CN104319969A - 新能源汽车高功效同步电机的优化设计方法 - Google Patents
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Abstract
本发明涉及一种新能源汽车高功效同步电机的优化设计方法，包括建立永磁同步电机铁耗计算模型，研究磁密变化，得到不同次谐波磁场对应的磁滞损耗和空载铁耗；从定子、转子和永磁体三方面对车用永磁同步电机的负载杂散损耗进行理论分析和有限元求解，抑制永磁体涡流损耗；分析电机的水冷系统，分析参数配合对高效区范围、弱磁性能的影响，设计样机的转子结构形式、极槽配合和空载反电动势，并测试样机。本发明通过对磁场特性的分析、磁滞损耗、涡流损耗等到的分析，准确计算不同转子结构和极槽配合下的转子损耗和永磁体涡流损耗的大小和分布，找到抑制转子损耗和永磁体涡流损耗的有效措施。
Description
技术领域
本发明属于汽车电机技术领域，具体涉及一种新能源汽车高功效同步电机的优化设计方法。
背景技术
随着全球气候变暖和能源问题日益严重，新能源汽车的开发受到各国政府、汽车制造商和科研院所的高度重视，纷纷制定电动汽车研制计划，掀起全球范围内的电动汽车开发热潮。永磁同步电机由于其结构简单、效率高、调速性能良好等一系列优点受到行业的广泛关注。近年来，永磁材料和电机设计技术的发展也为其应用提供了良好基础。截止 2010 年，在美国销售的混合动力汽车中大约有 90%以上的汽车都采用永磁同步电机驱动。与日本、欧美等国相比，我国在车用永磁同步牵引电机技术方面还有很大差距，相关技术还没完全掌握，限制了我国汽车工业及其相关行业的发展，为此对该类型永磁同步电机展开深入研究具有重要意义。
由于电磁磁场分布的复杂性和影响因素的多样性，电机铁耗历来是电机界的一大难题。随着计算机技术和数值分析技术的发展，电机铁耗分析方法也有了很大提高，其中最成熟的当属有限元法。借助这一现代化的分析手段，可以计及不同因素对铁耗的影响，从而有针对性的提出抑制措施，以弥补传统铁耗分析方法的不足。但由于铁耗影响因素众多，而且目前还缺少考虑高频高饱和状态下的铁耗计算模型，采用有限元方法多台电机进行详细计算分析，总结修正系数具有重要意义。
为了实现车用永磁同步电机的高功率密度，电机的高速化是一个重要方向。随着转速的提高，各类谐波磁场在转子中的交变频率也逐渐增大，引起转子和永磁体损耗增大而发热严重，影响电机运行的可靠性。不同转子结构和极槽配合的转子损耗和永磁体涡流损耗有很大差别，如何准确计算不同转子结构和极槽配合下的转子损耗和永磁体涡流损耗的大小和分布，找到抑制转子损耗和永磁体涡流损耗的有效措施，成为一个很具现实意义的课题。
发明内容
为了克服现有技术的不足，本发明提供一种新能源汽车高功效同步电机的优化设计方法。
本发明的技术方案是：一种新能源汽车高功效同步电机的优化设计方法，包括如下步骤：步骤一：建立永磁同步电机铁耗计算模型，包括磁滞损耗计算的修正系数和涡流损耗计算模型，研究磁密变化，通过对不同部位磁密随时间变化关系曲线进行傅立叶变换分析，再考虑其频率的影响，便可得到不同次谐波磁场对应的磁滞损耗和空载铁耗；步骤二：从定子、转子和永磁体三方面对车用永磁同步电机的负载杂散损耗进行理论分析和有限元求解，计算负载杂散损耗，通过分段永磁体的长度或者宽度，远离2.3倍透入深度，抑制永磁体涡流损耗；步骤三：先对车用永磁同步电机的水冷系统进行结构分析对比，之后对机内空气的流动性能进行流体场分析，在前面分析的基础上针对样机不同工况下的温度特性进行仿真分析，得出此类电机冷却系统设计和热性能计算分析方面的规律；步骤四：结合车用永磁同步电机的控制方法对永磁同步电机的电磁设计计算方法以及参数配合对高效区范围、弱磁性能的影响进行了详细分析，设计样机的转子结构形式、极槽配合和空载反电动势，并测试样机。所述步骤一包括：第一步、采用有限元方法对永磁同步电机在正弦波电压供电和变频器供电下的电机磁场分布进行了分析；第二步、分析电机的空载铁耗并进行实验测试；第三步、在第一步和第二步的基础上，得到空载铁耗增加率与供电电压调制比的关系，综合考虑气隙磁密谐波幅值、电机极槽配合的电机空载铁耗最小化的气隙磁密优化判断依据，给出不同极槽配合下的最优极弧因数和8 极 48 槽结构转子外圆最优辅助槽位置。所述步骤一的空载铁耗，通过优化气隙磁密抑制空载铁耗、从气隙磁场谐波入手，建立以电机空载铁耗最小为优化目标的气隙磁密优化依据：
。
