電動車永磁同步電機轉(zhuǎn)矩波動分析及測試

王斯博, 趙慧超, 李志宇, 王曉旭

(中國第一汽車股份有限公司技術(shù)中心電動車部,吉林長春130011)

電動車永磁同步電機轉(zhuǎn)矩波動分析及測試

王斯博, 趙慧超, 李志宇, 王曉旭

(中國第一汽車股份有限公司技術(shù)中心電動車部,吉林長春130011)

研究了電動車傳動系統(tǒng)諧振的特點,推導(dǎo)了電動車傳動系統(tǒng)諧振方程,論證了永磁同步電機轉(zhuǎn)矩波動引起整車低速抖動的機理。建立了氣隙諧波磁場產(chǎn)生轉(zhuǎn)矩波動的數(shù)學(xué)模型,揭示了永磁同步電機轉(zhuǎn)矩波動的頻率與幅值特性。根據(jù)電動汽車低速諧振特性與同步電機轉(zhuǎn)矩波動幅頻的對應(yīng)特點,并且針對國內(nèi)外少有文獻(xiàn)對車用電機轉(zhuǎn)矩波動測試方法進(jìn)行分析的現(xiàn)狀,搭建了轉(zhuǎn)矩波動動態(tài)測試臺架,通過試驗驗證了轉(zhuǎn)矩波動頻次分析的正確性,同時為了彌補波動動態(tài)測試會產(chǎn)生幅值及相位失真的不足,提出一種新型靜態(tài)堵轉(zhuǎn)測試方法,為電動汽車用永磁同步電機提供了準(zhǔn)確的轉(zhuǎn)矩波動測試評價手段。

電動車;傳動系統(tǒng)諧振;永磁同步電機;轉(zhuǎn)矩波動;轉(zhuǎn)矩波動測試

0 引 言

隨著世界各國對汽車排放要求的不斷提高,現(xiàn)今各大主流整車廠都投人重金進(jìn)行混合動力及純電動汽車的研發(fā)。永磁同步電機(PMSM)具有高轉(zhuǎn)矩密度、寬調(diào)速范圍等優(yōu)勢,在電動車領(lǐng)域得到了廣泛的應(yīng)用。然而永磁同步電機也有一些不足,比如說齒槽力矩和轉(zhuǎn)矩波動［1-4］,近年來抑制轉(zhuǎn)矩波動的方法也被廣泛的分析和研究［5-12］。

相比傳統(tǒng)動力總成,電動車新型傳動系統(tǒng)增加了動力電機系統(tǒng),在高轉(zhuǎn)速區(qū)域,電機轉(zhuǎn)矩波動會被轉(zhuǎn)子慣量濾掉,然而在低轉(zhuǎn)速區(qū)域波動對電機輸出特性的影響還是比較明顯的,波動會引起整車低速抖動,特別是波動的頻率與傳動系統(tǒng)諧振頻率相近的情況［13］。動力電機轉(zhuǎn)矩波動影響整車的駕駛性及舒適性,研究波動引起諧振的機理十分必要,而永磁同步電機轉(zhuǎn)矩波動作為諧振的激勵源,研究轉(zhuǎn)矩波動的頻次及幅值特性是分析系統(tǒng)諧振的基礎(chǔ)。為消除波動對整車的影響,抑制永磁同步電機轉(zhuǎn)矩波動對于電動汽車是一項重要應(yīng)用技術(shù),基于傳統(tǒng)電機這部分技術(shù)相對成熟可靠,而結(jié)合車用永磁電機及控制方法特點設(shè)計電機試驗臺架完成轉(zhuǎn)矩波動測試,并進(jìn)一步給出合理的車用動力永磁同步電機轉(zhuǎn)矩波動的評價方法是我們面臨的新的技術(shù)難題。因此,綜合考慮轉(zhuǎn)矩波動對整車的影響及永磁電機轉(zhuǎn)矩波動的特點,提出車用永磁同步電機轉(zhuǎn)矩波動測試方法具有重要意義。

