電動(dòng)輕型車(chē)輛驅(qū)動(dòng)用切向充磁永磁電機(jī)研究

陳學(xué)永，王曉遠(yuǎn)，高 鵬

電動(dòng)輕型車(chē)輛驅(qū)動(dòng)用切向充磁永磁電機(jī)研究

陳學(xué)永1, 2，王曉遠(yuǎn)1，高 鵬1

(1. 天津大學(xué)電氣自動(dòng)化與信息工程學(xué)院，天津 300072；2. 天津內(nèi)燃機(jī)研究所，天津 300072)

針對(duì)電動(dòng)輕型車(chē)輛用驅(qū)動(dòng)電機(jī)，設(shè)計(jì)開(kāi)發(fā)了一種新型永磁體內(nèi)置式永磁同步電機(jī)(IPMSM)．電機(jī)的轉(zhuǎn)子采用永磁體切向充磁(spoke-type)結(jié)構(gòu)，在保證轉(zhuǎn)子機(jī)械強(qiáng)度和兼顧電機(jī)電磁特性的前提下，提出了一種IPMSM用spoke-type混合沖片轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)，并采用了非均勻氣隙設(shè)計(jì)．采用有限元法分析計(jì)算了電機(jī)的空載反電動(dòng)勢(shì)波形、齒槽轉(zhuǎn)矩及不同工作條件下的輸出轉(zhuǎn)矩特性，并與采用內(nèi)置V-type轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的IPMSM進(jìn)行對(duì)比分析．研究分析結(jié)果表明，在保證與內(nèi)置V-type轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的IPMSM相同電磁特性的條件下，采用本文所提出的spoke-type混合沖片轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)，永磁體的用量可減少32%，從而實(shí)現(xiàn)了降低電動(dòng)輕型車(chē)輛用驅(qū)動(dòng)電機(jī)的制造成本．

電動(dòng)輕型車(chē)輛；永磁體內(nèi)置式永磁同步電機(jī)；切向充磁結(jié)構(gòu)；混合沖片

隨著“碳中和、碳達(dá)峰”目標(biāo)的提出，開(kāi)發(fā)低耗能、低排放、非傳統(tǒng)能源消耗形式交通運(yùn)輸工具的需求不斷增加．電動(dòng)輕型車(chē)輛節(jié)能環(huán)保、輕便易行、且使用成本和制造成本低廉，非常適用于中短距離出行，具有廣泛的發(fā)展前景．

電動(dòng)輕型車(chē)輛的運(yùn)行工況較為復(fù)雜，通常在啟動(dòng)、爬坡、加速及高速運(yùn)行等模型下頻繁切換．電機(jī)作為電動(dòng)輕型車(chē)輛驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)的驅(qū)動(dòng)核心，其性能決定車(chē)輛整體的運(yùn)行特性．電動(dòng)輕型車(chē)輛的驅(qū)動(dòng)特性類(lèi)似于電動(dòng)汽車(chē)，在整車(chē)啟動(dòng)和低速爬坡時(shí)，要求驅(qū)動(dòng)電機(jī)具有較大的轉(zhuǎn)矩輸出能力，在高速行駛及超越加速時(shí)，要求驅(qū)動(dòng)電機(jī)具有寬調(diào)速范圍及高功率輸出 能力[1-2]．

目前，電動(dòng)輕型車(chē)輛的驅(qū)動(dòng)電機(jī)類(lèi)型主要以永磁體表貼式的無(wú)刷直流電機(jī)為主，無(wú)刷直流電機(jī)結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單且不采用電刷和換向器，壽命長(zhǎng)、制造和維護(hù)成本低．但是，無(wú)刷直流電機(jī)的高效率區(qū)間相對(duì)不高，高轉(zhuǎn)速段輸出功率小，會(huì)影響到整車(chē)?yán)m(xù)駛里程和超越加速能力．另外，直流無(wú)刷電機(jī)的轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)及振動(dòng)噪聲相對(duì)較大，尤其在較低車(chē)速時(shí)，會(huì)影響整車(chē)的運(yùn)行平順性和乘駕舒適性．相對(duì)于無(wú)刷直流電機(jī)，正弦波驅(qū)動(dòng)的永磁同步電機(jī)具有轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)低、振動(dòng)噪聲小、高效率區(qū)間寬和弱磁擴(kuò)速范圍寬等優(yōu)點(diǎn)，使整車(chē)具有續(xù)駛里程長(zhǎng)、加速性好的特點(diǎn)，成為電動(dòng)輕型車(chē)輛驅(qū)動(dòng)電機(jī)的良好選擇．

