電動(dòng)汽車(chē)用扁線電機(jī)定子繞組損耗分析與優(yōu)化設(shè)計(jì)*

韓常青 趙南南 許檬 楊延忠 陳閣

（1.西安建筑科技大學(xué)，西安 710000；2.三門(mén)峽速達(dá)交通節(jié)能科技股份有限公司，三門(mén)峽 472000）

主題詞：扁線電機(jī) 繞組損耗 高效率

1 前言

扁線繞組永磁同步電動(dòng)機(jī)相較于圓線繞組永磁同步電動(dòng)機(jī)具有更高的功率密度、更好的NVH性能，近年來(lái)受到越來(lái)越多的關(guān)注。由于扁線繞組電動(dòng)機(jī)采用橫截面積更大的矩形導(dǎo)線，繞組損耗中的渦流損耗變得不可忽視。渦流損耗的增加降低了電機(jī)高速狀態(tài)下的效率，影響電機(jī)性能，同時(shí)會(huì)提高繞組溫度，縮短電機(jī)壽命，影響電機(jī)的安全性。因此，在扁線繞組電機(jī)設(shè)計(jì)中，減少渦流損耗，提高電機(jī)效率顯得尤為重要。

目前，對(duì)扁線電機(jī)的研究主要集中在扁線繞組電機(jī)與圓線繞組電機(jī)的性能對(duì)比、扁線繞組電機(jī)的電磁性能分析、冷卻方式與散熱結(jié)構(gòu)、損耗計(jì)算方法等方面。文獻(xiàn)[1]分析了扭矩和線電阻一定時(shí)扁線繞組電機(jī)與圓線繞組電機(jī)的性能，結(jié)果表明，相較于圓線繞組電機(jī)，扁線繞組電機(jī)的輸出轉(zhuǎn)矩和MAP 圖高效區(qū)面積均有所增大。文獻(xiàn)[2]提出了一種Maxwell 2D 模型與外電路聯(lián)合仿真的方法，結(jié)果表明，合理設(shè)置由外電路提供的電源可以有效提高模型損耗的計(jì)算精度。文獻(xiàn)[3]開(kāi)發(fā)了一種實(shí)用、經(jīng)濟(jì)的方法來(lái)預(yù)測(cè)發(fā)卡式繞組噴油冷卻裝置的傳熱系數(shù)，研究表明，在典型的電機(jī)設(shè)計(jì)環(huán)境中，可以基于特定的設(shè)計(jì)約束建立簡(jiǎn)化參數(shù)模型，以通過(guò)簡(jiǎn)單的試驗(yàn)設(shè)置來(lái)確定模型中的常數(shù)。

本文針對(duì)電動(dòng)汽車(chē)用扁線繞組永磁同步電動(dòng)機(jī)的繞組損耗和電機(jī)性能，利用有限元仿真軟件建立電機(jī)模型，分析不同繞組層數(shù)與并聯(lián)支路數(shù)對(duì)電機(jī)性能的影響，基于損耗產(chǎn)生機(jī)理，提出針對(duì)扁線繞組電動(dòng)機(jī)的繞組損耗抑制方法，并分析不同線型對(duì)繞組損耗的影響規(guī)律。在采用改進(jìn)繞組結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上，對(duì)多種工況下不同方案電機(jī)模型的性能及效率進(jìn)行對(duì)比，得到最優(yōu)方案，最后通過(guò)試驗(yàn)對(duì)有限元仿真的分析結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證。

2 扁線繞組永磁同步電動(dòng)機(jī)模型

如圖1 所示為初步設(shè)計(jì)的扁線繞組永磁同步電動(dòng)機(jī)的1/8模型。永磁體采用“V一”型結(jié)構(gòu)，繞組設(shè)置為4層、并聯(lián)支路數(shù)為2。表1所示為電機(jī)的主要規(guī)格參數(shù)。

表1 電機(jī)主要規(guī)格參數(shù)

3 定子繞組損耗數(shù)學(xué)模型

永磁同步電機(jī)穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)的總損耗Ploss主要包括繞組損耗PCu、定子轉(zhuǎn)子損耗PFe、永磁體損耗Pmag、機(jī)械損耗PΩ以及雜散損耗PΔ。

