車用永磁同步電機定子鐵耗的分析與優化

王海燕, 江鄭龍, 晁鵬博, 熊端鋒, 代 穎

[1.上海大學 機電工程與自動化學院,上海 200072；2.上海眾聯能創新能源科技股份有限公司,上海 200336；3.晗兆檢測技術(上海)有限公司, 上海 200435]

0 引 言

在車載動力電池未能取得突破的情況下，提高驅動電機的效率對提高車輛續航里程至關重要[1]。目前中國電動汽車續航里程認證標準GB/T 18386—2005《電動汽車能量消耗率和續航里程實驗方法》主要參考新歐洲駕駛循環(NEDC)工況。文獻[2]中提出車用電機在低負荷中高速運行范圍內的效率提高對于延長車輛續航里程至關重要。文獻[3]揭示采用非晶合金鐵心材質的電機比硅鋼片電機鐵耗更低、效率更高。文獻[4]研究鐵心硅鋼片的厚度對鐵耗的影響。新能源汽車行業在日趨激烈的競爭下，選用低成本原材料。降低電機成本是必須考慮的問題。

文獻[5]引入鐵耗系數計及制造工藝對鐵耗的影響，并對電機進行優化設計。文獻[6]通過采用偏移非對稱轉子極的方法，可同時有效抑制電磁轉矩、磁阻轉矩和齒槽轉矩的脈動，但制造工藝復雜。文獻[7]通過對轉子輔助槽位置和尺寸的優化來抑制空載鐵耗，得出開輔助槽對“V型”轉子結構電機空載鐵耗影響比較大，對“V一型”轉子結構電機空載鐵耗影響很小，但未考慮電機負載運行時，輔助槽對鐵耗的影響規律。本文從考慮電機成本和加工難度角度出發，研究采用轉子開輔助槽抑制車用電機的定子鐵耗。

1 鐵耗模型及輔助槽設計分析

1.1 鐵耗分離計算模型

本文基于Bertotti鐵耗分離計算模型，分析永磁同步電機(PMSM)的鐵耗，考慮磁化方式的鐵耗計算公式[8]為

(1)

式中：PFe為鐵耗；Ph、Pe、Pa分別為磁滯損耗、渦流損耗、異常損耗；kh、ke、ka分別為磁滯損耗系數、渦流損耗系數、異常損耗系數；f為交變磁場頻率;Bm為磁密正弦波幅值；B(θ)為磁場密度。

電機實際運行時，磁化方式主要分為2種：(1)磁化方向不變，大小按正弦規律變化的交變磁化；(2)磁化方向、大小均隨時間變化的旋轉磁化。

本文電機硅鋼片的型號為35WW250，其厚度為0.35 mm，密度7 600 kg/m3，在不同頻率下的鐵耗B-P曲線如圖1所示。有限元法擬合得到多頻率下的損耗系數分別為磁滯損耗系數61.68 W/m3，渦流損耗系數1.01 W/m3,異常損耗忽略不計[9]。

圖1 35WW250在不同頻率下的鐵耗B-P曲線

1.2 樣機參數

本文以一臺新能源商務汽車用PMSM為研究對象，電機的主要參數如表1所示。

表1 電機主要參數

電機轉子永磁體采用內置式“V一型”結構，依據磁密分布特點分4個區域對定子鐵心損耗進行分析[10]。4個區域分別為齒頂、齒身、齒根、軛部，如圖2所示，且在各區域上取4個特征點A、B、C、D。

圖2 電機結構及定子特征點分布示意圖

1.3 輔助槽對電機鐵耗的影響

轉子表面開輔助槽設計能改善氣隙磁密波形的正弦度、減小氣隙磁密的諧波含量，從而降低電機鐵損。同時，合理的開槽設計能減小漏磁,增大氣隙磁通量,提高電磁轉矩,降低轉矩波動。本文輔助槽的槽型設計為三角形，在d軸對稱的兩側位置各開一個輔助槽，如圖3所示，對輔助槽的3個變量(張角θ、深度ds、單邊輔助槽與q軸之間的位置角α)進行參數化分析，研究輔助槽尺寸對電機鐵耗和輸出轉矩的影響。考慮轉子結構強度，初步選定輔助槽的張角θ為110°～160°,深度ds為0.6～1.6 mm,位置角α為7°～13°。