所述步骤一的空载铁耗还包括优化极弧因数减小空载铁耗和优化转子外圆减小空载铁耗。所述步骤二中使分段后的永磁体的长度或者宽度，远离2.3倍透入深度的具体步骤为：具体方法是首先对永磁体表面交变磁密进行谐波分析，并采用解析公式对各次谐波所产生的损耗进行计算，其次在对主要谐波源进行抑制基础上综合考虑其它次谐波损耗，从而实现永磁体损耗的最小化。所述步骤二的具体步骤为：第一步：从定子磁动势分析着手，推导出永磁同步电机定子电流所产生的定子负载杂散损耗解析表达式，得出转子损耗的主要影响因素；第二步：采用有限元法对多台永磁同步电机的负载杂散损耗进行了计算和实验测试，总结得到负载杂散损耗有限元计算结果的修正系数；第三步：从麦克斯韦方程出发，推导出永磁体涡流损耗解析表达式。所述步骤三具体为：第一步：采用流体场分析软件对电机水冷系统的散热系数进行分析计算，得到不同水流速度下水道的散热系数，通过曲线拟合得到了散热系数随水流速度的定量关系；第二步：采用流体场分析软件对机内空气的流动特性进行了详细分析，计算结果表明端部空气流动性能较差，绕组端部散热可当做自然散热处理；第三步：在第一步和第二步的基础上对水冷型车用永磁同步电机进行稳态和瞬态温度场计算，得出损耗实时修正的瞬态温度场计算方法以及损耗修正算法。所述步骤四具体为：第一步：分析车用永磁同步电机与传统正弦波电压供电电机运行方式不同点之后，给出矢量控制车用永磁同步电机设计应该先计算电流、后计算电压的计算方法；第二步：分析电机参数配合对电机高效区和弱磁性能的影响，选取最优的永磁磁链；第三步：根据以上步骤设计样机的结构参数及结构形式、极槽配合和空载反电动势，结构参数和结构形式包括定子内外径、轴向长度和转子结构，并测试样机的性能。
本发明有如下积极效果：本发明通过对磁场特性的分析、磁滞损耗、涡流损耗等到的分析，准确计算不同转子结构和极槽配合下的转子损耗和永磁体涡流损耗的大小和分布，找到抑制转子损耗和永磁体涡流损耗的有效措施。
附图说明
图1为本发明具体实施方式基于 ansys/workbench 平台的流体有限元计算流程图；
图2为本发明具体实施方式电机温度场计算流程图；
图3为本发明具体实施方式矢量控制永磁同步电机设计流程图。
具体实施方式
下面对照附图，通过对实施例的描述，本发明的具体实施方式如所涉及的各构件的形状、构造、各部分之间的相互位置及连接关系、各部分的作用及工作原理、制造工艺及操作使用方法等，作进一步详细的说明，以帮助本领域技术人员对本发明的发明构思、技术方案有更完整、准确和深入的理解。
本发明的具体步骤如下：
步骤一，对正弦波电压供电和变频器供电下的车用永磁同步电机磁场特性进行了详细分析。在此基础上，采用有限元方法对永磁同步电机在正弦波电压供电和变频器供电下的空载铁耗进行了分析计算和实验测试。给出了采用有限元方法计算的铁耗修正系数。通过实验测试得到了变频器供电后空载铁耗增加率与供电电压调制比的关系。在计算和实验的基础上，提出了一种综合考虑气隙磁密谐波幅值、电机极槽配合的电机空载铁耗最小化的气隙磁密优化判据 ironloss_index。运用该优化判据，对不同极槽配合的极弧因数和转子外圆进行了详细分析，给出了不同极槽配合下的最优极弧因数和 8 极 48 槽结构转子外圆最优辅助槽位置。
永磁同步电机高效、高功率密度、调速性能好等一系列优点使其成为车用牵引电机的发展趋势。其铁耗在电机总损耗中所占比例十分显著。随着电机转速升高，铁耗比例越来越大，精确的电机铁耗计算模型是车用电机优化设计的基础。经过多年发展，正弦波电压供电下异步电动机铁耗已经形成一套以基本铁耗和修正系数相结合的成熟的工程计算方法。但将其用于车用永磁同步电机还存在一些不足：
（1）计算是在假设磁密均匀分布且正弦变化等理想情况下的基本铁耗，再通过引入经验系数来计及旋转磁化、制造工艺、磁密分布不均匀以及谐波磁场等众多影响因素，计算精度较低；
（2）相关修正系数是在特定结构、特定制造工艺的实测整机铁耗和工程实践经验得出的，难以指导新结构、新工艺电机的研究；
（3）计算结果仅反映总铁耗，不便于分析某一特定因素对铁耗的影响，难以指导降耗措施研究。
车用永磁同步电机在供电电源和磁场分布方面与正弦波电压供电的异步电机有很大不同：（1）异步电机定转子都开槽，电机运行时气隙磁导波随着电机旋转也发生变化，而车用永磁同步电机转子无槽，电机运行时气隙磁导波不随着转子旋转；（2）异步电机励磁磁场由定子产生，并且空载电流较大，所产生的漏磁场也较大，从而在相关结构件中产生空载杂散损耗（在工程上列入空载铁耗），而永磁电机空载电流较小，在相关结构件中产生的空载杂散损耗较小；（3）永磁同步电机气隙相对异步电机大，特别是表面式结构，等效气隙（包含永磁体磁化方向长度）更大，相同定子电流所产生的磁场较小，其所产生的空载杂散损耗更小；（4）车用永磁同步电机采用变频器供电，供电电压（或电流）中含有大量的时间谐波，所产生的电枢反应磁场相对于转子以不同转速旋转，在转子和永磁体中产生大量损耗；（5）由于电枢反应作用，永磁电机的负载磁密与空载磁密差别较大；又由于温度影响，热态磁密与冷态磁密也有较大差别，计算时都需要进行修正；（6）当采用极槽数相近的分数槽绕组时电枢反应磁场中含有大量的空间谐波。由于情况多种多样，又非常复杂，目前尚无电机铁耗模型能准确描述车用永磁电机的损耗特征，严重制约了电机的电磁和热管理的优化设计。
