孫明沖，趙慧超，郭守侖，暴 杰，高 鵬，王曉遠(yuǎn)，于 爽

(1.中國(guó)第一汽車集團(tuán)有限公司 新能源開發(fā)院，長(zhǎng)春 130011；2.天津大學(xué) 電氣自動(dòng)化與信息工程學(xué)院，天津 300072)

0 引 言

發(fā)展新能源汽車是我國(guó)從汽車大國(guó)邁向汽車強(qiáng)國(guó)的必由之路，是應(yīng)對(duì)氣候變化、推動(dòng)綠色發(fā)展的戰(zhàn)略舉措?！缎履茉雌嚠a(chǎn)業(yè)發(fā)展規(guī)劃(2021-2035年)》也指出，我國(guó)需要深入實(shí)施發(fā)展新能源汽車國(guó)家戰(zhàn)略，推動(dòng)我國(guó)新能源汽車產(chǎn)業(yè)高質(zhì)量可持續(xù)發(fā)展，加快建設(shè)汽車強(qiáng)國(guó)[1]。

軸向磁通永磁電機(jī)具有較高的功率密度、轉(zhuǎn)矩密度和效率，較小的長(zhǎng)徑比，結(jié)構(gòu)緊湊及低速大轉(zhuǎn)矩等特點(diǎn)，因此在電動(dòng)汽車驅(qū)動(dòng)電機(jī)中得到了廣泛應(yīng)用[2]。軸向磁通分塊鐵心無(wú)磁軛電機(jī)(Yokeless and Segmented Armature Axial Flux Machine，YASA)由于不存在定子軛，定子的鐵耗小，具有更高的效率和功率密度，在電動(dòng)汽車領(lǐng)域具有廣闊的應(yīng)用前景[3]。英國(guó)的YASA公司研發(fā)的YASA 750系列電機(jī)峰值轉(zhuǎn)矩可達(dá)790 Nm，峰值功率可達(dá)200 kW，峰值功率密度>5 kW/kg，最高效率>95%。比利時(shí)Magnax公司研發(fā)的YASA電機(jī)適用于電動(dòng)汽車驅(qū)動(dòng)電機(jī)，Magnax AXF290的峰值功率>325 kW，峰值轉(zhuǎn)矩>510 Nm，峰值轉(zhuǎn)速12000 r/min，峰值功率密度>13 kW/kg，效率>96%。

電磁設(shè)計(jì)作為電機(jī)設(shè)計(jì)的最重要一環(huán)，國(guó)內(nèi)外對(duì)YASA的電磁設(shè)計(jì)做了大量的研究。文獻(xiàn)[4]比較了不同結(jié)構(gòu)的軸向磁通電機(jī)，得出在較小的電負(fù)荷下，YASA電機(jī)和單定子單轉(zhuǎn)子AFPM(永磁體用量是前者的一半)的T/I 特性幾乎相同；在相同永磁體用量下，單定子單轉(zhuǎn)子AFPM的輸出性能更好，產(chǎn)生的轉(zhuǎn)矩更大，此外YASA電機(jī)的渦流損耗較高；在較大電負(fù)荷下，YASA電機(jī)的T/I特性下降的更小。因此在中低速、自然冷卻應(yīng)用下，單定子單轉(zhuǎn)子AFPM的性能優(yōu)于YASA電機(jī)，但在要求高轉(zhuǎn)矩密度和強(qiáng)制冷卻的應(yīng)用下，YASA電機(jī)更具優(yōu)勢(shì)。文獻(xiàn)[5]總結(jié)了YASA電機(jī)的電磁尺寸方程，并研制了一臺(tái)YASA電機(jī)，額定功率22kW，額定轉(zhuǎn)速6000 r/min，其峰值轉(zhuǎn)矩密度21.3Nm/L。文獻(xiàn)[6]設(shè)計(jì)了一臺(tái)輪轂電機(jī)用的YASA電機(jī)，額定功率和峰值功率為30 kW和65 kW，峰值轉(zhuǎn)矩140 Nm，峰值轉(zhuǎn)速6000 r/min，峰值功率密度2.22kW/kg，最高效率可達(dá)95%。文獻(xiàn)[7]提出了一種YASA電機(jī)的改進(jìn)結(jié)構(gòu)，定子塊被固定在由聚醚醚酮樹脂材料制成的平板之間，通過(guò)使用高導(dǎo)熱率的環(huán)氧樹脂，定子部件被牢固地結(jié)合在一起，進(jìn)一步提高了YASA電機(jī)的功率密度。

