發(fā)卡繞組雙層內(nèi)置式永磁同步電機(jī)設(shè)計(jì)與研究

謝穎， 李厚宇， 蔡蔚， 何自豪

(哈爾濱理工大學(xué) 電氣與電子工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150080)

0 引 言

電機(jī)作為電動(dòng)汽車的核心部件之一，其性能優(yōu)劣直接影響電動(dòng)汽車的綜合指標(biāo)。永磁同步電機(jī)因具有高效率、高轉(zhuǎn)矩密度、良好的動(dòng)態(tài)性能等優(yōu)點(diǎn)，受到了汽車行業(yè)的廣泛關(guān)注[1-3]。內(nèi)置式永磁同步電機(jī)在永磁轉(zhuǎn)矩的基礎(chǔ)上增加了磁阻轉(zhuǎn)矩，有助于提升電機(jī)調(diào)速能力與過(guò)載能力[4-6]。與單層永磁體結(jié)構(gòu)相比，采用雙層永磁體結(jié)構(gòu)可增大交直軸電感之差，提高凸極率，提升弱磁擴(kuò)速能力，拓寬恒功率運(yùn)行范圍[7-8]；較高的凸極率可為電機(jī)提供更大的磁阻轉(zhuǎn)矩，提高電機(jī)的轉(zhuǎn)矩輸出能力與功率密度[9-11]。

為進(jìn)一步提升電機(jī)的功率密度和效率，發(fā)卡繞組電機(jī)成為發(fā)展的必然趨勢(shì)[12]。發(fā)卡繞組電機(jī)又名扁線電機(jī)，是指將定子繞組中的多根細(xì)圓線替換為幾根截面積相對(duì)較大的矩形扁線，將扁線繞組做成類似發(fā)卡的形狀，穿入定子槽中，在定子的另一端焊接發(fā)卡繞組的端部。相比于傳統(tǒng)的圓銅線繞組電機(jī)，發(fā)卡繞組電機(jī)具有電磁噪聲低、散熱性好、端部尺寸小、槽滿率與功率密度高等優(yōu)點(diǎn)，有助于實(shí)現(xiàn)電機(jī)的小型化和輕量化[13-14]，并且發(fā)卡繞組電機(jī)在高負(fù)載和低轉(zhuǎn)速下具有更高的效率。因此，發(fā)卡繞組電機(jī)在電動(dòng)汽車行業(yè)得到廣泛應(yīng)用。但相比于圓銅線繞組，扁線繞組在高頻時(shí)受集膚效應(yīng)和鄰近效應(yīng)明顯，導(dǎo)致交流損耗增加[15]。目前關(guān)于扁線繞組交流損耗的研究，主要分為繞組交流損耗的計(jì)算與減小措施兩方面。在扁線繞組交流損耗計(jì)算方面，文獻(xiàn)[16]提出了利用外電路聯(lián)合仿真計(jì)算繞組交流損耗的方法，并驗(yàn)證了該方法的可行性；文獻(xiàn)[17]利用FEA-PEEC混合建模，快速準(zhǔn)確地估算出了扁線繞組的交流損耗；在減小扁線繞組交流損耗方面，文獻(xiàn)[18]通過(guò)對(duì)比發(fā)現(xiàn)，定子槽內(nèi)扁線繞組采用不等厚度時(shí)，可以減小交流損耗；文獻(xiàn)[19]發(fā)現(xiàn)增加扁線繞組層數(shù)可以有效減小高頻時(shí)扁線繞組的交流損耗；文獻(xiàn)[20-21]分別在繞組交流損耗計(jì)算的基礎(chǔ)上，設(shè)計(jì)了發(fā)卡繞組電機(jī)的冷卻方式，提升了發(fā)卡繞組電機(jī)的功率密度與冷卻效果。

本文設(shè)計(jì)一臺(tái)電動(dòng)汽車用發(fā)卡繞組雙層內(nèi)置式永磁同步電機(jī)。通過(guò)有限元計(jì)算，得到發(fā)卡繞組尺寸、定子槽型對(duì)繞組渦流損耗及輸出轉(zhuǎn)矩的影響；基于田口法合理選擇了雙層永磁體的尺寸，保證平均轉(zhuǎn)矩的同時(shí)抑制了電機(jī)的轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)，并且通過(guò)轉(zhuǎn)子斜極優(yōu)化輸出轉(zhuǎn)矩性能；建立電機(jī)的二維有限元模型，分析電機(jī)的電磁性能并校核轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的機(jī)械強(qiáng)度，驗(yàn)證設(shè)計(jì)方案的合理性。