1、永磁同步电机铁耗计算模型
包括磁滞损耗计算的修正系数和涡流损耗计算模型
磁滞损耗计算的修正系数：在永磁电机中，在磁场增大或者减小的过程中存在波动，从而形成小的磁滞回环。特别是在变频器供电时，这种波动情况更严重。为考虑小磁滞回环的影响，我们给出了修正系数，
其中，为局部磁密变化量，n为一个电周期内局部磁密变化次数。考虑这一因素后，磁滞损耗可表示为：
在非正弦波电压供电情况下，涡流损耗可表示为：
其中，T 为电周期。
采用上式即可对变频器供电下的铁耗进行计算，但不便于分析损耗的组成部分以及各部分比重，难于找到减小损耗的途径，所以有必要进行改进。对磁密B 进行傅立叶分解，考虑到对称性，可表示为：
经过一系列数学推导可得各次谐波产生的涡流损耗之和表示为：
通过对电机不同部位磁密随时间变化关系曲线进行傅立叶分析，再考虑其频率的影响之后，便可得到不同次谐波磁场所对应的损耗，从而有利于找到减小损耗的途径。
从前面分析可以看出，要想计算电机的空载铁耗，对电机内各部分磁场进行详细分析，得出各部分的磁密分布规律以及频谱特性是关键。传统电机铁耗计算方法只选择齿部和轭部两段磁路中某一位置的磁密进行铁耗计算，所以不能对铁耗的局部分布进行详细研究。此外，作为交流电机特有的旋转磁化方式也对铁心局部损耗产生一定影响。对电机内磁场进行详细分析对于分析电机损耗分布具有重要意义。我们以一台20kW 车用永磁同步电机为例，采用有限元法对正弦波电压供电和变频器供电下电机的空载磁场进行分析，为损耗计算奠定基础。
工程上车用永磁同步电机空载铁耗分为以下几部分：（1）基本铁耗。由材料厂商提供的损耗曲线计算得出的理想情况下的铁耗，由基波磁场的磁滞损耗和涡流损耗组成；（2）空载杂散损耗。主要包括：由加工、旋转磁化、小磁滞回线和涡流反作用使磁场分布不均匀引起的铁耗增量；永磁体产生的气隙谐波磁场引起的损耗增量；由定转子铁心开槽导致气隙磁导不均匀引起的铁耗增量；永磁体漏磁场在绕组和邻近金属结构件中产生的涡流损耗；定子空载电流磁场空间的谐波分量在定转子铁心、绕组、永磁体和邻近金属结构件中引起的损耗。（3）空载附加损耗。由定子时间谐波电流在定转子铁心、绕组、永磁体以及相关金属结构件中产生的损耗。
但若按照以上三种分类方式进行计算，则不便于试验测试。为了详细分析不同因素对铁耗的影响，我们分以下三种情况进行空载铁耗计算：(1) 理想空载铁耗计算，即定子无电流时的空载铁耗计算。减去基本铁耗后为永磁磁场非正弦分布和齿槽效应所产生的损耗；(2) 正弦波电压供电时空载电流所产生的空载杂散损耗计算。对定子绕组施加正弦波电压供电时的基波电流，计算得到的铁耗与基本铁耗相减为正弦波电压供电所引起的杂散损耗；(3) 空载附加损耗计算，即变频器供电时由于时间谐波电流所产生的铁耗。对定子绕组施加变频器供电的电流波形，计算得到的铁耗与正弦波电压供电时的铁耗相减即为空载附加损耗。
通过优化气隙磁密抑制空载铁耗：从前面空载铁耗数据可以看出，20kW 电机定子结构完全相同，“V”型结构的基波磁密为 0.725T，“V 一”型基波磁密为 0.78T。从空载铁耗的测试结果来看，正弦波电压供电时 300Hz 时“V”的铁耗为 373.6W，“V 一”型结构的铁耗为 337.4W，在基波磁密高出 7.6%的情况下，空载铁耗却减小了 9.7%。其原因主要是两种结构的气隙磁密分布不同，所以如何优化气隙磁密成为降低空载铁耗的关键。从前述的损耗计算模型可以看出，要想降低空载铁耗，必须要从磁密的幅值以及所对应的频率同时入手，找到一个能描述气隙磁场谐波次数和幅值的优化函数成为降低损耗的重要内容。我们从气隙磁场谐波特性入手，建立以电机空载铁耗最小为优化目标的气隙磁密优化判据，并以 20kW 内置式永磁同步电机气隙磁场优化为例，对气隙磁场优化进行分析说明。
气隙磁密优化判据的确定：气隙中各次空间谐波通过定子齿而进入轭部的情况各不相同，一般来说，低次谐波进入较多，而高次谐波进入很少。这些仅在定子齿表面形成闭合回路的谐波磁场产生表面损耗。由于表面损耗所匝链的铁心质量很小，所以该部分谐波磁场产生的损耗也很小。通过定子齿部，进入轭部的谐波磁场是引起损耗的主要原因。
我们提出的优化设计判据，不仅考虑到了磁场的畸变作用，而且各次谐波在整个优化判据中的权重都不一样：
所述减小空载铁耗的优化设计还包括优化极弧因数减小空载铁耗和优化转子外圆减小空载铁耗。
步骤一详细的子步骤：
