作者：周金城，崔 巍丨上海大學(xué)?

相比于普通工業(yè)用電機，電動車用電機有著以下特性需求：高功率和轉(zhuǎn)矩密度；較寬的調(diào)速范圍；起動時能夠輸出較大轉(zhuǎn)矩；高可靠性和魯棒性；轉(zhuǎn)矩脈動和振動噪聲?。怀杀镜偷?。稀土永磁同步電機滿足了以上大部分的需求。但近年來我國稀土產(chǎn)量和出口量不斷下滑，需求量隨著新能源汽車發(fā)展而不斷攀升，導(dǎo)致稀土材料價格水漲船高，稀土永磁電機的成本不斷提升。因此，設(shè)計少稀土永磁電機成為當(dāng)今電機設(shè)計中的熱門課題。國內(nèi)外的專家學(xué)者開始重點關(guān)注永磁磁阻電機、同步磁阻電機、開關(guān)磁阻電機這類少稀土和無稀土永磁電機。

開關(guān)磁阻電機具有結(jié)構(gòu)簡單牢固、起動轉(zhuǎn)矩高、調(diào)速范圍廣、容錯能力強和低成本的優(yōu)勢，使其理論上非常適用于電動汽車。但在目前實際電動車用驅(qū)動系統(tǒng)中，開關(guān)磁阻電機的運用卻較少，這與其本身固有的一些缺陷有關(guān)：開關(guān)磁阻電機在換相過程中，繞組電流急劇變化，會引起較大的振動噪聲；轉(zhuǎn)矩密度和功率因數(shù)較低，轉(zhuǎn)矩脈動大。雖然電機本體成本低廉，但開關(guān)磁阻電機需用到特殊的功率變換裝置，使其驅(qū)動控制系統(tǒng)成本偏高。

同步磁阻電機因其調(diào)速范圍廣、加工簡單、成本低廉近年來備受學(xué)者關(guān)注。與開關(guān)磁阻電機相比，同步磁阻電機在轉(zhuǎn)矩脈動、振動噪聲方面占據(jù)優(yōu)勢，但其驅(qū)動電路需采用六橋臂逆變器，使同步磁阻電機控制成本更高、難度更大；在轉(zhuǎn)矩密度、效率及功率因數(shù)方面，同步磁阻電機較永磁同步電機存在差距；轉(zhuǎn)矩脈動過大問題也是限制同步磁阻電機在電動車驅(qū)動系統(tǒng)中應(yīng)用的重要因素。

永磁磁阻電機是同步磁阻電機的一種改進形式。由于其轉(zhuǎn)矩密度和功率密度高、凸極比大、調(diào)速性能優(yōu)異、效率高，且使用較少永磁體材料，成本低廉，近年來被廣泛應(yīng)用于包含電動汽車在內(nèi)的各個領(lǐng)域中。但永磁磁阻電機同樣存在轉(zhuǎn)矩脈動過大的問題。

至此，針對目前電動車用電機的稀土永磁成本過高的問題，本文提出了一種新型永磁磁阻電機，采用釹鐵硼和鐵氧體混合式磁鋼轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)?；谟邢拊?a target="_blank">仿真軟件JMAG，重點分析研究了新型永磁磁阻電機與原全釹鐵硼永磁同步電機在額定點轉(zhuǎn)矩、磁阻轉(zhuǎn)矩和凸極比上的差異。針對新型電機反電動勢諧波含量過高、轉(zhuǎn)矩脈動過大和轉(zhuǎn)矩輸出能力不足的問題，進一步提出一種切向混合式磁鋼轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)，分析優(yōu)化了切向混合磁鋼比例和位置參數(shù)。最終得到的新型永磁磁阻電機同時具有較高輸出轉(zhuǎn)矩、低轉(zhuǎn)矩脈動、高凸極比和低廉的成本。借助JMAG-RT模塊生成新型永磁磁阻電機有限元模型，搭建JMAG-MATLAB-PSPICE聯(lián)合仿真平臺，仿真分析新型電機在接近實際控制環(huán)境下的運行情況。

1 混合式磁鋼轉(zhuǎn)子永磁同步磁阻電機方案設(shè)計 ?