電動(dòng)汽車(chē)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)中的驅(qū)動(dòng)電機(jī)主要以?xún)?nèi)置式永磁同步電機(jī)(interior permanent magnet synchronous motor，IPMSM)為主，由于IPMSM轉(zhuǎn)子磁路不對(duì)稱(chēng)，在采用最大轉(zhuǎn)矩電流(maximum torque per ampere，MTPA)控制策略情況下，電機(jī)的輸出轉(zhuǎn)矩由電機(jī)軸電流與勵(lì)磁磁場(chǎng)作用產(chǎn)生的永磁轉(zhuǎn)矩和凸極作用產(chǎn)生的磁阻轉(zhuǎn)矩組成，實(shí)現(xiàn)單位電流下的最大轉(zhuǎn)矩輸出，可實(shí)現(xiàn)提升電機(jī)的輸出轉(zhuǎn)矩、運(yùn)行效率及弱磁擴(kuò)速范圍[3-4]．另外，IPMSM的轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)可進(jìn)行靈活設(shè)計(jì)，如內(nèi)置“一”型、“V”型、“U”型[5-6]及切向充磁結(jié)構(gòu)[7]，也稱(chēng)輻條型(spoke-type)結(jié)構(gòu)．

相對(duì)而言，spoke-type轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)中一個(gè)極矩下的磁通由相鄰兩個(gè)磁極并聯(lián)提供，可得到更大的每極磁通，有效降低永磁體的用量[8]，節(jié)省電機(jī)的材料成本．同時(shí)，可充分利用磁阻轉(zhuǎn)矩提高電機(jī)的功率密度和擴(kuò)展電機(jī)的高速恒功率運(yùn)行范圍．但是，spoke-type轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的漏磁系數(shù)較大，如果不合理設(shè)計(jì)其結(jié)構(gòu)，會(huì)造成電機(jī)整體性能的大幅度降低．為解決spoke-type轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的漏磁問(wèn)題，國(guó)內(nèi)外學(xué)者多采用分塊轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)[9-12]，即將轉(zhuǎn)子鐵心按電機(jī)極數(shù)分塊并采用機(jī)械結(jié)構(gòu)固定連接．此外，可采用模塊化雙轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)[13]、設(shè)置輔助磁極[14]和優(yōu)化轉(zhuǎn)子隔磁橋[15-16]等措施．綜合而言，以上所提及措施在不同程度上會(huì)增加轉(zhuǎn)子的裝配工藝難度和制造成本，影響spoke-type IPMSM在電動(dòng)車(chē)輛中的廣泛應(yīng)用．

針對(duì)于spoke-type IPMSM存在的漏磁系數(shù)大的問(wèn)題，結(jié)合電動(dòng)輕型車(chē)輛對(duì)驅(qū)動(dòng)電機(jī)的性能需求，本文設(shè)計(jì)一款低成本電動(dòng)輕型車(chē)輛用spoke-type IPMSM，采用混合沖片轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)．并以一臺(tái)電動(dòng)輕型車(chē)輛用4kW內(nèi)置“V”型(V-type)磁鋼轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)IPMSM樣機(jī)為參考，對(duì)比spoke-type和V-type兩種轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)對(duì)IPMSM的空載反電動(dòng)勢(shì)、齒槽轉(zhuǎn)矩、電磁轉(zhuǎn)矩及弱磁擴(kuò)速等電磁特性參數(shù)的影響．

1 內(nèi)置V-type IPMSM設(shè)計(jì)

結(jié)合電動(dòng)輕型車(chē)輛的車(chē)重、驅(qū)動(dòng)輪直徑、迎風(fēng)面積、空氣阻力系數(shù)和驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)的齒輪減速比，建立輕型車(chē)輛的數(shù)學(xué)模型，以車(chē)輛的最高車(chē)速、加速性能和最大爬坡度為主要?jiǎng)恿π阅苤笜?biāo)[17-18]，對(duì)驅(qū)動(dòng)電機(jī)進(jìn)行性能估算，從而確定電機(jī)的主要指標(biāo)要求，如表1所示．

