李軍民，何 仁

(1.江蘇大學 汽車與交通工程學院，江蘇 鎮(zhèn)江 212013；2.安陽工學院 機械工程學院，河南 安陽 455000)

隨著《節(jié)能與新能源汽車產(chǎn)業(yè)發(fā)展規(guī)劃(2012—2020年)》、《中國制造2025》和《新能源汽車生產(chǎn)企業(yè)及產(chǎn)品準入管理規(guī)定》、“雙積分”等國家新能源汽車政策的實施，我國傳統(tǒng)汽車工業(yè)逐漸向電動汽車產(chǎn)業(yè)轉(zhuǎn)型勢在必行.對于各種類型電動汽車來說，電力驅(qū)動系統(tǒng)為其3大關鍵技術(shù)之一，在現(xiàn)有車用驅(qū)動電動機中，輪轂電動機具有結(jié)構(gòu)簡單緊湊、傳動系統(tǒng)高效節(jié)能、驅(qū)動和制動轉(zhuǎn)矩獨立可控等優(yōu)勢，代表著下一代電動汽車發(fā)展的重要方向.

根據(jù)驅(qū)動方式不同，輪轂電動機可分為內(nèi)轉(zhuǎn)子減速驅(qū)動和外轉(zhuǎn)子直接驅(qū)動2種形式，國內(nèi)外學者均有相關研究，日本對內(nèi)轉(zhuǎn)子輪轂電動機進行了較深入的研究，如ECO，KAZ，ColtEV和FINE-T等電動汽車，均采用行星齒輪機構(gòu)作為減速裝置；日本慶應義塾大學研發(fā)的IZA、英國 Protean Electrics公司推出的Protean Drive、加拿大TM4公司研發(fā)的輪轂電動機均采用外轉(zhuǎn)子驅(qū)動方式；我國對輪轂電動機研究起步較晚，隨著投入的加大，發(fā)展較快，國內(nèi)高校主要圍繞外轉(zhuǎn)子驅(qū)動輪轂電動機開展了深入研究，如同濟大學研制的“春暉一號”和“春暉二號”，哈工大研發(fā)的EV96-1，清華大學和吉林大學研發(fā)的四輪驅(qū)動電動汽車，都采用了直驅(qū)輪轂電動機[1].但是這2種輪轂驅(qū)動電動機在實際應用中都存在一定的缺點，適用場合受到限制，比如，外轉(zhuǎn)子直接驅(qū)動電動機在起步、爬坡等承載大轉(zhuǎn)矩時需大電流，易損壞電池，效率峰值區(qū)域小，主要用于平路、負載較輕、代步等場合；內(nèi)轉(zhuǎn)子減速驅(qū)動電動機有減速裝置，效率降低，主要用于丘陵或山區(qū)、過載能力較大、旅游等場合.

雙轉(zhuǎn)子電動機具有2個轉(zhuǎn)子、1個定子，有2個電端口和2個機械端口，該電動機的電能和機械能可以在4個端口間自由流動，可實現(xiàn)功率分流，適合應用于電動汽車的多工況運行.目前，國內(nèi)外關于雙轉(zhuǎn)子輪轂電動機未有研究報道，僅江蘇大學何仁教授課題組有多項授權(quán)發(fā)明專利，文獻[2]提出了一種基于雙轉(zhuǎn)子電動機的電動輪，擴大了電動機再生制動的使用范圍，續(xù)駛里程有所增加，但只有外轉(zhuǎn)子驅(qū)動車輛，驅(qū)動模式單一.文獻[3]提出了用于輪轂驅(qū)動的雙轉(zhuǎn)子電動機結(jié)構(gòu)，具有驅(qū)動、制動、制動能量回收和在車發(fā)電4種模式，融入行星齒輪機構(gòu)配合工作模式切換，但僅限于內(nèi)轉(zhuǎn)子用于驅(qū)動，外轉(zhuǎn)子用于制動能量回收，均不能很好地適應汽車多變的行駛工況.上述文獻僅提出了雙轉(zhuǎn)子輪轂電動機的結(jié)構(gòu)方案，沒有開展具體結(jié)構(gòu)設計和控制策略研究.

