技术领域
[0001] 本
发明属于磁通切换电机技术领域，具体是基于电热双向耦合的磁通切换外转子电机的优化设计方法。
背景技术
[0002]
驱动电机是
电动车的关键动
力部件之一，其性能的优劣直接影响整车的驱动性能，要求其具体高功率
密度、高转矩密度、高效率以及宽调速范围等性能，以满足电动
汽车频繁加减速、爬坡、高速巡航等不同工况的运行要求。
[0003] 磁通切换永磁电机被应用在电动汽车领域中，磁通切换永磁电机相邻
定子之间嵌有切向交替充磁的永磁磁
钢，一方面，通过聚磁效应实现了较高的转矩和功率密度，另一方面，与传统永磁无刷电机相比，其转子上既无永磁磁钢也无绕组，使得电机结构简单，适合高速运行的同时又有利于
散热，能满足电动汽车频繁加减速、重载爬坡、高速续航等不同运行工况的要求。中国
专利号201310173635.7的文献中提出了一种六相磁通切换型永磁电机，转子结构与
开关磁阻电机相似，无绕组无永磁磁钢，仅由
硅钢片叠压形成，保留了普通三相磁通切换型电机高功率密度和高效率的固有特点，由于采用六相绕组的特殊设计，相比三相电机在同等功率等级要求下对功率变换器的要求有所降低，使得影响较大的空间谐波次数增大，且幅值下降，进而降低了转矩脉动的幅值。中国专利号201410781916.5的文献中提出了一种适用于增程式电动汽车的磁通切换永磁电机，内外转子均为凸极结构，定子
铁芯采用H形模
块化设计，定子中嵌入交替切向充磁的永磁磁钢，
电枢绕组至于定子槽中；该电机相比传统的
单层气隙磁通切换具有更高的转矩和功率密度；由于存在内外两层气隙，使得该电机可以有效地将传统磁通切换电机定子齿的过饱和部分的永磁磁能转换为外
磁场，从而可以降低定子齿的饱和程度，还能有效的提高电机的转矩输出能力和提高电机的功率密度。但是，上述两种电机均建立在传统设计方法的
基础之上。所谓传统设计方法是指在设计过程中，电机的输出功率、平均输出转矩等电机性能是在只考虑到环境室温情况下而进行设计得出的。然而，随着电动汽车的急速发展，电动汽车的运行环境越来越恶劣，例如频繁急
加速、重载爬坡等工况，较大的电枢
电流会使得绕组
温度在短时间内快速升高，同时，电机中永磁磁钢的工作性能对温度十分敏感，温度上升会使永磁磁钢工作点偏移，甚至会造成永磁磁钢的不可逆退磁，最终导致电机驱动性能下降。
[0004] 因此，如何获得一种考虑温度对电机驱动性能的影响的电机设计方法成为当前电动汽车领域中亟待解决的问题。
发明内容
[0005] 本发明的目的是为解决现有电机在设计时未考虑温度对驱动性能影响的问题，提供一个基于电热双向耦合的磁通切换外转子电机的设计方法，引入电热双向耦合分析方法以补偿温度对电机驱动性能所带来的影响，满足电动汽车的驱动性能要求。
[0006] 为实现上述目的，本发明采用的技术方案是：
选定电机的输出功率P2、额定功率P、额定转速n、电机效率η、电机轴长la、定子极数ps、转子极数pr、电机漏磁系数kd、斜槽系数ks、电机线负荷As及气隙磁通密度最大值Bg max这些参数；计算出电机的初始定子极弧系数cs、初始转子极弧系数cr、初始
永磁体极弧cpm、初始定子
槽口极弧cslot和初始定子内径Dsi；利用Maxwell
软件建立电机的
环境温度下的二维
电磁场模型，利用Maxwell软件仿真出电机的平均输出转矩Tem、铁芯损耗PFe和永磁磁钢
涡流损耗Pe，并计算出
铜耗Pcu，其特征是还包括以下步骤：
[0007] A、结合Fluent软件建立三维温度场模型，将铁芯损耗PFe、永磁磁钢涡流损耗Pe和铜耗Pcu导入到三维温度场模型，仿真得到电机运行达到稳定时的温度Tn；
[0008] B、计算出电机在温度为Tn时刻下的剩余磁通密度Br(Tn)和为内禀
矫顽力Hci(Tn)，更新环境温度下的永磁磁钢退磁曲线，获得电机在温度Tn下的永磁磁钢退磁曲线，将更新后温度Tn下的永磁磁钢退磁曲线数据反馈到所述二维电磁场模型，获得温度Tn下的二维电磁场模型；
[0009] C、利用Maxwell软件仿真出电机在温度Tn下的平均输出转矩Tem(Tn)、铁芯损耗PFe(Tn)、永磁磁钢涡流损耗Pe(Tn)并计算出铜耗Pcu(Tn)，将铁芯损耗PFe(Tn)、永磁磁钢涡流损耗Pe(Tn)和铜耗Pcu(Tn)导入到三维温度场模型中，得到电机运行达到稳定时的温度Tn+1；
