模塊化高轉(zhuǎn)矩密度高可靠性直驅(qū)輪轂電機(jī)設(shè)計(jì)

尹相睿 張莉 趙慧超 王斯博 郭守侖 王宇

（中國(guó)第一汽車(chē)股份有限公司研發(fā)總院，長(zhǎng)春 130013）

1 前言

輪轂電機(jī)具有結(jié)構(gòu)緊湊、控制方便、傳動(dòng)效率高等優(yōu)勢(shì)[1]，搭載整車(chē)后轉(zhuǎn)矩分配組合多樣、轉(zhuǎn)向靈活，可提升整車(chē)布置和設(shè)計(jì)自由度，是新能源汽車(chē)技術(shù)的重要發(fā)展方向之一。其中，永磁同步電機(jī)效率高、功率密度高、可靠性好，被認(rèn)為是輪轂驅(qū)動(dòng)電機(jī)的首選[2-6]。

直驅(qū)輪轂電機(jī)優(yōu)化了底盤(pán)結(jié)構(gòu)，減少了軸、傳動(dòng)軸等機(jī)械部件，使得NVH、動(dòng)力學(xué)等問(wèn)題得到極大簡(jiǎn)化，并具有傳動(dòng)高效、四輪操控靈活等顯著優(yōu)勢(shì)[7-9]，但其工作環(huán)境惡劣，對(duì)可靠性要求較高，實(shí)際應(yīng)用困難。因此，目前投產(chǎn)的直驅(qū)輪轂電機(jī)產(chǎn)品均采用多單元模塊化的設(shè)計(jì)思路，實(shí)現(xiàn)故障容錯(cuò)運(yùn)行[10]，且試驗(yàn)結(jié)果表明，可以通過(guò)系統(tǒng)級(jí)容錯(cuò)方案設(shè)計(jì)出具有高安全特性的高性能輪轂電機(jī)[11]。這一設(shè)計(jì)思路的主要優(yōu)勢(shì)體現(xiàn)在兩個(gè)方面：?jiǎn)卧K具有獨(dú)立性，具備冗余容錯(cuò)的功能；單元模塊具有標(biāo)準(zhǔn)性，具備互換的功能，可有效降低成本。

本文針對(duì)電動(dòng)汽車(chē)應(yīng)用需求設(shè)計(jì)高轉(zhuǎn)矩密度高可靠性直驅(qū)輪轂電機(jī)，采用多單元模塊化永磁同步電機(jī)設(shè)計(jì)方案，通過(guò)理論分析、有限元仿真及試驗(yàn)測(cè)試進(jìn)行設(shè)計(jì)及驗(yàn)證。

2 多單元模塊化輪轂電機(jī)

2.1 直驅(qū)輪轂電機(jī)構(gòu)型

輪轂電機(jī)直接將電機(jī)安裝于輪轂中，如圖1 所示，可以實(shí)現(xiàn)分布式驅(qū)動(dòng)。根據(jù)驅(qū)動(dòng)方式，輪轂電機(jī)主要分為減速驅(qū)動(dòng)型和直接驅(qū)動(dòng)型。

圖1 輪轂電機(jī)布置示意

直驅(qū)式輪轂電機(jī)省去了齒輪減速機(jī)構(gòu)，直接將轉(zhuǎn)子安裝在輪輞上驅(qū)動(dòng)整車(chē)運(yùn)行，如圖2所示，可簡(jiǎn)化驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)、提高傳動(dòng)效率，同時(shí)，其對(duì)轉(zhuǎn)矩密度要求較高，并需具備一定的容錯(cuò)功能，故本文采用多單元模塊化永磁同步電機(jī)設(shè)計(jì)方案。

圖2 直驅(qū)輪轂電機(jī)布置結(jié)構(gòu)