文獻(xiàn)［14］論證了發(fā)動機扭振產(chǎn)生傳動系統(tǒng)諧振的原理,并通過發(fā)動機主動扭矩補償降低了諧振影響,但是目前尚未有文獻(xiàn)詳細(xì)分析電機引人傳動系統(tǒng)諧振的原因及特點。文獻(xiàn)［15］分析了電機氣隙磁場諧波對轉(zhuǎn)矩波動的影響,并通過斜槽等方法優(yōu)化磁場,減小諧波分量。文獻(xiàn)［16］從逆變器控制及測試系統(tǒng)誤差、PWM調(diào)制方式及死區(qū)效應(yīng)等影響人手,研究了時間諧波電流對轉(zhuǎn)矩波動的影響。以上文獻(xiàn)大多通過FEA方法進(jìn)行分析,而缺少嚴(yán)格的試驗評價手段對優(yōu)化的方法進(jìn)行驗證。文獻(xiàn)［17］分別設(shè)計了轉(zhuǎn)矩波動的測試裝置,并說明了傳感器剛度、測試系統(tǒng)機械設(shè)計、負(fù)載測功機類型等對正確測試轉(zhuǎn)矩波動的影響。文獻(xiàn)［18］中采用了平衡式直接測量的方法,并分析了動態(tài)測試的特性及測試結(jié)果的偏差原因,給出了優(yōu)化測試系統(tǒng)的方法。上述文獻(xiàn)沒有給出如何準(zhǔn)確測量轉(zhuǎn)矩波動幅值及相位的方法,也沒有將矢量控制角度與轉(zhuǎn)矩波動幅值結(jié)合進(jìn)行測試。

本文結(jié)合混合動力車傳動系統(tǒng)構(gòu)型特點,分析了永磁同步電機轉(zhuǎn)矩波動引發(fā)傳動系統(tǒng)諧振的原因,推導(dǎo)了電機氣隙磁場諧波引發(fā)電機轉(zhuǎn)矩波動的機理,針對車用永磁同步電機引發(fā)傳動系統(tǒng)諧振的低速特性,綜合永磁同步電機轉(zhuǎn)矩波動低轉(zhuǎn)速區(qū)域幅頻特點,設(shè)計了波動動態(tài)及靜態(tài)測試裝置,建模分析了動態(tài)測試對測試結(jié)果幅值及相位的影響,最終通過試驗驗證了轉(zhuǎn)矩波動理論分析的正確性,并對比分析動態(tài)及靜態(tài)測試結(jié)果,確定了轉(zhuǎn)矩波動的測試評價方法,從而為車用永磁電機轉(zhuǎn)矩波動測試評價提供了準(zhǔn)確的方法。

1 電動車動力傳動系統(tǒng)諧振模型

在實際的傳動系統(tǒng)中,電機輸出扭矩通過變速箱、驅(qū)動軸、差速器、半軸等傳動機構(gòu)作用在輪胎上,這些彈性單元的存在將在系統(tǒng)中引人諧振點,引發(fā)機械諧振?；旌蟿恿图冸妱悠噦鲃酉到y(tǒng)諧振與發(fā)動機扭轉(zhuǎn)諧振原理相似,傳動系統(tǒng)諧振的特點取決于電動車動力總成構(gòu)型,而目前應(yīng)用較為廣泛的是混合動力P2構(gòu)型,其中奔馳E400L和紅旗插電式混動H7都是P2構(gòu)型的典型代表,本文以P2構(gòu)型為基礎(chǔ)分析研究電動汽車諧振的特點。

圖1 電動車傳動系統(tǒng)拓?fù)鋱DFig.1 An electric vehicle d rive system topology

P2構(gòu)型的動力總成由渦輪增壓汽油機、濕式分離離合器、永磁同步電機系統(tǒng)、七速雙離合變速器、傳動軸、差速器、左右半軸組成,電機布置在發(fā)動機和雙離合變速箱之間,電機同發(fā)動機通過之間連接的濕式離合器解藕動力輸出。當(dāng)離合器分離時,整車可以通過電機進(jìn)行純電動行駛,當(dāng)離合器結(jié)合時,電機與發(fā)動機串聯(lián)輸出,電機可行車助力,也可進(jìn)行制動能量回收。這種構(gòu)型使傳動系統(tǒng)諧振問題產(chǎn)生新的特點,永磁同步電機的轉(zhuǎn)矩波動頻率相近或等于傳動系統(tǒng)固有諧振頻率的時候,整車縱向振動嚴(yán)重影響車輛性能表現(xiàn)及駕駛乘坐舒適程度,而且這種諧振會引人車身階次振動,增加車內(nèi)噪聲,加速傳動部件的疲勞［19］。