內(nèi)置式永磁同步電機擁有較高功率密度和優(yōu)秀的弱磁擴速能力。圖1為本文采用的全釹鐵硼電動車用永磁同步電機結(jié)構(gòu)，表1為電機主要性能指標(biāo)。將原電機模型命名為HM1。

圖1 電動車用永磁同步電機HM1

表1 電動車用永磁同步電機性能指標(biāo)

使用鐵氧體加釹鐵硼磁極組合替換原電機中三塊釹鐵硼材料，組合方案分別命名為HM2，HM3。圖2為混合式磁鋼電機八分之一轉(zhuǎn)子模型，其中灰色表示釹鐵硼材料，黑色表示鐵氧體材料。在JMAG仿真軟件中建立有限元模型，分別在空載工況和額定負(fù)載工況下進行仿真分析。

(a) HM2

(b) HM3
圖2 混合式磁鋼永磁同步磁阻電機HM2，HM3轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)

圖3比較了三種電機在額定工況及空載狀態(tài)下主要性能參數(shù)。HM2和HM3采用混合式磁鋼轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)，釹鐵硼的磁能積要優(yōu)于鐵氧體，故在稀土永磁用料降低的情況下，轉(zhuǎn)矩都有不同程度的降低。額定工況下兩混合電機的轉(zhuǎn)矩分別為162.34 N·m、145.93 N·m，如圖4所示，與原電機186.6 N·m相比，分別下降了12.78%和21.6%。但稀土永磁材料用量大幅下降，電機性價比得到了有效提升。

圖3 混合磁鋼轉(zhuǎn)子電機與原電機性能參數(shù)對比

(a) HM2

(b) HM3
圖4 混合式磁鋼電機HM2和HM3平均轉(zhuǎn)矩

兩種混合式磁鋼電機轉(zhuǎn)矩脈動分別為26.8%和27.88%，與原電機26.04%相比，略有上升，推測是由于反電動勢中諧波含量過高導(dǎo)致。圖5和圖6

圖5 混合式磁鋼電機HM2空載反電動勢及諧波

圖6 混合式磁鋼電機HM3空載反電動勢及諧波

就分別提取兩種電機空載反電動勢波形并對其進行了諧波分析。

HM2和HM3空載反電動勢基波幅值分別為103.6 V和91.54 V，與原電機HM1空載反電動勢164 V相比，有大幅降低，對反電動勢波形進行傅里葉分析得到其THD，HM2和HM3分別達到了24.84%和32.37%，諧波含量較高，與電機轉(zhuǎn)矩脈動較大現(xiàn)象相對應(yīng)，其中主要以3次諧波為主，占各自基波的比例為22.4%和30.27%。

齒槽轉(zhuǎn)矩大小與電機永磁磁場強度有關(guān)，隨著永磁材料的改變，磁場強度也發(fā)生了變化，電機齒槽轉(zhuǎn)矩有不同程度的降低。由永磁同步電機的轉(zhuǎn)矩計算式(1)可知，釹鐵硼永磁材料用量的減少會使式(1)中的永磁磁鏈λ減小，永磁轉(zhuǎn)矩會隨之降低，圖3中有限元仿真結(jié)果驗證了此結(jié)論，HM2和HM3永磁轉(zhuǎn)矩分別下降了36.35%和48.9%,這也是額定轉(zhuǎn)矩大幅下降的主要因素。

(1)

針對永磁轉(zhuǎn)矩大幅下降導(dǎo)致總轉(zhuǎn)矩下降的問題，可通過提高磁阻轉(zhuǎn)矩進行一定程度上的彌補。而在混合磁鋼轉(zhuǎn)子電機中，通過釹鐵硼和鐵氧體的合理組合，可以有效改善電機內(nèi)部磁場的分布來影響d軸、q軸電感，從而增大電機的磁阻轉(zhuǎn)矩。可從圖3中看到，兩種方案HM2和HM3q軸電感明顯上升，凸極比對比原電機的3.34增大到了3.57及3.53,提升幅度顯著，使得混合磁鋼轉(zhuǎn)子電機的磁阻轉(zhuǎn)矩利用率大幅提升。HM2和HM3磁阻轉(zhuǎn)矩對比原電機HM1分別提升了21.1%、17.67%。

2 “V”形磁鋼切向混合比例研究 ?

