電動汽車用可變磁通外轉(zhuǎn)子輪轂直驅(qū)永磁電機(jī)研究

劉建林，馮垚徑，李芳，劉波，馮洲

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電動汽車用可變磁通外轉(zhuǎn)子輪轂直驅(qū)永磁電機(jī)研究

劉建林1, 2，馮垚徑1，李芳1，劉波1，馮洲3

(1.湖南大學(xué) 電氣與信息工程學(xué)院，湖南 長沙，410082；2. 湖南機(jī)電職業(yè)技術(shù)學(xué)院 電氣工程學(xué)院，湖南 長沙，410151；3. 湖南創(chuàng)博龍智信息科技股份有限公司，湖南 長沙，410205)

針對電動汽車用輪轂直驅(qū)電機(jī)技術(shù)研究現(xiàn)狀，提出一種新型外轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的可變磁通永磁電機(jī)(variable flux permanent magnet motor, VFPMM)。首先提出該電機(jī)的結(jié)構(gòu)拓?fù)?，結(jié)合釹鐵硼(NdFeB)永磁體轉(zhuǎn)矩增強(qiáng)和鋁鎳鈷(AlNiCo)永磁體磁通可變的特點，分析磁通調(diào)節(jié)的機(jī)理。其次，討論電機(jī)的電磁設(shè)計規(guī)律，分析和推導(dǎo)永磁體的設(shè)計和計算方法，并在此基礎(chǔ)上設(shè)計1臺功率為3 kW的樣機(jī)。通過有限元仿真，分析設(shè)計樣機(jī)的磁化特性，獲得電機(jī)的基本運行性能曲線和效率map圖，驗證所提電機(jī)設(shè)計的合理性。最后，制作實驗樣機(jī)。研究結(jié)果表明：該樣機(jī)的恒功率調(diào)速范圍寬，動態(tài)性能良好，全局效率較高，滿足設(shè)計指標(biāo)要求。

外轉(zhuǎn)子永磁電機(jī)；可變磁通；磁化特性；輪轂直驅(qū)；有限元

當(dāng)今社會，汽車已成為人類不可或缺的交通工具。數(shù)目龐大的燃油汽車一方面耗用了巨量有限的石油資源，另一方面也造成了極大的環(huán)境污染。出于環(huán)保和節(jié)能的雙重考慮，人們亟需尋找燃油汽車的替代產(chǎn)品。