簡化的傳動系統(tǒng)模型見圖1,相比傳統(tǒng)動力總成,P2構(gòu)型中的永磁同步電機轉(zhuǎn)動慣量高,與傳動軸、輪邊慣量組成典型的雙慣量系統(tǒng),傳動軸有阻尼和彈性環(huán)節(jié)。傳動系統(tǒng)諧振可以通過以下的微分方程表示

式中:JEM:動力電機慣量,Jveh:整車慣量,Dsw:傳動軸阻尼系數(shù),Csw:傳動軸彈性系數(shù),TEM:動力電機扭矩,Tveh:負(fù)載扭矩,DEM:電機端等效阻尼系數(shù),Dveh:整車等效阻尼系數(shù),n:變速箱速比。

TEM是通過HCU(整車控制器)發(fā)出的電機輸出扭矩,不同的變速箱速比對應(yīng)不同的傳動系統(tǒng)諧振頻率,電機轉(zhuǎn)矩中波動成分的頻率與電機當(dāng)前的轉(zhuǎn)速成正比,忽略半軸阻尼,對上述微分方程進(jìn)行拉普拉斯變換,得

根據(jù)上式可以推導(dǎo)出圖2所示的傳動系統(tǒng)模型框圖,從而推導(dǎo)出電機轉(zhuǎn)速、整車加速度、電磁轉(zhuǎn)矩之間的傳遞函數(shù),如式(3)所示

圖2 傳動系統(tǒng)模型框圖Fig.2 Transm ission model diagram

在頻域?qū)鲃酉到y(tǒng)模型的進(jìn)行分析,很容易得出諧振現(xiàn)象的原因。圖3代表式(3)的幅頻特性和相頻曲線,表示Gω(s)和Gacc(s)的傳遞關(guān)系,可以看出在諧振頻率點,轉(zhuǎn)速和加速度增益突然增大,傳動系統(tǒng)對此頻率點響應(yīng)比較強烈。電機的轉(zhuǎn)動慣量JSM,整車等效轉(zhuǎn)動慣量Jveh,傳動軸的剛度系數(shù)Csw是影響系統(tǒng)極點的主要參數(shù),本文用于計算的傳動系統(tǒng)模型主要參數(shù)來自于整車仿真及試驗數(shù)據(jù),Jveh大約240 kg/m,JEM約為0.122 kg/m,1擋傳動比約為4.4,傳動軸剛度系數(shù)約為6 200N·m/rad。傳動系統(tǒng)對應(yīng)電機轉(zhuǎn)矩波動頻率在8 Hz左右時發(fā)生諧振,1擋傳動系統(tǒng)諧振頻率約為2 Hz。

圖3 電機轉(zhuǎn)速傳函Gω(s)與整車加速度傳函Gacc(s)伯德圖Fig.3 Motor speed transfer function Gω(s)and vehicle acceleration transfer function Gacc(s)

基于目前傳動系統(tǒng)工藝及材料的發(fā)展,電動車動力總成繼承了傳統(tǒng)汽車特點,除采用輪轂電機的車型外,其余構(gòu)型電機與整車之間都包含變速器和傳動軸系統(tǒng),正如上文論證的P2構(gòu)型一樣,整車慣量、傳動比及傳動系統(tǒng)彈性系數(shù)、阻尼系數(shù)等影響諧振頻率的參數(shù)相差不大,轉(zhuǎn)矩波動引發(fā)諧振的頻率一般在10 Hz以下,具有低速特性。

2 永磁同步電機轉(zhuǎn)矩波動分析

上一章分析了永磁同步電機轉(zhuǎn)矩波動引發(fā)傳動系統(tǒng)諧振的機理,下面主要分析永磁同步電機轉(zhuǎn)矩波動產(chǎn)生的原因及特點。理想情況下,具有空間正弦分布繞組的永磁同步電機,通過三相正弦電流后,電磁轉(zhuǎn)矩保持恒定,不存在轉(zhuǎn)矩波動,但是實際運行中,反電勢諧波及電流時間諧波會導(dǎo)致電磁轉(zhuǎn)矩中的轉(zhuǎn)矩波動。另外,永磁同步電機轉(zhuǎn)子永磁體和定子齒槽相互作用會產(chǎn)生齒槽轉(zhuǎn)矩,這部分隨著轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)而周期變化的轉(zhuǎn)矩同樣也是轉(zhuǎn)矩波動的組成成分［20］。通常來講,引起車用永磁同步電機轉(zhuǎn)矩波動的因素主要可以分為以下幾點:

1)氣隙磁場諧波;