1 電機(jī)參數(shù)及基本方程

1.1 電機(jī)參數(shù)

根據(jù)設(shè)計(jì)要求指標(biāo)與應(yīng)用場(chǎng)合空間限制確定電機(jī)的基本參數(shù)，基本參數(shù)如表1所示。

表1 電機(jī)的基本參數(shù)

本文設(shè)計(jì)的電機(jī)二維有限元模型如圖1所示。圖中：電機(jī)8極48槽；定子采用發(fā)卡繞組，增加電機(jī)的效率和功率密度；轉(zhuǎn)子為內(nèi)置雙層永磁體結(jié)構(gòu)，增大電機(jī)的調(diào)速范圍與最大效率區(qū)。

圖1 電機(jī)二維模型Fig.1 Two dimensional model of motor

1.2 基本方程

電動(dòng)汽車驅(qū)動(dòng)用內(nèi)置式永磁同步電機(jī)由逆變器供電，其端電壓可表示為

(1)

電機(jī)的電磁轉(zhuǎn)矩為

Tem=p[ψfiq+idiq(Ld-Lq)]。

(2)

式中：Rs為定子電阻；Ld、Lq為定子繞組的d、q軸電感；ω為電角速度；ψf為永磁體磁鏈；id、iq為電流在d、q軸上的分量；p為極對(duì)數(shù)。

設(shè)端電壓us、電流is的極限值為ulim、ilim，忽略定子繞組壓降可得：

(3)

(4)

由式(4)可知，電機(jī)的端電壓與轉(zhuǎn)速成正比，在端電壓值達(dá)到額定電壓值后，想繼續(xù)提高轉(zhuǎn)速需要通過(guò)弱磁控制來(lái)實(shí)現(xiàn)。電機(jī)的轉(zhuǎn)速Ω、最高轉(zhuǎn)速Ωmax分別為：

(5)

(6)

由式(5)和式(6)可以看出，若要提高電機(jī)的弱磁調(diào)速能力，可通過(guò)增大直軸電感Ld或減小永磁體磁鏈ψf實(shí)現(xiàn)。

但由式(2)可知，減小永磁體磁鏈會(huì)削弱電磁轉(zhuǎn)矩，通過(guò)增大直軸電感Ld與交軸電感Lq的差值提高電磁轉(zhuǎn)矩Tem是較為理想的方法。但在調(diào)整電機(jī)參數(shù)時(shí)，需要滿足式(3)、式(4)端電壓極限值與電流極限值的要求。

2 定子的設(shè)計(jì)與分析

2.1 發(fā)卡繞組尺寸的選擇

永磁同步電機(jī)定子繞組交流銅耗包括直流銅耗和集膚效應(yīng)與鄰近效應(yīng)引起的渦流損耗，發(fā)卡式繞組相比于圓銅線繞組的截面積更大，在高頻時(shí)受集膚效應(yīng)和鄰近效應(yīng)影響嚴(yán)重，導(dǎo)致渦流損耗增加，影響電機(jī)效率。設(shè)計(jì)繞組尺寸時(shí)，需考慮電機(jī)尺寸及電樞電流大小，控制電密在合理范圍內(nèi)。本設(shè)計(jì)方案中選擇每槽導(dǎo)體數(shù)為8、單根發(fā)卡繞組的截面積為8 mm2。定義發(fā)卡繞組橫截面中長(zhǎng)度與寬度的比值為繞組長(zhǎng)寬比。在改變繞組長(zhǎng)寬比時(shí)控制槽滿率一定，并且保持槽絕緣厚度和繞組間絕緣厚度不變，即槽深與槽寬隨繞組長(zhǎng)寬比的變化而改變。研究發(fā)現(xiàn)，在保持繞組橫截面積一定時(shí)，繞組渦流損耗與繞組長(zhǎng)寬比有關(guān)。圖2為繞組渦流損耗隨繞組長(zhǎng)寬比與轉(zhuǎn)速變化的曲線。

從圖2中可以看出，繞組渦流損耗隨轉(zhuǎn)速的升高而增大。扁線繞組在相同面積下，隨著長(zhǎng)寬比的增加，扁線繞組的周長(zhǎng)增加，繞組的渦流損耗減小。但繞組長(zhǎng)寬比較大時(shí)會(huì)縮短定子齒的寬度，造成齒部磁密飽和，槽內(nèi)漏磁通增大，加劇了繞組的渦流損耗。