不消耗石油資源、清潔無污染的電動汽車近年來受到人們的廣泛關(guān)注并取得快速發(fā)展[1?3]。輪轂直驅(qū)作為一種新興的電動汽車驅(qū)動方式，是電動汽車未來的發(fā)展趨勢[4?6]。電動汽車中電機(jī)的節(jié)能對提升電驅(qū)動系統(tǒng)乃至整車性能至關(guān)重要。永磁同步電機(jī)的轉(zhuǎn)子磁場由永磁體產(chǎn)生，省去了轉(zhuǎn)子銅耗繞組，大大減小了電機(jī)的體積和質(zhì)量，降低了損耗，尤其是稀土永磁同步電動機(jī)(rare earth permanent magnet synchronous motor, REPMSM)因其高轉(zhuǎn)矩密度和高效率常常被優(yōu)先選 擇[7?9]。然而，永磁同步電機(jī)由于永磁磁場不可控，電機(jī)的調(diào)速范圍較窄，需采取控制策略來拓展其轉(zhuǎn)速范圍[10?12]。為提高最大轉(zhuǎn)速，電機(jī)常采用弱磁控制，但實施中往往難以達(dá)到預(yù)期效果，并伴隨一系列新的問題：對逆變器容量要求高，弱磁所需電流引起定子銅耗增加[13?14]，弱磁時可能出現(xiàn)逆變失敗導(dǎo)致變頻器功率器件損壞等。為了從本體設(shè)計方面提高弱磁擴(kuò)速性能，研究者們陸續(xù)提出了一些新結(jié)構(gòu)的永磁電機(jī)。除混合勵磁永磁電機(jī)除轉(zhuǎn)子上的永磁體提供磁通外，在定子上還布置一套環(huán)形直流勵磁繞組，氣隙磁場由永磁體和電勵磁這2種勵磁方式共同建立，依靠直流環(huán)形磁電勵磁繞組容易調(diào)整氣隙磁場[15?17]，有利于弱磁擴(kuò)速。但這種結(jié)構(gòu)的電機(jī)功率密度較低，負(fù)載時勵磁電流較大，效率不高。程樹康等[18]提出一種永磁磁路變磁阻可控磁通永磁電機(jī)，采用特殊的永磁體槽隔磁設(shè)計，利用離心力作用下永磁體在槽內(nèi)的滑動，可實現(xiàn)轉(zhuǎn)速升高時永磁磁場的自動減弱。但該電機(jī)的永磁體與鐵心間存在較大的電磁力、摩擦力、重力、熱脹冷縮等問題，且實施較復(fù)雜。上述研究的電機(jī)結(jié)構(gòu)顯然并不適用于電動汽車輪轂直驅(qū)系統(tǒng)。為此，本文提出一種適合于輪轂直驅(qū)應(yīng)用的可變磁通的新型外轉(zhuǎn)子永磁同步電機(jī)(variable flux permanent magnet motor, VFPMM)。電機(jī)采用釹鐵硼(NdFeB)永磁體與鋁鎳鈷(AlNiCo)永磁體共同構(gòu)成復(fù)合式磁極，通過在定子繞組內(nèi)施加可控的直流電流矢量脈沖d即可改變鋁鎳鈷永磁體的磁化狀態(tài)，從而調(diào)節(jié)氣隙磁通，實現(xiàn)電機(jī)的本體弱磁。電機(jī)的外轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)相對于內(nèi)轉(zhuǎn)子而言，更容易實現(xiàn)大轉(zhuǎn)矩和較低的轉(zhuǎn)矩脈動，可保證較寬的恒功率運行調(diào)速范圍和良好的動態(tài)性能。

1 電機(jī)拓?fù)浜痛磐ㄕ{(diào)節(jié)機(jī)理

圖1所示為外轉(zhuǎn)子直驅(qū)式電動輪結(jié)構(gòu)示意圖，電機(jī)外轉(zhuǎn)子和輪胎的輪輞直接連接，省去減速器，簡化了機(jī)械結(jié)構(gòu)，可提高傳動效率，減小汽車質(zhì)量，加大車身空余空間。

圖1 外轉(zhuǎn)子輪轂直驅(qū)電動機(jī)結(jié)構(gòu)示意圖

電機(jī)采用內(nèi)置式改進(jìn)U型磁路結(jié)構(gòu)，如圖2所示。恒定磁通的釹鐵硼永磁與可變磁通的鋁鎳鈷永磁共同構(gòu)成復(fù)合式磁極。釹鐵硼永磁體具有高矯頑力，極性恒定，處于徑向磁路位置，作為主要勵磁提供氣隙主磁通，保證電機(jī)的高功率密度；鋁鎳鈷永磁體矯頑力低，且易被外部磁場磁化，處于切向磁路位置，可由定子繞組中施加的正反向d脈沖產(chǎn)生的直軸電樞磁動勢正反向磁化，起到調(diào)節(jié)磁場的作用，從而確保電機(jī)的可靠弱磁，擴(kuò)大高速運行范圍。

圖2 電機(jī)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)

圖3所示為簡化模型下的電機(jī)磁通調(diào)節(jié)機(jī)理。通過將正(負(fù))脈沖施加到定子繞組以產(chǎn)生電樞磁動勢實現(xiàn)正(負(fù))向磁化。正向磁化指的是鋁鎳鈷永磁體的磁化方向與釹鐵硼永磁體的磁化方向相同；負(fù)向磁化時，釹鎳鈷永磁體的磁化方向與釹鐵硼永磁體的磁化方向相反，此時，釹鐵硼永磁體提供的部分磁通量將在轉(zhuǎn)子鐵芯內(nèi)與鋁鎳鈷永磁體提供的磁通形成回路而造成短路，因此，可以調(diào)整磁場以實現(xiàn)磁通弱化，從而擴(kuò)大高速運行范圍。