圖3 轉子輔助槽的尺寸參數示意圖

借助高配置的工作站，采用多變量變化分析輔助槽尺寸及位置對電機性能的影響和確認最終尺寸及位置參數。現采用雙變量變化揭示輔助槽尺寸與電機鐵耗、轉矩性能的關系。

額定轉速3 000 r/min、α=8°時輔助槽張角和深度對鐵耗的影響如圖4(a)所示,其中總鐵耗最大值為250 W、最小值為244 W，即差值為6 W。θ=140°時輔助槽的位置角和深度對鐵耗的影響如圖4(b)所示,其中總鐵耗最大值為259 W,最小值為230 W，差值為29 W。由此可知,輔助槽不同尺寸位置參數對3 000 r/min下電機鐵耗的影響較小，其中位置角對鐵耗影響稍大。定子鐵耗約占總鐵耗的93%,隨輔助槽尺寸變化的趨勢與總鐵耗類似。

圖4 轉速3 000 r/min時輔助槽尺寸對總鐵耗的影響

峰值轉速8 000 r/min時，α=8°時輔助槽張角和深度對鐵耗的影響如圖5(a)所示，其中總鐵耗最大值為680 W、最小值為524 W，即差值為156 W；總體上，鐵耗隨張角的增大先增大再減小，鐵耗隨深度的增大先減小再增大。θ=140°時輔助槽的位置角和深度對鐵耗的影響如圖5(b)所示,其中總鐵耗最大值為729 W、最小值為500 W，差值為229 W；鐵耗隨位置角的增大先減小再增大，在位置角α=8°～9°時，鐵耗相對較小。定子鐵耗約占總鐵耗的85%，其隨輔助槽尺寸變化的趨勢與總鐵耗類似。由數據分析可知，電機高速運行時，輔助槽的尺寸尤其是位置角的變化對電機鐵耗影響非常大。

圖5 轉速8 000 r/min時輔助槽尺寸對總鐵耗的影響

峰值轉速8 000 r/min時，輔助槽張角和深度對電機轉矩性能的影響如圖6所示，其中電磁轉矩變化范圍為38.9～44.5 N·m，隨輔助槽張角和深度的增大而減小；轉矩波動變化范圍為3.4～14.7 N·m，隨著輔助槽張角和深度的增大先減小再增大。

圖6 輔助槽張角和深度對轉矩性能的影響

根據圖5(a)和圖6，電機在輔助槽θ=160°和d=1.6 mm時鐵耗最小，為524 W，但該尺寸下電磁轉矩最小(39 N·m)，轉矩波動最大(12 N·m)；在θ=140°和d=1.2～1.6 mm時轉矩波動較小(3.4～4.5 N·m)，其中電磁轉矩隨ds增大而減小。

峰值轉速8 000 r/min時，輔助槽位置角和深度對電機轉矩性能的影響如圖7所示，其中電磁轉矩變化范圍為39.3～44.4 N·m，電磁轉矩隨著深度的增大總體呈減小趨勢，隨位置角的增大先減小再增大；轉矩波動變化范圍為3.4～28.9 N·m，轉矩波動在ds=1.2～1.6 mm和α=8時較小(3.3～4.5 N·m)。

圖7 輔助槽位置角和深度對轉矩性能的影響

綜合考慮電機的鐵耗和轉矩特性，確定輔助槽深度d=1.2 mm，張角θ=140°，位置角α=8°。

2 定子鐵耗分析

為方便分析轉子輔助槽對電機鐵耗的影響，設電機轉子未開輔助槽設計為方案一，電機轉子開輔助槽設計為方案二。由前文可知不同轉速下定子鐵耗占總鐵耗的90%左右，下面詳細研究輔助槽對定子鐵耗的影響。