2)齒槽力矩;

3)氣隙磁場諧波;

4)定子電流時間諧波;

5)電機磁路飽和的影響;

6)量產(chǎn)制造工藝影響,如定轉(zhuǎn)子偏心。

目前車用永磁同步電機為了提高轉(zhuǎn)矩輸出能力,降低損耗,在整車低速行駛區(qū)基本采用的是MTPA控制,通過增加Id電流提高轉(zhuǎn)矩中的磁阻轉(zhuǎn)矩,甚至在峰值扭矩點,Id與Iq近乎相等。電機輸出的電磁轉(zhuǎn)矩可以表示為

式中:ψF:永磁體磁鏈,Ld:d軸電感,Lq:q軸電感,基于式(4),可以將永磁電機輸出的轉(zhuǎn)矩波動成分定義成

式中:Tcog:齒槽力矩,Δψf磁鏈隨轉(zhuǎn)子電角度的幅值變量,ΔLdq:dq軸電感隨轉(zhuǎn)子電角度的幅值變量。Tcog幅值隨轉(zhuǎn)子位置變化,其變化周期與電機極對數(shù)及齒數(shù)配合相關(guān)。忽略電機磁路飽和效應(yīng)及定轉(zhuǎn)子偏心等生產(chǎn)制造工藝引起的偏差,且考慮到一般車用動力電機齒槽力矩比較小,本文主要分析氣隙磁場諧波對轉(zhuǎn)矩波動的影響。

永磁同步電機電磁轉(zhuǎn)矩由永磁轉(zhuǎn)矩和磁阻轉(zhuǎn)矩組成,分析電磁轉(zhuǎn)矩波動需在模型中引人空間氣隙磁場諧波,轉(zhuǎn)子dq軸諧波電壓方程及電磁轉(zhuǎn)矩方程如下［21］:式中:[idψ?d(θ)-idψ?q(θ)]代表在定子側(cè)感生出的dq軸諧波磁鏈,磁鏈諧波是電機電氣角度的函數(shù),可表示為ψ?d(θ),ψ?q(θ)諧波磁鏈方程［22］

式中:fhd(θ),fhq(θ)表示磁鏈諧波dq軸分量;ψh,n為n階磁鏈諧波幅值。三相基波正弦電流,表示成dq坐標(biāo)系有如下形式

三相電流無時間諧波,φel為內(nèi)功率因數(shù)角,且忽略定子鐵心飽和影響,Ld、Lq不受定子開槽及電位角影響。諧波電磁轉(zhuǎn)矩方程為

式中:ψ1為氣隙主磁通基波分量,電磁轉(zhuǎn)矩中既包含的由永磁轉(zhuǎn)矩pψ i和磁阻轉(zhuǎn)矩p(L-L)×1qdqidiq組成的恒定轉(zhuǎn)矩,同樣包含由磁場諧波引超的轉(zhuǎn)矩波動分量

通過式(11)可以看到,轉(zhuǎn)矩波動的頻率為電機電頻率的6n倍,即轉(zhuǎn)矩波動第6n階頻率為6nfe,fe為電機電頻率,n=1,2,3……∞。因φel在MTPA區(qū)域不隨fe而改變,波動幅值大小與電頻率無關(guān),可根據(jù)轉(zhuǎn)子位置確定。

3 轉(zhuǎn)矩波動測量與分析

通過上兩個章節(jié)的分析可知引起諧振的電機轉(zhuǎn)矩波動頻率較低,波動幅值與電頻率無關(guān),與轉(zhuǎn)子位置相關(guān)。根據(jù)以上特點,下面介紹本文設(shè)計的轉(zhuǎn)矩波動動態(tài)及靜態(tài)測試裝置。

一般來說轉(zhuǎn)矩波動的動態(tài)測量比較難以實現(xiàn),主要有兩個原因:1)轉(zhuǎn)矩傳感器動態(tài)測試采樣率限制;2)動態(tài)測試系統(tǒng)的諧振限制。本文使用的轉(zhuǎn)矩波動測試裝置結(jié)構(gòu)圖如圖4所示。

圖4 轉(zhuǎn)矩波動檢測裝置結(jié)構(gòu)圖Fig.4 The structure fo the torque fluctuation detection system

為了準(zhǔn)確的測取電機在低頻率的轉(zhuǎn)矩波動,在設(shè)計轉(zhuǎn)矩波動測試裝置時有以下幾點需要特別注意:

