电动轻型车辆驱动用切向充磁永磁电机研究

陈学永，王晓远，高 鹏

电动轻型车辆驱动用切向充磁永磁电机研究

陈学永1, 2，王晓远1，高 鹏1

(1. 天津大学电气自动化与信息工程学院，天津 300072；2. 天津内燃机研究所，天津 300072)

针对电动轻型车辆用驱动电机，设计开发了一种新型永磁体内置式永磁同步电机(IPMSM)．电机的转子采用永磁体切向充磁(spoke-type)结构，在保证转子机械强度和兼顾电机电磁特性的前提下，提出了一种IPMSM用spoke-type混合冲片转子结构，并采用了非均匀气隙设计．采用有限元法分析计算了电机的空载反电动势波形、齿槽转矩及不同工作条件下的输出转矩特性，并与采用内置V-type转子结构的IPMSM进行对比分析．研究分析结果表明，在保证与内置V-type转子结构的IPMSM相同电磁特性的条件下，采用本文所提出的spoke-type混合冲片转子结构，永磁体的用量可减少32%，从而实现了降低电动轻型车辆用驱动电机的制造成本．

电动轻型车辆；永磁体内置式永磁同步电机；切向充磁结构；混合冲片

随着“碳中和、碳达峰”目标的提出，开发低耗能、低排放、非传统能源消耗形式交通运输工具的需求不断增加．电动轻型车辆节能环保、轻便易行、且使用成本和制造成本低廉，非常适用于中短距离出行，具有广泛的发展前景．

电动轻型车辆的运行工况较为复杂，通常在启动、爬坡、加速及高速运行等模型下频繁切换．电机作为电动轻型车辆驱动系统的驱动核心，其性能决定车辆整体的运行特性．电动轻型车辆的驱动特性类似于电动汽车，在整车启动和低速爬坡时，要求驱动电机具有较大的转矩输出能力，在高速行驶及超越加速时，要求驱动电机具有宽调速范围及高功率输出 能力[1-2]．

目前，电动轻型车辆的驱动电机类型主要以永磁体表贴式的无刷直流电机为主，无刷直流电机结构简单且不采用电刷和换向器，寿命长、制造和维护成本低．但是，无刷直流电机的高效率区间相对不高，高转速段输出功率小，会影响到整车续驶里程和超越加速能力．另外，直流无刷电机的转矩脉动及振动噪声相对较大，尤其在较低车速时，会影响整车的运行平顺性和乘驾舒适性．相对于无刷直流电机，正弦波驱动的永磁同步电机具有转矩脉动低、振动噪声小、高效率区间宽和弱磁扩速范围宽等优点，使整车具有续驶里程长、加速性好的特点，成为电动轻型车辆驱动电机的良好选择．

电动汽车驱动系统中的驱动电机主要以内置式永磁同步电机(interior permanent magnet synchronous motor，IPMSM)为主，由于IPMSM转子磁路不对称，在采用最大转矩电流(maximum torque per ampere，MTPA)控制策略情况下，电机的输出转矩由电机轴电流与励磁磁场作用产生的永磁转矩和凸极作用产生的磁阻转矩组成，实现单位电流下的最大转矩输出，可实现提升电机的输出转矩、运行效率及弱磁扩速范围[3-4]．另外，IPMSM的转子结构可进行灵活设计，如内置“一”型、“V”型、“U”型[5-6]及切向充磁结构[7]，也称辐条型(spoke-type)结构．

相对而言，spoke-type转子结构中一个极矩下的磁通由相邻两个磁极并联提供，可得到更大的每极磁通，有效降低永磁体的用量[8]，节省电机的材料成本．同时，可充分利用磁阻转矩提高电机的功率密度和扩展电机的高速恒功率运行范围．但是，spoke-type转子结构的漏磁系数较大，如果不合理设计其结构，会造成电机整体性能的大幅度降低．为解决spoke-type转子结构的漏磁问题，国内外学者多采用分块转子结构[9-12]，即将转子铁心按电机极数分块并采用机械结构固定连接．此外，可采用模块化双转子结构[13]、设置辅助磁极[14]和优化转子隔磁桥[15-16]等措施．综合而言，以上所提及措施在不同程度上会增加转子的装配工艺难度和制造成本，影响spoke-type IPMSM在电动车辆中的广泛应用．

针对于spoke-type IPMSM存在的漏磁系数大的问题，结合电动轻型车辆对驱动电机的性能需求，本文设计一款低成本电动轻型车辆用spoke-type IPMSM，采用混合冲片转子结构．并以一台电动轻型车辆用4kW内置“V”型(V-type)磁钢转子结构IPMSM样机为参考，对比spoke-type和V-type两种转子结构对IPMSM的空载反电动势、齿槽转矩、电磁转矩及弱磁扩速等电磁特性参数的影响．