針對上述問題，筆者提出一種基于雙轉(zhuǎn)子電動機的電動輪集成結(jié)構(gòu)方案，它綜合減速驅(qū)動型和直接驅(qū)動型輪轂電動機的優(yōu)點，可獨立控制實現(xiàn)能量傳遞，擴大電動汽車的適用工況場合.基于參數(shù)敏感度分析和響應面法，以輸出轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)矩脈動為優(yōu)化目標，對雙轉(zhuǎn)子輪轂電動機的結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)進行優(yōu)化.轉(zhuǎn)子采用分段斜極結(jié)構(gòu)，有效降低電動機的齒槽轉(zhuǎn)矩，進一步提升電動機的運行可靠性.

1 雙轉(zhuǎn)子輪轂電動機的集成結(jié)構(gòu)

1.1 集成結(jié)構(gòu)方案

雙轉(zhuǎn)子輪轂電動機集成結(jié)構(gòu)如圖1所示，它由雙轉(zhuǎn)子電動機本體、離合器Ⅰ、離合器Ⅱ、行星齒輪機構(gòu)、電磁制動和摩擦制動系統(tǒng)、電源與控制系統(tǒng)組成.

圖1 雙轉(zhuǎn)子輪轂電動機集成結(jié)構(gòu)

電動機本體結(jié)構(gòu)包括外轉(zhuǎn)子、內(nèi)轉(zhuǎn)子和中間定子3個部分，其橫截面如圖2所示，內(nèi)、外層永磁體和電樞繞組均布置在中間定子上，內(nèi)、外轉(zhuǎn)子上均無繞組和永磁體(內(nèi)、外轉(zhuǎn)子分別與中間定子的內(nèi)、外層永磁體構(gòu)成內(nèi)、外電動機).行星齒輪機構(gòu)的齒圈固連于電動機殼體內(nèi)側(cè)，太陽輪通過離合器Ⅱ與內(nèi)轉(zhuǎn)子相連接，行星架通過離合器Ⅰ與外轉(zhuǎn)子相連接，內(nèi)、外電動機的動力均由行星架輸出.通過對內(nèi)、外電動機的獨立控制，配合不同離合器的動作，能夠?qū)崿F(xiàn)內(nèi)外電動機單獨驅(qū)動、共同驅(qū)動、再生制動、電磁緩速制動和摩擦制動等多種工作模式.

圖2 雙轉(zhuǎn)子電動機本體橫截面

1.2 內(nèi)、外電動機的適用工況

內(nèi)轉(zhuǎn)子動力經(jīng)由太陽輪、行星架固連進行輸出，故內(nèi)電動機屬于減速驅(qū)動型輪轂電動機，主要運行于車輛啟動、低速行駛等較大轉(zhuǎn)矩需求工況；外轉(zhuǎn)子直接與行星齒輪機構(gòu)的行星架固連并進行動力輸出，因此外電動機屬于直接驅(qū)動型輪轂電動機，主要運行于高速輕載工況；當車輛運行于爬坡或低速加速行駛需求大功率輸入工況時，內(nèi)、外電動機的動力在行星齒輪機構(gòu)處耦合后，共同驅(qū)動車輛.

2 雙轉(zhuǎn)子輪轂電動機的初始設計

2.1 基本參數(shù)計算

研究的雙轉(zhuǎn)子輪轂電動機驅(qū)動電動汽車以某款微型轎車為原車型，其主要參數(shù)如下：整備質(zhì)量為1 040 kg；外電動機最高轉(zhuǎn)速對應的最高車速為120 km·h-1；30 min持續(xù)最高車速為100 km·h-1；50-80 km·h-1加速時間為10 s；內(nèi)電動機最高轉(zhuǎn)速對應的最高車速為60 km·h-1；30 min持續(xù)最高車速為50 km·h-1；0-50 km·h-1加速時間為8 s；最大爬坡度為20%；車輪半徑為277 mm；迎風面積為1.91 m2；空氣阻力系數(shù)為0.33.