圖2 繞組長(zhǎng)寬比與轉(zhuǎn)速對(duì)繞組渦流損耗的影響Fig.2 Influence of width ratio and speed of winding group on eddy current loss of winding

在改變繞組長(zhǎng)寬比時(shí)，定子的齒寬與軛部寬度也隨之變化，使定子磁路與齒槽轉(zhuǎn)矩發(fā)生改變，最終影響輸出轉(zhuǎn)矩性能。圖3為額定輸出轉(zhuǎn)矩隨繞組長(zhǎng)寬比變化的曲線。其中，轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)定義為

(7)

式中：Tmax為電機(jī)穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)轉(zhuǎn)矩最大值；Tmin為電機(jī)穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)轉(zhuǎn)矩最小值；Tavg為平均轉(zhuǎn)矩。

圖3 繞組長(zhǎng)寬比對(duì)輸出轉(zhuǎn)矩的影響 Fig.3 Influence of winding length-width ratio on output torque

從圖3可以看出，繞組長(zhǎng)寬比為1.9時(shí)，電機(jī)的平均轉(zhuǎn)矩最大，轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)相對(duì)較小。綜合考慮繞組的交流損耗和輸出轉(zhuǎn)矩性能，確定繞組長(zhǎng)寬比為1.9，扁線繞組橫截面中長(zhǎng)為3.9 mm，寬為2.05 mm。

2.2 定子槽型的選擇

為增大槽滿率，發(fā)卡繞組電機(jī)通常選用深而窄的直槽，其中半開(kāi)口槽應(yīng)用較為廣泛。繞組尺寸確定后，考慮繞組絕緣厚度、槽絕緣厚度以及工藝水平可確定槽寬與槽深。設(shè)計(jì)定子槽型如圖4所示，其中：槽寬為4.8 mm，槽深為19.4 mm，槽滿率(純銅)為68%，設(shè)槽口高度為h，槽口寬度為d。

圖4 定子槽型結(jié)構(gòu)Fig.4 Stator slot structure

為了研究槽口高度h與槽口寬度d對(duì)繞組渦流損耗的影響，對(duì)電機(jī)額定工況時(shí)，不同的槽口高度與槽口寬度下的繞組渦流損耗進(jìn)行仿真計(jì)算，結(jié)果如圖5所示。可以看出，槽口高度為2 mm時(shí)，繞組渦流損耗在4種不同槽口寬度下都相對(duì)較小，其中槽口寬度為1 mm時(shí)，繞組渦流損耗最小。

圖5 槽口高度與寬度對(duì)繞組渦流損耗的影響Fig.5 Influence of slot height and width on eddy current loss of winding

定子槽口高度與寬度影響著定子磁路與齒槽轉(zhuǎn)矩，因此需要分析轉(zhuǎn)矩輸出能力與槽口高度、槽口寬度的關(guān)系。圖6為額定工況下平均轉(zhuǎn)矩隨槽口高度與寬度變化的曲線。可以看出，槽口高度相比于槽口寬度對(duì)電機(jī)的平均轉(zhuǎn)矩影響更大，并且隨著槽口高度增加，電機(jī)平均轉(zhuǎn)矩減小。

圖6 槽口高度與寬度對(duì)平均轉(zhuǎn)矩的影響Fig.6 Influence of slot height and width on average torque

槽口高度與寬度變化對(duì)額定工況時(shí)轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)的影響如圖7所示。可以看出，槽口寬度相比于槽口高度對(duì)轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)的影響更大，轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)與槽口寬度成正比。在槽口寬度為1 mm時(shí)，電機(jī)轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)相對(duì)較小。

圖7 槽口高度與寬度對(duì)轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)的影響Fig.7 Influence of slot height and width on torque ripple

合理選擇槽開(kāi)口寬度和槽口高度，可以抑制繞組渦流損耗的同時(shí)提高轉(zhuǎn)矩輸出能力。綜合考慮繞組渦流損耗與輸出轉(zhuǎn)矩能力，并結(jié)合工藝水平現(xiàn)狀，選擇槽口高度為2 mm，槽口寬度為1 mm。