1 内置V-type IPMSM设计

结合电动轻型车辆的车重、驱动轮直径、迎风面积、空气阻力系数和驱动系统的齿轮减速比，建立轻型车辆的数学模型，以车辆的最高车速、加速性能和最大爬坡度为主要动力性能指标[17-18]，对驱动电机进行性能估算，从而确定电机的主要指标要求，如表1所示．

表1 电机的主要指标要求

基于表1所示的电机指标要求，设计了一款V-type转子结构IPMSM，转子结构如图1(a)所示．在不斜槽的情况下，为改善反电势波形的正弦性，降低齿槽转矩且减少电机低速时的转矩波动，样机采用分数槽绕组．电机设计参数如表2所示，基于设计参数试制了样机并进行了实验验证，实验结果表明所设计的内置V-type IPMSM能够满足整车驱动性能指标的要求．V-type IPMSM存在的主要问题是永磁体用量较多，为减小电机永磁体用量，降低电机材料成本，本文将对采用如图1(b)所示转子结构的spoke-type IPMSM进行研究和设计．

图1 转子结构

表2 V-typeIPMSM 参数

2 spoke-type IPMSM分析

在spoke-type IPMSM中，一个极矩下的磁通由相邻两个磁极并联提供，可得到更大的每极磁通．相对于V-type IPMSM可有效降低永磁体的用量，节省电机的材料成本，同时可像传统的IPMSM电机一样充分利用磁阻转矩提高电机的功率密度和扩展电机的高速恒功率运行范围．

为了建立spoke-type转子结构IPMSM的、轴数学模型，首先假设：①忽略电机铁心的饱和；②不计电动机中的涡流和磁滞损耗；③电动机的电流为对称的三相正弦波电流．

电机的电压平衡方程表示[8]为

式中：u和u分别为电机的轴电压和轴电压；为电机的旋转角速度；s为绕组电阻；i和i分别为电机轴电流和轴电流；和分别为电机的轴和轴磁链，其表示分别为

电机的转矩表示为

式中为电机的极对数．

式(3)中，方程右边第1项为永磁磁场与电枢绕组匝链产生的永磁转矩，第2项为电机转子不对称产生的磁阻转矩．磁阻转矩与电机绕组加载电流的i和i分量相关，因此电机在弱磁工作状态下，i不仅用于削弱转子励磁磁场，还用于产生磁阻转矩，这意味着合理给定i值，使得电机既能工作在较高的转速下，还可能产生较高的电磁转矩．另外，永磁电机的磁阻转矩还与、轴电感的差值相关，在确定的i、i条件下，L、L的差值越大，电机可利用的磁阻转矩越大．值得注意的是：产生较大磁阻转矩要求L和L之间的差值大，即不仅要求电机转子的凸极率高，还要求电感的基值大．

由于电动轻型车辆驱动电机是由电池供电和逆变器驱动，电机的运行性能受到电池特性和逆变器容量的制约：电机的电压极限值lim要受到电池电压的限制，电流的极限值lim要受到逆变器的最大输出电流能力的限制．从而可推导出电机电压和电流的极限圆关系为

在保证电机转子机械强度的前提下，本文提出一种IPMSM用spoke-type转子结构，即转子铁心采用两种冲片结构，分别命名为冲片A和冲片B，如图2所示．冲片A采用外径处隔磁槽口设计，冲片B采用内径处隔磁槽口设计．一定数量冲片A叠压一起构成模组A，一定数量冲片B叠压一起构成模组B，将模组A与模组B交替叠压构成电机转子铁心，如图3所示，在铁心均布设置了6个过孔用于转子铁心的装配固定．同时，转子铁心采用非均匀气隙设计，偏心距初步设计值为5mm．

图2 转子铁心冲片结构

图3 混合冲片转子铁心示意

3 spoke-type IPMSM对比分析

3.1 有限元分析模型

由于spoke-type IPMSM的磁路较为复杂且电机电感参数存在非线性问题，本文对电机的特性计算采用有限元法，所建立的电机三维有限元电磁分析模型如图4所示．spoke-type IPMSM的极对数为3，铁心轴向长度为90mm，由4个模组A和5个模组B交替叠压组成，模组A和模组B的叠长均设计为10mm．spoke-type IPMS定、转子铁心的尺寸参数与V-type IPMSM一致，其中spoke-type IPMSM永磁体厚度和宽度分别为4.5mm和18mm，而V-type IPMSM永磁体厚度和宽度分别为3.5mm和17mm，由于V-type IPMSM每极由两块永磁体组成，spoke-type IPMSM节省永磁体用量约为32%．