[0010] D、比较温度Tn和Tn+1，当不满足条件|Tn-Tn+1|≤σ时，σ是温度设计
精度，则更新温度Tn下的永磁磁钢退磁曲线，获得电机在温度Tn+1下对应的永磁磁钢退磁曲线，再得到温度Tn+1下对应的平均输出转矩Tem(Tn+1)、铁芯损耗PFe(Tn+1)、永磁磁钢涡流损耗Pe(Tn+1)和铜耗Pcu(Tn+1)、并再次导入到三维温度场模型中，得到电机运行达到稳定时的温度Tn+2，再将温度Tn+2进行比较，如此循环直至满足条件；当满足条件|Tn-Tn+1|≤σ时，则先仿真出电机在温度Tn+1下的平均输出转矩Tem(Tn+1)，再判断平均输出转矩Tem(Tn+1)是否等于平均输出转矩Tem，若不等于，则先计算得到转矩比例因子 和修正因子 然后经公式Dsi(temp)＝m1Dsi和cs(temp)＝m2cs修正所述初始定子内径Dsi和所述初始定子极弧系数cs，得到优化后的定子内径Dsi(temp)和定子极弧系数cs(temp)，m1和m2分别为优化后的定子内径Dsi(temp)和定
2
子极弧系数cs(temp)的修正系数，k＝m 1·m2。
[0011] 在得到优化后的定子内径Dsi(temp)和定子极弧系数cs(temp)后，计算出优化后的平均输出转矩Tem(temp)：
[0012]
[0013] 在得到优化后的平均输出转矩Tem(temp)之后，对初始转子极弧系数cr和初始永磁磁钢极弧cpm进行优化为： crn是最终转子极弧系数，cpmn是最终永磁磁钢极弧。
[0014] 本发明采用上述技术方案后具有的有益效果是：
[0015] 1、本发明考虑到温度对电机材料的影响导致温度对电机驱动性能的影响，尤其是对永磁磁钢材料的影响，引入电热双向耦合分析方法，通过反复
迭代反馈分析得到传统设计方法忽略的温度因素所带来的影响。利用双向耦合分析可以得到修正因子，其作用是补偿温度对电机驱动性能所带来的影响，以解决传统设计方法中忽视温升对电机驱动性能所带来的影响以至于不能满足电动汽车的驱动性能要求的问题，使电机运行在复杂工况也能满足要求。
[0016] 2、本发明在设计过程中与电机的结构参数相关联，通过获得的电机的修正因子来优化电机的定子内径和定子极弧系数，从而
修改电机尺寸，通过结合设计所需的电机驱动性能的要求和材料成本，得到考虑温度因素最优的电机设计。
[0017] 3、本发明利用二维有限元模型和三维温度场模型，建立电磁场-温度场的多物理场联合仿真模型，利用有限元可以缩短设计时间、降低设计成本、提高计算精确度，具有设计简单、操作简单、工作效率高等优点。
[0018] 4、本发明利用双向耦合的多物理场联合仿真方法，可以实时计算出不同工况下电机的驱动性能。
附图说明
[0019] 下面结合附图和具体
实施例对本发明作进一步说明。
[0020] 图1是磁通切换外转子电机的径向截面结构示意图；
[0021] 图2是基于电热双向耦合的磁通切换外转子电机的设计
流程图；
[0022] 图3是在20℃温度下永磁磁钢的内禀退磁曲线；
[0023] 图4是本发明与传统设计方法设计的平均输出转矩对比较图；
[0024] 图5是用本发明方法设计的电机的平均输出转矩图。
[0025] 图中：1.转子；2.定子；3.电枢绕组；4.非导磁
转轴；5.永磁磁钢。
具体实施方式
[0026] 如图1所示，三相12/22极磁通切换外转子电机的结构为：由转子1、定子2、电枢绕组3和非导磁转轴4组成，转子1固定套接在非导磁转轴4上，随非导磁转轴4旋转。转子1和定子2均为凸极结构，转子1既无绕组也无永磁磁钢5，仅由硅钢片
叠加而成。定子2的定子槽口成“V”型，并且12块切向交替充磁的矩形永磁磁钢5内嵌于定子2上，电枢绕组3环绕与定子2上。
[0027] 针对图1所示的磁通切换外转子电机，本发明结合不同温度下的永磁磁通退磁曲线，也就是表示永磁磁钢5的磁感应强度随磁场强度改变的曲线，基于电热双向耦合分析方法，通过反复的迭代反馈分析得到传统设计方法忽略的温度因素所带来的影响，确定出电机的修正因子，在此基础上进行定子内径和定子极弧系数的优化设计。其中的电热双向耦合方法是一种基于电磁场和温度场的多物理场联合仿真模型获得反馈值的方法。如图2所示，具体包括以下步骤：