(a) 磁通增強(qiáng)(鋁鎳鈷正向磁化)； (b) 磁通減弱(鋁鎳鈷反向磁化)

2 電磁設(shè)計

2.1 技術(shù)指標(biāo)

外轉(zhuǎn)子輪轂直驅(qū)電機(jī)的額定轉(zhuǎn)速取決于所匹配車輛的經(jīng)濟(jì)車速，峰值轉(zhuǎn)速一般按照額定轉(zhuǎn)速的3倍來確定；電機(jī)的供電電源是由車載蓄電池提供恒定的直流母線電壓，通過控制器調(diào)節(jié)輸出；電機(jī)額定轉(zhuǎn)矩可根據(jù)車輛驅(qū)動力要求計算得到，由轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)矩確定電機(jī)功率。本文結(jié)合某車型的實際動力特性，設(shè)計電機(jī)的主要技術(shù)指標(biāo)，如表1所示。

表1 電機(jī)主要技術(shù)參數(shù)

2.2 主要尺寸的選擇

電機(jī)的主要尺寸(定子外徑和鐵芯長)由電磁轉(zhuǎn)矩和電、磁負(fù)荷決定。對于調(diào)速型永磁同步電動機(jī)，轉(zhuǎn)矩與電、磁負(fù)荷及電機(jī)主要尺寸之間有如下關(guān)系：

式中：N為電動機(jī)額定轉(zhuǎn)矩；為電負(fù)荷有效值；δ1為氣隙磁通密度基波幅值；ef為電樞鐵芯長度；a為外轉(zhuǎn)子電機(jī)的定子外徑。各變量取值均采用國際標(biāo)準(zhǔn)單位制。

2.3 定子繞組設(shè)計

感應(yīng)電機(jī)常用的繞組形式對于永磁同步電機(jī)同樣適用。綜合考慮電機(jī)性能要求，本文采用8極36槽的雙層短距分?jǐn)?shù)槽繞組設(shè)計。對于這種形式的繞組，節(jié)距選取比較靈活，能夠使電機(jī)磁動勢諧波含量更小，空載反電動勢波形更接近于正弦波；短距繞組線圈的端部較短，可節(jié)約銅線，減小繞組電阻，降低銅耗。圖4所示為本文設(shè)計的跨距為4的定子繞組接線圖。

圖4 定子繞組接線圖

2.4 永磁材料的選取

釹鐵硼永磁體具有很高的磁能積和矯頑力，能夠保證電機(jī)較高的轉(zhuǎn)矩密度。本文采用的釹鐵硼永磁體牌號為N30UH。鋁鎳鈷永磁體的顯著特點是剩磁密度高(最高可達(dá)1.35 T)、矯頑力低(通常小于160 kA/m)，退磁曲線彎曲，內(nèi)稟退磁曲線與退磁曲線非常接近?；谄浯呕匦?，施加充磁脈沖電流和去磁脈沖電流即可改變鋁鎳鈷永磁體的磁化程度，因而能夠使電機(jī)實現(xiàn)靈活的調(diào)節(jié)磁場。此外，鋁鎳鈷永磁體在高溫下抵抗退磁能力很強(qiáng)，適合于電動汽車的工作環(huán)境。

圖5所示為不同等級的鋁鎳鈷永磁體的退磁 曲線。

由圖5可知：鋁鎳鈷9和鋁鎳鈷5能夠在高磁密條件下運行。但采用鋁鎳鈷5時，需要的磁導(dǎo)系數(shù)大，意味著永磁體厚度很大，容易造成重新磁化過程困難。此外，鋁鎳鈷5的高磁密對磁導(dǎo)系數(shù)的變化非常敏感，電樞反應(yīng)引起的輕微飽和會增加硅鋼片磁阻，引起磁密大幅度下降，從而導(dǎo)致轉(zhuǎn)矩下降。而鋁鎳鈷9能夠提供更加穩(wěn)定的運行點，在較寬的磁場強(qiáng)度范圍內(nèi)退磁曲線呈線性，需要的磁導(dǎo)系數(shù)小，意味著永磁體厚度較小。因此，本文采用鋁鎳鈷9來設(shè)計轉(zhuǎn)子復(fù)合磁極。

