一種高轉速永磁同步電機轉子沖片結構優化

柯其銳

（中車株洲電機有限公司，湖南 株洲412001）

1 引 言

相對電勵磁異步電機而言，永磁電機在弱磁控制前運行區間，其運行效率更高，整機功率密度更大；另外，相對電勵磁同步電機，永磁同步電機其轉子結構簡單、總成工藝性更好，所以在國內新能源汽車領域，永磁電機占據了最大的市場比重[1][2]。

新能源汽車領域永磁同步電機轉子拓撲結構一般分為表面凸出式、表面嵌入式以及內置式三種[3]。內置式結構防護性以及對磁鋼抗機械沖擊性更好，但其漏磁系數一般比表面凸出式、表面嵌入式高，因為嵌入式隔磁橋及部分加強筋處會比凸出式有更大的漏磁，且內置式短路抗去磁能力更強，也是因為電樞磁場會有部分從嵌入式隔磁橋處通過。針對新能源驅動電機一般弱磁范圍較寬的特點，嵌入式也更有優勢，基于以上分析，且考慮到表貼式工藝性較嵌入式差，組裝自動化程度也不如嵌入式好，故本文涉及電機研制項目選擇了內置式轉子磁路結構。

在進行具體永磁同步電機內置式轉子拓撲結構設計時，在達到電機特性需求、沖片沖壓工藝及轉子鐵心疊壓工藝要求的前提下，需平衡電機電磁性能以及沖片結構強度的限制。隔磁橋厚度過大，漏磁會增大，電機反電動勢降低，抗去磁能力也有所減弱[4]，由于磁鋼成本高，電機設計將不經濟；隔磁橋厚度過小，一則會縮短復沖模模具壽命，二則沖片在高速旋轉磁鋼離心力、電磁力以及電機整機沖擊振動運行工況下，易發生材料屈服乃至斷裂，從而導致電機掃膛等質量事故[4]。

在本文高速電機轉子沖片拓撲結構設計中，針對其影響轉子沖片強度的幾個關鍵部位：連接筋、減重孔，過盈量、隔磁橋寬度、永磁體槽倒角，進行了有限元仿真優化設計，通過合理設計保證高速轉子強度和電機電磁性能滿足要求，并留一定安全裕度，確保電機在實際使用工況下運行的可靠性。仿真分析的結論得到驗證試驗的有力支撐，試驗樣機U 型轉子拓撲方案運用ansoft 電磁場分析軟件對其最大去磁工作點進行校核，確保試驗過程中不失磁，能順利開展驗證。電機電磁性能計算，也是運用ansoft 電磁場分析軟件，確保最終優化的新型V 型轉子拓撲結構磁密分布合理、滿足溫升限制、整機特性等用戶需求。

2 樣機ANSYS 強度分析

試驗樣機U 型槽結構轉子，有限元仿真分析采用的是workbench 靜應力分析模塊static structural，項目建立了合理的高速電機轉子沖片靜應力仿真分析方法，定量分析永磁電機轉子沖片應力大小和分布[5][6]，通過應力分布云圖找出潛在的危險部位，從而為優化設計指明方向；在同時校核電機電磁性能的條件下，對該高速電機轉子沖片結構進行改進和優化，降低整個電機轉子沖片的應力水平。

沖片材料物理性能見下表：

表1 沖片材料性能

網格劃分：網格控制為平行六面體網格；確保隔磁橋、磁鋼槽之間的筋等薄壁處網格數目為三層以上，該數目經過網格收斂性判定；有限元模型建立如下圖[7]：

圖1 有限元模型

強度仿真載荷與邊界條件的設置，由于軸向力影響小故忽略，約束轉子轉軸表面，釋放徑向自由度，約束切向以及軸向的自由度；施加最高轉速為9000rpm 的慣性載荷；將磁鋼的作用力，根據向心力公式，計算出相應壓強加載到磁鋼槽相應作用力面上；施加電機扭矩載荷、單邊磁拉力載荷、以及滿足國標的振動沖擊載荷。

另外，由于大量仿真分析與工程生產實踐的結合表明：對于內外徑相差不大的沖片，尤其是過盈配合面離沖片減重孔、磁鋼槽的距離小的沖片；過盈對沖片強度的影響不能忽略，過盈同電機轉速、磁鋼作用力、振動沖擊一樣，都是影響強度的主要因素之一，且過盈配合面離沖片減重孔、磁鋼槽的距離越近，影響越大。故本輪仿真考慮轉軸與轉子鐵心的過盈量。

以下仿真結果為對下列參數：連接筋厚度、減重孔形狀及位置，過盈量、隔磁橋寬度、永磁體槽倒角多輪優化后最小應力值U 型槽轉子結構，針對該結構對比了最大過盈及平均過盈(平均過盈取最大過盈的一半)兩種情形下，1 倍最高轉速、1.1 倍最高轉速以及1.13 倍最高轉速應力、變形云圖：

圖2 最大過盈9000

圖3 最大過盈9900

圖4 平均過盈9000

圖5 平均過盈9900

圖6 平均過盈10200

圖7 平均過盈9900

表2 優化后U 型槽沖片強度

由于實際生產制造過程中，轉子鐵心與轉軸配合過盈接近平均過盈，這里著重對平均過盈量下強度仿真計算進行分析：

（1）隔磁橋處。9000rpm 沖片隔磁橋最大等效應力405MPa，未達到材料屈服強度，9900rpm 沖片隔磁橋最大等效應力493MPa，材料屈服，但未達到抗拉強度。