[0028] 步骤1：根据磁通切换外转子电机的实际设计需求，选定磁通切换外转子电机的额定功率P、额定转速n和电机效率η等参数。
[0029] 按传统设计方法选定电机的输出功率P2、额定功率P、额定转速n、电机效率η、电机轴长la、定子极数ps、转子极数pr、电机漏磁系数kd、斜槽系数ks(本发明中ks＝1)，电机线负荷As及气隙磁通密度最大值Bg max这些参数。这些参数在接下来的优化设计过程中不再进行优化。
[0030] 根据选定的参数，计算电机的初始尺寸，即计算出电机的初始定子极弧系数cs、初始转子极弧系数cr、初始永磁体极弧cpm、初始定子槽口极弧cslot和初始定子内径Dsi，计算公式如下：
[0031]
[0032]
[0033]
[0034] 步骤2：根据电机的额定功率P、额定转速n、电机效率η、输出功率P2、电机轴长la、定子极数p、转子极数pr、电机漏磁系数kd、斜槽系数ks、电机线负荷As及气隙磁通密度最大值Bgmax和步骤1计算出的初始定子内径Dsi、初始定子极弧系数cs、初始转子极弧系数cr和初始永磁磁钢极弧cpm，利用Maxwell软件建立该磁通切换外转子电机在环境温度(20℃)下的二维电磁场模型。
[0035] 步骤3：针对二维电磁场模型，基于Maxwell软件对电机进行电
磁性能仿真和电磁性能分析。分析基于环境温度(20℃)下的永磁磁钢退磁曲线，如图3所示，横坐标表示磁场强度H，纵坐标表示磁感应强度B。当H＝0时，永磁磁钢退磁曲线与纵坐标相交处的数值是为剩余磁通密度Br值；当B＝0时，永磁磁钢退磁曲线与横坐标相交的数值为内禀矫顽力Hci值。
[0036] 利用Maxwell软件对电机仿真出电机的平均输出转矩Tem、铁芯损耗PFe和永磁磁钢涡流损耗Pe。再利用公式计算出铜耗Pcu，计算公式如下：2
[0037] Pcu＝mI R (4)
[0038] 式中，m为电机相数，R为每相绕组的有效
电阻值，I为绕组中相电流的有效值。
[0039] 步骤4：采用电机轴长la、定子极数ps、转子极数pr、电机漏磁系数kd、斜槽系数ks、电机线负荷As及气隙磁通密度最大值Bg max和初始定子内径Dsi、初始定子极弧系数cs、初始转子极弧系数cr和初始永磁磁钢极弧cpm，再结合Fluent软件建立磁通切换外转子电机的三维温度场模型。其后将步骤3计算出来的铁芯损耗PFe、永磁磁钢涡流损耗Pe和铜耗Pcu导入到已建立的磁通切换外转子电机的三维温度场模型中，通过Fluent仿真得到磁通切换外转子电机在环境温度下运行达到稳定时的温度Tn。
[0040] 步骤5：在温度为Tn时刻下，通过以下公式计算出电机的永磁磁钢退磁曲线的剩余磁通密度Br(Tn)和为内禀矫顽力Hci(Tn)：
[0041]
[0042] 其中，Tref是参考温度，Br(Tref)和Hci(Tref)分别为温度为Tref时刻下的剩余磁通密度和内禀矫顽力，α1、α2、β1和β2是永磁磁钢材料的温度系数。
[0043] 基于公式(5)计算得到的剩余磁通密度Br(Tn)和内禀矫顽力Hci(Tn)，通过以下公式计算获得在温度Tn下的永磁磁钢退磁曲线，即更新环境温度(20℃)下的永磁磁钢退磁曲线，获得电机在温度Tn下的永磁磁钢退磁曲线：
[0044]
[0045] 其中：
[0046] 其中，Bi(Tref)、Hi(Tref)和Bi(Tn)、Hi(Tn)分别为温度Tref和温度Tn下的磁感应强度和磁场强度。将得到的更新后电机在温度Tn下的永磁磁钢退磁曲线数据反馈到步骤2建立的磁通切换外转子电机的环境温度下的二维电磁场模型，获得温度Tn下电机的二维电磁场模型。
[0047] 参照步骤3，采用与步骤3的雷同方法，基于Maxwell软件对电机进行电磁性能仿真和电磁性能分析，利用Maxwell软件对电机仿真出电机在温度Tn下的平均输出转矩Tem(Tn)、铁芯损耗PFe(Tn)，以及永磁磁钢5的涡流损耗Pe(Tn)和铜耗Pcu(Tn)，并将铁芯损耗PFe(Tn)、永磁磁钢涡流损耗Pe(Tn)和铜耗Pcu(Tn)导入到三维温度场模型中，通过Fluent仿真得到电机运行达到稳定时的温度Tn+1。
