混合式磁鋼轉子結構的電動車用永磁磁阻電機最佳化設計
相比於普通工業用電機，電動車用電機有著以下特性需求：高功率和轉矩密度；較寬的調速範圍；起動時能夠輸出較大轉矩；高可靠性和魯棒性；轉矩脈動和振動噪聲小；成本低等。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量和出口量不斷下滑，需求量隨著新能源汽車發展而不斷攀升，導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，設計少稀土永磁電機成為當今電機設計中的熱門課題。國內外的專家學者開始重點關注永磁磁阻電機、同步磁阻電機、開關磁阻電機這類少稀土和無稀土永磁電機。
開關磁阻電機具有結構簡單牢固、起動轉矩高、調速範圍廣、容錯能力強和低成本的優勢，使其理論上非常適用於電動汽車。但在目前實際電動車用驅動系統中，開關磁阻電機的運用卻較少，這與其本身固有的一些缺陷有關：開關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；轉矩密度和功率因數較低，轉矩脈動大。雖然電機本體成本低廉，但開關磁阻電機需用到特殊的功率變換裝置，使其驅動控制系統成本偏高。
同步磁阻電機因其調速範圍廣、加工簡單、成本低廉近年來備受學者關注。與開關磁阻電機相比，同步磁阻電機在轉矩脈動、振動噪聲方面佔據優勢，但其驅動電路需採用六橋臂逆變器，使同步磁阻電機控制成本更高、難度更大；在轉矩密度、效率及功率因數方面，同步磁阻電機較永磁同步電機存在差距；轉矩脈動過大問題也是限制同步磁阻電機在電動車驅動系統中應用的重要因素。
永磁磁阻電機是同步磁阻電機的一種改進形式。由於其轉矩密度和功率密度高、凸極比大、調速效能優異、效率高，且使用較少永磁體材料，成本低廉，近年來被廣泛應用於包含電動汽車在內的各個領域中。但永磁磁阻電機同樣存在轉矩脈動過大的問題。
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，採用釹鐵硼和鐵氧體混合式磁鋼轉子結構。基於有限元模擬軟體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矩、磁阻轉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、轉矩脈動過大和轉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子結構，分析優化了切向混合磁鋼比例和位置引數。最終得到的新型永磁磁阻電機同時具有較高輸出轉矩、低轉矩脈動、高凸極比和低廉的成本。藉助JMAG-RT模組生成新型永磁磁阻電機有限元模型，搭建JMAG-MATLAB-PSPICE聯合模擬平臺，模擬分析新型電機在接近實際控制環境下的執行情況。
1 混合式磁鋼轉子永磁同步磁阻電機方案設計
內建式永磁同步電機擁有較高功率密度和優秀的弱磁擴速能力。圖1為本文采用的全釹鐵硼電動車用永磁同步電機結構，表1為電機主要效能指標。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效能指標
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模擬軟體中建立有限元模型，分別在空載工況和額定負載工況下進行模擬分析。
（a） HM2
（b） HM3
圖2 混合式磁鋼永磁同步磁阻電機HM2，HM3轉子結構
圖3比較了三種電機在額定工況及空載狀態下主要效能引數。HM2和HM3採用混合式磁鋼轉子結構，釹鐵硼的磁能積要優於鐵氧體，故在稀土永磁用料降低的情況下，轉矩都有不同程度的降低。額定工況下兩混合電機的轉矩分別為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，電機價效比得到了有效提升。
圖3 混合磁鋼轉子電機與原電機效能引數對比
（a） HM2
（b） HM3
圖4 混合式磁鋼電機HM2和HM3平均轉矩
兩種混合式磁鋼電機轉矩脈動分別為26。8%和27。88%，與原電機26。04%相比，略有上升，推測是由於反電動勢中諧波含量過高導致。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並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立葉分析得到其THD，HM2和HM3分別達到了24。84%和32。37%，諧波含量較高，與電機轉矩脈動較大現象相對應，其中主要以3次諧波為主，佔各自基波的比例為22。4%和30。27%。
