徐進彬，張學義，耿慧慧

(山東理工大學，淄博 255000)

0 引 言

驅動電機是電動汽車驅動系統(tǒng)的核心部件，目前電動汽車驅動系統(tǒng)主要采用的是驅動電機-驅動橋組合式布置形式。與傳統(tǒng)內燃機汽車相比，這種驅動形式在操控性能和驅動效率方面提升有限。輪轂電機分散驅動方式可以直接驅動車輪旋轉而無需復雜的傳動系統(tǒng)，能大幅提高傳動效率[1-2]。簡化的動力系統(tǒng)有利于提升電動汽車可利用空間，實現(xiàn)更好的輕量化設計，增加電動汽車續(xù)駛里程。而且線控動力系統(tǒng)可以靈活分配汽車兩側車輪轉矩、轉速，通過多個輪轂電機協(xié)同驅動可以提高汽車的操控性能。

永磁電動機具有能量轉換效率高、弱磁調速性能好、轉矩輸出能力強和可靠性高等優(yōu)點[3]，在新能源汽車領域得到了較快發(fā)展。磁鋼內嵌式結構的永磁驅動電機多出現(xiàn)在常規(guī)的內轉子電動機上，在外轉子結構的輪轂電機方面研究應用較少。目前，電動汽車驅動電機朝著高功率、高扭矩的方向發(fā)展，內嵌V型磁路結構中磁極的截面積遠大于氣隙的表面積，可以產生比磁鋼磁通密度更大的氣隙磁通密度，能有效提高驅動電機的功率密度和最大輸出扭矩，適合應用于需要低轉速、高扭矩輸出特性的輪轂電機。

1 磁鋼內嵌式輪轂電機磁通分析

磁鋼內嵌式輪轂電機主要由永磁轉子、定子、輪轂機殼、內端蓋、外端蓋和電機軸等部分組成，結構如圖1所示。磁鋼內嵌在轉子沖片的V型槽中，每一磁極由2塊磁鋼共同提供磁場，磁鋼的磁通經過轉子鐵心進入氣隙，轉子鐵心內部通過設置隔磁氣隙使漏磁降至最小。

圖1 輪轂電機結構示意圖

對永磁電機內部磁路分析時可以將其看作由1個虛擬磁動勢、1個磁鋼內磁導和多個外磁路磁導構成[4]。由磁鋼產生的磁場在轉子鐵心、氣隙和定子鐵心內形成多條閉合回路，與電樞反應縱軸分量相耦合的回路為有效磁通，其他回路為漏磁通。

1.1 有效磁通分析

磁鋼所產生的磁通回路不僅遵循磁阻最小原理，同時受一定結構的轉子鐵心和定子鐵心最大導磁能力的制約[5]。因此，在定子、轉子不同的相對位置所產生的磁通回路有所不相同。當定子齒正對兩磁極中間位置時，部分有效磁通經過相鄰定子齒形成回路，另一部分有效磁通跨過中間定子齒經過間隔的定子齒形成回路，如圖2所示；當定子槽正對兩磁極中間位置時，有效磁通完全經過相鄰的兩定子齒形成閉合回路，如圖3所示，此時磁路最短，有效磁通達到最大值。

圖2 定子齒正對兩磁極中間有效磁通回路

圖3 定子槽正對兩磁極中間有效磁通回路

1.2 漏磁通分析

對于內嵌V型結構的永磁電機來說，漏磁大部分發(fā)生在轉子鐵心內部和定子齒之間的氣隙等位置。因為空氣的導磁能力遠小于矽鋼片的導磁能力，且定子齒留有一定的設計余量，不會發(fā)生磁飽和現(xiàn)象，所以定子齒之間的漏磁可以忽略不計。在轉子鐵心內部，漏磁主要發(fā)生在兩片磁鋼之間的部分，漏磁導路徑如圖4所示。減少鐵心內漏磁主要通過減小導磁截面積和延長磁路長度的辦法。本文中同極磁鋼之間采用五邊形隔磁氣隙，既能減少漏磁又可以起到磁鋼定位的作用；異極磁鋼之間采用三角形隔磁氣隙，隔磁氣隙之間保留1.5 mm間距，保證轉子鐵心有足夠的機械強度。

圖4 漏磁通路徑示意圖

1.3 磁路模型分析

運用等效磁路法，結合有效磁通和漏磁通路徑圖，建立內嵌V型輪轂電機的磁路模型如圖5所示。

圖5 輪轂電機等效磁路圖

圖5中，F(xiàn)cn和Fcs分別是N極和S極磁鋼的等效磁動勢，F(xiàn)c=Hch，Hc為磁鋼的磁場強度，h為磁鋼充磁方向尺寸；Fad為電樞反應的縱軸分量；Gm1為磁鋼等效內磁導；Gmδ1為磁鋼與轉子鐵心之間附加氣隙磁導；Gp為轉子鐵心極部磁導；Gδ為氣隙磁導；Gt為定子齒磁導；Gj為定子鐵心軛部磁導；Gj2為轉子鐵心軛部磁導；Gmσ1為每片磁鋼兩磁極之間磁導；Gmσ2為轉子鐵心上相鄰異性磁極之間的漏磁導；Gmσ3定子齒之間的漏磁導；Φr為磁極發(fā)出的總磁通；Φmσ1為磁鋼自身兩磁極之間的漏磁通；Φmσ2為經過經過轉子鐵心磁極部分的漏磁通；Φmσ3為氣隙間以及由定子齒部的漏磁通；Φmu為輪轂電機的有效磁通。

