DOI: 10.11817/j.issn.1672-7207.2018.10.013

电动汽车用可变磁通外转子轮毂直驱永磁电机研究

刘建林^{1, 2}，冯垚径¹，李芳¹，刘波¹，冯洲³

(1. 湖南大学 电气与信息工程学院，湖南 长沙，410082；

2. 湖南机电职业技术学院 电气工程学院，湖南 长沙，410151；

3. 湖南创博龙智信息科技股份有限公司，湖南 长沙，410205)

摘要：针对电动汽车用轮毂直驱电机技术研究现状，提出一种新型外转子结构的可变磁通永磁电机(variable flux permanent magnet motor, VFPMM)。首先提出该电机的结构拓扑，结合钕铁硼(NdFeB)永磁体转矩增强和铝镍钴(AlNiCo)永磁体磁通可变的特点，分析磁通调节的机理。其次，讨论电机的电磁设计规律，分析和推导永磁体的设计和计算方法，并在此基础上设计1台功率为3 kW的样机。通过有限元仿真，分析设计样机的磁化特性，获得电机的基本运行性能曲线和效率map图，验证所提电机设计的合理性。最后，制作实验样机。研究结果表明：该样机的恒功率调速范围宽，动态性能良好，全局效率较高，满足设计指标要求。

关键词：外转子永磁电机；可变磁通；磁化特性；轮毂直驱；有限元

中图分类号：TM315           文献标志码：A       文章编号：1672-7207(2018)10-2462-10

Research on direct drive permanent magnet motor of variable flux external rotor hub for electric vehicle

LIU Jianlin^{1, 2}, FENG Yaojing¹, LI Fang¹, LIU Bo¹, FENG Zhou³

(1. College of Electrical and Information Engineering, Hunan University, Changsha 410082, China;

2. College of Electrical Engineering, Hunan Mechanical and Electrical Polytechnic, Changsha 410151, China;

3. Hunan POWERISE Information Technology Co. Ltd., Changsha 410205, China)

Abstract: Based on the research status on the in-wheel direct-drive motor, a novel in-wheel direct-drive variable flux permanent magnet motor(VFPMM) with an outer-rotor was proposed. The basic structure of this motor was described firstly, and the flux-adjusting principle was analyzed combining the torque enhancement of NdFeB permanent magnet (PM) and the flux variability of AlNiCo PM. Then the electromagnetic design rule of the motor was discussed. The design and calculation method of the PM dimensions was analyzed and deduced, based on which a 3 kW prototype was designed. The magnetization characteristics of the prototype were analyzed, and the basic operation performance curve and efficiency maps were obtained through finite element simulations, which verified the rationality of the design. Finally, the experimental prototype was made. The results show that the prototype has a wide range of constant power speed regulation, good dynamic performance and high overall efficiency, which can meet the design requirements.

Key words: outer-rotor permanent magnet motor; variable flux; magnetization characteristics; in-wheel direct-drive; finite element

当今社会，汽车已成为人类不可或缺的交通工具。数目庞大的燃油汽车一方面耗用了巨量有限的石油资源，另一方面也造成了极大的环境污染。出于环保和节能的双重考虑，人们亟需寻找燃油汽车的替代产品。不消耗石油资源、清洁无污染的电动汽车近年来受到人们的广泛关注并取得快速发展^[1-3]。轮毂直驱作为一种新兴的电动汽车驱动方式，是电动汽车未来的发展趋势^[4-6]。电动汽车中电机的节能对提升电驱动系统乃至整车性能至关重要。永磁同步电机的转子磁场由永磁体产生，省去了转子铜耗绕组，大大减小了电机的体积和质量，降低了损耗，尤其是稀土永磁同步电动机(rare earth permanent magnet synchronous motor, REPMSM)因其高转矩密度和高效率常常被优先选择^[7-9]。然而，永磁同步电机由于永磁磁场不可控，电机的调速范围较窄，需采取控制策略来拓展其转速范围^[10-12]。为提高最大转速，电机常采用弱磁控制，但实施中往往难以达到预期效果，并伴随一系列新的问题：对逆变器容量要求高，弱磁所需电流引起定子铜耗增加^[13-14]，弱磁时可能出现逆变失败导致变频器功率器件损坏等。为了从本体设计方面提高弱磁扩速性能，研究者们陆续提出了一些新结构的永磁电机。除混合励磁永磁电机除转子上的永磁体提供磁通外，在定子上还布置一套环形直流励磁绕组，气隙磁场由永磁体和电励磁这2种励磁方式共同建立，依靠直流环形磁电励磁绕组容易调整气隙磁场^[15-17]，有利于弱磁扩速。但这种结构的电机功率密度较低，负载时励磁电流较大，效率不高。程树康等^[18]提出一种永磁磁路变磁阻可控磁通永磁电机，采用特殊的永磁体槽隔磁设计，利用离心力作用下永磁体在槽内的滑动，可实现转速升高时永磁磁场的自动减弱。但该电机的永磁体与铁心间存在较大的电磁力、摩擦力、重力、热胀冷缩等问题，且实施较复杂。上述研究的电机结构显然并不适用于电动汽车轮毂直驱系统。为此，本文提出一种适合于轮毂直驱应用的可变磁通的新型外转子永磁同步电机(variable flux permanent magnet motor, VFPMM)。电机采用钕铁硼(NdFeB)永磁体与铝镍钴(AlNiCo)永磁体共同构成复合式磁极，通过在定子绕组内施加可控的直流电流矢量脉冲i_d即可改变铝镍钴永磁体的磁化状态，从而调节气隙磁通，实现电机的本体弱磁。电机的外转子结构相对于内转子而言，更容易实现大转矩和较低的转矩脉动，可保证较宽的恒功率运行调速范围和良好的动态性能。

