基于混合定子鐵芯的車用再制造永磁電機性能研究*

宋守許，胡孟成，夏 燕，杜 毅

(合肥工業大學 機械工程學院，安徽 合肥 230009)

0 引 言

近年來，我國新能源汽車發展迅速。而永磁同步電機作為新能源汽車的主流驅動電機，在我國驅動電機市場占有率高達90%。舊永磁同步電機附加值高，對定轉子、機殼等部件進行再制造，可有效降低電機成本，減少資源浪費。

HASANUZZAMAN[1]從多個方面研究了繞組重繞對再制造電機效率的影響；劉憬奇、李光耀等[2-3]實現了電機的再制造；施小豹等[4]從電機絕緣角度，對軋鋼電機進行了再制造研究；ERWIN等[5]從生命周期的角度，對汽車發電機的再制造進行了評估。上述研究主要針對感應電機，以繞組重繞、部件再設計、變更電機使用場合等為主，對車用永磁同步電機的再制造研究較為罕見。

鐵基非晶合金具有導磁性能優良、單位損耗低、飽和磁密低等特性[6-8],已成為學者研究的重點之一。中科院FAN[9]研究制造的非晶合金電機，相比于硅鋼電機其損耗明顯下降，效率得到了有效提高；日立公司研發了不同功率等級的非晶合金軸向磁通永磁電機[10-11]。目前，國內外已經對非晶合金材料在電機中的應用展開研究：韓雪巖等[12]對比研究了非晶軸向電機與硅鋼軸向電機，發現在定子損耗降低的同時，由于高頻的影響，轉子損耗有所提升；朱龍飛等[13]研究發現了非晶電機隨著負載率的增加，定子鐵芯飽和嚴重，效率降低。因此，對非晶合金與硅鋼材料組合應用的研究很有必要。

綜合車用動力電機及非晶合金的特點，本文提出混合定子鐵芯電機再制造方法。

1 材料及再制造電機模型

本文以某公司服役多年的風冷式車用永磁電機為研究對象，其主要參數如表1所示。

表1 電機參數

本文將其進行拆卸，對拆卸下來的零部件進行檢測，檢測合格的零部件直接留用，有輕微損傷的零部件修復后使用，損毀嚴重的直接更換，并且將定子鐵芯更換為由硅鋼材料和非晶合金材料軸向混合疊壓形成的混合定子鐵芯，將其再制造成為高效率永磁電機。研究發現，隨著混合定子鐵芯中非晶合金比例的不斷增大，電機效率的提升率不斷增大，在非晶占比高于50%后，提升率趨于穩定。

從再制造成本考慮，對于該款電機，非晶合金與硅鋼材料以1 ∶1比例混合較為合適[14]。其中，非晶合金材料型號為Metglas2605SA1(國內牌號為1k101)，硅鋼材料牌號為B35AV1900。

兩種材料的B-H曲線如圖1所示，

圖1 非晶合金和硅鋼B-H曲線

從圖1可以看出：非晶合金材料的飽和磁密值僅為1.44 T，遠小于硅鋼的1.80 T，同一磁場強度下，非晶合金的磁密小于硅鋼，同等條件下非晶合金損耗僅為硅鋼材料的1/6。

2 混合定子鐵芯層數對磁密的影響

由于混合定子層數太多，不利于加工和成本的控制，本文只考慮3層、5層、7層混合定子鐵芯對再制造電機的影響，其電機的磁密云圖如圖2所示。

圖2 再制造電機磁密云圖

從圖2中可以看出：不同材料段磁密存在明顯區別，混合定子鐵芯定子硅鋼段的磁密大于定子非晶段的磁密，并且隨著混合定子鐵芯層數的變化，磁密軸向分布規律也隨之變化。

本文選取混合定子鐵芯齒中區域對定子鐵芯磁密軸向分布規律進行研究。

3層、5層、7層混合定子鐵芯和原電機定子磁密軸向分布曲線如圖3所示。

圖3 再制造電機與原電機磁密軸向分布

從圖3可以看出：原電機磁密軸向分布處于穩定狀態，而混合定子鐵芯磁密軸向分布存在較大波動，混合定子鐵芯硅鋼段磁密明顯大于非晶段磁密，相比于原電機磁密也略有增大；定子硅鋼段從交界面位置開始磁密慢慢減小，在定子硅鋼段中心位置達到最小值，隨后慢慢增大；定子非晶段則是正好相反，交界面處磁密值最小，中心位置磁密最大，在定子硅鋼段和定子非晶段的交界面處，磁密值產生突變。混合定子鐵芯的層數不同，對應的磁密軸向分布也存在明顯的區別。

3 混合定子鐵芯層數對鐵耗的影響

根據經典的鐵耗兩項式模型，電機中基本鐵耗主要分為磁滯損耗和渦流損耗。其中，單位鐵耗為：

P=Ph+Pe=KhfBα+Kef2B2

(1)

式中：f—交變電流頻率；Ph—磁滯損耗；Pe—渦流損耗；Kh，Ke—分別為磁滯損耗、渦流損耗系數，損耗系數Kh、Ke通過測得的損耗數據擬合得到；α—常系數，取值為2。

因經典鐵耗計算公式無法直接計算混合定子鐵芯鐵耗，需要分別計算硅鋼段和非晶段的鐵耗進行疊加。由于混合定子鐵芯不同材料段磁密軸向分布存在波動，需要考慮電機軸向磁密變化對損耗計算的影響。非晶定子和硅鋼定子的單位鐵耗為：

(2)

