變量式交流同步機電液耦合器特性分析

關鍵詞：機電液耦合器；負載特性；電感特性；仿真分析

中圖分類號：TH137.311 文獻標識碼：A

0 引言

變量式交流機電液耦合器屬于新能源汽車永磁同步電機的重要組件，改善其設計水平有利于提高電機的性能和穩定性。該裝置的結構較為復雜，其輸出轉矩受到多種因素的影響，需要通過數值模擬的方式判斷其電磁特性，從而為結構優化設計提供量化的依據。

1 變量式交流同步機電液耦合器基本結構和設計參數

1.1 基本結構

機電液耦合器的作用是將電機產生的機械能轉化為液壓能，主要應用于電動汽車的動力傳動裝置，其結構組成包括定子鐵心、定子繞組、柱塞、膜片彈簧、永磁體、傳動軸、回程結構以及外部缸體等。

1.2 電磁設計參數

機電液耦合器與液壓系統高度集成，當電動汽車處于過載情況時，通過液壓系統控制電機的溫度，防止其因過載產生高溫，影響電機效率，機電液耦合器電磁設計參數如表1 所示。

2 機電液耦合器工作特性仿真分析

2.1 仿真分析的理論基礎

2.1.2 有限元分析的實現原理

有限元法屬于數值模擬方法，在理論分析過程中，通過有限元軟件建立模型、劃分網格，從而使求解區域離散化。將模型劃分為微小的網格區域后，符合微積分的應用條件，即可根據式（1）開展積分運算。有限元單元的密度對問題求解精度具有顯著的影響，當密度過大時，求解精度通常較差；當密度過小時，會導致運算量增大。因此，在構建有限元模型時，應合理設置有限元網格單元的尺寸[2]。

2.2 工作特性有限元分析

2.2.1 有限元模型構建

利用Maxwell 軟件進行電磁仿真，該軟件支持2D 和3D 繪圖功能，能夠生成復雜的機械結構圖。以機電液耦合器的設計參數為依據，先繪制出結構模型，再劃分網格并且進行有限元求解。建模時的重要參數涵蓋柱塞泵的輸入壓力、輸出功率、轉速、結構材料的抗拉強度和屈服強度、永磁體的設計參數等[3]。

2.2.2 磁場靜態分析

磁場靜態分析的目的是確定機電液耦合器電磁設計方案是否合理，尤其要排除漏磁和材料浪費。

2.2.2.1 磁通密度變化范圍和磁力線變化范圍

利用Maxwell 軟件模擬磁通密度和磁力線的變化范圍。模擬結果顯示，磁通密度的變化范圍為0 ～ 2.44 T，隔磁橋處、定子齒、定子軛對應的磁通密度分別為2.40 T、1.60 T、1.20 T，磁通密度的整體分布較為合理。磁力線的變化范圍為-0.182 ～ 0.182 Wb/m，其起點為N 級，終點為S 級，形成閉合回路。

2.2.2.2 氣隙磁密分布質量模擬結果

氣隙的作用為兩個：其一為存儲磁能；其二為能量轉換。電機的控制精度、轉矩大小以及工作效率均受到氣隙磁密分布質量的影響。對于定子線圈，發揮作用的磁密為氣隙中的徑向磁密，計算方法為：

根據式（2）計算機電液耦合器在不同時段內的空載氣隙磁密數值，發現其幅值呈周期性變化，利用傅里葉變換的方式對氣隙磁密的基波進行分解，機電液耦合器空載氣隙磁密基波及前5 次諧波分量如表2 所示。從模擬結果可知，在5 次諧波分量中，第2 次諧波分量最大。根據現有的研究成果，氣隙磁密的5 次諧波是造成電機轉矩發生脈動的重要原因，受到扭矩脈動的影響，電機的振動效應和噪聲會有所增強。

2.2.3 瞬時空載特性分析

在瞬時空載特性仿真模擬階段，由于瞬態磁場不能實現網格自適應剖分，為了保證有限元計算的精度，需要以人工方式進行網格劃分。機電液耦合器為圓形的對稱型結構，在模擬時可選取模型的1/6 扇形區域作為仿真單元。將電機的額定轉速設置為3 000 r/min，每轉動一圈，耗時20 ms。

2.2.3.1 空載反電勢模擬結果

當電機無電流激勵時，其感應電動勢稱為空載反電勢。在理想條件下，空載反電勢的波形為正弦曲線。然而，在實際條件下，受到機電液耦合器定子齒槽和永磁體分布形式的影響，真實的空載反電勢通常并非標準的正弦曲線，其基波中往往存在諧波分量[4]。電機轉矩的穩定性與諧波存在緊密的聯系，當空載反電勢出現諧波后，電機容易產生波動，能量損耗加快，工作效率下降。運用傅里葉變換分解空載反電勢的基波，其中第5 次諧波分量為7.7 V，第11 次諧波分量為13.0 V，其他各次諧波分量非常小，不超過1.0 V。基波為160.0 V，兩個最大的諧波分量遠低于基波，因此諧波的影響較小。