1  电机拓扑和磁通调节机理

图1所示为外转子直驱式电动轮结构示意图，电机外转子和轮胎的轮辋直接连接，省去减速器，简化了机械结构，可提高传动效率，减小汽车质量，加大车身空余空间。

图1  外转子轮毂直驱电动机结构示意图

Fig. 1  Wheel structure with outer-rotor motor

电机采用内置式改进U型磁路结构，如图2所示。恒定磁通的钕铁硼永磁与可变磁通的铝镍钴永磁共同构成复合式磁极。钕铁硼永磁体具有高矫顽力，极性恒定，处于径向磁路位置，作为主要励磁提供气隙主磁通，保证电机的高功率密度；铝镍钴永磁体矫顽力低，且易被外部磁场磁化，处于切向磁路位置，可由定子绕组中施加的正反向i_d脉冲产生的直轴电枢磁动势正反向磁化，起到调节磁场的作用，从而确保电机的可靠弱磁，扩大高速运行范围。

图2  电机拓扑结构

Fig. 2  Topology of proposed motor

图3所示为简化模型下的电机磁通调节机理。通过将正(负)脉冲施加到定子绕组以产生电枢磁动势实现正(负)向磁化。正向磁化指的是铝镍钴永磁体的磁化方向与钕铁硼永磁体的磁化方向相同；负向磁化时，钕镍钴永磁体的磁化方向与钕铁硼永磁体的磁化方向相反，此时，钕铁硼永磁体提供的部分磁通量将在转子铁芯内与铝镍钴永磁体提供的磁通形成回路而造成短路，因此，可以调整磁场以实现磁通弱化，从而扩大高速运行范围。

图3  简化模型下的电机磁通调节机理

Fig. 3  Operating principle of proposed machine

2  电磁设计

2.1  技术指标

外转子轮毂直驱电机的额定转速取决于所匹配车辆的经济车速，峰值转速一般按照额定转速的3倍来确定；电机的供电电源是由车载蓄电池提供恒定的直流母线电压，通过控制器调节输出；电机额定转矩可根据车辆驱动力要求计算得到，由转速和转矩确定电机功率。本文结合某车型的实际动力特性，设计电机的主要技术指标，如表1所示。

表1  电机主要技术参数

Table 1  Main technical parameters of motor

2.2  主要尺寸的选择

电机的主要尺寸(定子外径和铁芯长)由电磁转矩和电、磁负荷决定。对于调速型永磁同步电动机，转矩与电、磁负荷及电机主要尺寸之间有如下关系：

            (1)

式中：T_N为电动机额定转矩；A为电负荷有效值；B_δ1为气隙磁通密度基波幅值；L_ef为电枢铁芯长度；D_a为外转子电机的定子外径。各变量取值均采用国际标准单位制。

2.3  定子绕组设计

感应电机常用的绕组形式对于永磁同步电机同样适用。综合考虑电机性能要求，本文采用8极36槽的双层短距分数槽绕组设计。对于这种形式的绕组，节距选取比较灵活，能够使电机磁动势谐波含量更小，空载反电动势波形更接近于正弦波；短距绕组线圈的端部较短，可节约铜线，减小绕组电阻，降低铜耗。图4所示为本文设计的跨距为4的定子绕组接线图。

