純電動客車內(nèi)轉子輪轂電機總成設計

潘岱松, 司辰偉, 魏瀟翔

(安徽安凱汽車股份有限公司, 合肥 230051)

當前電動客車[1]的驅動系統(tǒng)大多數(shù)采用直驅電機模式,整車布置簡單且容易實現(xiàn)。但直驅電機需要輸出大功率,低速段需要輸出大扭矩,因此其體積和重量通常較大;且導致整車簧下布置大量的傳動部件,從而機械損耗也較大。

輪轂電機技術也被稱為車輪內(nèi)裝電機技術[2],它的最大特點就是將動力裝置、傳動裝置和制動裝置整合在一起放到輪轂內(nèi),省略了傳動軸、離合器、變速器、差速器等單個傳動部件,得以將電動客車的機械傳動鏈最大限度簡化[3]。輪轂電機根據(jù)電機的轉子型式又分內(nèi)轉子型和外轉子型。國內(nèi)已有少數(shù)客車廠使用過外轉子輪轂電機裝樣車。相比外轉子輪轂電機,內(nèi)轉子輪轂電機功率密度更高,并且有體積小、效率高、溫升低等優(yōu)勢,對整車而言,亦可減小其簧下質(zhì)量。為此,本文從電機本體、行星排減速器、輪轂總成幾個方面進行研究,設計一款電動客車用的內(nèi)轉子輪轂電機。

1 內(nèi)轉子輪轂電機設計方案

1.1 內(nèi)轉子輪轂電機設計

以額定功率為80 kW、峰值功率為160 kW的驅動電機為例,假定整車輪邊最大輸出扭矩需求為15 000 N·m,且整車最高車速v要求為90 km/h,輪胎滾動半徑r為0.45 m,則根據(jù)式(1)可得輪轂總成最大轉速nl的要求為530 r/min。

(1)

擬采用峰值轉速3 000 r/min的主流電機,驅動電機的其他性能參數(shù)見表1。

表1 驅動電機性能參數(shù)表

為了最大限度地壓縮電機的長度和體積,提高電機的溫升能力和系統(tǒng)的綜合效率,可將驅動電機設計成內(nèi)轉子扁線水冷永磁電機[4]。扁線電機與傳統(tǒng)圓線電機相比,輸出相同功率時,前者體積更小、用材更少、重量更輕、溫升更低。同時,為了改善內(nèi)外層繞組溫度不均勻,并滿足輸出扭矩大小需求,繞組設計采用6層導體數(shù)方案[5]。6層繞組扁線電機沖片和定子示意圖如圖1所示。

圖1 6層繞組扁線電機沖片和定子示意圖

擬采用Φ420 mm沖片平臺,通過專業(yè)電磁仿真軟件計算,對電機磁路結構進行建模及分析,建模的主要參數(shù)見表2。

表2 電機建模參數(shù)表

為方便賦值與計算,將定子繞組的導體部分簡化成一個整體,并加入簡化后的轉子總成,電機建模模型如圖2所示。

圖2 簡化后的模型示意圖

對電機本體與驅動電路之間的電磁耦合進行仿真,計算電機負載瞬態(tài)峰值扭矩輸出性能[6],結果如圖3所示,電機外特性如圖4所示。

圖3 峰值扭矩瞬態(tài)輸出曲線

圖4 電機外特性

由圖3可知,電機峰值扭矩輸出在2 710 N·m附近,由圖4可知,電機峰值轉速達到3 000 r/min,峰值功率可通過外特性圖和式(2)計算,其值達到160 kW以上,電機輸出性能滿足設計要求。

Pp=Tp·nz/9 550

(2)

式中:Pp為電機峰值功率;Tp為電機峰值扭矩;nz為電機峰值扭矩可持續(xù)的最大轉速。

在上述性能計算的基礎上,優(yōu)化和改進設計模型。通過熱模塊對電機進行熱網(wǎng)絡有限元分析:考慮到導線絕緣層厚度、槽絕緣厚度、機座和鐵芯間加工工藝等影響,對電機繞組溫升、磁鋼溫升進行仿真計算。

設置環(huán)境溫度為20 ℃,并設置材料的導熱系數(shù)、熱導率、比熱容以及冷卻液的入水溫度、流量等相關參數(shù)[7],具體數(shù)值如圖5所示。

圖5 冷卻參數(shù)設置圖

分析結果界面如圖6所示,可以看到電機內(nèi)部各部件的溫度分布情況。從仿真結果來看,電機處于峰值扭矩下的峰值功率工況瞬態(tài)運行30 s后,繞組最高溫度僅101.3 ℃,內(nèi)外層繞組溫度差不超過10 ℃,所設計電機的散熱效果較佳。

圖6 峰值瞬態(tài)運行30 s電機內(nèi)部溫度分布圖

1.2 行星排減速器設計

根據(jù)1.1節(jié)設定的電機性能指標中的峰值轉速n,并結合整車目標參數(shù),可以通過式(3)計算出減速器的速比i約為5.6。

i=n/nl

(3)