2.1.1最高轉(zhuǎn)速與額定轉(zhuǎn)速

電動機的轉(zhuǎn)速由車速和傳動比決定.根據(jù)車輛行駛的最高車速可求得電動機的最高轉(zhuǎn)速，電動機的額定轉(zhuǎn)速可由常規(guī)行駛車速或額定功率計算得到，同時二者的選配還應符合驅(qū)動電動機轉(zhuǎn)矩轉(zhuǎn)速特性的要求.車輛行駛的最高轉(zhuǎn)速為

(1)

式中：vmax為最高車速；i0為傳動比；rd為車輪半徑.

2.1.2額定功率與峰值功率

驅(qū)動電動機的額定功率由30 min持續(xù)最高車速確定，峰值功率一般隨整車動力性指標的具體設定而確定，但必須滿足車輛所需的要求，要滿足0-50 km·h-1起步加速時的功率P50max、50-80 km·h-1超車加速時的功率P80max、最高車速時的功率Pvmax和最大爬坡度時的功率Pimax這4種情況下的需求，即：Pmax≥max[Pvmax,Pimax,P50max,P80max].

(2)

式中：η為傳動系統(tǒng)的機械效率；m為電動汽車滿載質(zhì)量；g為重力加速度；f為滾動阻力系數(shù)；CD為空氣阻力系數(shù)；A為迎風面積.

(3)

式中：vi為爬坡車速；αmax為最大爬坡角度.

(4)

式中：va，ta分別為汽車0-50 km·h-1起步加速時的末速度和加速時間；δ為旋轉(zhuǎn)質(zhì)量換算系數(shù).

(5)

式中：v0，vm，tm分別為汽車50-80 km·h-1超車加速時的初始速度、末速度和加速時間.

2.1.3峰值轉(zhuǎn)矩與額定轉(zhuǎn)矩

電動機的額定轉(zhuǎn)矩由額定功率和額定轉(zhuǎn)速確定.最大轉(zhuǎn)矩一般只需考慮平坦路上起步加速到速度為50 km·h-1時的所需轉(zhuǎn)矩T50max和以某一車速爬坡時的所需轉(zhuǎn)矩Timax這2種情況，即最大轉(zhuǎn)矩Tmax應滿足：Tmax≥max[Timax,T50max].

(6)

(7)

該微型轎車采取四輪驅(qū)動方式，前后軸的軸荷分配比為50%，可把功率平均分配到4個車輪上.根據(jù)上述計算，選擇的雙轉(zhuǎn)子輪轂電動機的內(nèi)、外電動機參數(shù)如表1所示.

表1 雙轉(zhuǎn)子輪轂電動機的基本參數(shù)

2.2 電動機本體初始設計

從結(jié)構(gòu)形式上，電動機本體可看成是由一個外轉(zhuǎn)子電動機和一個內(nèi)轉(zhuǎn)子電動機在徑向空間級聯(lián)而成[4].由于所設計的雙轉(zhuǎn)子電動機用于輪轂驅(qū)動系統(tǒng)，其外轉(zhuǎn)子尺寸大小受輪轂規(guī)格的限制，故遵循由外而內(nèi)的設計思路，依次確定相應的拓撲結(jié)構(gòu).

不考慮電阻時，外電動機的功率尺寸方程[5]為

(8)

式中：Dso為定子外徑；l為軸長；Po為輸出功率；Nro和Nso分別為外轉(zhuǎn)子和外定子的極數(shù)；klo為漏磁系數(shù)；Aso為線負荷；Bgmaxo為磁負荷；no為額定轉(zhuǎn)速；cso為外定子齒寬極弧系數(shù)；ηo為電動機效率.

基于式(8)，當電動機的額定輸出功率和相關系數(shù)確定后，即可確定電動機的定子外徑，同理，由內(nèi)電動機的功率尺寸方程可確定定子內(nèi)徑.