2.2 模塊化電機(jī)的機(jī)構(gòu)及原理

模塊化輪轂電機(jī)以傳統(tǒng)輪轂電機(jī)為基礎(chǔ)，通過(guò)在結(jié)構(gòu)上進(jìn)行調(diào)整，將電機(jī)定子在圓周方向上劃分成若干個(gè)模塊，所有模塊共用一個(gè)轉(zhuǎn)子。每個(gè)定子模塊上具有獨(dú)立的三相交流繞組，由獨(dú)立的逆變器供電。為了實(shí)現(xiàn)故障模塊的容錯(cuò)運(yùn)行，逆變器常采用三相四橋臂結(jié)構(gòu)[12]。以4 模塊輪轂電機(jī)為例，如圖3 所示，電機(jī)定子在圓周方向上劃分為4 個(gè)模塊，每個(gè)定子模塊上具有獨(dú)立的三相交流繞組，分別引出三相引出線與對(duì)應(yīng)逆變器一一連接。每個(gè)模塊單元既可獨(dú)立工作，又可組合使用[13]。電機(jī)定子單元繞組形式如圖3 所示。繞組采用雙層結(jié)構(gòu)，每個(gè)定子相的集中線圈纏繞在相鄰的齒上，此種繞組形式對(duì)于給定數(shù)量的極產(chǎn)生較少數(shù)量的槽，減小端部高度，同時(shí)降低了齒槽轉(zhuǎn)矩，還能顯著增大繞組電感，有利于在弱磁恒功率調(diào)速中提高調(diào)速范圍，特別適用于輪內(nèi)牽引應(yīng)用[14-15]。

圖3 模塊化輪轂定子示意

正常工作時(shí)，輪轂電機(jī)各模塊的定子繞組均通入三相對(duì)稱(chēng)電流，按照轉(zhuǎn)矩平均分配原則共同驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)。此時(shí)各模塊在氣隙中生成行波磁場(chǎng)，整個(gè)輪轂電機(jī)氣隙中生成旋轉(zhuǎn)磁場(chǎng)，這與傳統(tǒng)永磁輪轂電機(jī)并無(wú)差異。當(dāng)發(fā)生繞組故障（如某模塊某相繞組開(kāi)路）時(shí)，可以切除故障模塊，剩余健康模塊繼續(xù)工作，此時(shí)健康模塊的繞組電流和輸出轉(zhuǎn)矩顯然較正常工作狀態(tài)大。因此，更多情況下，為減輕剩余健康模塊的工作負(fù)荷及電機(jī)損耗，故障模塊需要在一定的容錯(cuò)策略下繼續(xù)運(yùn)行。

3 輪轂電機(jī)定子設(shè)計(jì)

直驅(qū)輪轂電機(jī)的定子設(shè)計(jì)主要考慮空間限制和高轉(zhuǎn)矩、轉(zhuǎn)速的應(yīng)用條件，本文針對(duì)極槽配合、定子結(jié)構(gòu)選擇等進(jìn)行研究，并對(duì)多單元的分塊定子進(jìn)行仿真。

3.1 極槽配合方案的選取

輪轂電機(jī)為低速大轉(zhuǎn)矩電機(jī)，軸向尺寸空間要求苛刻。為節(jié)省電機(jī)繞組端部空間，多采用每極每相槽數(shù)q<1，線圈節(jié)距為1的分?jǐn)?shù)槽集中繞組，通常，極數(shù)2p與槽數(shù)Z較為接近。為避免永磁體寬度過(guò)窄，一般每個(gè)單元電機(jī)的極數(shù)小于10。因而，8 極9槽、10 極9 槽、10 極12 槽和8 極12 槽為優(yōu)選的極槽配合方案。單元電機(jī)模型如圖4所示。

圖4 單元單機(jī)模型

基于10 極9 槽的槽極配合方案對(duì)磁動(dòng)勢(shì)進(jìn)行分析，設(shè)每相繞組的匝數(shù)為NC、極距為τ，三相繞組電流分別為iA、iB、iC，根據(jù)繞組的通電方式對(duì)A相繞組產(chǎn)生的脈振磁動(dòng)勢(shì)fA進(jìn)行傅里葉級(jí)數(shù)展開(kāi)：