針對內(nèi)轉子輪轂電機驅動特點,選擇與內(nèi)轉子輪轂電機同軸的行星排齒輪變速機構作為減速增扭模塊,相比普通減速器,其具有效率高、結構緊湊、可靠性高、維保成本低的優(yōu)勢。另外,行星排結構可以穩(wěn)定持續(xù)輸出大扭矩,從而使得整車在不同路況下的動力輸出更加平穩(wěn)[8]。

如圖7所示,行星排減速器由太陽輪、行星輪、齒圈、行星排框架等主要部件組成[9]。將電機軸輸出端作為行星排太陽輪輸入端,行星排框架作為減速器的輸出端,齒圈起制動作用。行星排減速器的輸出參數(shù)見表3。

圖7 行星排齒輪箱示意圖

表3 行星排減速器部分參數(shù)

為保證行星排減速器運行過程中的可靠性,太陽輪和行星輪的材質(zhì)選用20CrMnTi合金鋼,輸出框架的材質(zhì)選用38CrSi合金鋼,這兩種材質(zhì)的強度高、韌性好,同時毛坯鍛造加工的工藝性較好;齒圈的材質(zhì)選用38CrMoALA高級氮化合金鋼,這種材質(zhì)具有很高的耐磨性和疲勞強度。

1.3 輪轂總成設計

考慮進一步釋放整車底盤的空間要求,對輪轂電機總成進行一體式結構設計,將內(nèi)轉子電機本體和行星排齒輪箱減速器集成于同一個機殼內(nèi)部。輪轂總成最大軸向長度控制在465 mm,機殼腔體內(nèi)的前半部分為行星排齒輪箱結構,后半部分為內(nèi)轉子電機結構[10]。同時在電機尾端增加制動盤結構,輪轂總成的裝配剖視圖如圖8所示。

圖8 輪轂總成的裝配剖視圖

2 設計校核驗證

2.1 電機部件強度校核

根據(jù)電機目標結構設計驗證電機轉動部件及附屬件。轉子總成應最大承受2 700 N·m扭矩,其兩端由裝入端蓋軸承室的滾動軸承支撐,輸出端通過法蘭盤傳遞扭矩給太陽輪。對電機轉子和端蓋進行靜態(tài)結構分析,其形變云圖如圖9所示。

圖9 電機轉子和端蓋靜態(tài)受力形變云圖

由圖9可知,電機轉子最大形變量小于0.02 mm,端蓋軸承室最大形變量小于0.01 mm,滿足實際應用要求。

2.2 行星排減速器強度校核

行星排減速器中的太陽輪經(jīng)滲碳淬火回火后,齒面接觸疲勞極限σHlim可達到1 590 MPa、齒根彎曲疲勞極限σFlim達到485 MPa;行星輪經(jīng)調(diào)質(zhì)處理后,齒面接觸疲勞極限σHlim可達到510 MPa、齒根彎曲疲勞極限σFlim達到210 MPa;齒圈經(jīng)表面氮化處理后,齒面接觸疲勞極限σHlim可達到1 280 MPa。對行星排機構中各齒輪按電機峰值點運行10 000 h后進行強度核驗,計算出齒面接觸強度安全系數(shù)SH[11]和齒根彎曲強度安全系數(shù)SF[12],計算公式如下:

(4)

(5)

代入各齒輪的齒面接觸疲勞極限σHlim和齒根彎曲疲勞極限σFlim等[13],可得出如下結果:

太陽輪:SH=3.3;SF=8.7

行星輪:SH=1.1;SF=3.9

齒圈:SH=4.5

可見,各齒輪的安全系數(shù)SH和SF值均大于1,行星排結構強度滿足理論設計要求。

2.3 制動盤瞬態(tài)校核

制動盤采用外徑340 mm、厚度30 mm的空心結構,材料選用HT250灰鑄鐵,并進行時效處理,這種材料具有較好的耐磨性能和減震性能。對其進行瞬態(tài)動力學仿真,分析結果如圖10所示。

圖10 制動盤瞬態(tài)受力形變云圖

由圖10可知,制動盤瞬態(tài)最大形變量遠小于0.001 mm,實際可忽略,滿足應用需求。

2.4 輪轂總成與輪輞裝配驗證

輪轂總成導入給定尺寸Φ480 mm×480 mm的輪輞空間后,其輪輞內(nèi)壁單邊與輪轂電機總成存在有8 mm的間隙,可以保證在運動過程中,輪轂電機總成與輪輞之間有足夠的安全距離。內(nèi)轉子輪轂電機裝配如圖11所示。

圖11 輪轂總成與輪輞裝配圖

3 結束語

本文通過對內(nèi)轉子輪轂電機的內(nèi)轉子電機本體、行星排減速器、輪轂總成進行電磁和結構方案設計。綜合對各部件進行結構強度校核,以及驗證輪轂總成與輪輞間的裝配結果,且根據(jù)設計方案進行電磁仿真和熱仿真,其結果滿足電機的性能開發(fā)目標,整體方案初步具備可行性,對后續(xù)內(nèi)轉子輪轂電機的深度研究具有一定的指導意義和參考價值。