1—鋁鎳鈷5；2—鋁鎳鈷6；3—鋁鎳鈷8；4—鋁鎳鈷9。

2.5 永磁體設(shè)計

外轉(zhuǎn)子永磁電機(jī)的磁路計算一般可參照內(nèi)轉(zhuǎn)子永磁電機(jī)的設(shè)計方法。但需要注意的是，外轉(zhuǎn)子電機(jī)的轉(zhuǎn)子軛部可供永磁體放置的空間有限，而本文所提出的可變磁通外轉(zhuǎn)子電機(jī)采用了2種永磁體的復(fù)合式結(jié)構(gòu)，永磁體放置的空間沖突更明顯。因此，結(jié)合磁通調(diào)節(jié)需求，合理設(shè)計復(fù)合磁極結(jié)構(gòu)，對VFPMM的性能至關(guān)重要。

本文基于等效磁路法，對鋁鎳鈷和釹鐵硼這2種永磁體的結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析和計算。圖6所示為電機(jī)幾何參數(shù)示意圖。

圖6 幾何參數(shù)變量的標(biāo)注

2.5.1 釹鐵硼永磁體尺寸設(shè)計

釹鐵硼永磁體對氣隙磁通的貢獻(xiàn)起主要作用，其厚度和寬度可根據(jù)傳統(tǒng)永磁電機(jī)的經(jīng)驗公式計算得到。但由于電機(jī)運行中需要施加直軸去磁脈沖電流，故還要考慮防止產(chǎn)生不可逆退磁。在改變鋁鎳鈷永磁體磁化狀態(tài)時，去磁電流脈沖的作用時間一般只有幾十毫秒，由此引起的電機(jī)溫升不大，根據(jù)本文采用的釹鐵硼永磁體性能參數(shù)，按照傳統(tǒng)電機(jī)設(shè)計原則考慮溫升即可。施加最大去磁電流時，對作用在釹鐵硼永磁體上的磁通密度和磁場強(qiáng)度進(jìn)行計算，保證工作點高于其退磁曲線的拐點。

內(nèi)置徑向式轉(zhuǎn)子磁路結(jié)構(gòu)永磁體的預(yù)估公式 如下：

式中：Nd和Nd分別為釹鐵硼永磁體的厚度(磁化方向長度)和寬度；m0為永磁體空載工作點預(yù)估值；g為氣隙長度；0為空載漏磁系數(shù)；1為極距；r為工作溫度時的永磁體剩磁密度；Φ為氣隙磁通的波形系數(shù)；s為電動機(jī)的飽和系數(shù)(取值范圍1.05~1.30)；a為與轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)有關(guān)的系數(shù)(取值范圍為0.7~1.2)。

2.5.2 鋁鎳鈷永磁體尺寸設(shè)計

鋁鎳鈷永磁體的磁化方向長度Al決定其工作點，寬度Al則與磁通調(diào)節(jié)能力有關(guān)。鋁鎳鈷永磁體工作點如圖7所示。

圖7 鋁鎳鈷永磁體工作點

如圖7所示，鋁鎳鈷永磁體的工作點為退磁曲線和氣隙線的交點。若外加去磁磁場強(qiáng)度達(dá)到d，則永磁體將會完全去磁，該磁場強(qiáng)度比鋁鎳鈷永磁體的矯頑力略大；若要重新磁化永磁體，則磁場強(qiáng)度需要達(dá)到m，在該磁場強(qiáng)度作用下，永磁體達(dá)到飽和磁通密度s。當(dāng)磁場強(qiáng)度移去后，永磁體工作點會沿著退磁曲線回復(fù)到氣隙線。很明顯，重新磁化需要的磁場強(qiáng)度m明顯大于去磁磁場強(qiáng)度d。