式中，θs為電角度；v=1/5,2/5,3/5,4/5,1,6/5,…為諧波次數(shù)，v=1 時(shí)為基波；n為正整數(shù)；kdpv為諧波繞組系數(shù)：

B 相繞組產(chǎn)生的脈振磁動(dòng)勢(shì)與A 相繞組產(chǎn)生的脈振磁動(dòng)勢(shì)fA在空間上錯(cuò)開(kāi)：

同理，C相繞組產(chǎn)生的脈振磁動(dòng)勢(shì)為：

定子三相繞組合成磁動(dòng)勢(shì)為：

其中，定子三相電流分別為：

式中，I為相電流有效值；ω為電流角頻率；ψ為內(nèi)功率因數(shù)角，即相電流與空載反電勢(shì)的相量夾角。

將式（6）代入式（5）得：

其中，“±”的選取與諧波次數(shù)相關(guān)：v=1 時(shí)，取負(fù)號(hào)，且n=3k+1 與n=3k-1（k為正整數(shù)）所取符號(hào)相反。

由式（7）可以看出：當(dāng)n=3k時(shí)，對(duì)應(yīng)的諧波合成磁動(dòng)勢(shì)為0，n=3k±1 次諧波的三相合成磁動(dòng)勢(shì)幅值是其單相脈振磁動(dòng)勢(shì)幅值的1.5 倍，且n=3k+1 與n=3k-1 對(duì)應(yīng)的諧波合成磁動(dòng)勢(shì)旋轉(zhuǎn)方向相反。

由式（2）可見(jiàn)，根據(jù)10 極9 槽繞組的各次諧波（不考慮3 及3 的倍數(shù)次諧波）可得到繞組因數(shù)，以基波為基準(zhǔn)，設(shè)基波旋轉(zhuǎn)磁動(dòng)勢(shì)幅值為1，對(duì)8 極9槽、10 極9 槽、10 極12 槽和8 極12 槽繞組產(chǎn)生的磁動(dòng)勢(shì)進(jìn)行分析，4 種極槽配合方案的磁動(dòng)勢(shì)頻譜如圖5所示。

圖5 采用不同極槽配合方案時(shí)的磁動(dòng)勢(shì)頻譜

分?jǐn)?shù)槽繞組相比于整數(shù)槽繞組，產(chǎn)生的磁動(dòng)勢(shì)中常含有分?jǐn)?shù)次諧波，諧波含量非常豐富[16]。輪轂電機(jī)穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)，電樞反應(yīng)磁場(chǎng)中除基波分量以同步速度跟隨轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)，諧波磁場(chǎng)均會(huì)與轉(zhuǎn)子存在相對(duì)運(yùn)動(dòng)并產(chǎn)生渦流損耗，分?jǐn)?shù)槽繞組電機(jī)的轉(zhuǎn)子渦流損耗一般會(huì)較整數(shù)槽繞組電機(jī)大。從各極槽配合方案對(duì)永磁體渦流損耗的影響來(lái)看，10 極9 槽的0.8次磁動(dòng)勢(shì)諧波幅值甚至超過(guò)基波，將產(chǎn)生較大的渦流損耗，而8 極12 槽的磁動(dòng)勢(shì)頻譜中基波分量占優(yōu)，這與整數(shù)槽繞組相似，渦流損耗相應(yīng)較小。

通過(guò)有限元仿真對(duì)單元電機(jī)在采用4種不同極槽配合方案時(shí)的性能進(jìn)行對(duì)比分析。為了使極槽配比為單一變量，在電機(jī)方案對(duì)比中，保持線負(fù)荷、磁負(fù)荷基本一致。

針對(duì)實(shí)際應(yīng)用，在3 種工況下對(duì)4 種不同極槽配合方案進(jìn)行有限元仿真，仿真工況如表1所示。

表1 仿真工況

空載工況下，采用不同極槽配合方案時(shí)單元電機(jī)的線反電勢(shì)諧波如圖6 所示。10 極9 槽、8 極9槽、10 極12 槽的諧波均以3 次諧波為主，而8 極12槽的諧波則以5 次諧波和7 次諧波為主，且8 極12槽的空載反電勢(shì)的基波分量最小，而10 極9 槽和8極9 槽單元電機(jī)的空載反電勢(shì)的基波分量較大。