（1）采用有限元法以 20kW，8 极 48 槽车用车用永磁同步电机为例，对正弦波电压供电和变频器供电下的电机磁场分布进行了分析。结果表明，在齿部切向分量很小，形成脉振磁场；在齿连轭区域，径向分量和切向分量相当，形成近圆形旋转磁场；在轭部，切向分量大于法向分量，形成椭圆形旋转磁场。
（2）对 5 台样机进行了正弦波电压供电和变频器供电下的空载铁耗计算和实验测试。实验测试结果表明，对于表面式结构和内置瓦片型结构，采用考虑小磁滞回环和磁场旋转效应的铁耗计算模型后，正弦波电压供电时的铁耗修正系数随着频率的升高逐渐减小，在 10Hz~167Hz 范围内，修正系数平均为 1.9，采用该修正系数的铁耗平均误差为 11.8%。对于内置“V”型和“V 一”型结构，修正系数随着频率的升高逐渐增大，在 33Hz~300Hz 范围内，修正系数平均值为 3.7。采用该修正系数的铁耗平均误差为 9.2%。变频器供电时的修正系数在 1.8 左右。实验结果表明，随着调制比的增大，变频器供电后空载铁耗增加率逐渐减小。通过总结实验结果，得到了变频器供电后空载铁耗增加率随调制比的关系，便于工程应用。试验和分析结果表明，整数槽和每极每相槽数分母为 2 的表面式结构和内置瓦片型结构采用传统铁耗计算方法和修正系数的计算结果大于实验结果，并且随着频率的升高，两者之差越大；而内置“V”型和“V 一”型结构用传统铁耗计算方法和修正系数的计算结果小于实验结果，并且随着频率的升高，两者之差越大。
（3）对空载铁耗抑制措施进行了详细分析。针对气隙磁密 THD 不能考虑各次谐波频率影响的问题，将各次谐波频率引入到气隙磁密优化中，并提出了一种气隙磁场的优化判据 ironloss_index。采用该判据优化得到 8 极 48 槽电机空载铁耗最小时“V”型结构和“V 一”型结构的最优极弧因数分别为 0.75 和（0.75,0.4）。最后采用转子外圆开辅助槽方式对转子结构进行进一步优化，分析得到，“V”型结构最优辅助槽位置为距离 q 轴 45°电角度，开辅助槽后空载铁耗降低了 11.1%；“V 一”型结构最优辅助槽位置为距离 q 轴 58°电度，开辅助槽后气隙磁密 THD 减小 12.4%，但定子涡流损耗变化很小。
步骤二，针对负载杂散损耗分布复杂，难于准确计算的问题，从定子、转子和永磁体三方面对车用永磁同步电机的负载杂散损耗进行了理论分析和有限元求解，并通过实验给出了计算结果的修正系数。从定子磁动势着手，给出了定子负载杂散损耗和转子涡流损耗解析表达式。重点分析了定子磁动势各次时间谐波和空间谐波对转子损耗的影响。直接从麦克斯韦方程出发推导了永磁体涡流损耗解析计算表达式，为永磁体涡流损耗的抑制提供了依据。通过负载杂散损耗的实验测试，给出了有限元计算的修正系数和负载杂散损耗与电机输入功率的比例关系以及时间谐波电流所产生的杂散损耗随负载的变化关系。采用推导的永磁体涡流损耗解析表达式结合有限元方法对分段法抑制永磁体涡流损耗进行了详细分析，给出了普遍适用的分段规律。设计了一种永磁体涡流损耗测试装置，对不同尺寸的永磁体测试结果验证了所得结论的正确性。
车用永磁同步电机的负载杂散损耗主要包括基波电流所产生的谐波磁场、漏磁场在绕组、定转子铁心、永磁体以及相关结构件中所产生损耗。负载时的附加损耗主要是时间谐波电流在绕组、定转子铁心、永磁体以及相关结构件中产生的损耗。
但车用永磁同步电机结构形式和运行工况与普通同步电机有很大不同，在计算上有自己的特点，主要体现在：
(1) 车用永磁同步电机采用矢量变频控制，负载后气隙磁场不但畸变而且基波幅值增大（对定转子磁路来说为增磁），负载时铁耗增大；
(2) 车用永磁同步电机采用变频器供电，供电系统中的时间谐波在定转子铁心、永磁体以及相关结构件中产生负载附加损耗。
(3) 车用永磁同步电机转子损耗比普通同步电机更大。近年来，近极槽配合结构由于端部短、齿槽转矩小、便于模块化加工等一系列优点被广泛采用。但由此带来的问题是气隙中产生了大量的分数次谐波，这些分数次谐波相对于转子旋转，在转子铁心中产生很大的杂散损耗。
(4) 负载时永磁体涡流损耗。永磁体既为励磁源也是磁路的一部分，相关谐波磁场在其中会产生涡流损耗。特别是近极槽配合电机，大量分数次谐波相对转子旋转，从而产生永磁体损耗，严重时会导致永磁体退磁，影响电机工作。
所述负载杂散损耗的解析分析包括：定子负载杂散损耗计算、转子负载杂散损耗计算和永磁体涡流损耗计算。
将定转子负载杂散损耗和永磁体涡流损耗求和便可得到负载杂散损耗计算结果，绕组以及其它金属结构件中的杂散损耗通过实验以修正系数计及。采用相同方法计算得到几台样机负载杂散损耗的结果结果如表1所示。从表中可以看出，变频器供电时的负载杂散损耗略大于正弦波电压供电时的负载杂散损耗，增大比例约为 24%。
表1
永磁体涡流损耗的抑制技术研究：