图4 三维有限元分析模型

3.2 电磁性能分析

首先对电机的空载特性参数进行分析，在空载特性参数中空载反电动势是永磁同步电动机的一个重要参数，其产生于气隙基波磁通在绕组中的电磁感应．在正弦波电流驱动的工作模式下，空载反电动势波形的正弦性好，有利于降低电机的转矩脉动，能够改善电机的振动噪声问题．同时，空载反电动势基波幅值的大小决定电机运行于增磁状态还是去磁状态，从而影响车用驱动电机的高转速运行范围．两台电机在额定转速4000r/min下的空载反电动势波形如图5所示，采用spoke-type转子结构的 IPMSM其反电动势波形的正弦性更好，在正弦波电流驱动下有利于改善电机的转矩特性．为了进一步对比，对两台电机的空载反电动势波形进行快速傅里叶变换，所得数据如表3所示．spoke-type转子结构中一个极矩下的磁通由相邻两个磁极并联提供，使得即使在磁钢少用32%的情况下依然能够获得较高的空载反电动势基波幅值，相对于V-type IPMSM，空载反电动势基波幅值提升了约为9%，而总谐波畸变率(total harmonic distortion，THD)降低了4.97%．

图5 空载反电动势波形

表3 反电动势波形参数对比

空载特性中的另一个重要参数是齿槽转矩，在高性能的位置和速度控制系统中研究学者们越来越关注永磁电机的齿槽转矩问题，尤其是在车用驱动电机中，齿槽转矩极大地影响低速行驶下的整车振动和噪声．图6所示为两台电机的齿槽转矩的波形对比，spoke-type IPMSM的齿槽转矩为0.38N·m，远高于V-type IPMSM的齿槽转矩0.2N·m，因此当采用spoke-type转子结构时需重点考虑电机的齿槽转矩问题并予以优化设计．

图6 齿槽转矩波形

除了电机的空载特性指标，负载特性指标直接决定着整车的驱动性能．在对两台电机的负载特性指标进行对比分析的过程中，需考虑电机的控制策略．在最大转矩电流控制模式下，分别计算了两台电机在不同驱动电流值时的最大输出转矩．为了单一对比转矩特性，电机的运行转速设定为一个较低值以保证电机端电压不超过电池电压限定的最大值，从而全面对比转矩特性．本文中分别对比了两台电机在加载电流为半载、满载、1.5倍过载和2倍过载4种情况下的最大输出转矩、输出转矩与超前角的波形，对比结果如图7所示．由图7中可以看出，4种加载电流情况下，spoke-type IPMSM的输出转矩均高于V-type IPMSM，但是在相同电流下V-type IPMSM的MTPA对应的超前角要高于spoke-type IPMSM．在MTPA工作模式下，V-type IPMSM所对应的最佳超前角(图中洋红色椭圆标示)较高说明其可利用的磁阻转矩较大，根据式(3)可以推断，V-type IPMSM的凸极率较高或其电感的基值较大或综合前两个因素，由于导致最佳超前角大的因素存在不确定性，则有必要对电机电感进行对比分析．

图7 不同超前角下的输出转矩

两台电机的轴电感及凸极率随电流的变化曲线如图8所示，从图8中可以看出无论是电机的电感基值还是凸极率，V-type IPMSM都略高，进一步验证了V-type IPMSM的可利用磁阻转矩更大．但是，由于spoke-type IPMSM的反电动势基波幅值较高，导致永磁转矩和磁阻转矩叠压后，spoke-type IPMSM能够输出更高的电磁转矩．

电动车辆驱动电机还要求具有较宽的调速范围，图9所示两台电机在额定电流下输出转矩及电压随转速的变化曲线，维持电机供电电池电压72V不变，两台电机在MTPA工作模式下的可运行转速范围为0～4800r/min．在相同转速运行条件下，spoke-type IPMSM的输出转矩略高且端电压略低．基于上文对电机的空载反电动势和电感的分析结果可以得出，虽然spoke-type IPMSM的反电动势基波幅值较高，但是由于其电感基值较低，电机的端电压也较低．V-type IPMSM具有较高电感基值，导致电机端电压较高，而可利用磁阻转矩不足以弥补反电动势基波幅值低所导致的低永磁转矩．