1)采用采樣率和精度都較高的傳感器,試驗選用的扭矩傳感器為德國進(jìn)口非接觸式傳感器;

2)為消除負(fù)載側(cè)對轉(zhuǎn)矩波動測試的影響,選用相比永磁同步電機慣量大20倍的感應(yīng)異步機作為負(fù)載測功機,大慣量的負(fù)載測功機相當(dāng)于慣性輪,濾除了負(fù)載側(cè)轉(zhuǎn)矩波動對測試的影響;

3)電機與測功機對中精度要求在0.05 mm之內(nèi),排除由于對中產(chǎn)生的誤差轉(zhuǎn)矩波動影響;

4)負(fù)載測功機控制用位置傳感器選用分辨率為16384的旋變傳感器,保證在低轉(zhuǎn)速運行區(qū)域有較高的控制精度和穩(wěn)定性;

5聯(lián)軸器選用高剛度的金屬材料,避免測試系統(tǒng)產(chǎn)生低通濾波器效應(yīng)。

下面主要進(jìn)行轉(zhuǎn)矩波動動態(tài)測試特性分析,測試系統(tǒng)的動態(tài)方程為

忽略含有阻尼的項,簡化后的系統(tǒng)傳遞函數(shù)如下

將負(fù)載慣量、電機慣量及傳感器彈性系數(shù)帶人式(13),傳遞函數(shù)的波特圖如圖5所示,測試的轉(zhuǎn)矩波動頻率在接近測試系統(tǒng)諧振頻率的情況下,幅值突變失真,相位改變180°。由此可見,轉(zhuǎn)矩波動動態(tài)測試具有一定的頻率局限性,且幅值受到測功機及電機轉(zhuǎn)動慣量的影響,測量值與真實值之比

圖5 轉(zhuǎn)矩波動動態(tài)測試傳函Gtest(s)波特圖Fig.5 Bode plots of the torque ripp le dynam ic testing transfer function

為消除動態(tài)測試可能產(chǎn)生的幅值及相位失真,在圖4所示的測功機及轉(zhuǎn)矩轉(zhuǎn)速傳感器中間設(shè)計加裝了一個靜態(tài)堵轉(zhuǎn)裝置,通過測功機角度控制模式將被測電機靜止在某個轉(zhuǎn)子位置上,類似于剎車盤的裝置如圖6所示將測功機連接軸壓緊,該裝置是通過液壓系統(tǒng)提供的壓緊力保證靜態(tài)加載可承受足夠的反向扭矩,測功機角度控制分辨率為0.5度,即可完成一個機械周期720等分的堵轉(zhuǎn)。在給定相同輸人工況的條件下,通過多角度堵轉(zhuǎn),可以靜態(tài)測試永磁同步電機在不同轉(zhuǎn)子位置下對應(yīng)輸出的扭矩值,同時記錄旋變上傳的位置角度及A、B、C相電流值,這樣通過靜態(tài)堵轉(zhuǎn)加載扭矩測試可完成電機轉(zhuǎn)矩波動測試。

圖6 靜態(tài)堵轉(zhuǎn)裝置Fig.6 Static locked-rotor device

4 試驗結(jié)果及分析

為了驗證之前的理論分析,我們選用國產(chǎn)某P2構(gòu)型電動車上使用的三相永磁同步電機作為測試對象,電機極對數(shù)為10,槽數(shù)為30,額定扭矩為100Nm。試驗驗證分兩部分實施:電機低轉(zhuǎn)速區(qū)域動態(tài)轉(zhuǎn)矩測試及電機靜態(tài)堵轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)矩測試。

試驗過程中測試電機在不同轉(zhuǎn)速下額定負(fù)載的轉(zhuǎn)矩波動,電機轉(zhuǎn)速分別選取120、240、300、360 r/min。圖7分別為120、240、300、360 r/min的轉(zhuǎn)矩波動波形,通過快速傅里葉變換可以得到轉(zhuǎn)矩波動的頻域特性,圖8分別為120、240、300、360 r/min的轉(zhuǎn)矩波動測試頻譜圖。