图4  定子绕组接线图

Fig. 4  Stator winding connection

2.4  永磁材料的选取

钕铁硼永磁体具有很高的磁能积和矫顽力，能够保证电机较高的转矩密度。本文采用的钕铁硼永磁体牌号为N30UH。铝镍钴永磁体的显著特点是剩磁密度高(最高可达1.35 T)、矫顽力低(通常小于160 kA/m)，退磁曲线弯曲，内禀退磁曲线与退磁曲线非常接近。基于其磁化特性，施加充磁脉冲电流和去磁脉冲电流即可改变铝镍钴永磁体的磁化程度，因而能够使电机实现灵活的调节磁场。此外，铝镍钴永磁体在高温下抵抗退磁能力很强，适合于电动汽车的工作环境。

图5所示为不同等级的铝镍钴永磁体的退磁曲线。

由图5可知：铝镍钴9和铝镍钴5能够在高磁密条件下运行。但采用铝镍钴5时，需要的磁导系数大，意味着永磁体厚度很大，容易造成重新磁化过程困难。此外，铝镍钴5的高磁密对磁导系数的变化非常敏感，电枢反应引起的轻微饱和会增加硅钢片磁阻，引起磁密大幅度下降，从而导致转矩下降。而铝镍钴9能够提供更加稳定的运行点，在较宽的磁场强度范围内退磁曲线呈线性，需要的磁导系数小，意味着永磁体厚度较小。因此，本文采用铝镍钴9来设计转子复合磁极。

图5  不同等级铝镍钴退磁曲线

Fig. 5  Demagnetization curves for different grades of AlNiCo PM

2.5  永磁体设计

外转子永磁电机的磁路计算一般可参照内转子永磁电机的设计方法。但需要注意的是，外转子电机的转子轭部可供永磁体放置的空间有限，而本文所提出的可变磁通外转子电机采用了2种永磁体的复合式结构，永磁体放置的空间冲突更明显。因此，结合磁通调节需求，合理设计复合磁极结构，对VFPMM的性能至关重要。

本文基于等效磁路法，对铝镍钴和钕铁硼这2种永磁体的结构进行分析和计算。图6所示为电机几何参数示意图。

图6  几何参数变量的标注

Fig. 6  Illustration of geometric parameters of motor

2.5.1  钕铁硼永磁体尺寸设计

钕铁硼永磁体对气隙磁通的贡献起主要作用，其厚度和宽度可根据传统永磁电机的经验公式计算得到。但由于电机运行中需要施加直轴去磁脉冲电流，故还要考虑防止产生不可逆退磁。在改变铝镍钴永磁体磁化状态时，去磁电流脉冲的作用时间一般只有几十毫秒，由此引起的电机温升不大，根据本文采用的钕铁硼永磁体性能参数，按照传统电机设计原则考虑温升即可。施加最大去磁电流时，对作用在钕铁硼永磁体上的磁通密度和磁场强度进行计算，保证工作点高于其退磁曲线的拐点。

内置径向式转子磁路结构永磁体的预估公式如下：

           (2)

式中：h_Nd和w_Nd分别为钕铁硼永磁体的厚度(磁化方向长度)和宽度；b_m0为永磁体空载工作点预估值；l_g为气隙长度；σ₀为空载漏磁系数；τ₁为极距；B_r为工作温度时的永磁体剩磁密度；K_Φ为气隙磁通的波形系数；K_s为电动机的饱和系数(取值范围1.05~1.30)；K_a为与转子结构有关的系数(取值范围为0.7~1.2)。

2.5.2  铝镍钴永磁体尺寸设计

铝镍钴永磁体的磁化方向长度h_Al决定其工作点，宽度w_Al则与磁通调节能力有关。铝镍钴永磁体工作点如图7所示。

图7  铝镍钴永磁体工作点

Fig. 7  Working points of AlNiCo PM

如图7所示，铝镍钴永磁体的工作点为退磁曲线和气隙线的交点A。若外加去磁磁场强度达到H_d，则永磁体将会完全去磁，该磁场强度比铝镍钴永磁体的矫顽力略大；若要重新磁化永磁体，则磁场强度需要达到H_m，在该磁场强度作用下，永磁体达到饱和磁通密度B_s。当磁场强度移去后，永磁体工作点会沿着退磁曲线回复到气隙线。很明显，重新磁化需要的磁场强度H_m明显大于去磁磁场强度H_d。

定义钕铁硼、铝镍钴和气隙的磁阻分别为R_Nd，R_Al和R_g，相应的计算公式如下：

           (3)

            (4)

               (5)

式中：μ₀为真空磁导率；μ_rNd和μ_rAl分别为钕铁硼和铝镍钴永磁体的相对磁导率；L_stk为永磁体轴向长度；h_Al和w_Al分别为钕铁硼永磁体的厚度和宽度。