2.1 不同工況下氣隙磁密分析

樣機帶負載工作時，電機鐵心中的損耗大部分是由空載磁場決定的，因為電機主磁場由永磁體提供，負載電流所產生的電樞磁場相對于永磁磁場較小。車用電機高速運行時，會通過增大弱磁電流id抵消部分永磁體磁場、減小氣隙磁密來維持電機端電壓平衡，即在高速運行時電機采用的弱磁控制方式是通過電樞反應達到恒功率擴速運行的目的，弱磁程度越高，電樞反應越大[11]。圖8為電機8 000 r/min時空載和額定負載的氣隙磁密波形及傅里葉分解。

圖8 8 000 r/min時氣隙磁密

空載運行時，方案一氣隙磁密諧波含量為19.1%，方案二為16.2%，降低了3.1%；額定負載運行時，電樞反應導致氣隙磁密畸變嚴重，其中方案一諧波含量為64.2%，方案二為52.9%，降低了11.3%。根據式(1)可以定性預測諧波含量越低鐵耗越低，尤其是鐵耗中的渦流損耗。表2為電機在空載和額定負載工況運行時的定子鐵耗。空載運行時，方案二氣隙磁密基波幅值雖然大于方案一，但高次諧波幅值大多小于方案一，空載時損耗比方案一降低了20 W。負載運行時，2種方案氣隙磁密基波幅值相等，但方案二諧波幅值在大于3次后皆低于方案一，鐵耗降低了96 W，改善了電機高速運行時的效率及溫升情況。

表2 空載和額定負載的定子鐵耗 W

2.2 定子鐵耗分布情況

2.2.1 定子不同區域的鐵耗

峰值轉速8 000 r/min時，方案一和方案二定子鐵心在不同區域的鐵耗分布占比如表3所示。由表3可知，方案二較方案一鐵耗降低了16%；開輔助槽設計主要降低了定子齒頂、齒身處的損耗，在齒頂和齒身處方案二比方案一的鐵耗共降低了79.5 W，占定子鐵耗降低值的83%，其中方案二的齒頂百分比下降1.8%。

表3 2種方案定子不同區域的鐵耗分布

齒身和軛部鐵耗大，但同時體積也大。各區域按鐵耗密度從大到小排序為：齒頂、齒根、齒身、軛部。受齒槽效應影響，電機齒部位置磁場波形畸變要高于軛部位置，其中齒頂位置磁密畸變最嚴重。圖9為定子某齒中間線位置某一時刻的鐵耗分布曲線，方案二明顯改善了齒頂處的鐵耗情況，有效地規避了齒頂局部高溫點的出現。

圖9 定子齒中間線位置的鐵耗分布曲線

圖10為2種方案定子鐵耗分布云圖，可以看出方案二改善了齒頂和齒身處的鐵耗。

圖10 2種方案定子鐵耗云圖

峰值轉速8 000 r/min時定子的磁滯損耗和渦流損耗如表4所示。由表4可知：渦流損耗是鐵耗主要成分；方案二的渦流損耗相對于方案一降低了92 W，為鐵耗降低值的93.8%，同時，渦流損耗與電機頻率的2次方有關，隨著轉速的增加，渦流損耗改善的趨勢會更加明顯。

表4 2種方案下磁滯損耗和渦流損耗 W

2.2.2 定子特征點的磁化方式

采用時步有限元方法分析得到2種方案下，電機在正弦波電流源供電時定子各特征點磁密變化情況,如圖11所示。齒身B點的磁場可以認為是純粹的交變磁場；齒身A點、齒根C點的磁場中旋轉磁場占較大比重；齒軛D點的磁場中交變磁場占很大比重，且以切向磁化為主。