表1 電機(jī)的主要指標(biāo)要求

基于表1所示的電機(jī)指標(biāo)要求，設(shè)計(jì)了一款V-type轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)IPMSM，轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)如圖1(a)所示．在不斜槽的情況下，為改善反電勢(shì)波形的正弦性，降低齒槽轉(zhuǎn)矩且減少電機(jī)低速時(shí)的轉(zhuǎn)矩波動(dòng)，樣機(jī)采用分?jǐn)?shù)槽繞組．電機(jī)設(shè)計(jì)參數(shù)如表2所示，基于設(shè)計(jì)參數(shù)試制了樣機(jī)并進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明所設(shè)計(jì)的內(nèi)置V-type IPMSM能夠滿足整車(chē)驅(qū)動(dòng)性能指標(biāo)的要求．V-type IPMSM存在的主要問(wèn)題是永磁體用量較多，為減小電機(jī)永磁體用量，降低電機(jī)材料成本，本文將對(duì)采用如圖1(b)所示轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的spoke-type IPMSM進(jìn)行研究和設(shè)計(jì)．

圖1 轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)

表2 V-typeIPMSM 參數(shù)

2 spoke-type IPMSM分析

在spoke-type IPMSM中，一個(gè)極矩下的磁通由相鄰兩個(gè)磁極并聯(lián)提供，可得到更大的每極磁通．相對(duì)于V-type IPMSM可有效降低永磁體的用量，節(jié)省電機(jī)的材料成本，同時(shí)可像傳統(tǒng)的IPMSM電機(jī)一樣充分利用磁阻轉(zhuǎn)矩提高電機(jī)的功率密度和擴(kuò)展電機(jī)的高速恒功率運(yùn)行范圍．

為了建立spoke-type轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)IPMSM的、軸數(shù)學(xué)模型，首先假設(shè)：①忽略電機(jī)鐵心的飽和；②不計(jì)電動(dòng)機(jī)中的渦流和磁滯損耗；③電動(dòng)機(jī)的電流為對(duì)稱(chēng)的三相正弦波電流．

電機(jī)的電壓平衡方程表示[8]為

式中：u和u分別為電機(jī)的軸電壓和軸電壓；為電機(jī)的旋轉(zhuǎn)角速度；s為繞組電阻；i和i分別為電機(jī)軸電流和軸電流；和分別為電機(jī)的軸和軸磁鏈，其表示分別為

電機(jī)的轉(zhuǎn)矩表示為

式中為電機(jī)的極對(duì)數(shù)．

式(3)中，方程右邊第1項(xiàng)為永磁磁場(chǎng)與電樞繞組匝鏈產(chǎn)生的永磁轉(zhuǎn)矩，第2項(xiàng)為電機(jī)轉(zhuǎn)子不對(duì)稱(chēng)產(chǎn)生的磁阻轉(zhuǎn)矩．磁阻轉(zhuǎn)矩與電機(jī)繞組加載電流的i和i分量相關(guān)，因此電機(jī)在弱磁工作狀態(tài)下，i不僅用于削弱轉(zhuǎn)子勵(lì)磁磁場(chǎng)，還用于產(chǎn)生磁阻轉(zhuǎn)矩，這意味著合理給定i值，使得電機(jī)既能工作在較高的轉(zhuǎn)速下，還可能產(chǎn)生較高的電磁轉(zhuǎn)矩．另外，永磁電機(jī)的磁阻轉(zhuǎn)矩還與、軸電感的差值相關(guān)，在確定的i、i條件下，L、L的差值越大，電機(jī)可利用的磁阻轉(zhuǎn)矩越大．值得注意的是：產(chǎn)生較大磁阻轉(zhuǎn)矩要求L和L之間的差值大，即不僅要求電機(jī)轉(zhuǎn)子的凸極率高，還要求電感的基值大．

由于電動(dòng)輕型車(chē)輛驅(qū)動(dòng)電機(jī)是由電池供電和逆變器驅(qū)動(dòng)，電機(jī)的運(yùn)行性能受到電池特性和逆變器容量的制約：電機(jī)的電壓極限值lim要受到電池電壓的限制，電流的極限值lim要受到逆變器的最大輸出電流能力的限制．從而可推導(dǎo)出電機(jī)電壓和電流的極限圓關(guān)系為