从前面分析可以看出，8 极 9 槽结构永磁体涡流损耗很大，这严重影响电机运行的可靠性，所以有必要对永磁体涡流损耗进行抑制。
针对目前研究较多的永磁体分段措施以减小涡流损耗。但是，若分段不当，在某些情况下不但不能减小永磁体涡流损耗而且还会增加涡流损耗。只有当分段后的永磁体宽度或者长度都远离 2.3 倍的透入深度，永磁体损耗才能够减小。若分段之后永磁体的长度或者宽度接近于 2.3 倍透入深度，则永磁体涡流损耗将会变大。
进一步研究可以发现，在周向方向上采用分段方法对涡流损耗起到了很大的抑制作用。以周向分两段为例，分段前永磁体宽度为 17mm，永磁体损耗为 257W；分两段之后，永磁体宽度为 8.5mm，永磁体涡流损耗为 76W。主要原因是分段前后永磁体宽度与透入深度之比从 1.05 变为 0.52，更加远离了 2.3。不分段和分两段结构涡流都在永磁体边缘最大，在中心为零。分块之后的涡流密度最大值明显降低，起到了抑制损耗作用。
电机中谐波含量丰富，难以保证永磁体宽度都远离 2.3 倍透入深度。为此需要分析各次谐波对永磁体损耗的影响。具体方法是首先对永磁体表面交变磁密进行谐波分析，并采用解析公式对各次谐波所产生的损耗进行计算，其次在对主要谐波源进行抑制基础上综合考虑其它次谐波损耗，从而实现永磁体损耗的最小化。
步骤二详细的子步骤
（1）从定子磁动势分析着手，推导出永磁同步电机定子电流所产生的定子负载杂散损耗解析表达式，得出了转子损耗的主要影响因素。对 8 极 9 槽，8 极 36 槽和 8极 48 槽结构转子损耗分析表明，8 极 9 槽转子损耗主要由定子基波电流所产生的空间谐波磁场产生，而 8 极 36 槽和 8 极 48 槽转子损耗主要由定子时间谐波电流产生的基波磁场产生。以 22 次时间谐波电流幅值为基波幅值的 3%为例，其产生的转子损耗与基波电流产生的比例分别为 7.4%，260%和 555%。
（2）采用有限元法对多台永磁同步电机的负载杂散损耗进行了计算和实验测试，总结得到负载杂散损耗有限元计算结果的修正系数为 2.9。实验测试结果表明车用永磁同步电机额定点负载杂散损耗约占输入功率的 1.5%。对不同负载下车用永磁同步电机负载附加损耗实验结果表明，随着负载的增加，附加损耗逐渐增大，电机功率越小，频率越低，增加率越大。
（3）从麦克斯韦方程出发，推导出永磁体涡流损耗解析表达式。对三种永磁体涡流损耗测试结果表明公式计算误差为-26.1%~1.6%。采用解析公式对分段法抑制永磁体涡流损耗进行了详细分析。结果表明当永磁体宽度等于 2.3 倍透入深度时，永磁体涡流损耗最大，宽度越远离 2.3 倍透入深度，涡流损耗越小。
步骤三，在损耗计算基础上，采用流体场和温度场相结合的方式对车用永磁同步电机冷却系统和热管理进行详细分析。根据车用电机的安装和尺寸特点，确定了周向螺旋结构最适合车用永磁同步电机。运用流体场软件分析得到了水道散热系数与水流速度的关系。同时采用流体场对机内空气流动特性进行了详细分析，得到了空气流速分布。在此基础上，对 20kW 样机进行了稳态和瞬态温度场分析计算，给出了一种实时修正电机损耗的瞬态温度场计算流程图和损耗修正公式。测试结果验证了温度场计算结果的正确性。给出了允许短时过载时间随热负荷的变化关系。
目前电机中温升的计算方法有简化公式法、等效热路法、等效热网络法和有限元法等等，其中有限元方法能够对整个电机的温度分布进行分析，所以在新型结构的研制中起着重要作用。
车用永磁同步电机由于安装空间的有限性，其功率密度是其重要指标和技术要求，这使得电机结构更加紧凑，热负荷也高于常规电机，因此散热更加困难。为了将电机中的热量及时高效散出，对电机进行热分析和冷却系统设计就至关重要。
目前用于车用永磁同步电机温度场计算的相关参数还都沿用感应电机的计算参数，但两者结构上的差别很大。为了更加准确地分析计算车用永磁同步电机的热性能从而进行冷却系统设计，有必要重新对其进行分析计算。本章首先对车用永磁同步电机的水冷系统进行结构分析对比，之后对机内空气（主要是端部空气）的流动性能进行流体场分析，最后在前面分析的基础上针对样机不同工况下的温度特性进行仿真分析，得出此类电机冷却系统设计和热性能计算分析方面的规律。
步骤三详细的子步骤
（1）采用流体场分析软件对水冷系统的散热系数进行了分析计算。得到了不同水流速度下水道的散热系数，通过曲线拟合得到了散热系数随水流速度的定量关系。
轴向结构的进出水口容易设计在电机的同一端，但由于水套直角拐弯较多，水阻较大，而且由于水流的单向性，会导致电机温度沿圆周分布不均匀。对于车用电机长径比较小的特点，该类结构不太适宜。
周向结构冷却水与水套接触面积大，冷却效果较好。其主要弊端是水流的单向性会使电机两端产生一定的温度梯度。但车用电机长径比较小，不会产生过大的轴向温度梯度，具有很大吸引力。
