電動客車驅動橋電機設計與優(yōu)化

黃國坪

(廈門金龍汽車新能源科技有限公司, 福建 廈門 361023)

本文根據某款7 m純電動客車的整車參數及性能要求計算驅動橋電機的主要參數,然后進行永磁同步電機設計,包括電機結構尺寸和性能參數,并進行轉子拓撲結構設計優(yōu)化。

1 動力系統(tǒng)參數

1.1 整車基本參數

某款7 m純電動客車動力系統(tǒng)采用整體式橋殼電驅動橋結構。電機經過驅動橋主減速器,降低了輸出轉速,提高了輸出轉矩,降低了驅動系統(tǒng)的輸出電流,從而降低了電機及控制器的體積、重量和成本[1]。整車基本參數如下:整備質量m為5 850 kg,滿載質量M為9 500 kg,迎風面積A為5 m2,風阻系數CD為0.55,輪胎滾動半徑r為0.372 m,滾動阻力系數f為0.011,減速比i為13.35,旋轉質量換算系數δ取1.07,傳動效率ηT為0.9,電池標稱直流電壓Udc為540 V,最高車速umax為105 km/h,常規(guī)車速u0為40 km/h,最大爬坡度為18%,即坡度角α為10.2°(爬坡車速um≥10 km/h),加速時間t≤18 s(0～50 km/h,即加速時間要求的車速ua=13.89 m/s)。

1.2 永磁同步電機參數計算

電機的額定轉速n0、最高轉速nmax、額定功率P0、額定轉矩T0、峰值功率Pmax、峰值轉矩Tmax可根據式(1)～(6)進行計算[2-4]。

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

(6)

式中:um為最大爬坡度要求的車速,km/h。

2 電機設計

2.1 基本尺寸計算

根據新能源汽車對電機尺寸和轉速的要求,兼顧低速區(qū)和高速區(qū)的效率,本文設計的永磁同步電機的定子外徑D1為29 cm,電機的極槽數為8極48槽,定子繞組采用Y型連接的雙層疊繞組,轉子采用內置式磁鋼結構。其他基本尺寸可通過式(7)、式(8)進行計算[5-7]:

Di1=KDD1=0.645×29≈18.7(cm)

(7)

(8)

式中:KD為定子裂比;Bδ為氣隙磁密基波幅值,T;lef為電樞計算長度,cm;Di1為定子內徑,cm;A為電負荷,A/cm。

根據式(7)、式(8)計算電機的主要尺寸,得到定子內徑Di1為18.7 cm,電樞計算長度lef為12 cm(即定子、轉子長度均為12 cm)。

2.2 轉子結構

永磁同步電機轉子安裝有永磁磁極,轉子是永磁同步電機的核心部件,其結構影響著整個電機的磁路結構[8]。本文轉子采用分段結構,段數為4,疊加起來可以降低渦流損耗[9]。其永磁體的形狀、大小、位置與電機性能密切相關,通過式(9)可以粗略估算永磁體的面積[10]。

(9)

式中:Sm為永磁體的面積,cm2;σ0為空載漏磁系數;Sδ為每極氣隙的面積,cm2;Br′為0.65～0.85的剩磁密度,T。

在保持永磁體材料基本一致的條件下,對轉子V型結構和雙V結構方案的尺寸進行反復調整和選擇,最終得到兩種轉子結構方案的參數(見表1)。

表1 兩種轉子結構方案參數

3 驅動電機性能仿真分析

3.1 空載磁密仿真分析

通過對永磁同步電機空載磁密進行仿真分析,可以判斷電機的磁路狀態(tài)設計是否合理。根據以上設計參數,電機的仿真結果如下:圖1所示的V型結構方案的定子齒部磁密約為1.25 T,在槽開口附近的磁密峰值約為1.45 T;圖2所示的雙V結構方案的定子齒部各個部位的磁密約為1.15 T。

圖1 V型結構空載磁密云圖

圖2 雙V結構空載磁密云圖

在高磁感應強度下,鐵芯內部會發(fā)生更多的磁滯損耗和渦流損耗,導致能量轉化成熱量從而產生損耗。根據圖1和圖2的空載磁密云圖仿真結果可知,采用雙V結構方案的電機齒部磁密小于V型結構的齒部磁密,可以避免齒部磁密過飽和導致鐵芯損耗增大,提高硅鋼材料的利用率。電機鐵芯損耗功率可通過式(10)進行計算[11]:

PFe=khfvBm2+kc(fvBm)2+ke(fvBm)1.5

(10)