由于外電動機的定轉(zhuǎn)子極數(shù)配比為12/22極，屬于外轉(zhuǎn)子磁通切換電動機，借鑒以往設計經(jīng)驗，初定其相關尺寸參數(shù)如圖3a所示，θt_so為外定子齒寬，θt_ro為外轉(zhuǎn)子齒寬，θpmo為外永磁體極寬，θsloto_so為外定子槽寬和θy_ro為外轉(zhuǎn)子軛部寬，滿足如下關系：

(9)

內(nèi)電動機的定轉(zhuǎn)子極數(shù)配比為12/10極，屬于內(nèi)轉(zhuǎn)子磁通切換電動機，初定其尺寸參數(shù)如圖3b所示，θt_si為內(nèi)定子齒寬，θt_ri為內(nèi)轉(zhuǎn)子齒寬，θpmi為內(nèi)永磁體極寬，θsloto_si為內(nèi)定子槽寬和θy_ri為內(nèi)轉(zhuǎn)子軛部寬，滿足如下關系：

圖3 內(nèi)外定轉(zhuǎn)子和永磁體初始尺寸設計

(10)

式中：Nsi為內(nèi)定子的極數(shù).

由式(9)、(10)可以看出：當定子的外半徑Rso，內(nèi)半徑Rsi的初值確定后，內(nèi)、外電動機的相關參數(shù)便可確定.根據(jù)雙凸極永磁電動機的設計經(jīng)驗[6]，對永磁體高度hpm、轉(zhuǎn)子齒高ht和內(nèi)外氣隙gi，go等結(jié)構(gòu)參數(shù)的初值進行選取.綜上，雙轉(zhuǎn)子輪轂電動機結(jié)構(gòu)參數(shù)初值如下：Rso=98 mm；Rsi=36.5 mm；θt_so=θt_ro=θpmo=5°；θslot_so=15°；θy_ro=10°；θt_si=θt_ri=θpmi=θslot_si=7.5°；θy_ri=15°；gi=go=0.5 mm；外層永磁體內(nèi)半徑Ri_pmo=76 mm；內(nèi)層永磁體外半徑Ro_pmi=66 mm；定子軛部外半徑Ro_sy=83 mm；定子軛部內(nèi)半徑Ri_sy=61 mm；外轉(zhuǎn)子軛部半徑Ry_ro=108 mm；內(nèi)轉(zhuǎn)子軛部半徑Ry_ri=27 mm；磁障外半徑Ro_mb=74 mm；磁障內(nèi)半徑Ri_mb=68 mm；外轉(zhuǎn)子外徑Do_ro=240 mm；l=65 mm.

3 電動機的結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化

由于雙轉(zhuǎn)子輪轂電動機本體結(jié)構(gòu)復雜，尺寸參數(shù)多，采用傳統(tǒng)的單一參數(shù)優(yōu)化方法時工作量很大，在考慮獲得更加精確的結(jié)構(gòu)尺寸以優(yōu)化電動機綜合性能的同時，提高電動機優(yōu)化設計效率，采用多目標敏感度法確定關鍵結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)；然后利用響應面法進行結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化調(diào)整；最后通過對電磁性能進行有限元仿真驗證以最終確定電動機的最優(yōu)尺寸.

3.1 優(yōu)化目標

結(jié)合輪轂驅(qū)動電動汽車的設計要求，選取平均輸出轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)矩脈動為主要優(yōu)化目標，考慮到輪轂電動機的輸出轉(zhuǎn)矩必須要滿足車輛多變化的運行工況需求，與轉(zhuǎn)矩脈動目標相比，其重要性更為突出，因此，在確定二者的權(quán)重關系時，輸出轉(zhuǎn)矩取更大的權(quán)重系數(shù).設置的2個目標函數(shù)分別為

輸出轉(zhuǎn)矩：max(avg(Ttorque))；

轉(zhuǎn)矩脈動：min(ripple(Ttorque)).

其中：Ttorque為電動機的輸出轉(zhuǎn)矩.