式中：P1，P2—定子非晶段和定子硅鋼段單位鐵耗；B1(l)，B2(l)—定子非晶段和定子硅鋼段的磁密。

本文分別計算定子鐵芯齒部和軛部損耗，進行疊加，得到定子鐵芯損耗。計算齒部損耗時，B采用齒磁路長度上磁密平均值；計算軛部的損耗時，B選取軛中的最大磁密值。混合定子鐵芯鐵耗為：

PFe1=PFe1y+PFe1t

PFe2=PFe2y+PFe2t

(3)

式中：PFe1，PFe2—定子非晶段和定子硅鋼段鐵耗；Sy，St—鐵芯表面軛部和齒部表面積；ρ1，ρ2—非晶合金和硅鋼材料的密度；ky，kt—定子鐵芯軛部和齒部損耗修正系數；l1，l2—非晶合金定子和硅鋼定子的長度；By，Bt—定子軛部最大磁密和齒部平均磁密。

圖4 混合定子鐵芯硅鋼段磁密

圖5 混合定子鐵芯非晶段磁密

綜上所述，3層混合定子鐵芯硅鋼段損耗最小，非晶段損耗最大；7層混合定子鐵芯非晶段損耗最小，硅鋼段損耗最大。由于非晶合金損耗僅為硅鋼材料的1/6，混合定子鐵芯的損耗主要取決于定子硅鋼段。因此相比于5層、7層混合定子鐵芯，3層混合定子鐵芯的損耗最小。

仿真得到3層混合定子鐵芯損耗為83.53 W，小于5層88.58 W和7層的90.28 W，與分析結果一致，證明了分析方法的正確性。

4 混合定子鐵芯層數對轉矩的影響

在二維電磁場中，作用于電機定子或轉子上的切向電磁力密度為：

(4)

式中：Br，Bθ—氣隙磁密的徑向和切向分量；μ0—真空磁導率。

電磁轉矩沿半徑為r的圓周積分，單位電磁轉矩為：

(5)

由于混合定子鐵芯的層數會對電機氣隙磁密產生影響，使再制造電機輸出轉矩產生變化，本文對其輸出轉矩特性進行分析，以得出其影響規律。

本文用式(5)計算得到額定工況下，再制造電機軸向位置單位電磁轉矩分布曲線，如圖6所示。

圖6 再制造電機輸出轉矩軸向分布

圖6中：3層電機單位輸出轉矩軸向分布較為平穩，由于端部漏磁影響使硅鋼段的輸出轉矩值有所降低，定子硅鋼段單位輸出轉矩與非晶段基本一致，電機輸出轉矩分布較為平穩；5層電機單位輸出轉矩軸向分布波動較大，中間部位的硅鋼段對應輸出轉矩明顯大于非晶段和端部硅鋼段對應輸出轉矩；7層電機單位輸出轉矩軸向分布同樣存在較大波動，處于混合鐵芯中間位置的定子硅鋼段對應輸出轉矩明顯大于非晶段對應輸出轉矩，而端部附近的硅鋼段和非晶段由于漏磁的作用，對應輸出轉矩值小于中間部分。

本文對圖6單位輸出轉矩曲線進行積分，可得到不同層數電機輸出轉矩值，3層、5層、7層電機輸出轉矩均為42.00 N·m左右。可見，不同層數混合定子鐵芯再制造電機輸出轉矩基本相等，鐵芯層數對電機輸出轉矩值基本沒有影響。但不同層數電機單位輸出轉矩軸向分布存在明顯差異，5層、7層的輸出轉矩軸向分布波動較大，3層則較為平穩；不同材料定子段輸出轉矩作用在轉子鐵芯表面，定子硅鋼段和定子非晶段輸出轉矩差值較大，會使轉子鐵芯表面受力不平衡，產生轉矩不平衡現象，可能對轉子鐵芯的強度及電機運行產生影響。因此，應該盡可能減小不同材料段對應輸出轉矩差值，并且將混合定子鐵芯布置為3層較為合適。

5 再制造電機性能分析

前期，本文將齒寬由2.5 mm優化為4.4 mm，槽高由20.28 mm優化為21.48 mm，同時將線圈匝數由8匝變為9匝，電流取值46.3 A。

本文利用Maxwell對優化后的非晶合金比例50%、3層電機進行分析，得到再制造電機與原電機性能參數，如表2所示。

表2 原電機與再制造電機性能參數

從表2可以看出：再制造電機輸出轉矩為42.87 N·m，高于原電機的42.5 N·m，電機鐵耗為89.34 W，僅為原電機的一半左右，效率也由原電機的97.57%增加至98.35%；再制造電機空載電動勢幅值略有降低，齒槽轉矩增大；由于非晶合金材料密度較小，再制造電機的質量得到明顯降低。

6 實驗驗證

本文以非晶合金比例50%、層數為3層制作了混合定子鐵芯再制造電機，并和原電機一起進行了電驅動實驗，結果如表3所示。

表3 再制造電機與原電機實驗數據

表3中：再制造電機轉矩為42.03 N·m，高于原電機的41.86 N·m，再制造電機的效率為95.08%，高于原電機的94.65%；非晶合金材料加工過程會對材料性能產生影響，使材料性能退化，并且仿真忽略了機械損耗和雜散損耗等，所以實驗得到的效率比仿真數據低。總體來說，實驗與仿真結果一致，驗證了混合定子鐵芯再制造電機方案的可行性。

7 結束語

本研究提出了一種基于混合定子鐵芯替換原定子鐵芯的電機再制造方法，研究了混合定子鐵芯疊壓方式對再制造電機性能的影響，結果表明：混合定子鐵芯層數對再制造電機性能產生較大影響，3層混合定子鐵芯再制造電機損耗最小，轉矩分布最為穩定。

本研究進行3層混合定子鐵芯再制造電機樣機實驗，實驗結果與仿真相一致，驗證了再制造電機的可行性。