圖6 不同極槽配合方案時(shí)單元電機(jī)空載反電勢(shì)諧波頻譜

過(guò)載工況下，采用不同極槽配合方案時(shí)輪轂電機(jī)電磁轉(zhuǎn)矩如圖7所示。從過(guò)載工況下的電磁轉(zhuǎn)矩來(lái)看，單元電機(jī)在10 極9 槽和8 極9 槽時(shí)的過(guò)載能力較強(qiáng)，10 極12 槽時(shí)較弱，8 極12 槽時(shí)電磁轉(zhuǎn)矩最小且轉(zhuǎn)矩波動(dòng)較大。

圖7 采用不同極槽配合方案時(shí)輪轂電機(jī)電磁轉(zhuǎn)矩

一般負(fù)載和過(guò)載工況下，單元電機(jī)采用不同極槽配合方案時(shí)永磁體渦流損耗如圖8 所示。從圖8中可以看出，10極9槽的極槽配合方案下，渦流損耗最大，8 極12 槽方案的渦流損耗最小。轉(zhuǎn)子渦流損耗產(chǎn)生的熱量將導(dǎo)致永磁體溫度升高，在降低永磁體性能的同時(shí)會(huì)產(chǎn)生退磁的風(fēng)險(xiǎn)。因此，綜合考慮電機(jī)性能輸出能力和風(fēng)險(xiǎn)，單元電機(jī)宜采用8 極9槽的極槽配合方案。

圖8 采用不同極槽配合方案時(shí)一般負(fù)載和過(guò)載工況下永磁體渦流損耗

3.2 定子結(jié)構(gòu)方案選取

常規(guī)電機(jī)定子鐵芯為均勻齒結(jié)構(gòu)，但是對(duì)于模塊化永磁輪轂電機(jī)，為實(shí)現(xiàn)高容錯(cuò)特性，不同單元電機(jī)定子間可以添加隔離齒，實(shí)現(xiàn)各模塊間的磁隔離和熱隔離。電機(jī)定子鐵芯沖片及其磁場(chǎng)分布情況如圖9所示。

圖9 非均勻齒與均勻齒定子及其磁場(chǎng)分布情況對(duì)比

2 種定子方案的電機(jī)在1 300 r/min 轉(zhuǎn)速下的空載反電勢(shì)對(duì)比結(jié)果如圖10 所示。非均勻齒定子電機(jī)空載反電勢(shì)相對(duì)較小，這是由于定子添加隔離齒的同時(shí)，轉(zhuǎn)子極數(shù)也相應(yīng)增加，由32 極增加到36極，轉(zhuǎn)子永磁體通過(guò)隔磁橋的漏磁磁通量增多，從而導(dǎo)致空載反電勢(shì)降低。

圖10 非均勻齒與均勻齒定子輪轂電機(jī)空載反電勢(shì)

2 種不同定子結(jié)構(gòu)的輪轂電機(jī)在過(guò)載工況下的電磁轉(zhuǎn)矩對(duì)比如圖11 所示。相比于均勻齒定子結(jié)構(gòu)，非均勻齒定子結(jié)構(gòu)模塊化輪轂電機(jī)的過(guò)載轉(zhuǎn)矩降低了約10%。由于隔離齒占據(jù)較大空間，電機(jī)其余齒將變窄，這導(dǎo)致定子非均勻齒結(jié)構(gòu)模塊化輪轂電機(jī)在過(guò)載工況運(yùn)行時(shí)定子鐵芯的飽和程度加深，電機(jī)過(guò)載能力也隨之降低。為追求高轉(zhuǎn)矩密度，本文選擇均勻齒定子方案。