在保證電機(jī)轉(zhuǎn)子機(jī)械強(qiáng)度的前提下，本文提出一種IPMSM用spoke-type轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)，即轉(zhuǎn)子鐵心采用兩種沖片結(jié)構(gòu)，分別命名為沖片A和沖片B，如圖2所示．沖片A采用外徑處隔磁槽口設(shè)計(jì)，沖片B采用內(nèi)徑處隔磁槽口設(shè)計(jì)．一定數(shù)量沖片A疊壓一起構(gòu)成模組A，一定數(shù)量沖片B疊壓一起構(gòu)成模組B，將模組A與模組B交替疊壓構(gòu)成電機(jī)轉(zhuǎn)子鐵心，如圖3所示，在鐵心均布設(shè)置了6個(gè)過(guò)孔用于轉(zhuǎn)子鐵心的裝配固定．同時(shí)，轉(zhuǎn)子鐵心采用非均勻氣隙設(shè)計(jì)，偏心距初步設(shè)計(jì)值為5mm．

圖2 轉(zhuǎn)子鐵心沖片結(jié)構(gòu)

圖3 混合沖片轉(zhuǎn)子鐵心示意

3 spoke-type IPMSM對(duì)比分析

3.1 有限元分析模型

由于spoke-type IPMSM的磁路較為復(fù)雜且電機(jī)電感參數(shù)存在非線性問(wèn)題，本文對(duì)電機(jī)的特性計(jì)算采用有限元法，所建立的電機(jī)三維有限元電磁分析模型如圖4所示．spoke-type IPMSM的極對(duì)數(shù)為3，鐵心軸向長(zhǎng)度為90mm，由4個(gè)模組A和5個(gè)模組B交替疊壓組成，模組A和模組B的疊長(zhǎng)均設(shè)計(jì)為10mm．spoke-type IPMS定、轉(zhuǎn)子鐵心的尺寸參數(shù)與V-type IPMSM一致，其中spoke-type IPMSM永磁體厚度和寬度分別為4.5mm和18mm，而V-type IPMSM永磁體厚度和寬度分別為3.5mm和17mm，由于V-type IPMSM每極由兩塊永磁體組成，spoke-type IPMSM節(jié)省永磁體用量約為32%．

圖4 三維有限元分析模型

3.2 電磁性能分析

首先對(duì)電機(jī)的空載特性參數(shù)進(jìn)行分析，在空載特性參數(shù)中空載反電動(dòng)勢(shì)是永磁同步電動(dòng)機(jī)的一個(gè)重要參數(shù)，其產(chǎn)生于氣隙基波磁通在繞組中的電磁感應(yīng)．在正弦波電流驅(qū)動(dòng)的工作模式下，空載反電動(dòng)勢(shì)波形的正弦性好，有利于降低電機(jī)的轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)，能夠改善電機(jī)的振動(dòng)噪聲問(wèn)題．同時(shí)，空載反電動(dòng)勢(shì)基波幅值的大小決定電機(jī)運(yùn)行于增磁狀態(tài)還是去磁狀態(tài)，從而影響車(chē)用驅(qū)動(dòng)電機(jī)的高轉(zhuǎn)速運(yùn)行范圍．兩臺(tái)電機(jī)在額定轉(zhuǎn)速4000r/min下的空載反電動(dòng)勢(shì)波形如圖5所示，采用spoke-type轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的 IPMSM其反電動(dòng)勢(shì)波形的正弦性更好，在正弦波電流驅(qū)動(dòng)下有利于改善電機(jī)的轉(zhuǎn)矩特性．為了進(jìn)一步對(duì)比，對(duì)兩臺(tái)電機(jī)的空載反電動(dòng)勢(shì)波形進(jìn)行快速傅里葉變換，所得數(shù)據(jù)如表3所示．spoke-type轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)中一個(gè)極矩下的磁通由相鄰兩個(gè)磁極并聯(lián)提供，使得即使在磁鋼少用32%的情況下依然能夠獲得較高的空載反電動(dòng)勢(shì)基波幅值，相對(duì)于V-type IPMSM，空載反電動(dòng)勢(shì)基波幅值提升了約為9%，而總諧波畸變率(total harmonic distortion，THD)降低了4.97%．

圖5 空載反電動(dòng)勢(shì)波形

表3 反電動(dòng)勢(shì)波形參數(shù)對(duì)比

空載特性中的另一個(gè)重要參數(shù)是齒槽轉(zhuǎn)矩，在高性能的位置和速度控制系統(tǒng)中研究學(xué)者們?cè)絹?lái)越關(guān)注永磁電機(jī)的齒槽轉(zhuǎn)矩問(wèn)題，尤其是在車(chē)用驅(qū)動(dòng)電機(jī)中，齒槽轉(zhuǎn)矩極大地影響低速行駛下的整車(chē)振動(dòng)和噪聲．圖6所示為兩臺(tái)電機(jī)的齒槽轉(zhuǎn)矩的波形對(duì)比，spoke-type IPMSM的齒槽轉(zhuǎn)矩為0.38N·m，遠(yuǎn)高于V-type IPMSM的齒槽轉(zhuǎn)矩0.2N·m，因此當(dāng)采用spoke-type轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)時(shí)需重點(diǎn)考慮電機(jī)的齒槽轉(zhuǎn)矩問(wèn)題并予以?xún)?yōu)化設(shè)計(jì)．