本文總結(jié)YASA電機(jī)的設(shè)計(jì)流程，并優(yōu)化YASA電機(jī)的電磁設(shè)計(jì)，為同類電機(jī)的電磁設(shè)計(jì)提供一定的借鑒。

1 電動(dòng)汽車驅(qū)動(dòng)電機(jī)的設(shè)計(jì)需求

電動(dòng)汽車驅(qū)動(dòng)用永磁同步電動(dòng)機(jī)要求能夠頻繁的起動(dòng)、停車、加減速，則要求驅(qū)動(dòng)電機(jī)在低速或爬坡時(shí)輸出大轉(zhuǎn)矩，在高速時(shí)能夠恒功率運(yùn)行。電動(dòng)汽車驅(qū)動(dòng)用永磁電機(jī)理想的運(yùn)行特性曲線如圖1所示[8]，當(dāng)轉(zhuǎn)速低于額定轉(zhuǎn)速nN時(shí)，額定電流與永磁體磁通共同作用產(chǎn)生額定電磁轉(zhuǎn)矩，電機(jī)端電壓和輸出功率隨著轉(zhuǎn)速的增加而線性增大。電機(jī)轉(zhuǎn)速大于額定轉(zhuǎn)速nN時(shí)，需要減弱永磁體產(chǎn)生的磁通來(lái)維持高速運(yùn)行時(shí)電機(jī)端電壓的平衡，達(dá)到弱磁擴(kuò)速的目的。同時(shí)，電機(jī)運(yùn)行于恒功率狀態(tài)。

圖1 電動(dòng)汽車?yán)硐脒\(yùn)行特性曲線

本文根據(jù)一款轎車乘用車的結(jié)構(gòu)和運(yùn)行性能需求，設(shè)計(jì)出額定功率95 kW，峰值功率190 kW的電動(dòng)汽車驅(qū)動(dòng)電機(jī)，具體參數(shù)如表1所示。為了提高電機(jī)的力能指標(biāo)和材料利用率，同時(shí)也為了提高電機(jī)的功率密度，擬采用軸向磁通永磁電機(jī)。

表1 電機(jī)設(shè)計(jì)指標(biāo)

2 軸向磁通永磁電機(jī)的初始設(shè)計(jì)

軸向磁通電機(jī)初始設(shè)計(jì)主要分為：性能初始評(píng)估、結(jié)構(gòu)選取、極槽配合以及關(guān)鍵參數(shù)等方面，軸向磁通電機(jī)電磁設(shè)計(jì)流程如圖2所示。