根據(jù)公式：

(1)

式中：μ1為導磁介質的磁導率；S為導磁截面積；b為磁通經過的路徑長度。

結合具體結構參數(shù)可以簡單求解出有效磁通、漏磁通具體數(shù)值。

2 內嵌V型結構關鍵參數(shù)分析

永磁轉子采用內嵌V型磁路結構可以在有限的空間內放置更多磁鋼，有助于提高永磁驅動電機的功率密度[6]。V型磁路的結構參數(shù)對于電機的極弧系數(shù)和永磁磁鏈有較大影響，可以通過準確的計算和仿真分析基本確定各參數(shù)取值，V型磁路結構如圖6所示。圖6中，e為磁鋼槽和轉子內圓最小間距，f為相鄰異極永磁鋼最小間距，k為永磁鋼寬度，h為磁鋼充磁方向厚度，β為同極磁鋼夾角。

圖6 內嵌V型磁路結構圖

為保證轉子鐵心有良好的隔磁效果和足夠的機械強度，e和f的取值范圍一般在1.2～1.8 mm。在轉子內徑和極槽配合方案基本確定的情況下，磁鋼寬度k受同極磁鋼夾角β影響，β越小，k越大。因此，在內嵌V型磁路結構中，同極磁鋼夾角和磁鋼充磁方向厚度成為決定電機磁路結構和性能的關鍵，與永磁輪轂電機的氣隙磁通密度和齒槽轉矩等性能參數(shù)有密切關系。

氣隙磁通的大小和分布對電機的勵磁電流、剪切力、損耗等有很大影響。在磁鋼材料一定、隔磁橋設計合理的情況下，氣隙磁密的幅值受磁鋼充磁方向厚度h影響較大，氣隙磁密在空間內的分布情況由同極兩片磁鋼之間夾角β決定。

永磁電動機中磁極與定子鐵心之間相互作用而產生的齒槽轉矩會引起輸出轉矩的脈動，使電機產生振動和噪聲，并對電機的控制精度產生不利的影響[7]。尤其對于低轉速、大扭矩的輪轂電機，過大的齒槽轉矩甚至會影響電機的正常運轉。對于永磁同步電動機，齒槽轉矩為定子繞組開路狀態(tài)時永磁場能量W相對于轉子位置角φ的負導數(shù)：

(2)

(3)

式中：μ0為真空導磁率，μ0=4π×10-7H/m；Br(θ)為磁鋼剩磁感應強度；δ(θ,φ)為有效氣隙長度，θ為轉子位置角。

通過對式(3)的分析可以看出，永磁場能量與磁鋼剩磁感應強度和磁鋼厚度有關，即磁鋼厚度的改變會導致電機齒槽轉矩的變化。

2.1 磁鋼夾角對性能參數(shù)的影響分析

在轉子尺寸和磁鋼充磁方向厚度相同的情況下，同極磁鋼夾角的變化會帶來磁鋼寬度和嵌入深度的改變。設置磁鋼夾角β為仿真模型變量參數(shù)，受轉子尺寸的限制，β變化范圍為80°～140°，得到電機氣隙磁通密度變化規(guī)律如圖7所示。數(shù)據(jù)表明，隨β的增大，氣隙磁通密度呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，最大氣隙磁通密度出現(xiàn)在磁鋼夾角為110°左右。

圖7 氣隙磁密隨磁鋼夾角變化規(guī)律

在磁鋼夾角小于110°時，磁鋼在轉子鐵心內嵌入較深，磁路出現(xiàn)局部飽和狀態(tài)，導致磁阻增大，降低了氣隙磁通密度。隨著磁鋼夾角變大，轉子鐵心內部導磁面積逐漸增大，磁路磁阻減小，氣隙磁通密度上升。當磁鋼夾角大于110°以后，磁路結構趨近于表面嵌入式結構永磁電機，氣隙磁密通密度略有減小。同時可以看出，因為沒有改變電機的極槽配合方案，氣隙中的諧波含量隨磁鋼夾角變化不大。

在定子繞組開路狀態(tài)下，仿真得到齒槽轉矩隨磁鋼夾角變化規(guī)律如圖8所示。對于內嵌結構的永磁電機，交軸磁路位于兩磁極之間的軸線位置。隨磁鋼夾角的增大，相鄰磁極之間的間距變小，交軸磁路磁阻增大，從整體來看齒槽轉矩隨磁鋼夾角變大而減小。