綜合目標函數(shù)構(gòu)造為

F(x)=k1f1(x)+k2f2(x)，

(11)

式中：f1(x)，f2(x)分別為輸出轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)矩脈動目標函數(shù)；k1，k2為對應分目標函數(shù)的影響因子，取k1=0.8，k2=0.2.

3.2 參數(shù)敏感度分析

敏感度是指系統(tǒng)的輸入變量對于輸出變量的影響程度，可以忽略敏感度相對微小的變量，篩選出對優(yōu)化目標影響較大的輸入?yún)?shù)，從而減少輸入變量的個數(shù)，實現(xiàn)系統(tǒng)高效優(yōu)化設計目的.

根據(jù)上述所確定的初始結(jié)構(gòu)尺寸，針對雙轉(zhuǎn)子輪轂電動機的結(jié)構(gòu)特點，在優(yōu)化設計時，分別選取了內(nèi)外電動機的9個結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)(見圖4)進行多目標敏感度分析.

借助ANSYS DX和Maxwell聯(lián)合優(yōu)化仿真，內(nèi)、外電動機結(jié)構(gòu)參數(shù)敏感度的分析結(jié)果如圖4所示，可以看出，不同的結(jié)構(gòu)參數(shù)對輸出轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)矩脈動的影響存在著明顯的差別.綜合考慮參數(shù)敏感度影響和優(yōu)化目標的重要性，最后確定出內(nèi)電動機的關鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)如下：內(nèi)永磁體極寬θpmi；內(nèi)定子齒寬θt_si；內(nèi)層永磁體外半徑Ro_pmi；磁障內(nèi)半徑Ri_mb.外電動機的關鍵尺寸參數(shù)如下：外永磁體極寬θpmo；外定子齒寬θt_so；外層永磁體內(nèi)半徑Ri_pmo；磁障外半徑Ro_mb.

圖4 內(nèi)外電動機結(jié)構(gòu)參數(shù)敏感度分析結(jié)果

3.3 結(jié)構(gòu)尺寸優(yōu)化結(jié)果

響應面是指輸出變量與一組輸入變量之間的函數(shù)關系式，當系統(tǒng)目標函數(shù)的輸入變量較少時，利用響應面法可較快的尋求出最優(yōu)解[7].

基于參數(shù)敏感度分析確定的內(nèi)外電動機關鍵結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)，利用響應面法，求得各參數(shù)與內(nèi)外電動機輸出轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)矩脈動的變化關系，如圖5，6所示.

圖5 內(nèi)電動機的平均輸出轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)矩脈動對不同關鍵參數(shù)的響應

從圖5可以看出：內(nèi)電動機的平均輸出轉(zhuǎn)矩隨著內(nèi)永磁體極寬、內(nèi)定子齒寬和內(nèi)層永磁體外半徑的增大均呈逐漸增大的趨勢，而與磁障內(nèi)半徑的變化規(guī)律正好相反；轉(zhuǎn)矩脈動與內(nèi)永磁體極寬、內(nèi)定子齒寬的變化規(guī)律相似，都是先增大后減小，隨內(nèi)層永磁體外半徑的增大而逐漸減小，與磁障內(nèi)半徑呈線性遞增關系，綜合考慮2個優(yōu)化目標的影響，可得內(nèi)永磁體極寬，內(nèi)定子齒寬、內(nèi)層永磁體外半徑的數(shù)值應在其相應約束范圍內(nèi)取較大值，而磁障內(nèi)半徑取較小值.

從圖6可以看出：外電動機的平均輸出轉(zhuǎn)矩均隨外永磁體極寬、外定子齒寬和磁障外半徑的增大而逐漸增大，與外層永磁體內(nèi)半徑呈相反的變化規(guī)律；轉(zhuǎn)矩脈動與外永磁體極寬、外定子齒寬、外層永磁體內(nèi)半徑和磁障外半徑均表現(xiàn)出先減小后增加趨勢，僅最小值的位置在其相應約束范圍內(nèi)有所不同，綜合考慮，可得外永磁體極寬、外定子齒寬、磁障外半徑的數(shù)值應在相應約束范圍內(nèi)取較大值，而外層永磁體內(nèi)半徑取較小值.

