車用永磁同步電機(jī)定子鐵耗的分析與優(yōu)化

王海燕, 江鄭龍, 晁鵬博, 熊端鋒, 代 穎

[1.上海大學(xué) 機(jī)電工程與自動化學(xué)院,上海 200072；2.上海眾聯(lián)能創(chuàng)新能源科技股份有限公司,上海 200336；3.晗兆檢測技術(shù)(上海)有限公司, 上海 200435]

0 引 言

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

文獻(xiàn)[5]引入鐵耗系數(shù)計及制造工藝對鐵耗的影響，并對電機(jī)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計。文獻(xiàn)[6]通過采用偏移非對稱轉(zhuǎn)子極的方法，可同時有效抑制電磁轉(zhuǎn)矩、磁阻轉(zhuǎn)矩和齒槽轉(zhuǎn)矩的脈動，但制造工藝復(fù)雜。文獻(xiàn)[7]通過對轉(zhuǎn)子輔助槽位置和尺寸的優(yōu)化來抑制空載鐵耗，得出開輔助槽對“V型”轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)電機(jī)空載鐵耗影響比較大，對“V一型”轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)電機(jī)空載鐵耗影響很小，但未考慮電機(jī)負(fù)載運(yùn)行時，輔助槽對鐵耗的影響規(guī)律。本文從考慮電機(jī)成本和加工難度角度出發(fā)，研究采用轉(zhuǎn)子開輔助槽抑制車用電機(jī)的定子鐵耗。

1 鐵耗模型及輔助槽設(shè)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(jī)(PMSM)的鐵耗，考慮磁化方式的鐵耗計算公式[8]為

(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(shù)、渦流損耗系數(shù)、異常損耗系數(shù)；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(jī)實(shí)際運(yùn)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(guī)律變化的交變磁化；(2)磁化方向、大小均隨時間變化的旋轉(zhuǎn)磁化。

本文電機(jī)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(shù)分別為磁滯損耗系數(shù)61.68 W/m3，渦流損耗系數(shù)1.01 W/m3,異常損耗忽略不計[9]。

圖1 35WW250在不同頻率下的鐵耗B-P曲線

1.2 樣機(jī)參數(shù)

本文以一臺新能源商務(wù)汽車用PMSM為研究對象，電機(jī)的主要參數(shù)如表1所示。

表1 電機(jī)主要參數(shù)

電機(jī)轉(zhuǎn)子永磁體采用內(nèi)置式“V一型”結(jié)構(gòu)，依據(jù)磁密分布特點(diǎn)分4個區(qū)域?qū)Χㄗ予F心損耗進(jìn)行分析[10]。4個區(qū)域分別為齒頂、齒身、齒根、軛部，如圖2所示，且在各區(qū)域上取4個特征點(diǎn)A、B、C、D。

圖2 電機(jī)結(jié)構(gòu)及定子特征點(diǎn)分布示意圖

1.3 輔助槽對電機(jī)鐵耗的影響

轉(zhuǎn)子表面開輔助槽設(shè)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(jī)鐵損。同時，合理的開槽設(shè)計能減小漏磁,增大氣隙磁通量,提高電磁轉(zhuǎn)矩,降低轉(zhuǎn)矩波動。本文輔助槽的槽型設(shè)計為三角形，在d軸對稱的兩側(cè)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(jìn)行參數(shù)化分析，研究輔助槽尺寸對電機(jī)鐵耗和輸出轉(zhuǎn)矩的影響。考慮轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)強(qiáng)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°。

圖3 轉(zhuǎn)子輔助槽的尺寸參數(shù)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(jī)性能的影響和確認(rèn)最終尺寸及位置參數(shù)。現(xiàn)采用雙變量變化揭示輔助槽尺寸與電機(jī)鐵耗、轉(zhuǎn)矩性能的關(guān)系。

額定轉(zhuǎn)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(shù)對3 000 r/min下電機(jī)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。

圖4 轉(zhuǎn)速3 000 r/min時輔助槽尺寸對總鐵耗的影響

峰值轉(zhuǎn)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(shù)據(jù)分析可知，電機(jī)高速運(yùn)行時，輔助槽的尺寸尤其是位置角的變化對電機(jī)鐵耗影響非常大。