對(duì)于圓線繞組電機(jī)，運(yùn)行時(shí)繞組損耗與定子電流有效值的平方成正比：

式中，m為相數(shù)；I為相電流有效值；R為繞組相電阻。

根據(jù)法拉第電磁感應(yīng)定律，隨時(shí)間變化的磁場(chǎng)會(huì)感應(yīng)出電動(dòng)勢(shì)，而電動(dòng)勢(shì)又會(huì)在隨時(shí)間變化的磁場(chǎng)中的導(dǎo)體中感應(yīng)出渦流。渦流效應(yīng)通常根據(jù)磁場(chǎng)的來(lái)源和由此產(chǎn)生的不均勻電流分布的效果進(jìn)行分類，即分為趨膚效應(yīng)和鄰近效應(yīng)，二者在導(dǎo)線中一般同時(shí)發(fā)生。對(duì)于扁線繞組電機(jī)來(lái)說(shuō)，由于導(dǎo)線橫截面積增大，導(dǎo)體中趨膚效應(yīng)和鄰近效應(yīng)變得更加明顯，產(chǎn)生的渦流損耗已不可忽略。扁線導(dǎo)體中的損耗可分為2個(gè)部分，即等效直流銅耗，以及趨膚效應(yīng)和鄰近效應(yīng)引起的渦流損耗：

式中，PDC為等效直流銅耗；Psk為趨膚效應(yīng)引起的損耗；Ppr為鄰近效應(yīng)引起的損耗；Peddy為趨膚效應(yīng)和鄰近效應(yīng)引起的渦流損耗。

等效直流銅耗即不考慮渦流效應(yīng)條件下由導(dǎo)線中電流引起的損耗，與繞組電流有效值的平方成正比，與導(dǎo)體填充系數(shù)成反比：

式中，ρ為導(dǎo)體電阻率；L為繞組軸向長(zhǎng)度；Sslot為槽橫截面積；ks為導(dǎo)體填充系數(shù)。

鄰近效應(yīng)使得導(dǎo)線的有效電阻增大，從而提高了繞組的損耗[4]?；趫D2 所示的幾何形狀，將磁通密度B分解為沿矩形截面厚度方向和寬度方向的磁通密度Bb和Ba，以厚度方向磁通密度Bb引起的鄰近損耗進(jìn)行推導(dǎo)[5-6]。假設(shè)沿矩形截面x和厚度dx的渦流回路在-x處返回矩形另一側(cè)的相應(yīng)部分，有垂直于矩形截面的均勻磁通密度B，該截面的磁通?對(duì)時(shí)間t的導(dǎo)數(shù)等于線圈周?chē)袘?yīng)電動(dòng)勢(shì)：

圖2 均勻磁通密度下矩形導(dǎo)體的損耗計(jì)算

通路電阻為：

式中，h為扁導(dǎo)線橫截面的厚度。

可得到扁導(dǎo)線中的瞬時(shí)總功率損耗：

式中，w為扁導(dǎo)線橫截面的寬度。

與P(t)pr-b類似，由Ba引起的鄰近損耗為：

則總鄰近損耗為：

式中，N為繞組匝數(shù)；θ為電角度；f為頻率。

槽中磁場(chǎng)的頻率與轉(zhuǎn)速有關(guān)，可以表示為：

式中，p為轉(zhuǎn)子極對(duì)數(shù)；n為轉(zhuǎn)速。

高頻電流在導(dǎo)線中產(chǎn)生磁場(chǎng)使導(dǎo)線中心區(qū)域感應(yīng)出電動(dòng)勢(shì)，迫使電流靠近導(dǎo)線外表面，即趨膚效應(yīng)。趨膚效應(yīng)使導(dǎo)體通過(guò)電流時(shí)的有效截面積減小，從而使其有效電阻變大[7]。對(duì)于導(dǎo)體橫截面位于xy平面且交流電流沿z軸流動(dòng)的矩形導(dǎo)線，其中的電流密度可計(jì)算為：

式中，σ為電導(dǎo)率；Ez(x,y,t)為電場(chǎng)強(qiáng)度，是坐標(biāo)x、y和時(shí)間t的函數(shù)。

文獻(xiàn)[5]提出了求解電流密度的簡(jiǎn)化方法，以便計(jì)算矩形導(dǎo)線中的趨膚效應(yīng)，對(duì)于低頻下任意幾何形狀或任意頻率時(shí)的對(duì)稱幾何形狀，有：

其中常數(shù)C可以表示為：

式中，Im為相電流峰值；u、v分別為以(x,y)=(0,0)為中心放置的矩形導(dǎo)線的寬度和厚度；為常數(shù)；為趨膚深度；ω為角速度；μ為磁導(dǎo)率。