（2）短磁鋼槽處。10200rpm 沖片小磁鋼安裝槽下方局部應力436MPa，未達到材料的屈服強度值。

（3）長磁鋼槽處。10200rpm 沖片長磁鋼安裝槽下方局部應力582MPa，達到材料的抗拉強度值。

（4）腰形孔處。9000rpm 沖片腰形孔倒角局部最大等效應力458MPa，達到屈服強度（屈服457MPa），低于抗拉強度(抗拉強度574MPa)90MPa左右。

3 試驗驗證

為固化仿真計算流程，需對以上仿真結果的準確性進行試驗驗證，為保證試驗在既定載荷工況下順利進行，特對該轉子強度最優方案進行了去磁校核。

圖8 電機去磁磁場強度

磁鋼去磁磁場強度為-973.4kA/m，小于Sm－Co30H 的拐點磁場強度976kA/m，電機實際運行不會發生退磁。

電機在9000rpm、9900rpm 以及10200rpm 三個轉速工況下開展驗證試驗：

（1）電機在9000rpm 運行10min 后解體，電機轉子未出現任何異常。

（2）電機在9900rpm 運行10min 后解體，發現電機隔磁橋處發生屈服。

圖9 9900rpm 隔磁橋處屈服

（3）電機加速過程中，運行到10200r/min，1.13倍最高轉速下，電機異響，試驗中斷，停機后，測量繞組絕緣電阻為0，轉子無法盤動。解體后發現8 極轉子中1 處隔磁橋斷裂。

圖10 10200rpm 隔磁橋處斷裂

通過上述三輪試驗表明：仿真結果同試驗現象高度一致，由此可以得出結論：永磁同步電機轉子強度采用以上仿真計算流程是可靠的，能真實反應高速電機轉子在高速運轉下轉子沖片的應力分布。

4 槽型優化

在得到可靠性固化仿真計算流程后，為提升沖片安全裕度而進行了下一輪結構優化，由于原方案槽型優化在技術設計階段已做到極致，優化空間不大。為此需進一步優化槽型，本文對更換U 型槽方案，對新型單V 型槽型進行了強度優化設計，以下新型單V 型槽結構方案皆是在滿足電機性能要求的前提下進行。

優化仍舊主要針對下面幾個參數進行：磁鋼大小、磁鋼角度、隔磁橋、筋厚度、應力集中處倒角值等。

圖11 2.2_7.6_R3_35

圖12 _2.2_7_R6_35

圖13 2.2_7_0.0855_R6_35

圖14 2.2_6_0.0855_R7_34

圖15 2_5_0.0855_36*22.8

結果列表：

最大應力值MPa方案 隔磁橋處MPa a)隔磁橋厚度分別為2.2 和7.6；下部倒角R3；9000rpm；無過盈，磁鋼大小34*19.8 246 628 b)隔磁橋厚度分別為2.2 和7；下部倒角R6；9000rpm；無過盈，磁鋼大小34*19.8 396 241 c)隔磁橋厚度分別為2.2 和7.6；下部倒角R6；9000rpm；考慮過盈，磁鋼大小34*19.8 411 252 d)隔磁橋厚度分別為2.2 和6；下部倒角R7；9000rpm；考慮過盈，磁鋼大小34*19.8 399 245 e) 隔磁橋厚度分別為2 和5；下部倒角R8；9000rpm；考慮過盈；磁鋼大小為32.5*19.8 367 270

（1）方案應力最大值為628MPa，出現在靠近內圓的隔磁橋的圓角處。

（2）方案將磁鋼槽下部圓角由R3 增大到R6，應力最大值為396MPa，位置同上。

（3）方案較之增加過盈量0.0855 載荷，應力最大值為411MPa，位置同上。

（4）的隔磁橋厚度分別為2.2 和6，將下部圓角由R3 增大到R7，磁鋼減短1mm，應力最大值為399MPa，位置同上。

（5）的隔磁橋厚度分別為2 和5，R7 增大為R8，磁鋼大小36×22.8，為調整合適的交直軸電感，將磁鋼槽最低點抬高，應力最大值為367MPa，出現在靠近內圓的隔磁橋的圓角處。

以上分析表明，新型單V 型槽結構優化后，隔磁橋處應力相對U 型槽結構大幅降低，V 型槽結構應力最大處位于磁鋼槽V 形頂點交匯倒角處，增加兩磁鋼槽中間筋厚度、增大倒角半徑能有效降低該處應力值，但從電磁仿真結果來看，增大倒腳半徑對電磁性能影響小，但進一步增加兩磁鋼槽中間筋厚度增厚，漏磁變大，反電動勢降低，電流變大，電機溫升增高。經由流體計算表明該方案溫升裕度已經很小。

綜合以上方案，電機轉子沖片強度最佳方案為方案e），該方案雖然磁鋼用量較之前面4 個方案少，但由于該方案通過對V 型夾角調整來對轉子交直軸電感進行了調節，增大了永磁電機的凸機率，電機電磁計算表明：該方案，電機在額定點，電流低于上述4 個方案，額定點銅耗略低于原方案，電機額定點功率因數基本與原方案相當，電機效率略高，最終電機設計采用的轉子拓撲結構為方案e）。

5 結 論

本文運用ANSYS 靜應力模塊，對電機兩種槽性進行了強度結構優化，其中對一種U 型槽結構制造了相應樣機，并進行比對驗證試驗，試驗結果較好的反應了仿真分析結論。新型V 型槽結構較大的降低了電機隔磁橋處應力，兩種槽性電磁性能皆采用ansoft 軟件進行仿真分析，其電氣參數仿真結果同試驗值也能較好吻合。

本文運用的高速電機沖片強度仿真分析方法切實可行，試驗比對后固化的等效與設置可以滿足工程化生產要求。