圖2 軸向磁通電機(jī)電磁設(shè)計(jì)流程

2.1 性能初始評(píng)估

根據(jù)軸向磁通電機(jī)設(shè)計(jì)指標(biāo)要求，最大外形尺寸和峰值轉(zhuǎn)速要求可以得出最高轉(zhuǎn)速對(duì)應(yīng)線速度為195 m/s，對(duì)于一般電機(jī)，線速度>200 m/s屬于高速電機(jī)，軸向磁通電機(jī)最高線速度高，因此必須考慮轉(zhuǎn)子機(jī)械應(yīng)力問(wèn)題。轉(zhuǎn)速高則在極數(shù)一定時(shí)電機(jī)工作頻率高，電機(jī)鐵耗和渦流損耗高，對(duì)電機(jī)效率影響較大，這是需要重點(diǎn)考慮的問(wèn)題。由于軸向磁通電機(jī)的盤式結(jié)構(gòu)，因此必須考慮轉(zhuǎn)子機(jī)械偏心問(wèn)題，在選取氣隙尺寸時(shí)要有相當(dāng)?shù)挠嗔俊ｋ姍C(jī)比功率≥10%，功率密度高，那么對(duì)電機(jī)冷卻結(jié)構(gòu)提出了更加嚴(yán)格的要求，需要采取高效散熱措施。此外，還要保證一定的定位轉(zhuǎn)矩和負(fù)載轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)限度，需要考慮在電機(jī)運(yùn)行過(guò)程的轉(zhuǎn)矩特性，應(yīng)采用有效降低電機(jī)齒槽轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)的措施，初始設(shè)計(jì)時(shí)要保證電磁性能余量以供采用錯(cuò)極或斜槽等措施引發(fā)的電機(jī)性能降低問(wèn)題。

2.2 結(jié)構(gòu)選取

軸向磁通電機(jī)結(jié)構(gòu)根據(jù)定子和轉(zhuǎn)子的相對(duì)位置和數(shù)量進(jìn)行分類，軸向磁通電機(jī)可分為：?jiǎn)味ㄗ訂无D(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)、中間轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)、中間定子結(jié)構(gòu)和多盤式結(jié)構(gòu)。

中間定子結(jié)構(gòu)可分為定子無(wú)鐵心和有鐵心，其中有鐵心拓?fù)溆捎陔p轉(zhuǎn)子相對(duì)永磁體的不同可分為NS極相對(duì)中間定子結(jié)構(gòu)和NN極相對(duì)中間定子結(jié)構(gòu)。NN極相對(duì)中間定子結(jié)構(gòu)軸向磁通永磁電機(jī)需要足夠長(zhǎng)的定子磁軛來(lái)流通由兩段轉(zhuǎn)子永磁體產(chǎn)生的磁通，所以其損耗增加、功率密度減??；另一方面，其繞組型式為雙層集中繞組，槽滿率升高，繞組端部明顯減少，導(dǎo)致功率密度和效率增加。NS極相對(duì)中間定子結(jié)構(gòu)有較短的定子磁軛，這使得功率密度增加，損耗減少；繞組的槽滿率降低，繞組端部變長(zhǎng)，導(dǎo)致電機(jī)的外徑增大，功率密度減小，損耗增加。YASA電機(jī)集合了上述兩種電機(jī)的優(yōu)點(diǎn)，取消了定子磁軛降低了電機(jī)質(zhì)量，采用集中繞組縮短繞組端部降低損耗，同時(shí)使用矩形導(dǎo)線繞組結(jié)構(gòu)提高了槽滿率，減少了定子鐵心材料用量，提升了轉(zhuǎn)矩密度和峰值效率，其結(jié)構(gòu)如圖3所示。

圖3 YASA電機(jī)的結(jié)構(gòu)

2.3 極槽配合

相對(duì)于整數(shù)槽，分?jǐn)?shù)槽集中繞組優(yōu)勢(shì)：(1)縮短端部長(zhǎng)度，減少電機(jī)徑向尺寸；(2)減少電機(jī)軛部厚度，減少電機(jī)軸向尺寸；(3)線圈節(jié)距為1，各個(gè)線圈端部無(wú)重疊，不需設(shè)置相間絕緣；(4)線圈周長(zhǎng)和繞組端部伸出長(zhǎng)度的縮短，使電動(dòng)機(jī)繞組電阻減小，銅耗降低，進(jìn)而提高電機(jī)運(yùn)行效率。

常見(jiàn)的采用分?jǐn)?shù)槽集中繞組的電機(jī)，單元電機(jī)定子槽數(shù)與轉(zhuǎn)子極對(duì)數(shù)之間滿足以下關(guān)系：