圖6 齒槽轉(zhuǎn)矩波形

除了電機(jī)的空載特性指標(biāo)，負(fù)載特性指標(biāo)直接決定著整車(chē)的驅(qū)動(dòng)性能．在對(duì)兩臺(tái)電機(jī)的負(fù)載特性指標(biāo)進(jìn)行對(duì)比分析的過(guò)程中，需考慮電機(jī)的控制策略．在最大轉(zhuǎn)矩電流控制模式下，分別計(jì)算了兩臺(tái)電機(jī)在不同驅(qū)動(dòng)電流值時(shí)的最大輸出轉(zhuǎn)矩．為了單一對(duì)比轉(zhuǎn)矩特性，電機(jī)的運(yùn)行轉(zhuǎn)速設(shè)定為一個(gè)較低值以保證電機(jī)端電壓不超過(guò)電池電壓限定的最大值，從而全面對(duì)比轉(zhuǎn)矩特性．本文中分別對(duì)比了兩臺(tái)電機(jī)在加載電流為半載、滿載、1.5倍過(guò)載和2倍過(guò)載4種情況下的最大輸出轉(zhuǎn)矩、輸出轉(zhuǎn)矩與超前角的波形，對(duì)比結(jié)果如圖7所示．由圖7中可以看出，4種加載電流情況下，spoke-type IPMSM的輸出轉(zhuǎn)矩均高于V-type IPMSM，但是在相同電流下V-type IPMSM的MTPA對(duì)應(yīng)的超前角要高于spoke-type IPMSM．在MTPA工作模式下，V-type IPMSM所對(duì)應(yīng)的最佳超前角(圖中洋紅色橢圓標(biāo)示)較高說(shuō)明其可利用的磁阻轉(zhuǎn)矩較大，根據(jù)式(3)可以推斷，V-type IPMSM的凸極率較高或其電感的基值較大或綜合前兩個(gè)因素，由于導(dǎo)致最佳超前角大的因素存在不確定性，則有必要對(duì)電機(jī)電感進(jìn)行對(duì)比分析．

圖7 不同超前角下的輸出轉(zhuǎn)矩

兩臺(tái)電機(jī)的軸電感及凸極率隨電流的變化曲線如圖8所示，從圖8中可以看出無(wú)論是電機(jī)的電感基值還是凸極率，V-type IPMSM都略高，進(jìn)一步驗(yàn)證了V-type IPMSM的可利用磁阻轉(zhuǎn)矩更大．但是，由于spoke-type IPMSM的反電動(dòng)勢(shì)基波幅值較高，導(dǎo)致永磁轉(zhuǎn)矩和磁阻轉(zhuǎn)矩疊壓后，spoke-type IPMSM能夠輸出更高的電磁轉(zhuǎn)矩．

電動(dòng)車(chē)輛驅(qū)動(dòng)電機(jī)還要求具有較寬的調(diào)速范圍，圖9所示兩臺(tái)電機(jī)在額定電流下輸出轉(zhuǎn)矩及電壓隨轉(zhuǎn)速的變化曲線，維持電機(jī)供電電池電壓72V不變，兩臺(tái)電機(jī)在MTPA工作模式下的可運(yùn)行轉(zhuǎn)速范圍為0～4800r/min．在相同轉(zhuǎn)速運(yùn)行條件下，spoke-type IPMSM的輸出轉(zhuǎn)矩略高且端電壓略低．基于上文對(duì)電機(jī)的空載反電動(dòng)勢(shì)和電感的分析結(jié)果可以得出，雖然spoke-type IPMSM的反電動(dòng)勢(shì)基波幅值較高，但是由于其電感基值較低，電機(jī)的端電壓也較低．V-type IPMSM具有較高電感基值，導(dǎo)致電機(jī)端電壓較高，而可利用磁阻轉(zhuǎn)矩不足以彌補(bǔ)反電動(dòng)勢(shì)基波幅值低所導(dǎo)致的低永磁轉(zhuǎn)矩．