線電流可以表示為：

由于在式（10）中存在時(shí)間因素，因此非均勻電流分布是隨時(shí)間變化的。

4 扁線電機(jī)定子繞組優(yōu)化

4.1 繞組層數(shù)與并聯(lián)支路數(shù)對(duì)電機(jī)性能的影響

鄰近效應(yīng)發(fā)生在繞組層間，對(duì)繞組損耗產(chǎn)生比較明顯的影響，繞組通電后產(chǎn)生的磁場(chǎng)可能在槽內(nèi)形成回路，影響繞組的渦流損耗。感應(yīng)電動(dòng)勢(shì)E?1與電流密度J的計(jì)算公式分別為：

式中，kw1為基波繞組系數(shù)；Φ1為基波磁通量；S為導(dǎo)線橫截面積。

由式（14）、式（15）可知，不同的并聯(lián)支路數(shù)會(huì)引起感應(yīng)電動(dòng)勢(shì)與電流密度的變化，從而影響電機(jī)性能。因此，為了減少渦流損耗，可以增加槽內(nèi)導(dǎo)體數(shù)量并減小導(dǎo)體橫截面積，同時(shí)增加并聯(lián)支路數(shù)。

為此，保持繞組總截面積不變，改變繞組層數(shù)與并聯(lián)支路數(shù)。設(shè)繞組層數(shù)為k1，并聯(lián)支路數(shù)為k2，考慮實(shí)際工藝難度，k1取值分別為4、6、8，k2取值分別為2、4，建立以k1、k2為變量的電機(jī)模型，共6種，如表2所示。

表2 電機(jī)繞組設(shè)置方式

圖3 所示為6 種方式的繞組損耗，各方式繞組損耗均隨著轉(zhuǎn)速增加而增大。并聯(lián)支路數(shù)為2或4時(shí)，對(duì)應(yīng)的4層繞組損耗均為最小，8層繞組損耗均為最大，且4并聯(lián)支路數(shù)方式整體上比2 并聯(lián)支路數(shù)方式繞組損耗更小。

圖3 6種方式繞組損耗（I=250 A）

圖4所示為6種方式繞組損耗與等效直流銅耗之比k3隨轉(zhuǎn)速的變化情況，k3越小，渦流損耗占比越小。各方式k3均隨轉(zhuǎn)速增加而增大，即渦流損耗占比隨轉(zhuǎn)速增加而增大。并聯(lián)支路數(shù)相同時(shí)，k3隨著層數(shù)增加而減小，8層繞組方式渦流損耗占比最?。焕@組層數(shù)相同時(shí)，k3隨著并聯(lián)支路數(shù)增加而增大。

圖4 6種方式繞組損耗與等效直流銅耗之比隨轉(zhuǎn)速變化情況（I=250 A）

由于采用不同的繞組層數(shù)與并聯(lián)支路數(shù)，并且保持繞組用銅量相同，若仍使用相同大小的電流將導(dǎo)致繞組電流密度差異較大，進(jìn)而使得電機(jī)轉(zhuǎn)矩差異較大。為符合電機(jī)設(shè)計(jì)指標(biāo)，以方式1 為基準(zhǔn)，調(diào)整其他方式的電流大小，經(jīng)調(diào)整后各方式轉(zhuǎn)矩如圖5所示。電流調(diào)整后，方式4 電流數(shù)值過(guò)大，因此不繼續(xù)研究此方式。其余5種方式中4層繞組方式轉(zhuǎn)矩平均值最大，約300 N·m，其轉(zhuǎn)矩波動(dòng)約2.6%，6層繞組方式的轉(zhuǎn)矩波動(dòng)約2.1%，8層繞組方式的轉(zhuǎn)矩波動(dòng)約1.5%。

由以上分析可知，繞組層數(shù)與并聯(lián)支路數(shù)的改變對(duì)電機(jī)繞組損耗及轉(zhuǎn)矩影響顯著，增加并聯(lián)支路數(shù)可以減少繞組損耗，增加繞組層數(shù)可以減少繞組損耗中渦流損耗的占比，同時(shí)合理的繞組層數(shù)與并聯(lián)支路數(shù)可以在不增大電流的前提下取得較高的轉(zhuǎn)矩以及較小的轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)，因此選擇8層繞組與4并聯(lián)支路數(shù)方式開(kāi)展進(jìn)一步研究。