式中:PFe為鐵芯損耗功率,kW;kh為磁滯損耗系數;kc為渦流損耗系數;ke為附加損耗系數;fv為電機頻率,Hz;Bm為磁通密度幅值,T。

3.2 空載反電動勢仿真分析

空載反電動勢是永磁同步電機一個非常重要的參數,決定著電機在整個運行區(qū)間上的效率分布、輸出轉矩、損耗、電流等輸出特性[12]。電機在20 ℃磁鋼溫度下的仿真結果如下:V型結構方案在10 000 r/min時的空載反電動勢有效值為829 V,折算到直流母線側的反電動勢峰值高達1 172 V,而控制器模塊的耐壓峰值為1 200 V,需要將反電動勢設計得更小一些,以保證控制器的安全性能。反電動勢與永磁電機結構和尺寸有關:雙V結構方案在10 000 r/min時的空載反電動勢有效值為586 V,折算到直流母線側的反電動勢峰值為829 V,較大幅度降低了反電動勢,小于控制器的使用安全耐壓峰值1 050 V。圖3為V型結構和雙V結構的空載反電動勢對比。

圖3 空載反電動勢對比

3.3 齒槽轉矩仿真分析

齒槽轉矩即沒有供電的永磁電動機因其轉子和定子有自行調整至磁阻最小位置的趨勢而產生的周期性轉矩。故在電機運行過程中勢必會產生轉矩脈動,從而使永磁電機產生振動和噪聲。電機在20 ℃磁鋼溫度下的仿真結果如下:V型結構方案的齒槽轉矩峰值為7.64 N·m,可以將齒槽轉矩設計得更小一些。齒槽轉矩與永磁電機結構和尺寸有關:雙V結構方案的齒槽轉矩峰值為1.58 N·m,齒槽轉矩降低幅度較大,從而降低了齒槽轉矩產生的轉矩脈動,減小了電機的振動噪聲,提高了電機定位的控制精度[13]。圖4為V型結構和雙V結構的齒槽轉矩對比。

圖4 齒槽轉矩對比

3.4 外特性仿真分析

設置相同的電壓電流限值,不同方案轉子結構的永磁同步電機的峰值轉矩和峰值功率外特性對比情況如圖5所示。V型結構方案的峰值轉矩為550 N·m,峰值功率為160 kW,最高轉速對應的功率為120 kW;雙V結構方案的峰值轉矩為550 N·m,峰值功率為190 kW,最高轉速對應的功率為142 kW。

圖5 電機外特性仿真對比

由圖5可知,采用雙V結構方案的電機,因其反電動勢較低且直軸電感較小,在高速時的功率外特性保持較高,調速性能較強,因此雙V結構電機的功率外特性更優(yōu)[14]。

3.5 效率仿真分析

電機效率MAP圖將效率相同的點連成環(huán)線直接投影到平面形成水平曲線,不同效率的環(huán)線不會相交,可在一定程度上反映電機在不同轉矩、轉速下其運行效率的分布情況,在電動汽車電機效率的評估測試方面扮演著重要角色。

采用最大轉矩電流的控制策略,在額定轉速(電機最大恒轉矩運行的轉折速度)以下時,通過試驗設計仿真平臺對定子電流的幅值、相角以及轉速進行參數化掃描,模擬不同轉速、轉矩下的工況;在額定轉速以上時保持輸入電流幅值不變,通過改變電流功角模擬不同直軸去磁電流,以逆變器的最高輸入電壓為約束條件,以此獲得電機在弱磁工作區(qū)域的輸出特性。得到電機在其運行區(qū)域大部分輸出及損耗數據后,可計算出電機不同工作狀態(tài)下的效率[15]。在額定電壓下,兩種結構方案的效率MAP圖分別如圖6和圖7所示,高效工作區(qū)占比詳見表2。由圖6、圖7和表2可知,雙V結構電機的效率高效區(qū)占比明顯更優(yōu)。

圖6 V型結構效率MAP圖

圖7 雙V結構效率MAP圖

表2 額定電壓電機高效工作區(qū)占比

通過仿真對比分析,得知雙V結構方案的電機性能更優(yōu)。

4 樣機測試

分別對轉子V型結構和雙V結構進行樣機試制與測試[16],電機試驗平臺如圖8所示。

圖8 電機試驗平臺

測試得到車用永磁同步電機調速工作性能,其電機測試外特性對比如圖9所示,試驗測定的外特性曲線符合設計要求。電機測試效率MAP圖如圖10和圖11所示,V型結構電機的效率不低于90%占總工作區(qū)的百分比為81.2%,雙V結構電機的效率不低于90%占總工作區(qū)的百分比為84.3%?？梢钥闯?有限元仿真結果與試驗結果基本一致,雙V結構電機在電機外特性與效率方面明顯優(yōu)于V型結構電機[17]。

圖9 電機測試外特性對比

圖10 V型結構電機測試效率MAP圖

圖11 雙V結構電機測試效率MAP圖

5 結束語

本文對7 m電動客車的電驅動橋系統(tǒng)進行了動力系統(tǒng)參數計算及永磁同步電機設計;對轉子V型結構與雙V結構的空載磁密、空載反電動勢、齒槽轉矩、外特性、效率進行了仿真分析;對轉子V型結構與雙V結構進行了樣機試制與測試。結果表明,相比于轉子V型結構,雙V結構永磁同步電機具有弱磁調速能力強、功率密度高、效率高效區(qū)域大等優(yōu)勢。