圖8 Lq及凸極率隨電流變化曲線

圖9 額定電流條件下轉(zhuǎn)矩及端電壓變化曲線

3.3 轉(zhuǎn)矩特性?xún)?yōu)化

由以上的對(duì)比分析可知，spoke-type IPMSM在使用較少永磁體的情況下，可輸出較大的電磁轉(zhuǎn)矩，且弱磁擴(kuò)速性能略?xún)?yōu)，但是其齒槽轉(zhuǎn)矩遠(yuǎn)高于V-type IPMSM，因此本文進(jìn)一步對(duì)spoke-type轉(zhuǎn)子進(jìn)行設(shè)計(jì)以削弱齒槽轉(zhuǎn)矩．削弱spoke-type IPMSM所采用的措施為非均勻氣隙設(shè)計(jì)，即改變圖10所示轉(zhuǎn)子鐵心外徑所對(duì)應(yīng)的圓心位置，用參數(shù)表示．spoke-type IPMSM齒槽轉(zhuǎn)矩及轉(zhuǎn)矩隨值的變化曲線如圖11所示，由計(jì)算結(jié)果可以看出隨著值的增大，電機(jī)的齒槽轉(zhuǎn)矩先大幅度降低后趨于平緩變化，而電機(jī)的轉(zhuǎn)矩隨著值的增大先平緩降低后大幅度降低，為保證電機(jī)轉(zhuǎn)矩輸出能力，最優(yōu)值確定為9mm．為進(jìn)一步驗(yàn)證偏心距值對(duì)電機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩的影響，計(jì)算了轉(zhuǎn)矩隨值的變化曲線，如圖12所示，由結(jié)果可以看出，值越大電機(jī)的轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)越?。?/p>

圖10 轉(zhuǎn)子非均勻氣隙設(shè)計(jì)示意

圖11 齒槽轉(zhuǎn)矩及轉(zhuǎn)矩的變化曲線

圖12 轉(zhuǎn)矩變化曲線

4 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證新結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)子的優(yōu)越性和有限元分析模型的正確性，制造了一臺(tái)額定功率4kW的基于本文所提出轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的樣機(jī)，如圖13所示．搭建了實(shí)驗(yàn)測(cè)試系統(tǒng)，由電源、驅(qū)動(dòng)器、樣機(jī)和測(cè)功機(jī)等組成，如圖14所示．

圖14 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)照片

將被測(cè)樣機(jī)拖動(dòng)至一定的轉(zhuǎn)速，作為發(fā)電機(jī)運(yùn)行，實(shí)現(xiàn)對(duì)樣機(jī)空載反電動(dòng)勢(shì)的測(cè)量．圖15為樣機(jī)工作于486r/min轉(zhuǎn)速下測(cè)量的空載反電動(dòng)勢(shì)波形，峰-峰值為13.6V，折算至額定轉(zhuǎn)速4000r/min的反電動(dòng)勢(shì)有效值為39.58V，前文中對(duì)樣機(jī)計(jì)算仿真計(jì)算的額定轉(zhuǎn)速對(duì)應(yīng)的反電動(dòng)勢(shì)基波有效值為40.05V，計(jì)算值與測(cè)量值的誤差為1.17%，滿足工程應(yīng)用需求．

基于電動(dòng)輕型車(chē)輛的運(yùn)行工況，進(jìn)一步測(cè)量樣機(jī)在不同電流和轉(zhuǎn)速條件下的轉(zhuǎn)矩和輸出功率數(shù)據(jù)，如表4所示．將測(cè)量數(shù)據(jù)進(jìn)行整理繪制成轉(zhuǎn)矩-轉(zhuǎn)速曲線和功率轉(zhuǎn)速曲線，并與仿真計(jì)算數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，分別如圖16和圖17所示．

表4 樣機(jī)測(cè)量數(shù)據(jù)

從圖16中的轉(zhuǎn)矩轉(zhuǎn)速曲線對(duì)比和圖17中的功率轉(zhuǎn)速對(duì)比可以看出，仿真計(jì)算值略?xún)?yōu)于樣機(jī)的實(shí)際測(cè)量值，主要原因產(chǎn)生于在仿真分析中未準(zhǔn)確計(jì)算電機(jī)的機(jī)械摩擦損耗以及樣機(jī)加工誤差所帶來(lái)的影響，但是總體來(lái)看，仿真計(jì)算值與實(shí)際測(cè)量值非常接近．結(jié)合空載反電動(dòng)勢(shì)的仿真與實(shí)驗(yàn)測(cè)量對(duì)比結(jié)果可以得出，仿真計(jì)算模型能夠較為準(zhǔn)確的評(píng)估所設(shè)計(jì)樣機(jī)的電測(cè)性能，進(jìn)而間接的表明本文所提出轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的優(yōu)越性．