混合磁鋼轉(zhuǎn)子電機HM2和HM3的稀土永磁材料用量大幅降低，但作為電動車用驅(qū)動電機，HM2和HM3在轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)矩脈動性能上仍存在不足。主要原因在于兩種混合磁鋼轉(zhuǎn)子電機“V”形磁鋼兩側(cè)使用了磁性能較差的鐵氧體材料，電機磁路的飽和程度不高，因此鐵氧體材料發(fā)出的磁力線大部分匯入了徑向釹鐵硼材料的磁路，只有很少磁力線經(jīng)過釹鐵硼和鐵氧體之間的轉(zhuǎn)子氣隙，空載氣隙磁場畸變非常嚴(yán)重，進而會加重負(fù)載氣隙磁密畸變，電機運行時諧波增多。本節(jié)將用釹鐵硼材料替換兩塊永磁體當(dāng)中的部分鐵氧體，如圖7所示，形成切向混合磁鋼電機。其中釹鐵硼含量用X%表示，此方案不僅可以減小氣隙磁場畸變、抑制諧波和轉(zhuǎn)矩脈動，還能增加空載反電動勢的基波幅值，提高電機轉(zhuǎn)矩的輸出能力，綜合考慮成本后擇優(yōu)選取。同時考慮到切向混合式電機兩塊“V”形磁極位置對電機性能參數(shù)有著重要影響，定義一邊磁極到電機Q軸距離為P。借助有限元計算軟件JMAG 分別對以下各有限元模型進行空載和額定負(fù)載下的仿真。

圖7 切向混合磁鋼轉(zhuǎn)子永磁電機HM2設(shè)計示意圖

2.1 切向混合式磁鋼位置P優(yōu)化

首先確定“V”形磁鋼位置，選取變量P為2mm、4 mm、6 mm、8 mm。初步選定切向混合磁鋼電機釹鐵硼比例X%為40%。

如圖8所示，在采用切向混合磁鋼結(jié)構(gòu)后，兩種電機空載反電動勢大幅提升，且THD顯著降低，證實該方案有效性。且兩種電機均在P為6 mm處達到THD最低值，轉(zhuǎn)矩脈動此時也同樣達到了最小，表明位置參數(shù)P=6 mm時抑制諧波效果最佳。同時P=6 mm 時切向混合電機的平均轉(zhuǎn)矩接近最大值。故位置參數(shù)P選取6 mm，此時電機性能達到了最優(yōu)。

(a) 切向HM2

(b) 切向HM3
圖8 切向混合磁鋼電機在不同P值下性能參數(shù)

2.2 切向混合磁鋼轉(zhuǎn)子釹鐵硼用量比例優(yōu)化

切向釹鐵硼含量X%的不同將很大程度地影響永磁體成本以及轉(zhuǎn)矩等性能指標(biāo)。選取釹鐵硼含量合理變化范圍在20%～60%之間。其中位置參數(shù)P=6 mm，其余參數(shù)均不變。

圖9中隨著X%的增大，切向永磁體中釹鐵硼的用量隨之增加，空載氣隙磁密的基波幅值呈上升趨勢；空載反電動勢THD?隨X%值提升而逐漸下降，且趨勢趨于平緩，表明切向混合磁鋼結(jié)構(gòu)中X%參數(shù)在一定范圍(40%)內(nèi)對空載諧波有顯著的削弱作用。X%過大時，直軸磁路飽和程度變大，對諧波含量的抑制作用也減弱。同時切向HM2和切向HM3電機隨著X%值的增大，額定點的平均轉(zhuǎn)矩均呈現(xiàn)逐漸上升的趨勢；考慮到磁阻轉(zhuǎn)矩的占比較大和齒槽轉(zhuǎn)矩的影響，額定點轉(zhuǎn)矩脈動的變化趨勢為先大幅降低，而后小幅度升高。切向混合HM2在X%=30%轉(zhuǎn)矩脈動達到最低，切向混合HM3則在X%=40%時轉(zhuǎn)矩脈動達到最低。