多并联结构是对周向结构的改进，主要为了解决轴向温度分布不均的缺点。但该结构需要采用多路进口和出口，否则各水路分布会不均匀，容易产生过热点。对于车用永磁同步电机来说，采用多路进出口结构不太合适。
各水路结构都各有优缺点，针对车用电机的特点，考虑到生产工艺，周向布局结构更合适。
（2）采用流体场分析软件对机内空气的流动特性进行了详细分析。计算结果表明端部空气流动性能较差，绕组端部散热可当做自然散热处理。
为了实现高功率密度，车用永磁同步电机一般采用水冷结构。判断冷却系统设计的好坏，需要对冷却系统进行速度大小、流速分布等各项参数的综合考虑，传统的集总参数方法很难进行准确模拟。我们采用流体场对其冷却系统进行详细的对比分析，利用水冷系统的 3D 流体场分析计算最终确定冷却结构。
在进行流体分析之前做如下假设：
（1）由于水流速度远小于声速，即马赫数，故把水作为不可压缩流体处理；
2）水流速度不随时间变化，即流动状态为定常流；
（3）水垂直进入水道，且在入口处平均分布。
由于本节主要对水冷系统的冷却能力进行分析比较，并且为了简化分析计算，在
水道结构、流速、初始水温下的铁心平均温度和最高温度，进而确定最佳的水冷结构。
在前述假设条件下，所施加的边界条件为：
（1）A 为流体入口，设定为 Velocity-inlet；
（2）B 为流体出口，设定为 Pressure-outlet；
（3）其余面均设定为 Wall 边界。
如图1，为基于ansys/workbench平台的流体有限元计算流程图。
（3）在前面分析的基础上对 20kW 水冷型车用永磁同步电机进行了稳态和瞬态温度场计算，给出了损耗实时修正的瞬态温度场计算流程图以及损耗修正算法。实验结果验证了计算方法的有效性。通过实验总结了不同热负荷下的电机短时过载允许时间随热负荷的变化关系，为车用永磁同步电机短时热负荷的选取提供了参考。
车用永磁同步电机追求小型轻量化的目标使得电机发热要比普通工业用电机严重，同时车辆经常运行在加速减速工况下，短时转矩过载工况较多，这就使得车用永磁同步电机不仅要计算电机的稳态温升，而且还要对短时过载情况下的瞬态温度进行分析（电动汽车电机过载能力除了受电机电磁性能影响以外，还要看在要求的时间内绕组温度是否超过驱动系统设定的最高值）。在温度场分析之前首先简单介绍电机温度场计算的数学模型和边界条件，之后分析相关导热系数和散热系数的确定。电机温度场计算流程图如图2所示。
步骤四，结合车用永磁同步电机的控制方法对永磁同步电机的电磁设计计算方法以及参数配合对高效区范围、弱磁性能的影响进行了详细分析。对车用永磁同步电机的转子结构形式、极槽配合和空载反电动势的选择进行了研究，最终设计制造了转子结构为“V 一”型和“V”型，额定功率 20kW，4500r/min，峰值功率 40kW，功率密度大于 1.5kW/kg，高效区比例>80%的两台车用永磁同步电机样机，并进行了全面的实验测试。测试结果与计算结果误差较小，验证了分析和计算方法的正确性。
车用永磁同步电机采用矢量控制，外部控制的介入使得电机运行方式和内部电磁场分布与传统正弦波电压供电时有很大差别。比如正弦波电压供电下电机额定电压为380V 或者 220V，绕组匝数的多少并不能改变这个额定电压，绕组中的电流由负载转矩和额定电压共同决定，所以对于该类型电机应该采用电压为主的计算方法。当采用矢量控制之后，不同匝数和永磁体尺寸的电压电流一般都不相同。为了满足负载需要，首先确定的是电机电流，对于该类型电机应该采用以电流为主的计算方法。以最大转矩/电流控制为例，当选定绕组匝数、永磁体尺寸等其他参数后，根据转矩公式便可算出绕组电流，之后通过电压方程计算得到电压。图3给出了矢量控制永磁同步电机设计流程图，流程图中除了电压、电流计算方式、损耗计算方法与传统正弦波电压供电电机计算方法有很大差别以外，其他计算方法基本一致。
永磁同步电机参数匹配对高效区的影响：车用永磁同步电机运行区间很宽，在额定点的运行时间较少，这就要求电机不仅仅是额定点的高效率，而且还需要整个运行区间的高效率。车用永磁同步电机采用最大转矩/电流控制时可保证电机铜耗最小，但铁耗却不一定最小。分析表明，在匝数和电机尺寸一定时，气隙磁链越大，定子铁耗越大。所以要减小定子铁耗，就必须控制气隙磁链的大小。最大转矩/电流控制时，负载磁链一般要大于空载磁链。换言之，最大转矩/电流控制时空载磁链最小。若能通过一定的电机参数设计使得负载气隙磁链较空载磁链的增加量减小，也就可以使得电机铁耗减小。
永磁同步电机参数匹配对弱磁性能的影响：
弱磁性能是车用永磁同步电机的一个重要考核指标，各国学者都对其进行了深入研究，取得了很多成果。
我们给出更好的选择电机参数的几个原则：