圖11 非均勻齒與均勻齒定子輪轂電機(jī)過(guò)載工況電磁轉(zhuǎn)矩

此外可以看出，相較于均勻齒定子電機(jī)，非均勻齒定子電機(jī)具有以下特點(diǎn)：各單元模塊電機(jī)可以實(shí)現(xiàn)磁、熱隔離，具有高容錯(cuò)性；隔離齒的存在導(dǎo)致電機(jī)電磁負(fù)荷較低、飽和程度較高，不利于實(shí)現(xiàn)高轉(zhuǎn)矩密度。非均勻齒定子方案對(duì)實(shí)現(xiàn)高容錯(cuò)特性具有較高的研究?jī)r(jià)值。

4 輪轂電機(jī)轉(zhuǎn)子設(shè)計(jì)

鑒于直驅(qū)輪轂電機(jī)的尺寸空間特點(diǎn)，內(nèi)置式轉(zhuǎn)子布置受限，效果較差。因此，本文選用表貼式轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案，并針對(duì)表貼式永磁體固定方案及其充磁方式進(jìn)行探究，確定轉(zhuǎn)子方案。

4.1 電機(jī)轉(zhuǎn)子充磁方式設(shè)計(jì)

表貼式永磁體一般有垂直充磁、水平充磁、海爾貝克（Halbach）陣列等幾種充磁方式。其中，表貼式永磁體通常采用垂直充磁方式，Halbach 陣列充磁方式將不同充磁方向的永磁體按照一定的規(guī)律排列，實(shí)現(xiàn)在一側(cè)匯聚磁力線，而在另一側(cè)削弱磁力線，從而獲得比較理想的單邊磁場(chǎng)[17]。該種充磁方式可在一定程度上使氣隙中的磁通密度分布正弦化，有助于降低氣隙磁場(chǎng)諧波含量、提高電機(jī)磁負(fù)荷，但其加工工藝較為復(fù)雜、工藝成本較高。

為實(shí)現(xiàn)高轉(zhuǎn)矩密度電機(jī)設(shè)計(jì)，本文探究了垂直充磁和Halbach 陣列2 種充磁方式下的電機(jī)性能。兩者空載及負(fù)載條件下的峰值工況轉(zhuǎn)子磁通密度分布仿真結(jié)果如圖12和表2所示。

表2 垂直充磁和Halbach充磁負(fù)載工況仿真結(jié)果

圖12 不同充磁方式下峰值工況轉(zhuǎn)子磁通密度分布情況

對(duì)比仿真結(jié)果，垂直充磁和Halbach充磁2種方案峰值轉(zhuǎn)矩水平相差較小，齒槽轉(zhuǎn)矩相近，Halbach充磁在轉(zhuǎn)矩波動(dòng)方面具有一定優(yōu)勢(shì)，但2 種方案的轉(zhuǎn)矩波動(dòng)均在可接受范圍內(nèi)。因此，在本文設(shè)計(jì)方案中，Halbach 充磁方案并無(wú)明顯的優(yōu)勢(shì)，考慮到Halbach 充磁的工藝難度遠(yuǎn)大于垂直充磁的工藝難度，最終選擇垂直充磁方案。

4.2 電機(jī)轉(zhuǎn)子磁鋼固定方式設(shè)計(jì)

輪轂電機(jī)在中高速運(yùn)行時(shí)，轉(zhuǎn)子表面線速度較大，為實(shí)現(xiàn)表貼永磁體的有效固定，在保證電機(jī)物理氣隙相同的情況下，考慮對(duì)永磁體采取2 種固定方案：轉(zhuǎn)子最外層增加護(hù)套，護(hù)套材料采用Cr17Ni4Cu4Nb，厚度為0.5 mm；將永磁體部分嵌入燕尾槽中。轉(zhuǎn)子護(hù)套和燕尾槽結(jié)構(gòu)如圖13所示。

圖13 轉(zhuǎn)子磁鋼固定方式示意

當(dāng)轉(zhuǎn)子采用2 種不同的固定方式時(shí)，電機(jī)在1 300 r/min 轉(zhuǎn)速下的空載反電勢(shì)如圖14 所示，可見(jiàn)轉(zhuǎn)子采用護(hù)套固定時(shí)，輪轂電機(jī)的空載反電勢(shì)下降較多。在相同負(fù)載電流下，繞組電流為40 A 時(shí)，電機(jī)電磁轉(zhuǎn)矩如圖15所示，轉(zhuǎn)子采用護(hù)套固定的輪轂電機(jī)的輸出轉(zhuǎn)矩相對(duì)較小。