圖6 外電動機的平均輸出轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)矩脈動對不同關鍵參數(shù)的響應

由以上分析，最終確定所設計的雙轉(zhuǎn)子輪轂電動機的關鍵結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)的最優(yōu)值如下：內(nèi)定子齒寬θt_si為6.8°，內(nèi)永磁體極寬θpmi為3.2°，內(nèi)層永磁體外半徑Ro_pmi為65 mm，磁障內(nèi)半徑Ri_mb為66.5 mm；外定子齒寬θt_so為4.9°，外永磁體極寬θpmo為2.1°，外層永磁體內(nèi)半徑Ri_pmo為73 mm，磁障外半徑Ro_mb為71.5 mm.

4 電磁性能仿真

基于優(yōu)化后的電動機結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)模型，采用有限元方法對電動機的磁場分布、輸出轉(zhuǎn)矩、空載反電動勢等進行了分析.

4.1 磁場分布

雙轉(zhuǎn)子輪轂電動機在空載下的磁力線分布如圖7所示，在內(nèi)、外層永磁體之間合理布置隔磁磁障后，它們產(chǎn)生的主磁通基本按照“最小磁阻原理”，分別穿過內(nèi)外層氣隙、內(nèi)外轉(zhuǎn)子的齒部和軛部、定子軛部構(gòu)成閉合回路.內(nèi)外電動機的磁耦合程度較低，可看成是空間上高度集成而磁場分布相對獨立.

圖7 內(nèi)外電動機的空載磁力線分布

4.2 空載反電動勢

參數(shù)優(yōu)化前后內(nèi)外電動機的空載反電動勢如圖8所示，優(yōu)化后，內(nèi)、外電動機的空載反電動勢均呈現(xiàn)更好的正弦性，其幅值可以分別達到98，172 V，適合于無刷交流運行，仍可采用永磁同步電動機的控制策略；內(nèi)外電動機負載運行時，電樞繞組中三相電流的諧波含量較低，由其產(chǎn)生的損耗也有所減小.

圖8 參數(shù)優(yōu)化前后內(nèi)外電動機的空載反電動勢

4.3 輸出轉(zhuǎn)矩

結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化前后內(nèi)外電動機的輸出轉(zhuǎn)矩隨時間的變化情況如圖9所示，參數(shù)優(yōu)化后，內(nèi)、外電動機的平均輸出轉(zhuǎn)矩分別為8.03，44.78 N·m，可滿足所設計內(nèi)外電動機適用工況的動力需求，且輸出轉(zhuǎn)矩的波動程度有所下降.

圖9 參數(shù)優(yōu)化前后內(nèi)外電動機的輸出轉(zhuǎn)矩

5 齒槽轉(zhuǎn)矩分析

由于磁通切換型永磁電動機具有較高的氣隙磁密，呈雙凸極結(jié)構(gòu)，其齒槽轉(zhuǎn)矩大于傳統(tǒng)永磁同步電動機，齒槽轉(zhuǎn)矩偏大，將使電動機的啟動性能變差，轉(zhuǎn)矩波動變大，加劇電動機的震動和噪聲，使其控制性能惡化.因此，需要進一步對轉(zhuǎn)子初始設計方案的齒槽轉(zhuǎn)矩進行優(yōu)化.

5.1 齒槽轉(zhuǎn)矩的產(chǎn)生與削弱機理

從能量變化的角度，齒槽轉(zhuǎn)矩定義為電動機在不通電時的磁場儲能相對于轉(zhuǎn)子位置角的負導數(shù)[8].忽略鐵心磁共能的變化，齒槽轉(zhuǎn)矩可表示為

(12)

式中：W為磁共能；Wgap為氣隙的磁共能；β為定轉(zhuǎn)子相對位置角；μ0空氣磁導率；Br為永磁體產(chǎn)生的周向分布氣隙磁密；θ為轉(zhuǎn)子位置角；V為氣隙的體積，等于氣隙的橫截面面積與電動機有效軸長的乘積；G為周向分布的氣隙磁導.