（1）对于表面式结构电机，当永磁磁链标幺值小于 0.707 时，电机具有理想的弱磁扩速能力；当永磁磁链标幺值大于 0.707 时，具有有限的弱磁扩速能力。
（2）对于内置式永磁同步电机，当永磁磁链标幺值大于 0.707 时，凸极率越大，弱磁扩速范围越小；当永磁磁链标幺值小于 0.707 时，凸极率越大，弱磁扩速范围越大。
（3）对于磁阻电机，由于没有空载反电动势，所以具有理想的无限扩速能力。但实际中，电机的扩速能力还受到电机铁耗、负载杂散损耗、机械损耗等条件的限制，设计中应综合考虑各方面因素的影响，最终选择合适的电机参数配合。
车用永磁同步电机设计：
包括主要结构参数及结构形式的确定、极槽配合的选择和空载反电动势的选择。
车用永磁同步电机主要参数和结构形式的确定主要包括包括定子内外径、轴向长度的确定以及转子结构的确定。
永磁同步电机作为新能源汽车的动力源，其安装尺寸的确定必须要和整车的设计相配合。对于我们所要研发的 20kW、4500r/min 的样机要求，其外形尺寸限定为外径小于 234mm、轴向长度小于 200mm。在最大外径允许外径基础上考虑到水道和机壳的尺寸，最终确定得到我们所研发的样机定子最大外径为 194mm。
不同转子结构对车用永磁同步电机的弱磁调速性能、电机效率等都有重要影响。一般来说，表面式结构气隙磁密波形较好，空载杂散损耗较小，但永磁体直接面向气隙，涡流损耗相比内置式结构大；内置式结构气隙磁密波形谐波含量相对较大，但永磁体深埋转子内部，永磁体损耗较小，而且可以利用磁阻转矩，提高电机功率密度，而且由于永磁体在转子内部，更适合于高速运行。我们所研发的样机最高转速为9000r/min，所以选用内置式结构。
车用永磁同步电机采用矢量控制，其极数和槽数的选择比传统正弦波电压供电时更加自由，但极槽配合的选择对电机性能有重要影响。车用永磁同步电机受到安装空间的限制，电机功率密度是一个重要考核指标。所以在选择极槽配合时应重点从损耗和散热两个方面考虑。
从每极每相槽数来说，极槽配合可以大致分为两大类：第一类是整数槽或者每极每相槽数分母为 2 的近整数槽配合；第二类是极槽数相近或者每极每相绕组分母不为2 的极槽配合。第一类极槽配合的绕组磁动势不含有分数次谐波，基波电流产生的空间磁动势谐波含量相对较少，其所产生的转子损耗较小。但从第三章的分析可以看出，此类电机对变频器供电谐波电流的抑制能力较差，转子损耗基本随着电流谐波含量成平方关系增加。第二类极槽配合的绕组磁动势含量丰富，特别是极槽数相近的多极少槽电机，其次谐波幅值极大(8 极 9 槽结构 1.25 次磁动势谐波为基波的 80%)，并且相对转子旋转，在转子中产生大量损耗，但此类型极槽配合的优点是齿槽转矩低，绕组端部短，并且时间谐波对转子损耗的影响较小。我们所研发样机频率为额定转速为4500r/min，最高转速为 9000r/min，若采用第二类极槽配合结构，其分数次谐波会在转子和永磁体中产生较大涡流损耗，影响电机的可靠运行。从第三章的计算可以看出，8 极 9 槽结构的负载转子损耗为 8 极 48 槽的 2.86 倍；8 极 9 槽的永磁体涡流损耗为 8极48槽的21.6倍。所以对于我们所设计的20kW样机选择了第一类整数槽绕组结构。8 极电机在效率和热负荷方面都优于 4、6 极电机，所以对 20kW 样机选用 8 极结构。
在槽型上，为抑制高次谐波电流，减小转子涡流损耗，应该增加定子漏抗，所以定子槽宜设计的“深而窄”。研究发现，随着槽高与槽宽比例的增加，转子损耗降低。但比例过大时强度降低。综合考虑我们选择槽高/槽宽为 4.28。
空载反电动势作为矢量控制永磁同步电机最重要的参数，其大小对系统调速性能、过载能力、热能力都有着重要影响。研究发现，当反电动势较大时，恒转矩阶段效率较高，弱磁恒功率阶段的电流也没有大于恒转矩阶段的电流，但反电动势价高时永磁体用量增加。综合考虑，我们对“V”型转子和“V 一”型转子的反电动势标幺值分别选择为 0.7 和 0.66。
车用永磁同步电机有限元分析包括：空载反电动势的计算分析、电抗参数的计算分析、转矩特性的计算分析和齿槽转矩的计算分析。
经过分析设计，设计两台额定功率20W，额定转速4500r/min，功率密度1.5kW/kg，
高效区比例>80%的水冷型永磁同步电机。样机参数及性能参数如表2所示。
表2
步骤四详细的子步骤
（1）在分析了车用永磁同步电机与传统正弦波电压供电电机运行不同点之后，指出矢量控制车用永磁同步电机设计应该先计算电流、后计算电压的计算方法。
（2）详细分析了电机参数配合对电机高效区和弱磁性能的影响，结果指出：对提高电机高效区比例而言，永磁磁链标幺值大于 0.6 为宜；从弱磁性能出发，永磁磁链标幺值小于 0.7 为宜。综合考虑，永磁磁链选取在 0.7 左右最为理想。