(a) 切向HM2

(b) 切向HM3
圖9 切向混合磁鋼電機在不同X%值下性能比較

綜合考慮稀土永磁用量與電機平均轉(zhuǎn)矩、轉(zhuǎn)矩脈動，切向混合磁鋼HM2選擇X%=30%，此時HM2與原HM2相比，轉(zhuǎn)矩脈動下降13.2%，平均轉(zhuǎn)矩提升7.29 N·m，達到169.63 N·m；切向混合磁鋼HM3選擇X%=40%,此時HM3相比原HM3轉(zhuǎn)矩脈動下降16.88%，平均轉(zhuǎn)矩提升了15.27 N·m,達到161.2 N·m。圖10為最終HM2和HM3的轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)。

(a) 切向HM2

(b) 切向HM3
圖10 切向混合磁鋼電機HM2和HM3轉(zhuǎn)子示意圖

2.3 切向混合磁鋼轉(zhuǎn)子電機性能比較

“未完成效應(yīng)”從心理的緊張系統(tǒng)是否得到解除，來解釋學(xué)生會對“未完成的課堂”記憶深刻：人們對于已完成的工作的心里緊張系統(tǒng)已經(jīng)解除，因而回憶量少，而未完成的工作所引起的心理緊張系統(tǒng)還沒有得到解除，因而回憶量較多。學(xué)生們會因“不完整課堂”心理緊張而憂心忡忡，對這樣“半途而廢”的課堂念念不忘，這樣的心理機制驅(qū)使著他們主動地完成教學(xué)任務(wù)。

(a) 切向混合HM2

(b) 切向混合HM3
圖11 切向混合式磁鋼電機HM2和HM3平均轉(zhuǎn)矩

圖12 切向混合式磁鋼電機HM2空載反電動勢及諧波

圖13 切向混合式磁鋼電機HM3空載反電動勢及諧波

3 JMAG-MATLAB-PSPICE聯(lián)合仿真 ? ? ?

3.1 聯(lián)合仿真平臺

提取最終優(yōu)化得到的切向混合式磁鋼電機HM2和HM3的轉(zhuǎn)矩波形，與原混合磁鋼轉(zhuǎn)子電機相比，平均轉(zhuǎn)矩從162.34 N·m、145.93 N·m提升到了169.63 N·m、161.2 N·m，轉(zhuǎn)矩脈動也從26.8%、27.88%下降到了13.6%、11%。同時提取兩種電機的空載反電動勢波形，如圖12、圖13所示，可以看到，空載反電勢基波幅值分別從103.6V和91.5V提升到了124.1V和112.3V，諧波含量也得到明顯降低，特別是三次諧波的含量，很好地解釋了兩臺電機平均轉(zhuǎn)矩提升及轉(zhuǎn)矩脈動的降低。

首先基于MATLAB-Simulink平臺搭建電機的矢量控制算法平臺，用JMAG-RT模塊生成一臺切向混合式永磁磁阻電機HM2和原單一磁極HM1有限元模型替換MATLAB理想電機模型。利用JMAG-RT模塊導(dǎo)出電機各種工況下電磁參數(shù)數(shù)據(jù)包,以切向混合HM2為例，其部分電磁參數(shù)云圖如圖14所示。

(a)?Lq云圖

(b)?Ld云圖

(c) 磁鏈云圖

(d) 轉(zhuǎn)矩云圖
圖14 切向混合式磁鋼電機HM2電磁參數(shù)云圖

由圖14可以看出，隨著激勵源Id、Iq的變化，磁鏈參數(shù)、電感參數(shù)等均在隨之變化，這種電機模型比固定電感參數(shù)、主磁鏈參數(shù)的理想模型更為貼合實際電機，因此基于JMAG-RT電機模型的控制更能模擬實際的電機運行狀況。

同時在PSPICE中搭建考慮開關(guān)管實際特性的逆變電路，用于替換聯(lián)合仿真平臺中逆變器。最終搭建的JMAG-MATLAB-PSPICE聯(lián)合仿真平臺如圖15所示。

圖15 JMAG-MATLAB-PSPICE聯(lián)合仿真平臺框圖

聯(lián)合仿真過程將分為空載和額定負(fù)載兩部分，在0.4 s加入額定負(fù)載。

3.2 仿真結(jié)果

圖16為聯(lián)合仿真實驗結(jié)果，可以看到，在采用了考慮開關(guān)管實際工作情況的PSPICE逆變電路后，HM1和切向混合HM2額定工況下電流峰值為240 A和246 A，均大于電機本體額定點仿真時的233.35 A。從轉(zhuǎn)矩圖中則可以看到，HM1的空載起動轉(zhuǎn)矩比切向混合HM2大，0.4 s加入額定負(fù)載后兩臺電機均可以平穩(wěn)快速地到達預(yù)設(shè)定的額定點轉(zhuǎn)矩。綜上仿真數(shù)據(jù)可以得到新型永磁磁阻電機的可行性與有效性。