圖16 轉(zhuǎn)矩-轉(zhuǎn)速曲線

圖17 功率-轉(zhuǎn)速曲線

5 結(jié) 語(yǔ)

針對(duì)IPMSM中永磁體用量大及spoke-type IPMSM轉(zhuǎn)子漏磁大的問(wèn)題，本文提出一種IPMSM用spoke-type混合沖片轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)．采用三維有限元法對(duì)相同尺寸分別采用spoke-type和V-type轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)IPMSM進(jìn)行對(duì)比分析，并對(duì)spoke-type轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)．分析結(jié)果表明，改變spoke-type轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)非均勻氣隙偏心距尺寸能夠有效削弱電機(jī)齒槽轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)．相對(duì)于V-type IPMSM，采用spoke-type轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)，在保證相同的轉(zhuǎn)矩輸出特性的情況下，永磁體用量可減少32%，極大地節(jié)省了輕型車(chē)輛驅(qū)動(dòng)電機(jī)制造的材料成本．

［1］ Ehsani M，Gao Yimin，Gay S E. 現(xiàn)代電動(dòng)汽車(chē)、混合動(dòng)力電動(dòng)汽車(chē)和燃料電池車(chē)——基本原理、理論和設(shè)計(jì)[M]. 倪光正，倪培宏，熊素銘，譯. 北京：機(jī)械工業(yè)出版社，2008.

Ehsani M，Gao Yimin，Gay S E，et al. Modern Elcetric，Hybrid Electric，and Fuel Cell Vehicles Fundamentals，Theory，and Design[M]. Ni Guangzheng，Ni Peihong，Xiong Suming，trans. Beijing：China Machine Press，2008(in Chinese).

［2］ 陳清泉，孫立清. 電動(dòng)汽車(chē)的現(xiàn)狀及發(fā)展趨勢(shì)[J]. 科技導(dǎo)報(bào)，2003，23(4)：24-28.

Chen Qingquan，Sun Liqing. Present status and future trends of electric vehicles[J]. Science and Technology Reciew，2003，23(4)：24-28(in Chinese).

［3］ Sun T，Wang J，Chen X. Maximum torque per ampere(MTPA)control for interior permanent magnet synchronous machine drives based on virtual signal injection[J]. IEEE Trans Power Electron，2015，30(9)：5036-5045.

［4］ Zhang Y，Cao W P，Sean M，et al. Design and flux-weakening control of an interior permanent magnet synchronous motor for electric vehicles[J]. IEEE Trans Appl Super，2016，26(7)：1-6.

［5］ 徐奇?zhèn)ィ瑢O 靜，楊 云，等. 用于混合動(dòng)力車(chē)的復(fù)合結(jié)構(gòu)永磁電機(jī)電磁優(yōu)化設(shè)計(jì)[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào)，2020，35(增1)：126-135.

Xu Qiwei，Sun Jing，Yang Yun，et al. Electromagnetic optimization design of compound-structure permanent-magnet motor for hybrid electric vehicle[J]. Transactions of China Electrotechnical Society，2020，35(Suppl 1)：126-135(in Chinese).

［6］ Wang A M，Jia Y H，Song W L. Comparison of five topologies for an interior permanent-magnet machine for a hybrid electric vehicle[J]. IEEE Transactions on Magnetics，2011，47(10)：3606-3609.

［7］ Ge X，Zhu Z Q，Li J. A spoke-type IPM machine with novel alternate airspace barriers and reduction of unipolar leakage flux by step-staggered rotor[J]. IEEE Trans Ind Appl，2016，52(6)：4789-4797.

［8］ 唐任遠(yuǎn). 現(xiàn)代永磁電機(jī)理論與設(shè)計(jì)[M]. 北京：機(jī)械工業(yè)出版社，1997.

Tang Renyuan. Modern Permanent Magnet Machines Theory and Desing[M]. Beijing：China Machine Press，1997(in Chinese).

［9］ Chen Qian，Xu Gaohong，Zhai Fangfang，et al. A novel spoke-type PM motor with auxiliary salient poles for low torque pulsation[J]. IEEE Transactions on Industrial Electronics，2020，67(6)：4762-4773.