Z=2p±1

(1)

或

Z=2p±2

(2)

常見(jiàn)分?jǐn)?shù)槽集中繞組的電機(jī)極槽配合如表2所示。

表2 常見(jiàn)分?jǐn)?shù)槽極槽配合電機(jī)極槽配合

表2中各個(gè)極槽配合下，各次諧波的繞組系數(shù)如表3所示以及磁動(dòng)勢(shì)諧波相對(duì)于基波的大小如表4所示。

表3 各次諧波繞組系數(shù)

表4 各次諧波磁動(dòng)勢(shì)標(biāo)幺值

各次極槽配合下的繞組系數(shù)如表5所示。

表5 各次極槽配合下的繞組系數(shù)

前兩者的電機(jī)極槽配合繞組系數(shù)偏低，產(chǎn)生相同大小的轉(zhuǎn)矩需要的電流較大，不宜采用。8極9槽和10極9槽的結(jié)構(gòu)繞組系數(shù)較大但是其磁動(dòng)勢(shì)諧波含量較高，在轉(zhuǎn)子中產(chǎn)生的渦流損耗較大，因此采用10極12槽結(jié)構(gòu)和14極12槽結(jié)構(gòu)較為合適，電機(jī)的極對(duì)數(shù)太多，電機(jī)運(yùn)行時(shí)漏磁較高，永磁體利用率低，且電流頻率太高，產(chǎn)生的損耗也會(huì)隨之增加。

綜合考慮繞組系數(shù)、諧波含量以及漏磁對(duì)電機(jī)的影響，軸向磁通電機(jī)設(shè)計(jì)最終選擇了10極12槽的極槽配合結(jié)構(gòu)。

2.4 關(guān)鍵參數(shù)確定

(1)氣隙長(zhǎng)度

氣隙長(zhǎng)度g較小，有利于提升氣隙磁密、提升電機(jī)的力能指標(biāo)；氣隙長(zhǎng)度較大，有利于降低定子鐵心損耗、繞組交流損耗、永磁體渦流損耗。氣隙太小電機(jī)損耗增加且轉(zhuǎn)子偏心問(wèn)題造成的不利影響嚴(yán)重，氣隙太大不利于電機(jī)性能提高。綜合考慮電機(jī)外徑尺寸、電磁性能和機(jī)械性能，氣隙長(zhǎng)度初選范圍：1.2 mm ≤g≤2 mm。

(2)轉(zhuǎn)子外徑

根據(jù)軸向磁場(chǎng)電機(jī)尺寸與轉(zhuǎn)矩的關(guān)系：

(3)

(4)

式中,Pem為電磁功率，Tem為電磁轉(zhuǎn)矩，Dav為平均直徑，Dav=(Dmo+Dmi)/2，Dmo為轉(zhuǎn)子外徑，Dmi為轉(zhuǎn)子內(nèi)徑，Lef為導(dǎo)體有效長(zhǎng)度，Lef=(Dmo-Dmi)/2，Bδav為一個(gè)極距下的氣隙磁密平均值，Aav為平均直徑處線負(fù)荷。軸向磁通電機(jī)的轉(zhuǎn)矩輸出能力與轉(zhuǎn)子徑向尺寸的平方成正比，顯然最大限度的利用徑向尺寸，可有效的提高電機(jī)的轉(zhuǎn)矩輸出能力，進(jìn)而提升轉(zhuǎn)矩密度和功率密度。同時(shí)轉(zhuǎn)子外徑尺寸設(shè)計(jì)要基于轉(zhuǎn)子應(yīng)力計(jì)算，滿足轉(zhuǎn)子各部件機(jī)械強(qiáng)度要求。通過(guò)公式計(jì)算及應(yīng)力分析，初步確定轉(zhuǎn)子外徑尺寸為270 mm。

(3)轉(zhuǎn)子內(nèi)徑

軸向磁通電動(dòng)機(jī)的主要尺寸比

(5)