在圖7中可以發(fā)現(xiàn)對應(yīng)120 r/min及240 r/min轉(zhuǎn)速的轉(zhuǎn)矩波動在1個電周期內(nèi)有6個脈動,而300 r/min及360 r/min對應(yīng)的轉(zhuǎn)矩波動沒有明顯規(guī)律。通過圖8中的4個轉(zhuǎn)速下轉(zhuǎn)矩波動的FFT圖形進(jìn)行分析,可以清楚的看到轉(zhuǎn)矩在6fe處有明顯的波動分量,這與第3章論證的氣隙磁通諧波產(chǎn)生電磁轉(zhuǎn)矩波動率為6nfe結(jié)論一致,n=1。由第4章動態(tài)測試特性分析可知,測試系統(tǒng)對大于諧振頻率的動態(tài)信號有幅值抑制效果,12fe、18fe頻率點測試的波動幅值極小,通過FFT數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)在300 r/min對應(yīng)12fe即600 Hz頻率的波動幅值測試結(jié)果約為0.1 N·m。

通過4幅FFT對比可以發(fā)現(xiàn),波動都包含160～170 Hz頻率的分量,這部分波動分量與轉(zhuǎn)速無關(guān)。240、300、360 r/min對應(yīng)的240、300、360 Hz轉(zhuǎn)矩波動信號幅值隨頻率增大有明顯衰減現(xiàn)象,且120 Hz與240 Hz轉(zhuǎn)矩波動測試信號相位相差了180°,從而驗證了第4章結(jié)論,160～170 Hz是測試系統(tǒng)的諧振頻率點。諧振點處測試的扭矩主要是由于時間電流諧波、系統(tǒng)誤差等轉(zhuǎn)矩波動引起的。

圖7 不同轉(zhuǎn)速100 N·m轉(zhuǎn)矩波動測試曲線Fig.7 Under different speed 100 N·m torque ripple test curve

為比較動態(tài)與靜態(tài)的測試效果,電機靜態(tài)堵轉(zhuǎn)扭矩測試點也選取100 N·m進(jìn)行測試。圖9為靜態(tài)轉(zhuǎn)矩波動測試結(jié)果,在1個電周期內(nèi),轉(zhuǎn)子位置從0～360電角度轉(zhuǎn)矩明顯有6個脈動,波動頻率為電頻率的6倍,其中12次、18次諧波脈動通過FFT可以得出。轉(zhuǎn)矩波動的幅值約為5 N·m,相比120 r/min時波動為10 N·m的動態(tài)測試結(jié)果,堵轉(zhuǎn)測試結(jié)果更真實準(zhǔn)確,而動態(tài)測試受諧振影響幅值失真嚴(yán)重。堵轉(zhuǎn)測試時在每個堵轉(zhuǎn)點三相繞組相當(dāng)于通過直流電,各個位置點的電流值擬合后可以在圖中看到三相電流正弦度較好。

圖8 不同轉(zhuǎn)速100 N·m轉(zhuǎn)矩波動測試頻譜圖Fig.8 Under different speed 100 N·m torque ripple test spectrum

通過上述靜態(tài)堵轉(zhuǎn)測試,可以更準(zhǔn)確地得到不同轉(zhuǎn)子位置下的轉(zhuǎn)矩波動與三相電流對應(yīng)關(guān)系,相比動態(tài)測試排除了固有系統(tǒng)誤差的影響,轉(zhuǎn)矩波動的相位和幅值更加真實。轉(zhuǎn)矩波動動態(tài)測試在一定程度上可以反映轉(zhuǎn)矩波動的幅值及頻率,但是動態(tài)測試結(jié)果的準(zhǔn)確性會受臺架諧振的影響,而通過靜態(tài)堵轉(zhuǎn)測試可以驗證對應(yīng)整車低速運行區(qū)域即電機MTPA控制區(qū)域轉(zhuǎn)矩波動消除方法的效果,也可為根據(jù)不同轉(zhuǎn)子位置的轉(zhuǎn)矩波動補償算法提供補償依據(jù)。

圖9 靜態(tài)堵轉(zhuǎn)測試100 N·m轉(zhuǎn)矩波動對應(yīng)三相電流及轉(zhuǎn)子位置角度測試曲線Fig.9 Static locked rotor test three-phase current and rotor position angle corresponding to 100 N·m torque ripple test curve

5 結(jié) 論

本文通過分析計算及試驗可以得出以下結(jié)論:

1)永磁同步電機轉(zhuǎn)矩波動頻率與傳動系統(tǒng)諧振頻率相近時會引起整車傳動系統(tǒng)諧振,諧振具有低速特性;

2)永磁同步電機非正弦氣隙諧波磁場會引發(fā)6n階轉(zhuǎn)矩波動,低轉(zhuǎn)速采用MTPA控制區(qū)域波動幅值大小僅與轉(zhuǎn)子位置相關(guān);