3 轉(zhuǎn)子的優(yōu)化與分析

3.1 雙層永磁體尺寸優(yōu)化

田口法是田口玄一博士創(chuàng)立的一種優(yōu)化設(shè)計(jì)方法，是一種結(jié)合正交表挑選實(shí)驗(yàn)條件并安排實(shí)驗(yàn)的局部?jī)?yōu)化方法[22]。田口法的實(shí)驗(yàn)步驟包括：1)確定優(yōu)化目標(biāo)與優(yōu)化參數(shù)，以及優(yōu)化參數(shù)的水平值；2)建立實(shí)驗(yàn)正交表，通過(guò)有限元仿真得到相關(guān)實(shí)驗(yàn)結(jié)果；3)處理有限元仿真得到的數(shù)據(jù)，分析各優(yōu)化參數(shù)對(duì)優(yōu)化目標(biāo)的影響比重，確定最優(yōu)參數(shù)組合方案。

本文設(shè)計(jì)的轉(zhuǎn)子雙層永磁體結(jié)構(gòu)如圖8所示，定義第一層永磁體為L(zhǎng)1，第二層永磁體為L(zhǎng)2；定義L2厚度為A，L2寬度為B，L1厚度為C，L1寬度為D。優(yōu)化參數(shù)及水平值如表2所示。

圖8 雙層永磁體結(jié)構(gòu)圖Fig.8 Structure diagram of double layer permanent magnet

表2 優(yōu)化參數(shù)及水平值

選取額定工況下平均轉(zhuǎn)矩Tavg與轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)Tripple作為優(yōu)化目標(biāo)，建立正交表L9(34)，并通過(guò)有限元仿真得到對(duì)應(yīng)的優(yōu)化目標(biāo)值，所得結(jié)果如表3所示。

表3 實(shí)驗(yàn)矩陣及有限元結(jié)果

為進(jìn)一步研究各優(yōu)化參數(shù)對(duì)目標(biāo)的影響，首先需對(duì)正交實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行平均值分析。例如，計(jì)算永磁體L2的厚度A在水平1下平均轉(zhuǎn)矩Tavg的平均值如下式所示。同理可計(jì)算出其他變量在每個(gè)水平值下的各項(xiàng)性能指標(biāo)的平均值為

(8)

式中：Tavg(n)為第n次實(shí)驗(yàn)時(shí)平均轉(zhuǎn)矩的值；Tavg(A1)為變量A在水平1下平均轉(zhuǎn)矩的平均值。結(jié)果如表4所示。

表4 各性能指標(biāo)在各參數(shù)的各水平下的平均值

通過(guò)分析方差值可得出各項(xiàng)優(yōu)化變量對(duì)目標(biāo)值影響的比重，方差計(jì)算公式為

(9)

式中：m(X)i為表4中變量X在水平i下某一項(xiàng)性能指標(biāo)的平均值；m為某一項(xiàng)性能指標(biāo)總平均值。方差計(jì)算結(jié)果如表5所示。

表5 各優(yōu)化參數(shù)3個(gè)水平下性能指標(biāo)的方差及比重

由表4、表5可知，影響平均轉(zhuǎn)矩的主要因素是變量A與變量B，即L2永磁體厚度與寬度越大，電機(jī)平均轉(zhuǎn)矩越大；影響轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)的主要因素是變量A與變量D，即L2永磁體厚度與L1永磁體寬度越小，電機(jī)轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)越小。以平均轉(zhuǎn)矩最大、轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)最小為目標(biāo)，優(yōu)化參數(shù)與相應(yīng)水平值的最優(yōu)組合為A(2)B(3)C(1)D(1)。優(yōu)化前后參數(shù)對(duì)比如表6所示。結(jié)果表明，通過(guò)田口法合理選擇永磁體尺寸可以在提高平均轉(zhuǎn)矩的同時(shí)降低轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)。

表6 優(yōu)化前后參數(shù)對(duì)比

3.2 轉(zhuǎn)子斜極段數(shù)與角度的選擇

永磁同步電機(jī)采用定子斜槽和轉(zhuǎn)子分段斜極可有效降低齒槽轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)。定子斜槽工藝較復(fù)雜，并且發(fā)卡繞組橫截面積大、剛度較大，不適用于定子斜槽。因此，本文選擇采用轉(zhuǎn)子分段斜極優(yōu)化電機(jī)性能，轉(zhuǎn)子分段斜極的分段數(shù)n與對(duì)應(yīng)的最佳斜極角度θ之間的關(guān)系為

(10)

式中θt為齒距機(jī)械角。

為分析不同分段數(shù)對(duì)電機(jī)輸出性能的影響，根據(jù)式(10)的計(jì)算關(guān)系，對(duì)表7中幾種不同分段情況做了仿真分析。