式中，電機(jī)直徑比γ是轉(zhuǎn)子外徑與內(nèi)徑之比，它是軸向磁通永磁電動(dòng)機(jī)初始設(shè)計(jì)時(shí)最重要的幾何尺寸比：

(6)

(4)定子鐵心軸向長(zhǎng)度

軸向磁通電機(jī)單位體積功率為

(7)

式中，Z為槽數(shù)，J為電密，Sf為裸線槽滿率，k為齒槽寬度系數(shù)，平均直徑處槽寬與齒距之比，Lss為定子齒身軸向長(zhǎng)度。根據(jù)公式可以得出，在合理選擇電機(jī)槽數(shù)、電密、槽滿率和齒槽寬度系數(shù)下，定子鐵心軸向尺寸直接影響單位體積電機(jī)的功率，因此在滿足電機(jī)性能前提下，鐵心軸向長(zhǎng)度盡可能短，有利于提高功率密度。此外定子軸向長(zhǎng)度長(zhǎng)，不僅會(huì)導(dǎo)致鐵心質(zhì)量增加，而且漏磁大。定子齒靴短，有利于減小漏磁，同時(shí)考慮機(jī)械性能，齒靴尺寸也不能過(guò)小。定子軸向長(zhǎng)度與繞組槽滿率相關(guān)，參考現(xiàn)繞組工藝水平，槽滿率取80%。根據(jù)峰值轉(zhuǎn)矩要求，峰值電流和電密確定繞組的并聯(lián)支路數(shù)、匝數(shù)、線徑和并繞根數(shù)。

3 軸向磁通永磁電機(jī)的優(yōu)化

3.1 輸出轉(zhuǎn)矩特性分析

齒槽轉(zhuǎn)矩是永磁電機(jī)在空載條件下永磁體與定子鐵心相對(duì)運(yùn)動(dòng)所產(chǎn)生的轉(zhuǎn)矩，齒槽轉(zhuǎn)矩過(guò)大會(huì)影響永磁電機(jī)的運(yùn)行平穩(wěn)性和控制精度。因此，有必要采取適當(dāng)?shù)拇胧﹣?lái)降低齒槽轉(zhuǎn)矩，優(yōu)化轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)，同時(shí)保持較高的輸出轉(zhuǎn)矩性能。齒槽轉(zhuǎn)矩可表示為電機(jī)空載時(shí)的磁場(chǎng)能量對(duì)定轉(zhuǎn)子相對(duì)位置角的負(fù)導(dǎo)數(shù)：

(8)

式中，W為電機(jī)磁場(chǎng)能量，α為定轉(zhuǎn)子相對(duì)位置。由式中可以看出齒槽轉(zhuǎn)矩與定轉(zhuǎn)子的相對(duì)位置有關(guān)。

由上述分析可知，改變磁極參數(shù)和定子參數(shù)可對(duì)軸向磁通電機(jī)齒槽轉(zhuǎn)矩產(chǎn)生影響，因此本文通過(guò)分析磁鋼間距、永磁體均勻極弧系數(shù)、永磁體非均勻極弧系數(shù)、斜極角度、定子槽口寬度、定子斜槽口角度6個(gè)因素的影響來(lái)優(yōu)化電機(jī)轉(zhuǎn)矩性能。

不同齒槽轉(zhuǎn)矩削弱措施示意圖如圖4所示。

圖4 齒槽轉(zhuǎn)矩削弱措施示意圖

本文采用3D有限元法分析軸向磁場(chǎng)永磁電機(jī)的轉(zhuǎn)矩性能，電機(jī)有限元模型如圖5所示。

圖5 10極12槽YASA電機(jī)1/4模型

10極12槽電機(jī)的齒槽轉(zhuǎn)矩周期為6°機(jī)械角，電機(jī)初始設(shè)計(jì)齒槽轉(zhuǎn)矩波形如圖6所示，齒槽轉(zhuǎn)矩峰值為10 Nm，由此可見(jiàn)，此時(shí)齒槽轉(zhuǎn)矩較大，不利于電機(jī)的運(yùn)行，需要進(jìn)行設(shè)計(jì)優(yōu)化。