4.2 繞線排列方式對(duì)損耗的影響及優(yōu)化

對(duì)于常規(guī)整距繞制的扁線，由于導(dǎo)體層數(shù)的增多，每層導(dǎo)體電感差距較大，各并聯(lián)支路電流相位分布不均勻，可能會(huì)產(chǎn)生電勢(shì)差(E1-E2)[8]，如圖6 所示，導(dǎo)致不同支路間產(chǎn)生環(huán)流，從而使得空載反電勢(shì)中諧波分量以及轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)增大，增大電機(jī)噪聲。為了解決上述問(wèn)題，對(duì)扁線繞組采用換位法抑制環(huán)流損耗，如圖7所示。在繞組換位處每相導(dǎo)線節(jié)距為(y1±1)，這樣使得相位差能夠平衡，從而實(shí)現(xiàn)短距繞制抑制諧波的效果。

圖6 繞組環(huán)流產(chǎn)生機(jī)理

圖7 繞組換位示意

繞組經(jīng)過(guò)換位后路端電壓幅值從76.0 V 下降至73.5 V，使得電機(jī)轉(zhuǎn)矩略有下降，但其5、7、13 次諧波均明顯減小，如圖8、圖9 所示，路端電壓波動(dòng)明顯減小且更接近正弦波形，使得電機(jī)運(yùn)行時(shí)更加平穩(wěn)。圖10、圖11 所示為換位前、后反電勢(shì)及其諧波，電壓幅值從50.10 V下降至49.15 V，下降了1.9%。換位后的繞組削弱了5、7次諧波分量，使反電勢(shì)波形由平頂正弦波變化為更接近正弦波，改善了電機(jī)轉(zhuǎn)矩波動(dòng)和噪聲的問(wèn)題。

圖8 換位前、后路端電壓（n=3 000 r/min）

圖9 路端電壓諧波

圖10 換位前、后反電勢(shì)（n=3 000 r/min）

圖11 反電勢(shì)諧波

如圖12所示，繞組換位后渦流損耗占比下降，從而使得繞組損耗下降。如圖13 所示：換位前轉(zhuǎn)矩平均值為305.0 N·m，轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)為2.60%；換位后轉(zhuǎn)矩平均值為297.5 N·m，轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)為0.99%，電機(jī)的平均輸出轉(zhuǎn)矩雖然降低了約2.46%，但其轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)大幅降低約63%，電機(jī)運(yùn)行更加平穩(wěn)。

圖12 換位前、后繞組損耗與等效直流銅耗之比與轉(zhuǎn)速的關(guān)系

圖13 換位前、后轉(zhuǎn)矩

由以上分析可知，繞組經(jīng)過(guò)“換位”排列后可以減少各類諧波，使得路端電壓、反電勢(shì)等波形更加平穩(wěn)，減小電機(jī)的轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)，降低電機(jī)的電磁噪聲，同時(shí)還可以減少電機(jī)繞組損耗。仿真測(cè)試結(jié)果表明，通過(guò)換位改善電機(jī)性能的方法對(duì)8 層、4 并聯(lián)支路數(shù)繞組以外的其他繞組方式同樣適用。

4.3 繞組線型對(duì)損耗的影響

扁線繞組損耗主要由等效直流銅耗和渦流損耗組成，其中等效直流銅耗主要與電流有效值I有關(guān)，繞組的渦流損耗與槽中的磁通密度及導(dǎo)線尺寸密切相關(guān)。其中磁通密度主要與永磁體用量及排列方式有關(guān)。導(dǎo)體長(zhǎng)度需要根據(jù)電機(jī)尺寸確定，本文主要研究導(dǎo)體的寬度w和厚度h對(duì)繞組損耗的影響，如圖14所示。

圖14 扁線及其橫截面

導(dǎo)線通有高頻交變電流時(shí)，有效截面的面積可以用趨膚深度表示。由趨膚效應(yīng)深度公式可知，8極電機(jī)運(yùn)行速度為15 000 r/min、頻率為1 000 Hz 時(shí)，趨膚深度約為2 mm。按照電機(jī)最高轉(zhuǎn)速為15 000 r/min設(shè)計(jì)，同時(shí)考慮到電機(jī)定子的大小，將導(dǎo)線寬度、厚度取GB/T 5584.1—2020《電工用銅、鋁及其合金扁線》[9]中R20×R20 優(yōu)先規(guī)格，w取值為4.00 mm、4.50 mm、5.00 mm，h取值為1.25 mm、1.40 mm、1.60 mm、1.80 mm、2.00 mm，建立以w×h為組合變量的繞組模型進(jìn)行分析。