［10］ Yu Zhou，Li Huaishu，Ren Ningning，et al. Analytical calculation and optimization of magnetic field in spoke-type permanent-magnet machines accounting for eccentric pole-arc shape[J]. IEEE Transactions on Magnetics，2017，53(9)：1-7.

［11］ Kim Sung-I，Cho Jinwoo，Park S，et al. Characteris-tics comparison of a conventional and modified spoke-type ferrite magnet motor for traction drives of low-speed electric vehicles[J]. IEEE Transactions on Industry Ap-plications，2013，49(6)：2516-2523.

［12］ Song Jun-Young，Lee Jin Hwan，Kim Yong-Jae，et al. Computational method of effective remanence flux density to consider PM overhang effect for spoke-type PM motor with 2-D analysis using magnetic energy[J]. IEEE Transactions on Magnetics，2016，52(3)：1-4.

［13］ Sashidhar S，F(xiàn)ernandes B G. A novel ferrite SMDS spoke-type BLDC motor for PV bore-well submersible water pumps[J]. IEEE Transactions on Industrial Electronics，2017，64(1)：104-114.

［14］ Pourahmadi-Nakhli M，Rahideh A，Mardaneh M. Ana-lytical 2-D model of slotted brushless machines with cu-bic spoke-type permanent magnets[J]. IEEE Transac-tions on Energy Conversion，2018，33(1)：393-382.

［15］ Cho Sooyoung，Ahn Hanwoong，Liu Huaicong，et al. Analysis of inductance according to the applied current in spoke-type PMSM and suggestion of driving mode[J]. IEEE Transactions on Magnetics，2017，53(6)：1-4.

［16］ Jang Hyungkwan，Oh Seung-Taek，Park Yeji，et al. Design and analysis of a novel rotor shape to improve power performance[J]. IEEE Transactions on Applied Superconductivity，2020，30(4)：1-4.

［17］ 劉 力，陳學(xué)永，王曉遠(yuǎn). 純電動(dòng)輕型車(chē)輛電機(jī)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)設(shè)計(jì)[J]. 天津大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)與工程技術(shù)版)，2016，49(6)：659-665.

Liu Li，Chen Xueyong，Wang Xiaoyuan. Design on the motor driving system of pure electric light vehicles[J]. Journal of Tianjin University(Science and Technol-ogy)，2016，49(6)：659-665(in Chinese).

［18］ 陳清泉，孫逢春，祝嘉光. 現(xiàn)代電動(dòng)汽車(chē)技術(shù)[M]. 北京：北京理工大學(xué)出版社，2004.

Chen Qingquan，Sun Fengchun，Zhu Jiaguang. Modern Electric Vehicle Technology[M]. Beijing：Beijing Institute of Technology Press，2004(in Chinese).

Design of a Permanent Magnet Motor with Tangential Magnetization Structure for Light Electric Vehicles

Chen Xueyong1, 2，Wang Xiaoyuan1，Gao Peng1

(1. School of Electrical and Information Engineering，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2. Tianjin Internal Combustion Engine Research Institute，Tianjin 300072，China)

A new type of interior permanent magnet synchronous motor(IPMSM)was designed to utilize for the drive motor of a light electric vehicle. The rotor of the motor adopted the permanent magnet(PM)tangential magnetization(spoke-type)structure. On the premise of ensuring the rotor mechanical strength and the electromagnetic motor characteristics，a spoke-type hybrid punching rotor structure for IPMSM was proposed，which adopted the non-uniform air gap. The finite element method was used to analyze the back electromotive force(EMF)waveform，cogging torque，and output torque characteristics under different working conditions. The proposed structure and the Ⅴ-type structure were compared. The results showed that under the condition of the same electromagnetic characteristics，the amount of PM could be reduced by 32% after using the proposed spoke-type rotor structure. Thus，this proposed design can reduce the manufacturing costs of driving motors for light electric vehicles.

light electric vehicles；interior permanent magnet synchronous motor；spoke-type structure；hybrid rotor lamination

TM351

A

0493-2137(2022)10-1045-08

2021-10-26；

2021-12-13.

陳學(xué)永（1979— ），男，博士研究生，高級(jí)工程師，ticerichenxueyong@163.com.

高 鵬，gaopeng218@tju.edu.cn.

國(guó)家自然科學(xué)基金面上資助項(xiàng)目(51577125).

the General Program of the National Natural Science Foundation of China(No. 51577125).

(責(zé)任編輯：孫立華)