圖5 轉(zhuǎn)速8 000 r/min時輔助槽尺寸對總鐵耗的影響

峰值轉(zhuǎn)速8 000 r/min時，輔助槽張角和深度對電機(jī)轉(zhuǎn)矩性能的影響如圖6所示，其中電磁轉(zhuǎn)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(zhuǎn)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。

圖6 輔助槽張角和深度對轉(zhuǎn)矩性能的影響

根據(jù)圖5(a)和圖6，電機(jī)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(zhuǎn)矩最小(39 N·m)，轉(zhuǎn)矩波動最大(12 N·m)；在θ=140°和d=1.2～1.6 mm時轉(zhuǎn)矩波動較小(3.4～4.5 N·m)，其中電磁轉(zhuǎn)矩隨ds增大而減小。

峰值轉(zhuǎn)速8 000 r/min時，輔助槽位置角和深度對電機(jī)轉(zhuǎn)矩性能的影響如圖7所示，其中電磁轉(zhuǎn)矩變化范圍為39.3～44.4 N·m，電磁轉(zhuǎn)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(zhuǎn)矩波動變化范圍為3.4～28.9 N·m，轉(zhuǎn)矩波動在ds=1.2～1.6 mm和α=8時較小(3.3～4.5 N·m)。

圖7 輔助槽位置角和深度對轉(zhuǎn)矩性能的影響

綜合考慮電機(jī)的鐵耗和轉(zhuǎn)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(zhuǎn)子輔助槽對電機(jī)鐵耗的影響，設(shè)電機(jī)轉(zhuǎn)子未開輔助槽設(shè)計為方案一，電機(jī)轉(zhuǎn)子開輔助槽設(shè)計為方案二。由前文可知不同轉(zhuǎn)速下定子鐵耗占總鐵耗的90%左右，下面詳細(xì)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(jī)帶負(fù)載工作時，電機(jī)鐵心中的損耗大部分是由空載磁場決定的，因?yàn)殡姍C(jī)主磁場由永磁體提供，負(fù)載電流所產(chǎn)生的電樞磁場相對于永磁磁場較小。車用電機(jī)高速運(yùn)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(jī)端電壓平衡，即在高速運(yùn)行時電機(jī)采用的弱磁控制方式是通過電樞反應(yīng)達(dá)到恒功率擴(kuò)速運(yùn)行的目的，弱磁程度越高，電樞反應(yīng)越大[11]。圖8為電機(jī)8 000 r/min時空載和額定負(fù)載的氣隙磁密波形及傅里葉分解。

圖8 8 000 r/min時氣隙磁密

空載運(yùn)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(fù)載運(yùn)行時，電樞反應(yīng)導(dǎo)致氣隙磁密畸變嚴(yán)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(jù)式(1)可以定性預(yù)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(jī)在空載和額定負(fù)載工況運(yùn)行時的定子鐵耗。空載運(yùn)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(fù)載運(yùn)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(jī)高速運(yùn)行時的效率及溫升情況。

表2 空載和額定負(fù)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(qū)域的鐵耗

峰值轉(zhuǎn)速8 000 r/min時，方案一和方案二定子鐵心在不同區(qū)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(shè)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(qū)域的鐵耗分布

齒身和軛部鐵耗大，但同時體積也大。各區(qū)域按鐵耗密度從大到小排序?yàn)椋糊X頂、齒根、齒身、軛部。受齒槽效應(yīng)影響，電機(jī)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(yán)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(guī)避了齒頂局部高溫點(diǎn)的出現(xiàn)。

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。

圖10 2種方案定子鐵耗云圖

峰值轉(zhuǎn)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(jī)頻率的2次方有關(guān)，隨著轉(zhuǎn)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(diǎn)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(jī)在正弦波電流源供電時定子各特征點(diǎn)磁密變化情況,如圖11所示。齒身B點(diǎn)的磁場可以認(rèn)為是純粹的交變磁場；齒身A點(diǎn)、齒根C點(diǎn)的磁場中旋轉(zhuǎn)磁場占較大比重；齒軛D點(diǎn)的磁場中交變磁場占很大比重，且以切向磁化為主。