圖15 所示為不同線型的繞組損耗，各線型繞組損耗均隨轉(zhuǎn)速增加而增大。由圖15a 可知：導(dǎo)線寬度不變，低速時(shí)4.50×2.00型導(dǎo)線損耗最小，且其損耗隨轉(zhuǎn)速增加而增長(zhǎng)的速度較快，高速時(shí)損耗最大；4.50×1.25型導(dǎo)線低速時(shí)損耗最大，但損耗隨轉(zhuǎn)速增加而增長(zhǎng)的速度較慢，高速時(shí)損耗最?。?.50×1.60型導(dǎo)線在中速時(shí)損耗最低，低速與高速時(shí)損耗也較小。由圖15b 可知，導(dǎo)線厚度不變，5.00×1.40線型在低速、高速時(shí)均是損耗最小的線型。

圖15 不同線型繞組損耗（I=250 A）

表3 所示為不同線型繞組的等效直流銅耗，由式（3）可知，等效直流銅耗與頻率無(wú)關(guān)，各線型繞組等效直流銅耗不隨轉(zhuǎn)速增加而改變。導(dǎo)線寬度不變時(shí)，4.50×2.00型導(dǎo)線是等效直流銅耗最小的線型；導(dǎo)線厚度不變時(shí)，5.00×1.40 型導(dǎo)線是等效直流銅耗最小的線型。可以看出，選擇橫截面積較大的導(dǎo)線可以有效減少等效直流銅耗。

表3 不同線型繞組等效直流銅耗（I=250 A）

圖16所示為不同線型繞組損耗與等效直流銅耗之比k3隨轉(zhuǎn)速的變化情況，各線型繞組k3均隨轉(zhuǎn)速增加而增大，即渦流損耗占比隨轉(zhuǎn)速增加而增大。導(dǎo)線寬度不變時(shí)，4.50×1.25型導(dǎo)線k3最小且上升緩慢，4.50×2.00型導(dǎo)線k3上升速度較快，即渦流損耗占比較高。導(dǎo)線厚度不變時(shí)，4.00×1.40 型導(dǎo)線k3最小，渦流損耗占比最小?？梢钥闯觯x擇橫截面積較小的導(dǎo)線可以減少渦流損耗占比，降低渦流損耗。

圖16 不同線型繞組損耗與等效直流銅耗之比隨轉(zhuǎn)速變化情況（I=250 A）

根據(jù)式（8），除導(dǎo)線尺寸外，繞組的鄰近損耗還與槽中的磁通密度有關(guān)。導(dǎo)線中磁場(chǎng)主要來(lái)源之一為槽口漏磁通，如圖17 所示，靠近槽口處磁通密度較大，越接近槽底，磁通密度越小，從槽口至槽底，隨著磁通密度減小，導(dǎo)線的鄰近損耗逐漸減少，即渦流損耗在各層導(dǎo)線中不均勻分布，這將對(duì)電機(jī)的熱性能產(chǎn)生一定影響。

圖17 槽內(nèi)導(dǎo)體磁密

由仿真數(shù)據(jù)可知：同寬異厚線型低速時(shí)繞組損耗隨導(dǎo)線面積增大而減小，高速時(shí)繞組損耗隨導(dǎo)線面積減小而減??；同厚異寬線型同轉(zhuǎn)速下繞組損耗隨導(dǎo)線面積增大而減小。同轉(zhuǎn)速下，等效直流銅耗隨導(dǎo)線面積增大而減小，k3隨面積增大而增大，即渦流損耗占比隨面積增大而增大。上述規(guī)律由同寬（4.50 mm）和同厚（1.40 mm）線型得出，其他寬度、厚度組合的線型也符合同樣規(guī)律。由以上分析可知，合理選擇導(dǎo)體橫截面積可以有效減小繞組渦流損耗占比，降低繞組損耗。4.50×1.60 型導(dǎo)線在低速時(shí)繞組損耗較小，中速時(shí)繞組損耗最低，在常用工況下有較高的運(yùn)行效率，并且繞組損耗中渦流損耗的占比較低，在高速時(shí)也可以保持較低的繞組損耗和較高的效率，符合電機(jī)設(shè)計(jì)的發(fā)展趨勢(shì)，因此本文選擇4.50×1.60 型導(dǎo)線作為電機(jī)改進(jìn)方案的繞組線型。