圖6 電機(jī)初始設(shè)計(jì)齒槽轉(zhuǎn)矩波形

(1)磁鋼間距

定義磁鋼平行間距為L(zhǎng)，分析不同L取值對(duì)齒槽轉(zhuǎn)矩及輸出轉(zhuǎn)矩性能的影響。

圖7為電機(jī)齒槽轉(zhuǎn)矩峰值隨磁鋼間距L的變化情況。從仿真分析可得，隨磁鋼間距的不斷增加，齒槽轉(zhuǎn)矩呈先平穩(wěn)后下降再上升的趨勢(shì)，其中磁鋼間距為11 mm時(shí)齒槽轉(zhuǎn)矩最小。

圖7 齒槽轉(zhuǎn)矩峰值隨磁鋼間距L的變化

圖8為電機(jī)輸出平均轉(zhuǎn)矩隨磁鋼間距L變化情況，圖9為電機(jī)轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)隨磁鋼間距L變化情況。隨磁鋼間距的不斷增加，輸出平均轉(zhuǎn)矩呈先平穩(wěn)后下降的趨勢(shì)，轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)呈先平穩(wěn)再下降后上升的趨勢(shì)，其中磁鋼間距為11 mm時(shí)轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)最小。

圖8 輸出平均轉(zhuǎn)矩隨磁鋼間距L變化

圖9 轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)隨磁鋼間距L變化

綜上分析可得，當(dāng)磁鋼間距為11 mm時(shí)，其齒槽轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)均為最小。

(2)改變永磁體均勻極弧系數(shù)

永磁體極弧系數(shù)對(duì)電機(jī)的齒槽轉(zhuǎn)矩有較大影響，同時(shí)改變極弧系數(shù)會(huì)影響電機(jī)電磁轉(zhuǎn)矩。定義永磁體極弧角為σ。

圖10為電機(jī)齒槽轉(zhuǎn)矩峰值隨σ變化情況。隨極弧的不斷增大，齒槽轉(zhuǎn)矩先上升后下降后趨于平穩(wěn)。

圖10 齒槽轉(zhuǎn)矩峰值隨極弧系數(shù)變化

圖11為電機(jī)輸出平均轉(zhuǎn)矩隨σ變化情況，圖12為電機(jī)轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)隨極弧系數(shù)變化情況。隨著σ增大，電機(jī)輸出平均轉(zhuǎn)矩呈先上升后平穩(wěn)的趨勢(shì)，轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)先上升再下降最后趨于平穩(wěn)。

圖11 輸出平均轉(zhuǎn)矩隨極弧系數(shù)變化

圖12 轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)隨σ變化

(3)改變永磁體非均勻極弧系數(shù)

由上述分析可知，改變永磁體均勻極弧系數(shù)會(huì)影響電機(jī)齒槽轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)，故針對(duì)軸向磁場(chǎng)永磁電機(jī)的特點(diǎn)，永磁體可以采用徑向不均勻極弧系數(shù)，從而達(dá)到削弱齒槽轉(zhuǎn)矩的目的。定義永磁體邊緣與NS極中線夾角為傾斜角θ，圖13為電機(jī)齒槽轉(zhuǎn)矩峰值隨傾斜角θ的變化情況。從仿真分析可得，隨傾斜角度的不斷增大，齒槽轉(zhuǎn)矩呈先上升再下降的趨勢(shì)。

圖13 齒槽轉(zhuǎn)矩峰值隨θ角的變化

圖14為電機(jī)輸出平均轉(zhuǎn)矩隨傾斜角度θ變化情況，圖15為電機(jī)轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)隨傾斜角度θ變化情況。隨傾斜角度的不斷增大，輸出平均轉(zhuǎn)矩不斷減小，轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)呈先上升再下降的趨勢(shì)。