[0048] 步骤6：比较步骤4计算出的温度Tn和步骤5计算出的温度Tn+1，其比较公式如下：
[0049] |Tn-Tn+1|≤σ (8)
[0050] 其中，σ是根据温度收敛的要求给定的温度设计精度，当不满足条件|Tn-Tn+1|≤σ时，则更新对应温度下材料的温度特性，即采用与步骤5雷同的方法来更新温度Tn+1对应的永磁磁钢退磁曲线，也就是更新温度Tn下的永磁磁钢退磁曲线，获得电机在温度Tn+1下对应的永磁磁钢退磁曲线。然后再采用与步骤3雷同的方法，得到温度Tn+1下对应的平均输出转矩Tem(Tn+1)，铁芯损耗PFe(Tn+1)，永磁磁钢涡流损耗Pe(Tn+1)和铜耗Pcu(Tn+1)，并又一次导入到三维温度场模型中，通过Fluent仿真得到电机运行达到稳定时的温度Tn+2，再将温度Tn+2进行比较，如此循环直至满足条件。
[0051] 步骤7：如若满足公式(8)的|Tn-Tn+1|≤σ收敛条件，则需利用Maxwell软件仿真出电机得到在温度Tn+1下的平均输出转矩Tem(Tn+1)的值，再判断平均输出转矩Tem(Tn+1)的值是否等于步骤3得到出的平均输出转矩Tem的值，若不等于，则需要比较平均输出转矩Tem(Tn+1)和平均输出转矩Tem，即将本发明设计的电机与传统设计方法设计的电机的平均输出转矩作对比：
[0052]
[0053] 式中，KT为转矩比例因子，表示为传统设计的电机经过温度影响后对电机平均输出转矩影响前后的对比比例，Tem为不考虑温度影响即步骤3计算出的平均输出转矩，Tem(Tn+1)为考虑温度升高影响后即步骤6计算出的平均输出转矩。当平均输出转矩Tem(Tn+1)的值等于平均输出转矩Tem的值时，则可直接根据平均输出转矩Tem(Tn+1)确定出电机的最终尺寸。
[0054] 参见图4，图4的曲线E表示传统设计方法即步骤3所计算的平均输出转矩，曲线F表示通过步骤6计算后对应温度下的平均输出转矩。从图4可以看出，传统方法设计的电机在经过温度影响后，其平均输出转矩下仅为19.03Nm。因此，本发明引入电机的转矩比例因子KT，通过图4的对比分析，利用公式(9)得到磁通切换外转子电机的KT＝0.85。
[0055] 根据转矩比例因子KT，可对传统设计电机进行修正设计。在磁通切换外转子电机2
的优化设计过程中，定义电机的修正因子为k， 即k值为KT的倒数，并且k＝m 1·m2，其中，m1和m2分别为优化后的定子内径Dsi(temp)和定子极弧系数cs(temp)的修正系数。经以下计算公式获得优化后的电机定子内径Dsi(temp)和定子极弧系数cs(temp)，计算公式如下：
[0056] Dsi(temp)＝m1Dsi；cs(temp)＝m2cs；
[0057] Dsi、cs分别是传统设计基础上的电机的初始定子内径和定子极弧系数，其中，优化后的定子极弧系数cs(temp)需要满足条件0.15
[0058] 根据优化后的定子内径Dsi(temp)和定子极弧系数cs(temp)的以及电机的其它参数，计算得到优化后的平均输出转矩Tem(temp)：
[0059]
[0060] 式中：
[0061] 步骤8：由公式(1)和(2)可知，在优化初始定子极弧系数cs会不可避免的造成初始转子极弧系数cr和初始永磁磁钢极弧cpm的改变。因此为保证磁通切换外转子电机在最终平均输出转矩Tem(temp)运行的基础上也需要对初始转子极弧系数cr和初始永磁磁钢极弧cpm进行优化，满足如下条件：
[0062]
[0063] 式中，crn是最终转子极弧系数，cpmn是最终永磁磁钢极弧。从而可以降低磁通切换外转子电机的转矩脉动，提高空载反电动势的正弦度。
[0064] 本发明提出的基于电热双向耦合的磁通切换外转子电机的设计方法获得的结果如图5所示，在经过温升影响后，传统设计方法设计的目标的电机的平均输出转矩曲线如图4的曲线E所示其值为19.03Nm，经过本发明所使用的设计方法后，在温度影响后的平均输出转矩为22.8Nm，且转矩脉动仅为14.43％。由此可知，本发明所提出方法与传统设计方法相比，所设计出的电机更能满足现代电动汽车的运行需求。