定義釹鐵硼、鋁鎳鈷和氣隙的磁阻分別為Nd，Al和g，相應(yīng)的計算公式如下：

式中：0為真空磁導(dǎo)率；rNd和rAl分別為釹鐵硼和鋁鎳鈷永磁體的相對磁導(dǎo)率；stk為永磁體軸向長度；Al和Al分別為釹鐵硼永磁體的厚度和寬度。

正向磁化狀態(tài)下的等效磁路如圖8所示，其中mag為電樞繞組的磁動勢，Nd和Al分別為釹鐵硼和鋁鎳鈷永磁體的磁動勢。圖9所示為磁路分析過程圖，其中1為通過釹鐵硼永磁體的磁通，2為通過鋁鎳鈷永磁體的磁通，21為戴維南等效磁動勢，21為戴維南等效磁阻。

(a) 原始磁路；(b) 簡化磁路

(a) 待等效磁路；(b) 戴維南等效磁路

由圖9(a)可得通過釹鐵硼永磁體的磁通為

戴維南等效磁動勢和磁阻計算如下：

戴維南等效磁動勢加在鋁鎳鈷永磁體上。式(7)中右邊第2項由釹鐵硼永磁磁動勢Nd決定，磁化磁動勢mag必須足夠大來補(bǔ)償Nd，以實現(xiàn)鋁鎳鈷的正向磁化。因此，實現(xiàn)鋁鎳鈷永磁體正向磁化的條件是：完全充磁時磁場強(qiáng)度大于m，即

式中：mag+中后面的正號表示為正向磁化狀態(tài)；Al為鋁鎳鈷永磁體的矯頑力；系數(shù)instric為飽和磁化強(qiáng)度相對于矯頑力的比值。

由式(9)可知鋁鎳鈷永磁體的厚度需滿足

若電樞繞組中沒有電流(空載)，則戴維南等效磁動勢只由釹鐵硼永磁體決定，21中的式(7)中右邊第1項為0，即

式(11)中的負(fù)號表明釹鐵硼有反向磁化鋁鎳鈷的趨勢，因此，有必要確保鋁鎳鈷足夠厚來抵抗這個磁場強(qiáng)度。為了使氣隙磁密足夠大，通過鋁鎳鈷的磁通應(yīng)該盡可能大。因此，鋁鎳鈷永磁體厚度的選取條件如下：

即

式中：knee為拐點磁場強(qiáng)度與矯頑力的比值。

反向磁化也稱為弱磁，是將鋁鎳鈷永磁體反向磁化，使其削弱釹鐵硼永磁體產(chǎn)生的磁場，其磁路分析與推導(dǎo)正向磁化過程分析相似，如圖10所示。

經(jīng)計算得到戴維南等效磁動勢和磁阻為

式中：mag后面的正號表示為反向磁化狀態(tài)。戴維南等效磁動勢包含2個正的項，表明釹鐵硼的磁動勢輔助電樞繞組磁動勢一起對鋁鎳鈷進(jìn)行反向磁化。因此，需要的電樞磁動勢小于正向磁化需要的磁動勢，即

(a) 簡化磁路；(b) 待等效磁路；(c) 戴維南等效磁路

在反向磁化過程中，由式(16)可得鋁鎳鈷永磁體的選取原則如下：

因此，鋁鎳鈷永磁體的厚度應(yīng)滿足

綜合式(10)，(13)和(18)，即可得到鋁鎳鈷永磁體厚度的選取范圍。

鋁鎳鈷寬度的選取主要考慮磁通調(diào)節(jié)能力。通過前述分析可得空載時電機(jī)的等效磁路如圖11所示。

(a) 正向磁化狀態(tài)；(b) 反向磁化狀態(tài)

正向磁化和反向磁化2種磁化狀態(tài)下的氣隙磁通分別為

則磁通調(diào)節(jié)比可定義為：

從式(21)可以看出：磁通調(diào)節(jié)比m主要取決于2種永磁體的矯頑力與寬度乘積之比。經(jīng)分析可知：這2種永磁體的矯頑力恒定，且當(dāng)釹鐵硼永磁體的寬度不變時，鋁鎳鈷永磁體寬度越大，則磁通調(diào)節(jié)比越大，意味著電機(jī)的弱磁擴(kuò)速范圍越大。