圖14 輸出平均轉(zhuǎn)矩隨傾斜角度θ變化

圖15 轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)隨傾斜角度θ變化

(4)永磁體斜極

定子無(wú)磁軛模塊化軸向磁通永磁電機(jī)的永磁體貼于轉(zhuǎn)子盤表面，相對(duì)于徑向電機(jī)，對(duì)永磁體進(jìn)行斜極處理更容易實(shí)現(xiàn)。常見(jiàn)的永磁體斜極類型有三角斜極、梯形斜極、雙斜極等，本文采用傳統(tǒng)斜極方式。定義永磁體斜極角度為β，圖16為電機(jī)齒槽轉(zhuǎn)矩峰值隨斜極角度β的變化情況。從仿真分析可得，隨傾斜角度的不斷增大，齒槽轉(zhuǎn)矩不斷減小。

圖17為電機(jī)輸出平均轉(zhuǎn)矩隨斜極角度β變化情況，圖18為電機(jī)轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)隨斜極角度β變化情況。隨斜極角度的不斷增大，輸出平均轉(zhuǎn)矩呈先平穩(wěn)再不斷減小的趨勢(shì)，轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)呈先下降再平穩(wěn)的趨勢(shì)。

圖16 齒槽轉(zhuǎn)矩峰值隨斜極角度β的變化

圖17 輸出平均轉(zhuǎn)矩隨斜極角度β變化

圖18 轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)隨斜極角度β變化

(5)定子槽口寬度

定義定子平行槽口寬度為h，圖19為電機(jī)齒槽轉(zhuǎn)矩峰值隨槽口寬度變化情況。從仿真分析可得，隨著槽口寬度從0到5 mm的增加，齒槽轉(zhuǎn)矩整體呈先下降后上升的趨勢(shì)，其中在槽口寬度為1.5 mm時(shí)齒槽轉(zhuǎn)矩最小。

圖19 齒槽轉(zhuǎn)矩峰值隨槽口寬度變化

圖20為電機(jī)輸出平均轉(zhuǎn)矩隨定子槽口寬度h變化情況，圖21為電機(jī)轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)隨定子槽口寬度h變化情況。從仿真分析可得，隨著槽口寬度的增加，輸出平均轉(zhuǎn)矩呈先上升后平穩(wěn)的趨勢(shì)，轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)呈先下降后上升的趨勢(shì)，其中當(dāng)槽口寬度為1.5 mm時(shí)轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)最小。

圖20 輸出平均轉(zhuǎn)矩隨定子槽口寬度h變化

圖21 轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)隨定子槽口寬度h變化

綜上分析得出，當(dāng)槽口寬度為1.5 mm時(shí)，齒槽轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)均為最小，且此時(shí)輸出平均轉(zhuǎn)矩已達(dá)到平穩(wěn)值。

(6)定子斜槽口

在定子平行槽口寬度一定的前提下，采用斜槽口處理方式，定義槽口傾斜角度為γ，圖22為電機(jī)齒槽轉(zhuǎn)矩峰值隨槽口傾斜角度γ變化情況。從仿真分析可得，隨斜槽口角度的增大，齒槽轉(zhuǎn)矩呈先上升后下降的趨勢(shì)，但總體變化不大，改變斜槽口角度對(duì)齒槽轉(zhuǎn)矩影響較小。

圖22 齒槽轉(zhuǎn)矩峰值隨槽口傾斜角度γ變化

圖23為電機(jī)輸出平均轉(zhuǎn)矩隨定子槽口傾斜角度變化情況，圖24為電機(jī)轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)隨定子槽口傾斜角度變化情況。從仿真分析可得，隨斜槽口角度的不斷增大，輸出平均轉(zhuǎn)矩不斷減小，轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)呈現(xiàn)為兩個(gè)周期性下降，即斜槽口角度1-5°為1個(gè)周期，斜槽口角度為6-10°為1個(gè)周期。