圖8 齒槽轉矩隨磁鋼夾角變化規(guī)律

2.2 充磁方向厚度對性能參數(shù)的影響分析

永磁電動機的直軸磁路磁阻主要由磁鋼充磁方向厚度決定，而磁鋼的導磁能力較弱，接近真空導磁率，因此磁鋼充磁方向厚度的變化會引起電機性能的改變。在保證其他尺寸參數(shù)相同的情況下，只改變磁鋼充磁方向厚度，仿真得到氣隙磁密和齒槽轉矩的變化規(guī)律如圖9和圖10所示。永磁磁場的能量隨磁鋼充磁方向厚度的增加而提高，氣隙磁通密度和齒槽轉矩也隨之升高。同時，直軸磁路磁阻也在變大，因此氣隙磁通密度的增幅越來越小。當磁鋼充磁方向厚度h大于5 mm以后，轉子鐵心內出現(xiàn)局部磁通飽和現(xiàn)象，進一步增大了磁路磁阻，使氣隙磁通密度基本保持在1.17 T左右，齒槽轉矩略有減小。

圖9 氣隙磁密隨充磁方向厚度變化規(guī)律

圖10 齒槽轉矩隨充磁方向厚度變化規(guī)律

3 磁場分布及輸出特性仿真

通過對性能參數(shù)的分析可以得知，在磁鋼夾角為110°、充磁方向厚度5 mm時永磁輪轂電機綜合性能最為理想。建立該結構的樣機模型，樣機參數(shù)如表1所示。

表1 樣機模型參數(shù)

利用有限元分析軟件對電機空載狀態(tài)下進行電磁仿真分析，得到的磁場磁力線走向圖、磁感應強度圖分別如圖11、圖12所示[8]。仿真結果表明，定子鐵心和轉子鐵心內磁力線走向趨于統(tǒng)一，盡管存在局部漏磁現(xiàn)象，但是因為隔磁氣隙的設置使相鄰磁鋼之間漏磁位置的磁通達到高度飽和狀態(tài)，實際通過的磁通量很小。對氣隙徑向磁密進行傅里葉分解，計算得到氣隙徑向磁密基波幅值的精確解為1.252 T，高于NTP33SH磁鋼的剩磁感應強度,證明內嵌V型磁路結構可以有效提高電機氣隙磁通密度。

圖11 磁力線分布圖

圖12 磁感應強度分布圖

定子繞組開路狀態(tài)下仿真得到電機的反電動勢波形和齒槽轉矩波動如圖13、圖14所示。由于磁鋼嵌入深度較淺，反電動勢波形為梯形波，數(shù)值略低于額定相電壓，有利于實現(xiàn)弱磁調速[9]，提高電機轉速范圍。最大齒槽轉矩約為2.8 N·m，對電機運行平順性影響不大，符合永磁輪轂電機設計要求。

圖13 反電動勢波形圖

圖14 齒槽轉矩波動圖

4 結 語

輪轂電機輸出的動力不經過變速機構減速増扭的過程，要求電機有較大的輸出扭矩峰值和較寬的高扭矩輸出范圍。本文經過解析計算和仿真分析的結果表明，轉子采用內嵌V型永磁結構可以有效提高永磁輪轂電機的氣隙磁通密度，改善反電動勢波形，有利于提高電機扭矩輸出性能。但是，磁場能量的提高也會帶來齒槽轉矩增大的負面作用。在設計轉子V型磁路結構時，可以通過適當增加磁鋼夾角、減小充磁方向厚度來減小齒槽轉矩和反電動勢峰值，以增加恒功率調速階段扭矩輸出和弱磁調速能力，從而提高電機動力輸出平順性和調速能力。

[1] 柴海波,鄢治國,況明偉,等.電動車驅動電機發(fā)展現(xiàn)狀[J].微特電機,2013,41(4):52-57.

[2] WANG Rongrong,CHEN Yan,FENG Daiwei,et al.Development and performance characterization of an electric ground vehicle with independently actuated in.wheel motors[J].Journal of Power Sources,2011(196):3962-3971.

[3] 張露鋒,司紀凱,劉志鳳,等.表面-內置式永磁同步電機優(yōu)化與特性分析[J].微特電機,2015,43(6):12-15.

[4] GHOGGAL A,ZOUZOU S E, RAZIK H, et al.An improved model of induction motors for diagnosis purposes-slot skewing effect and air-gap eccentricity faults[J].Energy Conversion and Management,2009,50(5):1336-1347．

[5] SCHüNEMANN M,KASPER R.An approach on traction control of 4WD electric vehicles based on direct control of wheel hub motors [J].EAEC European Automotive Congress,2011(9):164-171.

[6] 翁茂榮,李強,曹淼龍.直驅永磁無刷直流輪轂電機參數(shù)計算和結構設計[J].電機與控制應用,2015(7):12-15.

[7] 楊浩東,陳陽生.分數(shù)槽永磁同步電機電磁振動的分析與抑制[J].中國電機工程學報,2011,31(24):83-89.

[8] 車良松,潘柏松,戈道川,等.輪轂式永磁無刷直流電機空載氣隙磁密波形的模擬分析[J].機電工程,2011(3):374-376,384.

[9] 林鶴云,黃明明,陸婋泉,等.混合勵磁同步電機銅耗最小化弱磁調速控制研究[J].中國電機工程學報,2014,34(6):889-896.