2.6 電機(jī)基本設(shè)計方案的確定

以額定功率3 kW、額定轉(zhuǎn)速500 r/min的8極內(nèi)置式轉(zhuǎn)子磁路的外轉(zhuǎn)子永磁同步電動機(jī)為例，求得額定轉(zhuǎn)矩T=57.3 N·m。選用釹鐵硼永磁體牌號為N30UH，剩磁密度r=1.08 T，矯頑力c=822.5 kA/m，電動機(jī)氣隙磁通密度δ通常為(0.60~0.85)r，氣隙磁通密度基波幅值δ1可預(yù)取為0.75 T；電機(jī)采用水冷方式和F級絕緣，參考同功率等級的異步電動機(jī)，線負(fù)荷取值為=250 A/m。因輪轂電機(jī)采用外轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)，其直徑比內(nèi)轉(zhuǎn)子電機(jī)的大，軸向長度相對較短，故長徑比ef/a設(shè)計在0.3~0.5范圍內(nèi)。

結(jié)合前述磁路分析，可得到電機(jī)的主要設(shè)計參數(shù)如表2所示。

表2 電機(jī)主要設(shè)計參數(shù)

3 電機(jī)磁化特性分析

空載反電動勢是永磁電機(jī)設(shè)計中考核的1個重要參數(shù)，反映了電機(jī)是運行于增磁狀態(tài)還是去磁狀 態(tài)[19?22]。本文基于鋁鎳鈷永磁體的磁滯模型，對電機(jī)空載反電勢進(jìn)行有限元仿真計算，以獲得電機(jī)的磁化特性。

分析去磁特性時，將鋁鎳鈷永磁體設(shè)置為正向磁化狀態(tài)，并施加負(fù)的直軸電流；分析重新磁化特性時，將鋁鎳鈷永磁體設(shè)置為反向磁化狀態(tài)，并施加正的直軸電流。

3.1 去磁特性

在額定轉(zhuǎn)速下，當(dāng)鋁鎳鈷永磁體初始狀態(tài)為正向磁化時，施加不同去磁電流后的電機(jī)相空載反電動勢波形見圖12。從圖12可以看出：不同去磁電流下反電勢幅值差別明顯，波形的正弦性較好。

電機(jī)空載相反電勢有效值隨直軸去磁電流有效值增大的變化趨勢見圖13，其中負(fù)號表示電流具有去磁性質(zhì)。從圖13可以看出：當(dāng)去磁電流有效值在0~3 A范圍內(nèi)時，空載反電勢基本不變；當(dāng)去磁電流有效值在3~15 A范圍內(nèi)時，隨著去磁電流增大，反電勢幾乎成正比下降；當(dāng)去磁電流有效值大于15 A時，電機(jī)反電勢保持最小值基本不變，表明鋁鎳鈷永磁體去磁達(dá)到飽和；繼續(xù)增大去磁電流對降低反電勢的作用很小?？梢?，完全去磁電流有效值大約為額定電流的1.5倍。

Id/A：1—0；2— ?1.5；3—?6.0；3—?9.0。

圖13 不同去磁電流施加后的相空載反電勢有效值

3.2 重新磁化特性

在額定轉(zhuǎn)速下，當(dāng)鋁鎳鈷永磁體初始狀態(tài)為反向磁化時，施加不同磁化電流后的相空載反電動勢波形見圖14。從圖14可以看出：反電動勢幅值隨著充磁電流的增加而增大，波形正弦性較好。