(a) 單一磁極HM1

(b) 切向混合HM2
圖16 原電機HM1和切向混合HM2聯(lián)合仿真實驗結(jié)果

同時，圖17比較了單一磁極HM1與切向混合HM2之間交直軸電感差之間的高低?？梢园l(fā)現(xiàn)，切向混合HM2的交直軸電感差顯著大于HM1，驗證了本文提出電機在凸極比上的優(yōu)勢。其中在0.4 s加入負(fù)載后，受電機飽和程度的影響，原電機與切向混合HM2電機的Ld和Lq均有減小，Lq的減小程度遠大于Ld的減小程度,(Lq-Ld)值降低，其中原電機Lq的減小程度最高，導(dǎo)致原電機負(fù)載時Ld和Lq的差異更小，凸極效應(yīng)不強。

圖17 HM1和HM2(Lq-Ld)比較圖

圖18為聯(lián)合仿真下HM1和HM2電機總鐵耗變化曲線。同時進一步對兩臺電機聯(lián)合仿真空負(fù)載時的各類損耗進行整理，如表2所示。相比于有限元仿真得到的鐵耗，聯(lián)合仿真進一步考慮了逆變器供電下時間諧波的影響，故所得出鐵耗有一定程度增大。

(a) 單一磁極HM1

(b) 切向混合HM2
圖18 原電機HM1和切向混合HM2聯(lián)合仿真鐵耗比較

表2 HM1和HM2聯(lián)合仿真鐵耗平均值

從表2中得出,最顯著的特點是，無論空載還是負(fù)載，渦流損耗在總鐵耗中均起主導(dǎo)作用，占比均在 75%以上。負(fù)載渦流損耗的占比普遍大于空載渦流損耗的占比，這是因為電機負(fù)載運行時內(nèi)部磁場畸變程度更為嚴(yán)重，在鐵心中感應(yīng)出的諧波渦流含量更多，從而導(dǎo)致渦流損耗的增加。同時與原電機HM1相比，切向混合HM2 電機的空載鐵耗下降了31.9%，負(fù)載鐵耗的差異并不大。

圖19為單一磁極HM1和切向混合HM2在電流負(fù)載變化時的效率曲線?？梢园l(fā)現(xiàn)，在負(fù)載電流較小時，切向混合HM2的效率略高于單一磁極HM1；隨著電流負(fù)載的增加，單一磁極HM1在30%額定電流的開始略高于切向混合HM2，但差距不顯著，切向混合HM2在電流負(fù)載變化時和原單一磁極HM1一樣均可保持較高的效率水平。

圖19 HM1和HM2不同電流負(fù)載效率圖

4 結(jié) 語 ?

本文針對電動車用驅(qū)動電機稀土永磁成本過高的問題，提出了兩臺鐵氧體和釹鐵硼混合使用的新型永磁磁阻電機。電機永磁體成本得到了大幅度的降低，且有效提升了凸極比及磁阻轉(zhuǎn)矩利用率。但轉(zhuǎn)矩降低較為明顯，同時有較高的轉(zhuǎn)矩脈動，針對此問題進一步提出一種切向混合轉(zhuǎn)子磁鋼結(jié)構(gòu)，通過磁鋼位置及混合比例的改變，可以有效降低兩臺新型永磁磁阻電機的反電動勢諧波及轉(zhuǎn)矩脈動，同時提升混合電機轉(zhuǎn)矩輸出能力。最終搭建JMAG-PSPICE-MATLAB聯(lián)合仿真平臺，利用JMAG-RT模型使兩臺新型切向混合磁鋼轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)永磁磁阻電機運行于更接近實際控制環(huán)境下，表3的仿真實驗數(shù)據(jù)對今后實際成產(chǎn)運行兩臺電機具有一定的參考價值。

表3 實驗電機參數(shù)對比

審核編輯：黃飛

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