齒槽轉矩大小與電機永磁磁場強度有關，隨著永磁材料的改變，磁場強度也發生了變化，電機齒槽轉矩有不同程度的降低。由永磁同步電機的轉矩計算式（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，永磁轉矩會隨之降低，圖3中有限元模擬結果驗證了此結論，HM2和HM3永磁轉矩分別下降了36。35%和48。9%，這也是額定轉矩大幅下降的主要因素。
（1）
針對永磁轉矩大幅下降導致總轉矩下降的問題，可透過提高磁阻轉矩進行一定程度上的彌補。而在混合磁鋼轉子電機中，透過釹鐵硼和鐵氧體的合理組合，可以有效改善電機內部磁場的分佈來影響d軸、q軸電感，從而增大電機的磁阻轉矩。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，使得混合磁鋼轉子電機的磁阻轉矩利用率大幅提升。HM2和HM3磁阻轉矩對比原電機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，但作為電動車用驅動電機，HM2和HM3在轉矩和轉矩脈動效能上仍存在不足。主要原因在於兩種混合磁鋼轉子電機“V”形磁鋼兩側使用了磁效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，只有很少磁力線經過釹鐵硼和鐵氧體之間的轉子氣隙，空載氣隙磁場畸變非常嚴重，進而會加重負載氣隙磁密畸變，電機執行時諧波增多。本節將用釹鐵硼材料替換兩塊永磁體當中的部分鐵氧體，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、抑制諧波和轉矩脈動，還能增加空載反電動勢的基波幅值，提高電機轉矩的輸出能力，綜合考慮成本後擇優選取。同時考慮到切向混合式電機兩塊“V”形磁極位置對電機效能引數有著重要影響，定義一邊磁極到電機Q軸距離為P。藉助有限元計算軟體JMAG 分別對以下各有限元模型進行空載和額定負載下的模擬。
圖7 切向混合磁鋼轉子永磁電機HM2設計示意圖
2。1 切向混合式磁鋼位置P最佳化
首先確定“V”形磁鋼位置，選取變數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，在採用切向混合磁鋼結構後，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，轉矩脈動此時也同樣達到了最小，表明位置引數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矩接近最大值。故位置引數P選取6 mm，此時電機效能達到了最優。
（a） 切向HM2
（b） 切向HM3
圖8 切向混合磁鋼電機在不同P值下效能引數
2。2 切向混合磁鋼轉子釹鐵硼用量比例最佳化
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矩等效能指標。選取釹鐵硼含量合理變化範圍在20%～60%之間。其中位置引數P=6 mm，其餘引數均不變。
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，且趨勢趨於平緩，表明切向混合磁鋼結構中X%引數在一定範圍（40%）內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，額定點的平均轉矩均呈現逐漸上升的趨勢；考慮到磁阻轉矩的佔比較大和齒槽轉矩的影響，額定點轉矩脈動的變化趨勢為先大幅降低，而後小幅度升高。切向混合HM2在X%=30%轉矩脈動達到最低，切向混合HM3則在X%=40%時轉矩脈動達到最低。
（a） 切向HM2
（b） 切向HM3
圖9 切向混合磁鋼電機在不同X%值下效能比較
綜合考慮稀土永磁用量與電機平均轉矩、轉矩脈動，切向混合磁鋼HM2選擇X%=30%，此時HM2與原HM2相比，轉矩脈動下降13。2%，平均轉矩提升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轉矩脈動下降16。88%，平均轉矩提升了15。27 N·m，達到161。2 N·m。圖10為最終HM2和HM3的轉子結構。
（a） 切向HM2
（b） 切向HM3
圖10 切向混合磁鋼電機HM2和HM3轉子示意圖
2。3 切向混合磁鋼轉子電機效能比較
“未完成效應”從心理的緊張系統是否得到解除，來解釋學生會對“未完成的課堂”記憶深刻：人們對於已完成的工作的心裡緊張系統已經解除，因而回憶量少，而未完成的工作所引起的心理緊張系統還沒有得到解除，因而回憶量較多。學生們會因“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，這樣的心理機制驅使著他們主動地完成教學任務。