類似于去磁過程，圖15所示反映了電機(jī)相空載反電勢有效值隨直軸磁化電流有效值增大的變化趨勢。從圖15可見：當(dāng)磁化電流有效值在0~10 A范圍內(nèi)時，空載反電勢維持最小值基本不變；當(dāng)磁化電流有效值在10~45 A范圍內(nèi)時，隨著磁化電流增大，空載反電動勢有效值呈非線性上升，磁化電流越大，其增加的幅度越小；當(dāng)磁化電流有效值大于45 A時，電機(jī)反電勢有效值保持最大值基本不變，表明鋁鎳鈷永磁體充磁達(dá)到飽和，繼續(xù)增大磁化電流對提高反電勢的作用很小?？梢姡和耆浯烹娏饔行е荡蠹s為額定電流的4.5倍；當(dāng)磁化電流大約為30 A時，反電勢處于中間值，此時認(rèn)為鋁鎳鈷永磁體處于半磁化狀態(tài)。

Id/A：1—0；2—10；3—20；4—30；5—40；6—50；7—60。

圖15 不同磁化電流施加后的相空載反電勢有效值

4 電機(jī)運行性能分析

4.1 轉(zhuǎn)矩轉(zhuǎn)速曲線和功率轉(zhuǎn)速曲線

為了確認(rèn)該電機(jī)的擴(kuò)展速度范圍，計算不同磁化狀態(tài)下的轉(zhuǎn)矩?轉(zhuǎn)速曲線。圖16所示為電機(jī)在3種狀態(tài)下的轉(zhuǎn)矩轉(zhuǎn)速曲線。從圖16可見：正向磁化狀態(tài)下最高轉(zhuǎn)速在基速附近，而反向磁化狀態(tài)下最高轉(zhuǎn)速達(dá)到2 000 r/min?？梢姡涸诓皇┘宇~外弱磁電流的情況下，本文提出的電機(jī)能夠有效和靈活地實現(xiàn)寬轉(zhuǎn)速范圍運行。圖17所示為電機(jī)在不同磁化狀態(tài)下的功率轉(zhuǎn)速曲線。從圖17可見：隨著磁化水平降低，電機(jī)的恒功率轉(zhuǎn)速范圍增大。

1—反向磁化；2—半磁化；3—正向磁化。

4.2 效率map圖

所提出的可變磁通永磁電機(jī)的主要優(yōu)點是消除了電機(jī)高速運行時所需要的連續(xù)直軸去磁電流?d，使得電機(jī)在高速區(qū)間效率升高，因此，有必要研究所提出的電機(jī)在不同磁化狀態(tài)下的效率分布。本文采用有限元法預(yù)測電機(jī)的效率map圖?？刂撇呗圆捎胐=0 A，考慮不同轉(zhuǎn)速、轉(zhuǎn)矩下的鐵耗、銅耗，得到電機(jī)在正向磁化、半磁化和反向磁化這3種狀態(tài)下的效率map圖，如圖18所示。

1—反向磁化；2—半磁化；3—正向磁化。

(a) 正向磁化狀態(tài)；(b) 半磁化狀態(tài)；(c) 反向磁化狀態(tài)；(d) 3種磁化狀態(tài)的合成

從圖18可見：當(dāng)電機(jī)在正向磁化狀態(tài)下，由于電機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩可高達(dá)57 N·m(見圖16)，效率也較高；當(dāng)電機(jī)在反向磁化時，雖然低速區(qū)轉(zhuǎn)矩較小(見圖16)，但在高速區(qū)的電機(jī)效率得到較大提升。在電機(jī)實際運行過程中，可根據(jù)運行工況切換合適的永磁體磁化狀態(tài)：在低速大轉(zhuǎn)矩運行區(qū)間，將電機(jī)設(shè)置為正向全磁化，以獲得較大的轉(zhuǎn)矩輸出；在高速恒功率區(qū)，切換為反向全磁化狀態(tài)，以提升高速區(qū)效率。因此，組合2種運行狀態(tài)的優(yōu)點，可以得到圖18(d)所示的效率map圖，結(jié)果表明設(shè)計電機(jī)具有較高的全局效率。

5 樣機(jī)與測試

為驗證設(shè)計方案的合理性，根據(jù)前述設(shè)計參數(shù)制作1臺可變磁通外轉(zhuǎn)子永磁輪轂電機(jī)樣機(jī)。樣機(jī)結(jié)構(gòu)如圖19所示，電機(jī)端部安裝有編碼器，以檢測轉(zhuǎn)子位置和轉(zhuǎn)速等信息。