（3）通过极槽配合、反电动势和槽型等参数的优选，成功研制了两台 20kW，4500r/min，功率密度 1.5kW/kg，高效区比例大于 80%的车用永磁同步电机，并完成了样机的实验测试。实验结果与计算结果误差较小，验证了计算分析方法的正确性。
上面结合附图对本发明进行了示例性描述，显然本发明具体实现并不受上述方式的限制，只要采用了本发明的方法构思和技术方案进行的各种非实质性的改进，或未经改进将本发明的构思和技术方案直接应用于其它场合的，均在本发明的保护范围之内。
Claims (8)
1.一种新能源汽车高功效同步电机的优化设计方法，其特征在于，包括如下步骤：
步骤一：建立永磁同步电机铁耗计算模型，包括磁滞损耗计算的修正系数和涡流损耗计算模型，研究磁密变化，通过对不同部位磁密随时间变化关系曲线进行傅立叶变换分析，再考虑其频率的影响，便可得到不同次谐波磁场对应的磁滞损耗和空载铁耗；
步骤二：从定子、转子和永磁体三方面对车用永磁同步电机的负载杂散损耗进行理论分析和有限元求解，计算负载杂散损耗，通过分段永磁体的长度或者宽度，远离2.3倍透入深度，抑制永磁体涡流损耗；
步骤三：先对车用永磁同步电机的水冷系统进行结构分析对比，之后对机内空气的流动性能进行流体场分析，在前面分析的基础上针对样机不同工况下的温度特性进行仿真分析，得出此类电机冷却系统设计和热性能计算分析方面的规律；
步骤四：结合车用永磁同步电机的控制方法对永磁同步电机的电磁设计计算方法以及参数配合对高效区范围、弱磁性能的影响进行了详细分析，设计样机的转子结构形式、极槽配合和空载反电动势，并测试样机。
2.根据权利要求1所述的新能源汽车高功效同步电机的优化设计方法，其特征在于，所述步骤一包括：
第一步、采用有限元方法对永磁同步电机在正弦波电压供电和变频器供电下的电机磁场分布进行了分析；
第二步、分析电机的空载铁耗并进行实验测试；
第三步、在第一步和第二步的基础上，得到空载铁耗增加率与供电电压调制比的关系，综合考虑气隙磁密谐波幅值、电机极槽配合的电机空载铁耗最小化的气隙磁密优化判断依据，给出不同极槽配合下的最优极弧因数和8 极 48 槽结构转子外圆最优辅助槽位置。
3.根据权利要求1所述的新能源汽车高功效同步电机的优化设计方法，其特征在于， 所述步骤一的空载铁耗，通过优化气隙磁密抑制空载铁耗、从气隙磁场谐波入手，建立以电机空载铁耗最小为优化目标的气隙磁密优化依据：
。
4.根据权利要求3所述的新能源汽车高功效同步电机的优化设计方法，其特征在于， 所述步骤一的空载铁耗还包括优化极弧因数减小空载铁耗和优化转子外圆减小空载铁耗。
5.根据权利要求1所述的新能源汽车高功效同步电机的优化设计方法，其特征在于，所述步骤二中使分段后的永磁体的长度或者宽度，远离2.3倍透入深度的具体步骤为：具体方法是首先对永磁体表面交变磁密进行谐波分析，并采用解析公式对各次谐波所产生的损耗进行计算，其次在对主要谐波源进行抑制基础上综合考虑其它次谐波损耗，从而实现永磁体损耗的最小化。
6.根据权利要求5所述的新能源汽车高功效同步电机的优化设计方法，其特征在于，所述步骤二的具体步骤为：
第一步：从定子磁动势分析着手，推导出永磁同步电机定子电流所产生的定子负载杂散损耗解析表达式，得出转子损耗的主要影响因素；
第二步：采用有限元法对多台永磁同步电机的负载杂散损耗进行了计算和实验测试，总结得到负载杂散损耗有限元计算结果的修正系数；
第三步：从麦克斯韦方程出发，推导出永磁体涡流损耗解析表达式。
7.根据权利要求1所述的新能源汽车高功效同步电机的优化设计方法，其特征在于，所述步骤三具体为：
第一步：采用流体场分析软件对电机水冷系统的散热系数进行分析计算，得到不同水流速度下水道的散热系数，通过曲线拟合得到了散热系数随水流速度的定量关系；
第二步：采用流体场分析软件对机内空气的流动特性进行了详细分析，计算结果表明端部空气流动性能较差，绕组端部散热可当做自然散热处理；
第三步：在第一步和第二步的基础上对水冷型车用永磁同步电机进行稳态和瞬态温度场计算，得出损耗实时修正的瞬态温度场计算方法以及损耗修正算法。
8.根据权利要求1所述的新能源汽车高功效同步电机的优化设计方法，其特征在于，所述步骤四具体为：
第一步：分析车用永磁同步电机与传统正弦波电压供电电机运行方式不同点之后，给出矢量控制车用永磁同步电机设计应该先计算电流、后计算电压的计算方法；
第二步：分析电机参数配合对电机高效区和弱磁性能的影响，选取最优的永磁磁链；
第三步：根据以上步骤设计样机的结构参数及结构形式、极槽配合和空载反电动势，结构参数和结构形式包括定子内外径、轴向长度和转子结构，并测试样机的性能。
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