（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聯合模擬
3。1 聯合模擬平臺
提取最終最佳化得到的切向混合式磁鋼電機HM2和HM3的轉矩波形，與原混合磁鋼轉子電機相比，平均轉矩從162。34 N·m、145。93 N·m提升到了169。63 N·m、161。2 N·m，轉矩脈動也從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矩提升及轉矩脈動的降低。
首先基於MATLAB-Simulink平臺搭建電機的向量控制演算法平臺，用JMAG-RT模組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模組匯出電機各種工況下電磁引數資料包，以切向混合HM2為例，其部分電磁引數雲圖如圖14所示。
（a） Lq雲圖
（b） Ld雲圖
（c） 磁鏈雲圖
（d） 轉矩雲圖
圖14 切向混合式磁鋼電機HM2電磁引數雲圖
由圖14可以看出，隨著激勵源Id、Iq的變化，磁鏈引數、電感引數等均在隨之變化，這種電機模型比固定電感引數、主磁鏈引數的理想模型更為貼合實際電機，因此基於JMAG-RT電機模型的控制更能模擬實際的電機執行狀況。
同時在PSPICE中搭建考慮開關管實際特性的逆變電路，用於替換聯合模擬平臺中逆變器。最終搭建的JMAG-MATLAB-PSPICE聯合模擬平臺如圖15所示。
圖15 JMAG-MATLAB-PSPICE聯合模擬平臺框圖
聯合模擬過程將分為空載和額定負載兩部分，在0。4 s加入額定負載。
3。2 模擬結果
圖16為聯合模擬實驗結果，可以看到，在採用了考慮開關管實際工作情況的PSPICE逆變電路後，HM1和切向混合HM2額定工況下電流峰值為240 A和246 A，均大於電機本體額定點模擬時的233。35 A。從轉矩圖中則可以看到，HM1的空載起動轉矩比切向混合HM2大，0。4 s加入額定負載後兩臺電機均可以平穩快速地到達預設定的額定點轉矩。綜上模擬資料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聯合模擬實驗結果
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。可以發現，切向混合HM2的交直軸電感差顯著大於HM1，驗證了本文提出電機在凸極比上的優勢。其中在0。4 s加入負載後，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的減小程度遠大於Ld的減小程度，（Lq-Ld）值降低，其中原電機Lq的減小程度最高，導致原電機負載時Ld和Lq的差異更小，凸極效應不強。
圖17 HM1和HM2（Lq-Ld）比較圖
圖18為聯合模擬下HM1和HM2電機總鐵耗變化曲線。同時進一步對兩臺電機聯合模擬空負載時的各類損耗進行整理，如表2所示。相比於有限元模擬得到的鐵耗，聯合模擬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聯合模擬鐵耗比較
表2 HM1和HM2聯合模擬鐵耗平均值
從表2中得出，最顯著的特點是，無論空載還是負載，渦流損耗在總鐵耗中均起主導作用，佔比均在 75%以上。負載渦流損耗的佔比普遍大於空載渦流損耗的佔比，這是因為電機負載執行時內部磁場畸變程度更為嚴重，在鐵心中感應出的諧波渦流含量更多，從而導致渦流損耗的增加。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%，負載鐵耗的差異並不大。
圖19為單一磁極HM1和切向混合HM2在電流負載變化時的效率曲線。可以發現，在負載電流較小時，切向混合HM2的效率略高於單一磁極HM1；隨著電流負載的增加，單一磁極HM1在30%額定電流的開始略高於切向混合HM2，但差距不顯著，切向混合HM2在電流負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不同電流負載效率圖
4 結 語
本文針對電動車用驅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矩利用率。但轉矩降低較為明顯，同時有較高的轉矩脈動，針對此問題進一步提出一種切向混合轉子磁鋼結構，透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矩脈動，同時提升混合電機轉矩輸出能力。最終搭建JMAG-PSPICE-MATLAB聯合模擬平臺，利用JMAG-RT模型使兩臺新型切向混合磁鋼轉子結構永磁磁阻電機運行於更接近實際控制環境下，表3的模擬實驗資料對今後實際成產執行兩臺電機具有一定的參考價值。
表3 實驗電機引數對比