圖23 輸出平均轉(zhuǎn)矩隨定子槽口傾斜角度變化

圖24 轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)隨定子槽口傾斜角度變化

將本節(jié)各項(xiàng)削弱齒槽轉(zhuǎn)矩措施進(jìn)行總結(jié)對(duì)比如表6所示，對(duì)比發(fā)現(xiàn)，改變磁鋼間距和改變槽口寬度能最大限度的降低齒槽轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)；改變變磁鋼間距和改變均勻極弧系數(shù)能夠兼顧節(jié)省磁鋼用量，則極弧系數(shù)小于1能夠降低齒槽轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)。

表6 齒槽轉(zhuǎn)矩削弱措施結(jié)果對(duì)比

3.2 永磁體渦流損耗計(jì)算

軸向磁通電機(jī)采用分?jǐn)?shù)槽集中繞組結(jié)構(gòu)，定子磁動(dòng)勢(shì)還有大量的諧波，而磁動(dòng)勢(shì)諧波是永磁體渦流損耗的主要來(lái)源之一[9]。因此，有必要對(duì)軸向磁通電機(jī)的渦流損耗進(jìn)行計(jì)算并優(yōu)化設(shè)計(jì)。

在前文的有限元模型基礎(chǔ)上，使能永磁體材料的渦流，計(jì)算在額定狀態(tài)下的永磁體渦流損耗為3433 W。渦流損耗占電機(jī)功率的3.8%，需要在電磁設(shè)計(jì)上對(duì)永磁體渦流損耗進(jìn)行抑制。

圖25 徑向和周向永磁體分塊示意圖

永磁體分塊可有效減小渦流損耗，考慮永磁體的加工工藝問(wèn)題，將永磁體按照徑向分塊和周向分塊，并計(jì)算不同分塊條件下的永磁體渦流損耗。

不同分塊結(jié)構(gòu)下的永磁體渦流損耗結(jié)果如圖26所示。由圖26可以看出，在徑向分塊數(shù)一定時(shí)，永磁體渦流損耗隨著周向分塊數(shù)的增加而減小，梯度隨著永磁體分塊數(shù)的增加減小。在周向分塊數(shù)一定時(shí)，永磁體渦流損耗隨著徑向分塊數(shù)的增加而減小，梯度隨著永磁體分塊數(shù)的增加減小。

圖26 不同分塊條件下的永磁體渦流損耗

在分塊方向上，徑向分塊對(duì)降低永磁體渦流損耗來(lái)說(shuō)更加有效。

4 結(jié) 論

本文通過(guò)對(duì)一臺(tái)電動(dòng)汽車驅(qū)動(dòng)用軸向磁通永磁電機(jī)的設(shè)計(jì)分析，總結(jié)歸納了軸向磁通永磁電機(jī)的初始設(shè)計(jì)流程，主要涉及結(jié)構(gòu)選取、極槽配合設(shè)計(jì)和關(guān)鍵參數(shù)確定等方面。采用有限元法對(duì)電機(jī)齒槽轉(zhuǎn)矩、轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)及永磁體渦流損耗等進(jìn)行了計(jì)算，計(jì)算結(jié)果表明相對(duì)于其他5種轉(zhuǎn)子設(shè)計(jì)方式，變磁鋼間距的設(shè)計(jì)方式在不降低電機(jī)輸出電磁轉(zhuǎn)矩的情況下可以最大幅度的削弱齒槽轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)，同時(shí)此種設(shè)計(jì)方式能夠兼顧節(jié)省磁場(chǎng)用量和簡(jiǎn)化加工工藝。在降低永磁體渦流損耗方面，永磁體徑向和周向分塊越多永磁體渦流損耗越小，相對(duì)而言徑向分塊比周向分塊對(duì)降低永磁體渦流損耗更加有效。