由式(12)可知，改變周向分布氣隙磁密和氣隙磁導可削弱齒槽轉(zhuǎn)矩.由于磁通切換電動機的永磁體和電樞繞組都布置在定子上，其結(jié)構(gòu)尺寸不易改變，故氣隙磁密不變；并且在進行電動機結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化時，發(fā)現(xiàn)內(nèi)外電動機的轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)參數(shù)，如轉(zhuǎn)子齒寬、轉(zhuǎn)子軛部寬、轉(zhuǎn)子軛部半徑等對其輸出轉(zhuǎn)矩的影響非常小，因此，可在保證電動機主要性能不發(fā)生大的變化前提下，通過優(yōu)化轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)改變氣隙磁導來削弱齒槽轉(zhuǎn)矩.

5.2 轉(zhuǎn)子分段斜極與優(yōu)化結(jié)果

斜槽或斜極作為一種經(jīng)典的削弱齒槽轉(zhuǎn)矩方法，效果較好，應用較廣泛.文獻[9]提出了轉(zhuǎn)子極弧和轉(zhuǎn)子分段斜極相結(jié)合的措施，有效地降低了電動機的齒槽轉(zhuǎn)矩.由于設計的雙轉(zhuǎn)子輪轂電動機軸長較短，故采用兩段斜極方案對轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)進行改進，內(nèi)、外轉(zhuǎn)子的拓撲結(jié)構(gòu)如圖10所示.

圖10 內(nèi)外轉(zhuǎn)子的拓撲結(jié)構(gòu)

采用單一參數(shù)優(yōu)化方法，可知當內(nèi)、外轉(zhuǎn)子的每段齒極分別傾斜2°和3°(機械角度)時，內(nèi)、外電動機的齒槽轉(zhuǎn)矩峰值削弱最明顯，如圖11所示，當轉(zhuǎn)子采用初始直極結(jié)構(gòu)時，內(nèi)、外電動機的齒槽轉(zhuǎn)矩峰值分別為1.50，2.35 N·m，占其平均輸出轉(zhuǎn)矩的18.7%和5.2%；而采取轉(zhuǎn)子分段斜極方案后，內(nèi)、外電動機的齒槽轉(zhuǎn)矩峰值分別降低為0.62，1.26 N·m，占其平均輸出轉(zhuǎn)矩的7.7%和2.8%，與原直極結(jié)構(gòu)相比，分別降低了11.0%和2.4%，基本上實現(xiàn)了該類電動機的低轉(zhuǎn)矩脈動設計，從而保證電動機的可靠運行.

圖11 內(nèi)外電動機的齒槽轉(zhuǎn)矩優(yōu)化前后對比

6 結(jié) 論

1) 提出了一種基于雙轉(zhuǎn)子電動機的電動輪集成結(jié)構(gòu)，可以實現(xiàn)內(nèi)外電動機單獨驅(qū)動、共同驅(qū)動、再生制動、電磁緩速制動和摩擦制動等多種工作模式，從而滿足電動汽車多工況的運行需求.

2) 基于參數(shù)敏感度的多目標優(yōu)化設計方法，篩選出了對電動機平均輸出轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)矩脈動影響最大的雙轉(zhuǎn)子輪轂電動機的關鍵結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)，借助響應面法，進一步確定最優(yōu)電動機結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)，并通過有限元分析驗證了參數(shù)優(yōu)化后雙轉(zhuǎn)子輪轂電動機的空載磁力線分布、反電動勢、輸出轉(zhuǎn)矩等電磁性能與原始參數(shù)相比有明顯改善.

3) 采用分段斜極對轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)進行改進，有效降低了雙轉(zhuǎn)子輪轂電動機的齒槽轉(zhuǎn)矩，內(nèi)、外電動機的齒槽轉(zhuǎn)矩峰值分別降低為0.62，1.26 N·m，占其平均輸出轉(zhuǎn)矩的7.7%和2.8%，與原直極結(jié)構(gòu)相比，分別降低了11.0%和2.4%，進一步提升了電動機的運行性能.