圖11 轉速8 000 r/min時定子特征點處的磁化方式

在選定電機硅鋼片型號后，鐵耗由磁密幅值和頻率決定。表5為特征點處磁密的基波幅值和諧波含量，其中方案二的某點基波磁密幅值相比方案一減小的最大值為0.02 T，THD減小值為4.0%～5.3%，8 000 r/min時基波頻率f=400 Hz，考慮諧波頻率是基波的倍頻數且鐵耗與頻率的1～2次方有關，故諧波含量下降是鐵耗減小的主要原因。通過2種方案在特征點處的諧波分析可知2種方案下各點分布規律沒有變化，但方案二改善了鐵心的磁密諧波含量，尤其是齒頂A點處。

表5 2種方案特征點基波幅值和諧波含量

2.3 電機轉速與鐵耗的關系

車用驅動電機對電磁振動噪聲要求指標高。為進一步消除齒諧波，經過理論分析和有限元仿真可知定子斜槽一個齒距對齒槽轉矩抑制效果最好[12]。定子斜槽示意圖如圖12(a)所示。設電機轉子開輔助槽加定子斜槽設計為方案三。電機3種方案的齒槽轉矩如圖12(b)所示。電機經過本體結構優化，齒槽轉矩最大值由方案一的1.15 N·m下降為方案二0.37 N·m、方案三0.22 N·m，且方案三中齒槽轉矩呈現正弦波脈動，有利于削弱電磁振動噪聲。

圖12 定子斜槽改善齒槽轉矩

為分析定子斜槽是否對定子鐵耗產生影響，圖13給出了3種方案下鐵耗隨轉速增加的變化趨勢圖，其中為考慮逆變器引入的電流時間諧波對鐵耗的影響，在電流源激勵上疊加了1倍和2倍開關頻率的主要諧波[13]。

由圖13可知：方案二和方案三的定子鐵耗在電機不同轉速下幾乎相同，其中，8 000 r/min時方案三比方案二多16 W，占總定子鐵耗2.5%，可知斜槽會導致鐵耗增加，但影響很小，可忽略不計；隨著轉速的增加，輔助槽設計對鐵耗的優化效果更加明顯，即電機中高速運行時鐵耗降低、效率提高。

圖13 定子鐵耗隨轉速變化曲線

3 試驗結果與分析

本文試驗電機結構設計采用轉子開輔助槽加定子斜槽來滿足車用驅動電機的性能指標要求。轉子開輔助槽結構的實物圖如圖14(a)所示，圖14(b)為試驗現場圖。

圖14 電機實物圖

圖15為電機負載試驗實測得到的效率MAP圖。電機負載最高驅動效率可達96.8%， 2 000～6 000 r/min工作轉速區間的驅動效率平均為96%，電機高效工作區間(效率>85%)占比為92%，說明該結構電機在寬調速范圍內可高效運行，滿足車用電機實際工況需求。

圖15 電機實測效率MAP圖

圖16為額定功率下電機計算效率與實測效率對比圖，電機損耗主要包括鐵耗、銅耗、機械損耗，其中電機銅耗根據實測電流和實測電阻值計算得到。計算效率和實測效率的最大差值為1.75%，驗證了理論分析的正確性。

圖16 額定功率下效率對比曲線

4 結 語

本文以一臺內置式“V一型”轉子結構車用PMSM為研究對象，在鐵耗分離計算模型的基礎上，通過有限元法分析轉子輔助槽對電機鐵耗的影響，得到以下結論：(1)合理的轉子輔助槽設計可以改善氣隙磁密，降低鐵耗，提高輸出轉矩，抑制轉矩脈動；(2)電機在額定負載高速運行時，電樞反應會導致氣隙磁密畸變嚴重，轉子輔助槽設計可以降低約16%氣隙諧波含量；(3)轉子輔助槽設計可以降低定子磁密波形的諧波含量、降低渦流損耗，尤其是齒頂處；(4)隨著轉速的增加，輔助槽設計對鐵耗的優化程度更加明顯。