表7 不同斜極段數(shù)與角度的輸出轉(zhuǎn)矩性能

由表7可知，轉(zhuǎn)子分段斜極數(shù)越多，轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)值越小，平均轉(zhuǎn)矩隨之略減小。但轉(zhuǎn)子分段數(shù)越多，工藝難度越高。在斜極段數(shù)為3段時(shí)，轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)降至1.95%，可滿足大部分車用電機(jī)要求。因此，本設(shè)計(jì)方案中斜極段數(shù)取3。

4 電機(jī)性能分析

4.1 空載性能分析

永磁同步電機(jī)空載工況下的仿真分析，對(duì)于證明電機(jī)設(shè)計(jì)的合理性與有限元設(shè)置的正確性具有重要意義。通過(guò)建立電機(jī)二維有限元模型，得到電機(jī)空載反電勢(shì)與空載氣隙磁密曲線，并分別對(duì)其進(jìn)行諧波分析。圖9為電機(jī)額定轉(zhuǎn)速時(shí)的空載反電勢(shì)曲線，空載反電勢(shì)按照正弦規(guī)律分布。對(duì)一個(gè)周期的A相反電勢(shì)進(jìn)行諧波分析，各次諧波幅值如表8所示。按下式計(jì)算，空載反電勢(shì)諧波畸變率為3.68%。

(11)

式中：THD為諧波總畸變率；Unrms為諧波的方均根值；U1rms為基波的幅值。

圖9 空載反電勢(shì)曲線Fig.9 No load back EMF curve

表8 A相空載反電勢(shì)諧波次數(shù)及幅值

永磁同步電機(jī)的氣隙磁密正弦性對(duì)電機(jī)轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)、振動(dòng)噪聲、效率等有著重要影響。圖10為電機(jī)空載工況下徑向氣隙磁密波形，其中各次諧波幅值如表9所示。可以看出，氣隙磁密中基波幅值較大，其余諧波含量較低，說(shuō)明氣隙磁密波形正弦性高。

圖10 空載徑向氣隙磁密波形Fig.10 No load radial air gap flux density waveform

表9 空載徑向氣隙磁密諧波次數(shù)及幅值

永磁電機(jī)在運(yùn)行時(shí)會(huì)不可避免地產(chǎn)生齒槽轉(zhuǎn)矩，過(guò)大的齒槽轉(zhuǎn)矩會(huì)產(chǎn)生振動(dòng)噪音，影響電機(jī)穩(wěn)定輸出。因此，需要削弱齒槽轉(zhuǎn)矩。通過(guò)上述設(shè)計(jì)槽型、改變永磁體尺寸、斜極等方式，齒槽轉(zhuǎn)矩被有效削弱。圖11為電機(jī)的齒槽轉(zhuǎn)矩曲線，齒槽轉(zhuǎn)矩與輸出轉(zhuǎn)矩比值為0.4%，對(duì)輸出轉(zhuǎn)矩影響較小。

圖11 齒槽轉(zhuǎn)矩曲線Fig.11 Cogging torque curve

4.2 負(fù)載性能分析

根據(jù)設(shè)計(jì)要求，電機(jī)額定轉(zhuǎn)矩為80 N·m，額定轉(zhuǎn)速為6 400 r/min，采用有限元法計(jì)算電機(jī)在額定工況下的輸出性能。電機(jī)在額定工況下的磁場(chǎng)分布如圖12所示。可以看出，磁力線分布較均勻，隔磁橋處的磁密值達(dá)到2.35 T，可有效減少永磁體漏磁，電機(jī)其余部分磁密分布較為合理。

圖12 額定工況磁場(chǎng)分布Fig.12 Magnetic field distribution under rated conditions

電機(jī)額定工況下輸出轉(zhuǎn)矩曲線如圖13所示，電機(jī)平均輸出轉(zhuǎn)矩為82.9 N·m，轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)為1.95%，可滿足電動(dòng)汽車對(duì)于電機(jī)穩(wěn)定輸出的要求。