圖11 轉(zhuǎn)速8 000 r/min時定子特征點(diǎn)處的磁化方式

在選定電機(jī)硅鋼片型號后，鐵耗由磁密幅值和頻率決定。表5為特征點(diǎn)處磁密的基波幅值和諧波含量，其中方案二的某點(diǎn)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(shù)且鐵耗與頻率的1～2次方有關(guān)，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(diǎn)處的諧波分析可知2種方案下各點(diǎn)分布規(guī)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(diǎn)處。

表5 2種方案特征點(diǎn)基波幅值和諧波含量

2.3 電機(jī)轉(zhuǎn)速與鐵耗的關(guān)系

車用驅(qū)動電機(jī)對電磁振動噪聲要求指標(biāo)高。為進(jìn)一步消除齒諧波，經(jīng)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(zhuǎn)矩抑制效果最好[12]。定子斜槽示意圖如圖12(a)所示。設(shè)電機(jī)轉(zhuǎn)子開輔助槽加定子斜槽設(shè)計為方案三。電機(jī)3種方案的齒槽轉(zhuǎn)矩如圖12(b)所示。電機(jī)經(jīng)過本體結(jié)構(gòu)優(yōu)化，齒槽轉(zhuǎn)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(zhuǎn)矩呈現(xiàn)正弦波脈動，有利于削弱電磁振動噪聲。

圖12 定子斜槽改善齒槽轉(zhuǎn)矩

為分析定子斜槽是否對定子鐵耗產(chǎn)生影響，圖13給出了3種方案下鐵耗隨轉(zhuǎn)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(guān)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(jī)不同轉(zhuǎn)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(dǎo)致鐵耗增加，但影響很小，可忽略不計；隨著轉(zhuǎn)速的增加，輔助槽設(shè)計對鐵耗的優(yōu)化效果更加明顯，即電機(jī)中高速運(yùn)行時鐵耗降低、效率提高。

圖13 定子鐵耗隨轉(zhuǎn)速變化曲線

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

本文試驗(yàn)電機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計采用轉(zhuǎn)子開輔助槽加定子斜槽來滿足車用驅(qū)動電機(jī)的性能指標(biāo)要求。轉(zhuǎn)子開輔助槽結(jié)構(gòu)的實(shí)物圖如圖14(a)所示，圖14(b)為試驗(yàn)現(xiàn)場圖。

圖14 電機(jī)實(shí)物圖

圖15為電機(jī)負(fù)載試驗(yàn)實(shí)測得到的效率MAP圖。電機(jī)負(fù)載最高驅(qū)動效率可達(dá)96.8%， 2 000～6 000 r/min工作轉(zhuǎn)速區(qū)間的驅(qū)動效率平均為96%，電機(jī)高效工作區(qū)間(效率>85%)占比為92%，說明該結(jié)構(gòu)電機(jī)在寬調(diào)速范圍內(nèi)可高效運(yùn)行，滿足車用電機(jī)實(shí)際工況需求。

圖15 電機(jī)實(shí)測效率MAP圖

圖16為額定功率下電機(jī)計算效率與實(shí)測效率對比圖，電機(jī)損耗主要包括鐵耗、銅耗、機(jī)械損耗，其中電機(jī)銅耗根據(jù)實(shí)測電流和實(shí)測電阻值計算得到。計算效率和實(shí)測效率的最大差值為1.75%，驗(yàn)證了理論分析的正確性。

圖16 額定功率下效率對比曲線

4 結(jié) 語

本文以一臺內(nèi)置式“V一型”轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)車用PMSM為研究對象，在鐵耗分離計算模型的基礎(chǔ)上，通過有限元法分析轉(zhuǎn)子輔助槽對電機(jī)鐵耗的影響，得到以下結(jié)論：(1)合理的轉(zhuǎn)子輔助槽設(shè)計可以改善氣隙磁密，降低鐵耗，提高輸出轉(zhuǎn)矩，抑制轉(zhuǎn)矩脈動；(2)電機(jī)在額定負(fù)載高速運(yùn)行時，電樞反應(yīng)會導(dǎo)致氣隙磁密畸變嚴(yán)重，轉(zhuǎn)子輔助槽設(shè)計可以降低約16%氣隙諧波含量；(3)轉(zhuǎn)子輔助槽設(shè)計可以降低定子磁密波形的諧波含量、降低渦流損耗，尤其是齒頂處；(4)隨著轉(zhuǎn)速的增加，輔助槽設(shè)計對鐵耗的優(yōu)化程度更加明顯。