值。

圖10　電機鐵心損耗隨齒寬變化

定子軛部高度和齒寬變化影響定子槽面積，隨著槽面積的增大，銅耗減小，如圖11所示。由于定子槽面積增大可以適當增加每槽導體數和并繞根數，故達到目標轉矩所需的激勵電流減小，進而銅耗減少。

圖11　電機銅耗、每槽導體數、并繞根數與槽面積關系

綜上可知：軛部高度與齒寬的乘積和槽面積成正比，每槽導體數、并繞根數與槽面積成正比，銅耗與槽面積成反比。舊電機銅線線徑為0.8mm，槽滿率為75%～80%，因此初步確定軛部高度h范圍為8.5～10.5mm，齒寬w為4.8～5.6mm，每槽導體數N1為9，并繞根數n1為13。

3.2軛部高度、齒寬對轉矩的影響規律

圖12、圖13分別給出了在不同電流下，電機轉矩隨定子軛部高度、齒寬的變化規律。

圖12　不同激勵電流下轉矩隨軛部高度變化

圖13　不同激勵電流下轉矩隨齒寬變化

由圖12、圖13可知，轉矩與軛部高度、齒寬、電流成正比。h=8.5mm，w=4.8mm時達到目標轉矩42.5N·m所需激勵電流取得最大值Imax，h=10.5mm，w=5.6mm時取得最小值Imin。由圖14可得46A≤I≤48.5A。

圖14　達到目標轉矩電流極值

3.3最優參數

參數優化時，定子軛部高度h為8.5～10.5mm，步長為0.1mm；齒寬w為4.8～5.6mm，步長為0.1mm；電流為46～48.5A，步長為0.1A。

仿真后滿足目標轉矩的電機參數如下：電流值I =46.6A，軛部高度h=9.3mm，齒寬w=5mm。非晶合金鐵心定子沖片優化前后示意圖見圖15。

(a)舊電機(b) 優化后再制造電機圖15　定子沖片變化示意圖

3.4仿真結果驗證

規定舊硅鋼電機為A，相同尺寸非晶合金定子鐵心再制造電機為B，經過優化后再制造電機為C。三種電機的性能如表4所示。

由表4可以看出，電機C與電機A相比，在銅耗方面，由于每槽導體數增加，所需激勵電流減小了1.4A；并繞根數增加了1，繞組電阻僅增加0.7mΩ，故銅耗減小了3.5W。在鐵耗方面，雖然磁路面積減小，但是非晶合金低損耗特性使得鐵損較優化前僅增加1W。電機C額定負載效率較電機A提高了1.9%，轉矩恢復到42.5N·m。

表4　電機性能仿真結果

4　試驗結果

再制造電機實物如圖16所示，圖16a所示為優化后非晶合金定子鐵心，該鐵心由(213mm×213mm×110mm)非晶塊按照圖15b所示的槽型參數線切割加工成形；圖16b所示為有繞組定子，先將鋁合金外殼加熱，采用壓力機將定子鐵心壓入舊機殼；圖16c所示為再制造電機整機。

(a)非晶合金定子鐵心　　　　(b)有繞組定子

(c)再制造電機整機圖16　再制造電機實物

通過電機綜合試驗臺架，對工作在額定轉速3000r/min、額定功率13kW工況下的再制造電機和同型號新電機進行測試，采集了電機的電壓、電流以及輸出轉矩等數據；通過內置溫度傳感器采集繞組溫度，從而計算得到電機銅損耗；通過電機拖轉測試電機機械損耗，將總損耗減去銅耗和機械損耗即得電機鐵耗，測試結果如表5所示。

表5　電機性能試驗測試

通過試驗結果分析可知，達到額定轉矩時，電機C所需電流小于電機A，銅耗減少了26.68W/kg；非晶合金鐵心損耗的試驗值與仿真值差別較大，主要是因為線切割加工時產生的高溫使得加工界面部分非晶合金材料發生晶化。電機C效率為97.9%，電機A效率為95.84%，電機C效率提高2.06%。電機效率的試驗值比仿真值小，是因為仿真忽略了機械損耗、加工因素造成的鐵心損耗增加及溫升導致的銅耗增加。仿真結果與試驗結果在誤差允許的范圍內，證明了優化設計方案的正確性。

5　結論

(1)對采用相同尺寸的非晶合金定子鐵心替換舊硅鋼定子鐵心的電機進行了空載反電動勢、空載損耗分析，驗證了采用非晶合金用于電機再制造具有可行性。

(2)對采用相同尺寸的非晶合金定子鐵心替換舊硅鋼定子鐵心的電機進行了額定負載性能分析，再制造電機效率提高了1.9%，轉矩減小了6%。說明了非晶合金能明顯降低電機鐵損，但是其飽和磁通密度低，導致直接采用非晶合金替換的再制造方法不能滿足電機性能要求。

(3)針對再制造后電機轉矩減小6%的問題，對軛部高度、齒寬、電流、繞組參數進行分析，確定優化方案為繞組每槽導體數為9，并繞根數為13，定子軛部高9.3mm，齒寬5mm，激勵電流為46.6A。優化后再制造電機與舊電機相比，轉矩恢復了6%，效率提高了1.9%，定子鐵心質量減小了1.66kg。非晶合金鐵心再制造電機更輕，使電機具有高轉矩密度。

(4)通過試驗分析可知，優化后再制造電機效率為97.9%，舊電機效率為95.84%，效率提升了2.06%，驗證了仿真結果的正確性。

(5)由仿真結果可知，磁路變窄導致的鐵耗增加量比銅耗減少量小，故較窄的定子磁路適用于非晶合金定子鐵心再制造電機，但是非晶合金飽和磁通密度低，這種再制造設計方案更適用于具有較大過載倍數裕量的舊電機。

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(編輯張洋)

EffectsofAmorphousAlloyStatoronPerformanceofRemanufacturingMotor

SongShouxuTanHaoWangZhanchunWangShuwang

HeifeiUniversityofTechnology，Hefei，230009

Inordertoimproveperformanceoftheremanufacturingelectricvehicleswithpermanentmagnetsynchronousmotor,thewastemotorsiliconstatorwasreplacedbythelowironlossamorphousstator.Basedon2DFEManalysis,performanceofthesamedimensionalamorphousalloyandsiliconstatormotor,withloadandwithoutload,wascomparedinratedspeed.Theresultsshowthattheamorphousmotorefficiencyis1.8%higherthanwastemotor,but6%ratedloadtorqueisreduced.Torecoverytheratedloadtorque,thedesignofamorphousstatorslotandwindingwasoptimized.Theresultsshowthattheoptimizedamorphousalloystatorremanufacturingmotorratedloadtorqueisrecovery,meanwhilethemotorefficiencyisimprovedby1.9%comparedwithwastemotor.TheFEManalysisresultswasvalidatedbyremanufacturingmotorexperiments.

electricvehicle；permanentmagnetsynchronousmotor；amorphousalloy；remanufacture；statorcore

2015-05-21

國家重點基礎研究發展計劃 (973計劃)資助項目(2011CB013402)

TM351；TM271.2

10.3969/j.issn.1004-132X.2016.16.009

宋守許，男，1964年生。合肥工業大學機械與汽車工程學院教授。主要研究方向為綠色設計與綠色制造、再制造工程、產品再資源化。發表論文60余篇。譚浩(通信作者)，男，1991年生。合肥工業大學機械與汽車工程學院碩士研究生。王戰春，男，1983年生。合肥工業大學新能源汽車研究院助理研究員。王淑旺，男，1978年生。合肥工業大學新能源汽車研究院副教授。