3)轉(zhuǎn)矩波動動態(tài)測試受測試臺架設(shè)計參數(shù)影響,臺架諧振會引起轉(zhuǎn)矩波動測試幅值及相位的失真;

4)靜態(tài)堵轉(zhuǎn)測試可穩(wěn)定真實的反映電動車低速轉(zhuǎn)矩波動幅值及相位,可為電動汽車用永磁同步電機轉(zhuǎn)矩波動提供準(zhǔn)確的測試評價手段。

［1］ STAMENKOVIC I,JOVANOVICD,VUKOSAVIC S.Torque ripple verification in PM machines［C］//The International Conference on Computer as a Tool-EUROCON,Nov 21-24,2005,Belgrade,Yugoslavia.2005,2:1497-1500.

［2］ ZHU Z Q,WU L J,XIA Z P.An accurate subdomain model for magnetic field computation in slotted surface-mounted permanentmagnetmachines［J］.IEEE Transactions on Magnetics,2010,46 (4):1100-1115.

［3］ 吳茂剛,趙榮祥.矢量控制永磁同步電動機的轉(zhuǎn)矩脈動分析［J］.電工技術(shù)學(xué)報,2007,22(2):9-14. WU Maogang,ZHAO Rongxiang.Analysis of torque ripples of vector-controlled permanent magnet synchronous motors［J］. Transactions of China Electrotechnical Socoety,2007,22(2):9 -14.

［4］ NG B H,RAHMAN M F,LOW T S,et al.An investigation into the effects ofmachine parameters on torque pulsations in a brushless DC drive［C］//14th Annual Conference of Industrial Electronics Society,Oct 24-28,1988,Singapore.1988,3:749 -754.

［5］ HUNG JY,DING Z.Design of currents to reduce torque ripple in brushless permanentmagnetmotors［J］.IEEE Proceedings B E-lectric Power Applications,1993,140(4):260-266.

［6］ HOLTZ J,SPRINGON L.Identification and compensation of torque ripple in high-precision permanent magnet motor drives［J］.IEEE Transactions on Industrial Electronics,1996,43 (2):309-320.

［7］ QIANW,XU JX,PANDA SK.Periodic torque ripplesminimization in PMSM using learning variable structure controlbased on a torque observer［C］//The29th Annual Conference of the IEEE Industrial Electronics Society,Nov 2-6,2003,Singapore.2003,3:2983-2988.

［8］ BRAMERDORFER G,AMRHEIN W,LANSER S.PMSM for high demands on low torque ripple using optimized stator phase currents controlled by an iterative learning control algorithm［C］//IECON 2013-39th Annual Conference of Industrial Electronics Society,Nov 10-13,2013,Vienna,Austria.2013: 8488-8493.

［9］ JAHNS T M,SOONG W L.Pulsating torqueminimization techniques for permanentmagnet ACmotor drives-a review［J］.IEEE Transactions on Industrial Electronics,1996,43(2):321-330.

［10］ LI T,SLEMON G.Reduction of cogging torque in permanent magnetmotors［J］.IEEE Transactions on Magnetics,1988,24 (6):2901-2903.

［11］ PARK Y,CHO JH,SONG SG,et al.Study on reducing cogging torque of Interior PM Motor for electric vehicle［C］//2012 IEEE Vehicle Power and Propulsion Conference(VPPC),Oct9 -12,2012,Seoul,South Korea.2012:171-175.

［12］ 楊明,胡浩,徐殿國.永磁交流伺服系統(tǒng)機械諧振成因及其控制［J］.電機與控制學(xué)報,2012,16(1):79-84. YANG Ming,HU Hao,XU Dianguo.Cause and suppression of mechanical resonance in PMSM servo system［J］.Electric Machines and Control,2012,16(1):79-84.

［13］ WANG Y,JING H,CHENW,et al.The analysis and simulation ofmotor's torque ripple in electric vehicle［C］//2011 International Conference on Consumer Electronics,Communications and Networks(CECNet),April 16-18,2011,Xianning,China.2011:5328-5331.

［14］ BERRIRIM,CHEVREL P,LEFEBVRE D.Active damping of automotive powertrain oscillations by a partial torque compensator［J］.Control Engineering Practice,2008,16(7):874-883.