針對(duì)電機(jī)初始設(shè)計(jì)方案與改進(jìn)方案，如表4 所示，基于各種應(yīng)用場(chǎng)合對(duì)電機(jī)的需求，分別對(duì)電機(jī)低速、額定轉(zhuǎn)速以及高速3 種常用工況的繞組損耗和電機(jī)效率進(jìn)行對(duì)比和分析。如圖18 所示：當(dāng)轉(zhuǎn)速為2 000 r/min，輸出轉(zhuǎn)矩約為240 N·m 時(shí)，即低速大轉(zhuǎn)矩工況下，繞組的渦流損耗很低，等效直流銅耗為主要損耗，2 個(gè)方案效率差別不大；當(dāng)轉(zhuǎn)速為額定轉(zhuǎn)速6 000 r/min，輸出轉(zhuǎn)矩約為140 N·m 時(shí)，即額定轉(zhuǎn)速工況下，由于輸出功率的增大，2 個(gè)方案的效率均有所上升，各方案渦流損耗占比均有所提高，新方案效率最高為97.5%；當(dāng)轉(zhuǎn)速為高轉(zhuǎn)速12 000 r/min時(shí)，即高速工況下，原方案電機(jī)的渦流損耗已超過(guò)等效直流銅耗，效率明顯低于新方案。由上述分析可見(jiàn)，新方案在多種工況下均具有較高效率。圖19 為新方案效率MAP 圖，90%以上高效區(qū)面積占89.1%，10 000 r/min 以上時(shí)效率仍可達(dá)95%，達(dá)到了高轉(zhuǎn)速時(shí)高效率的設(shè)計(jì)目標(biāo)。

表4 不同方案繞組設(shè)置

圖18 不同工況下繞組損耗及效率

圖19 新方案效率MAP圖

4.4 試驗(yàn)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證繞線優(yōu)化方法及新方案的合理性，對(duì)一臺(tái)采用改進(jìn)繞組排列方式的8 層、4 并聯(lián)支路數(shù)繞組的扁線繞組永磁同步電機(jī)樣機(jī)進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證，試驗(yàn)平臺(tái)如圖20所示。有限元仿真計(jì)算和試驗(yàn)測(cè)試得到的電機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩與相電流的關(guān)系如圖21 所示，轉(zhuǎn)矩與相電流基本成正比例關(guān)系。轉(zhuǎn)速6 000 r/min 時(shí)的效率與電流關(guān)系如圖22 所示：電流I=250 A 時(shí)效率最大，達(dá)到95.7%；電流較小時(shí)，輸入功率較低，損耗占比較大，引起效率降低；電流較大時(shí)，隨著溫度升高，電阻阻值增大，繞組損耗進(jìn)一步增大，引起效率降低。由于仿真測(cè)試的各類損耗與實(shí)際運(yùn)行時(shí)有一定差距，仿真數(shù)據(jù)與測(cè)試數(shù)據(jù)存在一定誤差，但誤差較小，證明了模型分析以及繞組改進(jìn)方法的正確性和可行性。對(duì)于扁線繞組電機(jī)，由于其定子純銅槽滿率更大，散熱和冷卻系統(tǒng)也應(yīng)基于電機(jī)應(yīng)用場(chǎng)合進(jìn)一步改進(jìn)。

圖20 扁線繞組電機(jī)樣機(jī)試驗(yàn)平臺(tái)

圖21 轉(zhuǎn)矩-電流特性

圖22 效率對(duì)比

5 結(jié)束語(yǔ)

本文針對(duì)電動(dòng)汽車(chē)用扁線繞組永磁同步電機(jī)的應(yīng)用場(chǎng)合，對(duì)扁線繞組損耗進(jìn)行了分析和比較，并對(duì)扁線繞組電機(jī)的性能和效率進(jìn)行了優(yōu)化。仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相差較小，表明模型分析及優(yōu)化方法的正確性和可行性。得到如下結(jié)論：

a.增大繞組截面積可以減少低速時(shí)的等效直流銅耗，減小繞組截面積可以有效減少高速時(shí)的渦流損耗，應(yīng)根據(jù)電機(jī)應(yīng)用場(chǎng)合合理選擇繞組線型。

b.繞組“換位”排列可以改善路端電壓、反電動(dòng)勢(shì)等多項(xiàng)電機(jī)參數(shù)，使得電機(jī)運(yùn)行更加平穩(wěn)。

c.繞組層數(shù)與并聯(lián)支路數(shù)對(duì)繞組損耗、電機(jī)轉(zhuǎn)矩、效率等有較大影響，應(yīng)繼續(xù)改善繞組制作工藝以進(jìn)一步提升電機(jī)性能。