圖13 輸出轉(zhuǎn)矩曲線Fig.13 Output torque curve

車用電機(jī)運(yùn)行工況復(fù)雜，設(shè)計(jì)過(guò)程中需考慮電機(jī)在不同工況時(shí)的效率。在有限元軟件中計(jì)算電機(jī)在不同轉(zhuǎn)速時(shí)的銅耗、鐵耗以及渦流損耗等，繪制出電機(jī)在不同工況下的效率Map如圖14所示，可以看出，電機(jī)額定工況點(diǎn)(6 400 r/min，82.9 N·m)處最高效率達(dá)到96.5%，并且在整個(gè)運(yùn)行區(qū)間內(nèi)電機(jī)的效率均較高，可以滿足車用驅(qū)動(dòng)電機(jī)對(duì)寬轉(zhuǎn)速范圍和高效率區(qū)間需求。

圖14 電機(jī)效率MapFig.14 Efficiency Map of IPMSM

4.3 轉(zhuǎn)子力學(xué)分析

內(nèi)置式永磁同步電機(jī)的隔磁橋由于寬度較小，會(huì)在高速旋轉(zhuǎn)時(shí)承受較大應(yīng)力，應(yīng)力超過(guò)轉(zhuǎn)子有效材料的屈服強(qiáng)度時(shí)，會(huì)造成轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的損壞甚至危害人身安全。在設(shè)計(jì)過(guò)程中應(yīng)設(shè)置合理的安全裕量，確保電機(jī)可在最高轉(zhuǎn)速下安全運(yùn)行。

設(shè)計(jì)要求電機(jī)最高轉(zhuǎn)速為12 000 r/min，設(shè)置安全系數(shù)為1.2。圖15為電機(jī)在14 400 r/min下的轉(zhuǎn)子應(yīng)力分布圖。可以看出，隔磁橋處轉(zhuǎn)子最大等效應(yīng)力為306 MPa，低于轉(zhuǎn)子硅鋼片材料B30AHV1500的屈服強(qiáng)度403 MPa。圖16為轉(zhuǎn)子在14 400 r/min下的總變形，最大變形量為0.018 987 mm,在轉(zhuǎn)子材料的彈性范圍內(nèi)。因此，電機(jī)可在最高轉(zhuǎn)速下安全運(yùn)行，轉(zhuǎn)子的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)滿足電機(jī)最高轉(zhuǎn)速下的機(jī)械強(qiáng)度要求。

圖15 轉(zhuǎn)子應(yīng)力分布圖Fig.15 Stress distribution of rotor

圖16 轉(zhuǎn)子總變形圖Fig.16 Total deformation diagram of rotor

5 結(jié) 論

本文設(shè)計(jì)了一臺(tái)電動(dòng)汽車用發(fā)卡繞組雙層內(nèi)置式永磁同步電機(jī)。利用有限元方法建立了電機(jī)的二維模型，優(yōu)化設(shè)計(jì)了對(duì)電機(jī)性能有較大影響的結(jié)構(gòu)參數(shù)，通過(guò)計(jì)算電機(jī)的繞組渦流損耗、輸出性能、磁場(chǎng)分布、轉(zhuǎn)子強(qiáng)度等性能，得到以下結(jié)論：

1)在設(shè)計(jì)發(fā)卡式繞組時(shí)，選擇合適的繞組長(zhǎng)寬比、定子槽尺寸可有效減小繞組渦流損耗、提升輸出轉(zhuǎn)矩性能。在本設(shè)計(jì)中，當(dāng)繞組長(zhǎng)寬比為1.9、槽口高度為2 mm、槽口寬度為1 mm時(shí)，繞組渦流損耗較小且輸出轉(zhuǎn)矩性能較優(yōu)。

2)在轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，利用田口算法得到了雙層永磁體尺寸與輸出轉(zhuǎn)矩性能的關(guān)系，并確定了雙層永磁體的最佳尺寸組合，在電機(jī)平均轉(zhuǎn)矩增大的同時(shí)削弱了轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)；最后通過(guò)轉(zhuǎn)子分3段斜極，將轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)降低至1.95%。

3)通過(guò)有限元仿真計(jì)算，電機(jī)的電磁性能可滿足設(shè)計(jì)要求中的各項(xiàng)性能指標(biāo)。電機(jī)最高效率達(dá)到96.5%，并且在寬調(diào)速范圍內(nèi)具有較高的效率，適合作為電動(dòng)汽車驅(qū)動(dòng)電機(jī)。

4)對(duì)轉(zhuǎn)子的機(jī)械強(qiáng)度進(jìn)行了校核，結(jié)果表明電機(jī)可在最高轉(zhuǎn)速下安全運(yùn)行，滿足電動(dòng)汽車對(duì)電機(jī)高轉(zhuǎn)速的要求。