圖14 采用不同轉(zhuǎn)子固定方式時(shí)輪轂電機(jī)空載反電勢(shì)

圖15 采用不同轉(zhuǎn)子固定方式時(shí)電機(jī)過(guò)載工況電磁轉(zhuǎn)矩

考慮結(jié)構(gòu)方案可行性，2種固定方式物理氣隙相同。轉(zhuǎn)子采用護(hù)套固定的電機(jī)實(shí)際電磁氣隙會(huì)增大，氣隙磁場(chǎng)減弱，使空載反電勢(shì)減小，電機(jī)轉(zhuǎn)矩輸出能力進(jìn)而隨之下降。為提高電機(jī)的空載反電勢(shì)和轉(zhuǎn)矩輸出能力，需要提高永磁體用量，電機(jī)體積和質(zhì)量也隨之增大。相比之下，轉(zhuǎn)子采用嵌入燕尾槽的固定方式既能滿(mǎn)足轉(zhuǎn)子強(qiáng)度要求，又能提高電機(jī)轉(zhuǎn)矩密度，故本文電機(jī)轉(zhuǎn)子采用嵌入燕尾槽的固定方式。

5 輪轂電機(jī)性能仿真

基于前期論證，電機(jī)采用32極36槽設(shè)計(jì)、8極9槽的單元電機(jī)構(gòu)型，共4 個(gè)單元，單元電機(jī)如圖16所示。電機(jī)方案主要指標(biāo)及設(shè)計(jì)參數(shù)如表3所示。

表3 直驅(qū)輪轂電機(jī)方案主要指標(biāo)及設(shè)計(jì)參數(shù)

圖16 輪轂電機(jī)單元電機(jī)

從表3 中可以看出，電機(jī)設(shè)計(jì)方案均滿(mǎn)足指標(biāo)要求，其中最高效率達(dá)96.2%，轉(zhuǎn)矩密度達(dá)38.1 N·m/kg，具備高轉(zhuǎn)矩輸出能力的特性，同時(shí)，基于8 極9 槽的單元電機(jī)特性，齒槽轉(zhuǎn)矩僅為0.34 N·m。電機(jī)的仿真外特性如圖17所示。

圖17 電機(jī)仿真外特性

電機(jī)仿真效率MAP 如圖18 所示，效率≥85%的區(qū)域占全工作區(qū)域比例≥80%，高效區(qū)整體向低速低轉(zhuǎn)矩區(qū)傾斜，有利于提升電機(jī)的工況運(yùn)行經(jīng)濟(jì)性。

圖18 電機(jī)仿真效率

6 輪轂電機(jī)試驗(yàn)

基于32 極36 槽、4 單元的方案設(shè)計(jì)，針對(duì)直驅(qū)輪轂電機(jī)開(kāi)展了樣機(jī)試制，并進(jìn)行了空載和負(fù)載條件下的多項(xiàng)驗(yàn)證性試驗(yàn)，如圖19所示。

圖19 樣機(jī)試驗(yàn)

6.1 空載反電勢(shì)對(duì)比

20 ℃常溫工況下，轉(zhuǎn)速為100 r/min 時(shí)空載線反電勢(shì)試驗(yàn)結(jié)果如圖20所示。通過(guò)線性折算，在最高轉(zhuǎn)速1 300 r/min條件下，UV線反電勢(shì)峰值為855.4 V，對(duì)比仿真結(jié)果最大值提高了2.19%，主要由永磁體的性能偏差和電機(jī)加工偏差等導(dǎo)致。100 r/min 轉(zhuǎn)速條件下，空載線反電勢(shì)仿真與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比如圖21 所示，由圖21 可知，仿真與試驗(yàn)波形保持基本一致，樣機(jī)狀態(tài)符合試驗(yàn)要求。