樣機(jī)試驗測試平臺如圖20所示。經(jīng)測試，樣機(jī)在空載和額定負(fù)載下的性能滿足設(shè)計指標(biāo)要求。

為了進(jìn)一步完善樣機(jī)研制并奠定應(yīng)用基礎(chǔ)，還將對不同工況下的負(fù)載特性和磁通調(diào)節(jié)特性在后續(xù)的實驗研究中進(jìn)行分析驗證。

(a) 轉(zhuǎn)子；(b) 定子；(c) 電機(jī)總成

圖20 實驗樣機(jī)測試平臺

6 結(jié)論

1) 提出一種適用于輪轂直驅(qū)的可變磁通外轉(zhuǎn)子永磁同步電動機(jī)。采用釹鐵硼永磁體和鋁鎳鈷永磁體構(gòu)成復(fù)合磁極，通過改變鋁鎳鈷永磁體的磁化狀態(tài)，能夠調(diào)節(jié)氣隙磁通，實現(xiàn)電機(jī)的本體弱磁，提高弱磁擴(kuò)速能力。

2) 總結(jié)了所提電機(jī)的電磁設(shè)計方法，分析推導(dǎo)了鋁鎳鈷永磁體的設(shè)計規(guī)律和磁通可調(diào)比的計算公式，并對1臺功率為3 kW、額定轉(zhuǎn)速為500 r/min的樣機(jī)進(jìn)行了電磁方案設(shè)計。

3) 完全去磁電流為1.5倍額定電流，完全充磁電流為4.5倍額定電流，重新磁化比去磁困難。

4) 設(shè)計樣機(jī)具有較寬的恒功率調(diào)速范圍和良好的動態(tài)性能，全局效率較高，驗證了設(shè)計方案的合理性，經(jīng)試驗測試，樣機(jī)能夠滿足基本設(shè)計指標(biāo)要求。

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(編輯 陳燦華)

Research on direct drive permanent magnet motor of variable flux external rotor hub for electric vehicle

LIU Jianlin1, 2, FENG Yaojing1, LI Fang1, LIU Bo1, FENG Zhou3

(1. College of Electrical and Information Engineering, Hunan University, Changsha 410082, China; 2. College of Electrical Engineering, Hunan Mechanical and Electrical Polytechnic, Changsha 410151, China; 3. Hunan POWERISE Information Technology Co. Ltd., Changsha 410205, China)

Based on the research status on the in-wheel direct-drive motor, a novel in-wheel direct-drive variable flux permanent magnet motor(VFPMM) with an outer-rotor was proposed.The basic structure of this motor was described firstly, and the flux-adjusting principlewas analyzed combining the torque enhancement of NdFeB permanent magnet (PM) and the flux variability of AlNiCo PM.Then the electromagnetic design rule of the motor was discussed.The design and calculation method of the PM dimensions was analyzed and deduced, based on which a 3kW prototype was designed.The magnetization characteristics of the prototype were analyzed,and the basic operation performance curve and efficiency maps were obtained through finite element simulations,which verified the rationality of the design.Finally,the experimental prototype was made. The results show that the prototype has a wide range of constant power speed regulation, good dynamic performance and high overall efficiency, which can meet the design requirements.

outer-rotor permanent magnet motor; variable flux; magnetization characteristics; in-wheel direct-drive; finite element

10.11817/j.issn.1672?7207.2018.10.013

TM315

A

1672?7207(2018)10?2462?10

2018?03?10；

2018?05?15

國家自然科學(xué)基金資助項目(51407064)；湖南省自然科學(xué)基金資助項目(2018JJ5030)(Project(51407064) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(2018JJ5030) supported by the Natural Science Foundation of Hunan Province)

馮垚徑，博士，助理教授，從事電機(jī)技術(shù)、智能控制技術(shù)研究；E-mail：fengyaojing@hnu.edu.cn