［15］ AZAR Z,ZHU Z Q,OMBACH G.Influence of electric loading and magnetic saturation on cogging torque,back-EMF and torque ripple of PM machines［J］.IEEE Transactions on Magnetics,2012,48(10):2650-2658.

［16］ CHEN S,NAMUDURIC,MIR S.Controller-induced parasitic torque ripples in a PM synchronous motor［J］.IEEE Transactions on Industry Applications,2002,38(5):1273-1281.

［17］ HEINS G,THIRLE M,BROWN T.Accurate torque ripple measurement for PMSM［J］.IEEE Transactions on Instrumentation and Measurement,2011,60(12):3868-3874.

［18］ 朱宏偉,鄒繼斌.平衡式永磁同步電動機力矩波動直接測試系統(tǒng)的動態(tài)特性研究［J］.電工技術(shù)學(xué)報,2007,22(7):160 -164. ZHU Hongwei,ZOU Jibin.Dynamic characteristic analysis on the direct torque ripple testing system of PMSM［J］.Transactions of China Electrotechnical Society,2007,22(7):160-164.

［19］ 梁銳.電動車動力傳動系統(tǒng)扭轉(zhuǎn)振動研究:［D］.上海:同濟大學(xué)汽車學(xué)院車輛工程,2008:10-15.

［20］ 王秀和,丁婷婷,楊玉波,等.自起動永磁同步電動機齒槽轉(zhuǎn)矩的研究［J］.中國電機工程學(xué)報,2005,25(18):167 -170. WANG Xiuhe,DING Tingting,YANG Yubo,etal.Study of cogging torque in line-start permanent magnet synchronous motors［J］.Proceedings of the CSEE,2005,25(18):167-170.

［21］ 李景燦,廖勇.考慮飽和及轉(zhuǎn)子磁場諧波的永磁同步電機模型［J］.中國電機工程學(xué)報,2011,31(3):60-66. LIJingcan,LIAO Yong.Model of permanentmagnet synchronous motor considering saturation and rotor flux harmonics［J］.Proceedings of the CSEE,2011,31(3):60-66.

［22］ CHO K Y,BAE JD,CHUNG SK,etal.Torque harmonicsminimisation in permanent magnet synchronous motor with back EMF estimation［J］.IEEE Proceedings-Electric Power Applications,1994,141(6):323-330.

(編輯:張詩閣)

Analysis and test for torque ripp le of permanentmagnet synchronousmotor for electric vehicle

WANG Si-bo, ZHAO Hui-chao, LIZhi-yu, WANG Xiao-xu
(Electric Vehicle Dept,FAW R&D Center,Changchun 130011,China)

The characteristic of powertrain torsional vibration was studied in an electric vehicle,themathematical equation of powertrain torsional vibration was built,and the reason was that the electric vehicle powertrain resonateswithmotor's torque ripple in low speed condition.Then,themodel of torque ripple due to non-sinusoidalmagnetic field distribution was built,and the orders and frequencies of torque ripple in PMSM(permanentmagnet synchronousmotor)were analyzed.According to the relationship between the torsional vibration in low-speed of the electric vehicle and the frequency ofmotor torque ripple,for the situation that therewere few literatures on analyzing the torque ripple and testmethod of PMSM in electric vehicles,a dynamic torque ripple test bench was built.The correctness of the torque ripple frequency analysis is verified by testing.Meanwhile,in order tomake up the amplitude and phase distortion caused by the dynamic test,a new locked-rotor staticmethod for torque ripple testwas proposed.It provides an accuratemeans of testing and evaluation for the torque ripple of PMSM in electric vehicles.

electric vehicle;powertrain torsional vibration;permanentmagnet synchronousmotor;torque ripple; torque ripple test

10.15938/j.emc.2015.09.014

TM 306

A

1007-449X(2015)09-0095-08

2014-06-25

中央企業(yè)電動車產(chǎn)業(yè)聯(lián)盟共性技術(shù)合作項目-驅(qū)動電機系統(tǒng)評價技術(shù)(JS-308)

王斯博(1986—),男,碩士,工程師,研究方向為車用動力電機系統(tǒng)測試評價技術(shù);趙慧超(1977—),男,碩士,高級工程師,研究方向為車用動力電機系統(tǒng)設(shè)計;李志宇(1986—),男,學(xué)士,助理工程師,研究方向為動力電機系統(tǒng)測試評價技術(shù);王曉旭(1986—),女,碩士,助理工程師,研究方向為動力電機系統(tǒng)測試評價技術(shù)。

王斯博