图8 Lq及凸极率随电流变化曲线

图9 额定电流条件下转矩及端电压变化曲线

3.3 转矩特性优化

由以上的对比分析可知，spoke-type IPMSM在使用较少永磁体的情况下，可输出较大的电磁转矩，且弱磁扩速性能略优，但是其齿槽转矩远高于V-type IPMSM，因此本文进一步对spoke-type转子进行设计以削弱齿槽转矩．削弱spoke-type IPMSM所采用的措施为非均匀气隙设计，即改变图10所示转子铁心外径所对应的圆心位置，用参数表示．spoke-type IPMSM齿槽转矩及转矩随值的变化曲线如图11所示，由计算结果可以看出随着值的增大，电机的齿槽转矩先大幅度降低后趋于平缓变化，而电机的转矩随着值的增大先平缓降低后大幅度降低，为保证电机转矩输出能力，最优值确定为9mm．为进一步验证偏心距值对电机输出转矩的影响，计算了转矩随值的变化曲线，如图12所示，由结果可以看出，值越大电机的转矩脉动越小．

图10 转子非均匀气隙设计示意

图11 齿槽转矩及转矩的变化曲线

图12 转矩变化曲线

4 实验验证

为了验证新结构转子的优越性和有限元分析模型的正确性，制造了一台额定功率4kW的基于本文所提出转子结构的样机，如图13所示．搭建了实验测试系统，由电源、驱动器、样机和测功机等组成，如图14所示．

图14 实验系统照片

将被测样机拖动至一定的转速，作为发电机运行，实现对样机空载反电动势的测量．图15为样机工作于486r/min转速下测量的空载反电动势波形，峰-峰值为13.6V，折算至额定转速4000r/min的反电动势有效值为39.58V，前文中对样机计算仿真计算的额定转速对应的反电动势基波有效值为40.05V，计算值与测量值的误差为1.17%，满足工程应用需求．

基于电动轻型车辆的运行工况，进一步测量样机在不同电流和转速条件下的转矩和输出功率数据，如表4所示．将测量数据进行整理绘制成转矩-转速曲线和功率转速曲线，并与仿真计算数据进行对比，分别如图16和图17所示．

表4 样机测量数据

从图16中的转矩转速曲线对比和图17中的功率转速对比可以看出，仿真计算值略优于样机的实际测量值，主要原因产生于在仿真分析中未准确计算电机的机械摩擦损耗以及样机加工误差所带来的影响，但是总体来看，仿真计算值与实际测量值非常接近．结合空载反电动势的仿真与实验测量对比结果可以得出，仿真计算模型能够较为准确的评估所设计样机的电测性能，进而间接的表明本文所提出转子结构的优越性．

图16 转矩-转速曲线

图17 功率-转速曲线

5 结 语

针对IPMSM中永磁体用量大及spoke-type IPMSM转子漏磁大的问题，本文提出一种IPMSM用spoke-type混合冲片转子结构．采用三维有限元法对相同尺寸分别采用spoke-type和V-type转子结构IPMSM进行对比分析，并对spoke-type转子结构进行优化设计．分析结果表明，改变spoke-type转子结构非均匀气隙偏心距尺寸能够有效削弱电机齿槽转矩和转矩脉动．相对于V-type IPMSM，采用spoke-type转子结构，在保证相同的转矩输出特性的情况下，永磁体用量可减少32%，极大地节省了轻型车辆驱动电机制造的材料成本．

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Design of a Permanent Magnet Motor with Tangential Magnetization Structure for Light Electric Vehicles

Chen Xueyong1, 2，Wang Xiaoyuan1，Gao Peng1

(1. School of Electrical and Information Engineering，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2. Tianjin Internal Combustion Engine Research Institute，Tianjin 300072，China)

A new type of interior permanent magnet synchronous motor(IPMSM)was designed to utilize for the drive motor of a light electric vehicle. The rotor of the motor adopted the permanent magnet(PM)tangential magnetization(spoke-type)structure. On the premise of ensuring the rotor mechanical strength and the electromagnetic motor characteristics，a spoke-type hybrid punching rotor structure for IPMSM was proposed，which adopted the non-uniform air gap. The finite element method was used to analyze the back electromotive force(EMF)waveform，cogging torque，and output torque characteristics under different working conditions. The proposed structure and the Ⅴ-type structure were compared. The results showed that under the condition of the same electromagnetic characteristics，the amount of PM could be reduced by 32% after using the proposed spoke-type rotor structure. Thus，this proposed design can reduce the manufacturing costs of driving motors for light electric vehicles.

light electric vehicles；interior permanent magnet synchronous motor；spoke-type structure；hybrid rotor lamination

TM351

A

0493-2137(2022)10-1045-08

2021-10-26；

2021-12-13.

陈学永（1979— ），男，博士研究生，高级工程师，ticerichenxueyong@163.com.

高 鹏，gaopeng218@tju.edu.cn.

国家自然科学基金面上资助项目(51577125).

the General Program of the National Natural Science Foundation of China(No. 51577125).

(责任编辑：孙立华)