圖20 100 r/min轉(zhuǎn)速下試驗(yàn)樣機(jī)的空載線反電勢(shì)

圖21 100 r/min轉(zhuǎn)速下空載線反電勢(shì)仿真與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

6.2 效率對(duì)比

試驗(yàn)樣機(jī)的效率MAP 和仿真效率MAP 的對(duì)比結(jié)果如圖22所示。

由圖22可知，仿真和試驗(yàn)獲得的最高效率分別為96.2%和95.6%，偏差為0.6百分點(diǎn)，仿真結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果整體吻合度較高，但低轉(zhuǎn)矩時(shí)偏差較大、試驗(yàn)效率偏低，主要是由于低轉(zhuǎn)矩區(qū)臺(tái)架測(cè)量精度低，該試驗(yàn)中實(shí)測(cè)損耗偏高，對(duì)電機(jī)效率整體影響較大。此外，工況效率是電機(jī)開(kāi)發(fā)過(guò)程中的重點(diǎn)關(guān)注對(duì)象，為了更加準(zhǔn)確地分析電機(jī)效率，在試驗(yàn)中，本文采用全球統(tǒng)一輕型車(chē)輛測(cè)試循環(huán)（Worldwide Harmonized Light Vehicles Test Cycle，WLTC）工況等效點(diǎn)方法對(duì)主要工況點(diǎn)的效率進(jìn)行了采集和對(duì)比。WLTC 工況等效點(diǎn)方法通過(guò)對(duì)單一WLTC 行駛周期的能量分布進(jìn)行分析，根據(jù)發(fā)生頻次、功率占比進(jìn)行綜合評(píng)估，最終通過(guò)計(jì)算得到適合該車(chē)型的典型工作點(diǎn)。這些典型工作點(diǎn)持續(xù)工作的時(shí)間較長(zhǎng)、能量消耗占比較大，找出并分析這些能量集中的工作點(diǎn)即可評(píng)估電機(jī)本體的工況效率。各等效點(diǎn)的功耗占比即代表該點(diǎn)在整個(gè)循環(huán)工況中的能量消耗占比情況。試驗(yàn)中，以某計(jì)劃匹配車(chē)型進(jìn)行工況等效，表4所示為主要工況點(diǎn)數(shù)據(jù)及效率對(duì)比結(jié)果。

表4 工況等效點(diǎn)仿真和試驗(yàn)效率對(duì)比

由表4 可以得到，等效工況點(diǎn)的實(shí)測(cè)效率與仿真效率最大偏差為3.9 百分點(diǎn)，最小偏差為0.36 百分點(diǎn)，也可以從一定程度上說(shuō)明仿真結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果吻合度較高。

7 結(jié)束語(yǔ)

結(jié)合直驅(qū)輪轂電機(jī)高轉(zhuǎn)矩密度、高可靠性的要求，本文通過(guò)理論分析及有限元仿真驗(yàn)證，證明了相對(duì)10 極9 槽和10 極12 槽方案，8 極9 槽方案渦流損耗最小，相對(duì)8極12槽和10極12槽方案，8極9槽方案轉(zhuǎn)矩密度最大，通過(guò)轉(zhuǎn)矩密度、空載反電勢(shì)和轉(zhuǎn)矩波動(dòng)等多維度仿真分析，確定了均勻齒定子方案為優(yōu)選方案，并通過(guò)輸出轉(zhuǎn)矩、齒槽轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)矩波動(dòng)等多維度仿真分析，確定了垂直充磁的燕尾槽磁鋼轉(zhuǎn)子方案為優(yōu)選方案，完成了基于單元電機(jī)為8極9槽的多模塊直驅(qū)輪轂電機(jī)設(shè)計(jì)，有效轉(zhuǎn)矩密度達(dá)38.1 N·m/kg。同時(shí)，電機(jī)效率MAP 仿真和試驗(yàn)精確對(duì)比結(jié)果表明，WLTC 整車(chē)循環(huán)工況等效點(diǎn)的效率仿真精度較高。