2.2.3.2 齒槽轉矩模擬結果分析

機電液耦合器轉子轉動時，定子齒槽和永磁體之間的位置呈周期性變化，在這一過程中產生了齒槽轉矩，進而增加了電機的振動效應和噪聲。齒槽轉矩的計算方法為：

從計算方法可知，槽口寬度、永磁體的布置形式能夠影響齒槽轉矩的大小。但是該解析方法存在一定的缺陷，當轉子位置發生變化時，計算結果的精確性難以保證[5]。

有限元模擬方法能夠克服解析方法計算精度不足的問題，在仿真過程中，將轉速設置為1（ °）/s。在建模時，將模型的最小弧長單位設置為0.5°，仿真過程的步長為0.5 s，總時長為40 s。由于步長為0.5 s，轉速為1 （°）/s，弧長單位為0.5°，因此每步次的求值均為模型的最小弧長。這種模擬方案能夠有效降低因網格運動而產生的噪聲，齒槽轉矩有限元模擬數值如圖1 所示，轉矩幅值的變化范圍為-1.43 ～ 1.43 N·m。機電液耦合器的額定轉矩為60 N·m，齒槽轉矩僅為額定轉矩的2.38%。

2.2.4 電磁轉矩特性分析

2.2.4.1 額定工況下不同電流超前角對電磁轉矩的影響

將機電液耦合器設置為額定工況，對比不同電流超前角對電磁轉矩的影響，超前角分別設定為0° 和20°。有限元模擬結果顯示，0° 和20° 對應的平均轉矩分別為48.0 N·m、56.0 N·m。從數據可知，當磁場出現扭斜（超前角不為0°）時，轉矩的波動性和整體幅值均高于無扭斜（超前角為0°）時的數據。

2.2.4.2 柱塞對電磁轉矩的影響

柱塞屬于機電液耦合器柱塞泵的重要組件，柱塞在缸體內往復運動，從而改變密封工作容腔的容積，用于改變液壓動力。研究過程設置A、B 兩種模型，模型A 具有柱塞，模型B 無柱塞，分別模擬平均電磁轉矩和電磁轉矩的波動wYg2craB0g/WnNR+zCl6+JqWSw/dradXlxKC4JUiZbk=性。模擬數據顯示，在有柱塞的情況下（模型A），機電液耦合器的平均電磁轉矩達到56.0 N·m，相應的電磁轉矩波動性為24%。在無柱塞的情況下（模型B），平均電磁轉矩為964Kl0Gk4g22cy4rEk4n0NH07kz8p427PP56kg6tM44=60.0 N·m，相應的電磁轉矩波動性達到31%。由此可見，在有柱塞的情況下，電磁轉矩輸出值及其波動性均低于無柱塞的情況。該現象的出現與柱塞腔的隔磁橋作用密切相關，因為模型A的柱塞腔增加了磁阻，減小了磁轉矩。

2.2.4.3 不同磁鋼厚度下電磁轉矩對比

變量式交流同步電機屬于永磁電機，當永磁體厚度增加時，輸出轉矩通常會隨之增大。但由于機電液耦合器中設計有柱塞，磁鋼（永磁體）厚度過大會制約直軸磁路，進而制約輸出轉矩。為了探究磁鋼厚度與電磁轉矩之間的關系，研究過程使磁鋼厚度在4.8 ～ 5.8 mm 內發生變化，模擬A、B 兩種模型的輸出轉矩。結果顯示，在模型A 中，隨著磁鋼厚度的增加，輸出轉矩呈遞增趨勢，從55.4 N·m 提高至56.0 N·m。在模型B 中，電磁轉矩呈遞增趨勢，從58.1 N·m 提高至59.5 N·m。A、B 兩種模型的電磁轉矩增幅分別為0.6 N·m、1.4 N·m。從數據可知，增大磁鋼厚度有利于提高輸出轉矩，柱塞在一定程度上降低了輸出轉矩的增幅。

3 結論

本文利用Maxwell 軟件模擬機電液耦合器的電磁特性，得出以下基本結論。

（1）在磁場靜態分析中，由氣隙磁密分布質量可知，其基波中存在諧波分量，在一定程度上增加了該裝置的振動效應和噪聲。

（2）在瞬態空載特性分析中，發現空載反電勢存在諧波分量，但諧波較小，對機電液耦合器的影響較小；齒槽轉矩屬于不利因素，呈周期性變化，是造成機電液耦合器發生振動的重要因素。

（3）根據電磁轉矩特性分析結果，提高永磁體厚度有利于增大輸出轉矩。柱塞結構增大了磁阻，在一定程度上制約了輸出轉矩。電流超前角導致磁場扭斜，提高了轉矩的波動性和整體幅值。