正向磁化状态下的等效磁路如图8所示，其中F_mag为电枢绕组的磁动势，F_Nd和F_Al分别为钕铁硼和铝镍钴永磁体的磁动势。图9所示为磁路分析过程图，其中Φ₁为通过钕铁硼永磁体的磁通，Φ₂为通过铝镍钴永磁体的磁通，F₂₁为戴维南等效磁动势，R₂₁为戴维南等效磁阻。

图8  正向磁化状态等效磁路

Fig. 8  Equivalent magnetic circuits under positive magnetization

图9  正向磁化状态戴维南等效磁路分析

Fig. 9  Venin equivalent analysis under positive magnetization

由图9(a)可得通过钕铁硼永磁体的磁通为

             (6)

戴维南等效磁动势和磁阻计算如下：

  (7)

             (8)

戴维南等效磁动势加在铝镍钴永磁体上。式(7)中右边第2项由钕铁硼永磁磁动势F_Nd决定，磁化磁动势F_mag必须足够大来补偿F_Nd，以实现铝镍钴的正向磁化。因此，实现铝镍钴永磁体正向磁化的条件是：完全充磁时磁场强度大于H_m，即

      (9)

式中：F_mag+中后面的正号表示为正向磁化状态；H_Al为铝镍钴永磁体的矫顽力；系数K_instric为饱和磁化强度相对于矫顽力的比值。

由式(9)可知铝镍钴永磁体的厚度需满足

          (10)

若电枢绕组中没有电流(空载)，则戴维南等效磁动势只由钕铁硼永磁体决定，F₂₁中的式(7)中右边第1项为0，即

             (11)

式(11)中的负号表明钕铁硼有反向磁化铝镍钴的趋势，因此，有必要确保铝镍钴足够厚来抵抗这个磁场强度。为了使气隙磁密足够大，通过铝镍钴的磁通应该尽可能大。因此，铝镍钴永磁体厚度的选取条件如下：

          (12)

即

           (13)

式中：K_knee为拐点磁场强度与矫顽力的比值。

反向磁化也称为弱磁，是将铝镍钴永磁体反向磁化，使其削弱钕铁硼永磁体产生的磁场，其磁路分析与推导正向磁化过程分析相似，如图10所示。

经计算得到戴维南等效磁动势和磁阻为

         (14)

                (15)

式中：F_mag后面的正号表示为反向磁化状态。戴维南等效磁动势包含2个正的项，表明钕铁硼的磁动势辅助电枢绕组磁动势一起对铝镍钴进行反向磁化。因此，需要的电枢磁动势小于正向磁化需要的磁动势，即

图10  反向磁化状态戴维南等效磁路分析

Fig. 10  Venin equivalent analysis under negative magnetization

    (16)

在反向磁化过程中，由式(16)可得铝镍钴永磁体的选取原则如下：

   (17)

因此，铝镍钴永磁体的厚度应满足

         (18)

综合式(10)，(13)和(18)，即可得到铝镍钴永磁体厚度的选取范围。

铝镍钴宽度的选取主要考虑磁通调节能力。通过前述分析可得空载时电机的等效磁路如图11所示。

图11  空载时电机等效磁路

Fig. 11  Equivalent magnetic circuits of motor under no-load

正向磁化和反向磁化2种磁化状态下的气隙磁通分别为

     (19)

     (20)

则磁通调节比可定义为：

       (21)

从式(21)可以看出：磁通调节比α_m主要取决于2种永磁体的矫顽力与宽度乘积之比。经分析可知：这2种永磁体的矫顽力恒定，且当钕铁硼永磁体的宽度不变时，铝镍钴永磁体宽度越大，则磁通调节比越大，意味着电机的弱磁扩速范围越大。

2.6  电机基本设计方案的确定

以额定功率3 kW、额定转速500 r/min的8极内置式转子磁路的外转子永磁同步电动机为例，求得额定转矩T_N=57.3 N·m。选用钕铁硼永磁体牌号为N30UH，剩磁密度B_r=1.08 T，矫顽力H_c=822.5 kA/m，电动机气隙磁通密度B_δ通常为(0.60~0.85) B_r，气隙磁通密度基波幅值B_δ1可预取为0.75 T；电机采用水冷方式和F级绝缘，参考同功率等级的异步电动机，线负荷取值为A=250 A/m。因轮毂电机采用外转子结构，其直径比内转子电机的大，轴向长度相对较短，故长径比L_ef/D_a设计在0.3~0.5范围内。

结合前述磁路分析，可得到电机的主要设计参数如表2所示。

表2  电机主要设计参数

Table 2  Main design parameters of the proposed machine

3  电机磁化特性分析

空载反电动势是永磁电机设计中考核的1个重要参数，反映了电机是运行于增磁状态还是去磁状态^[19-22]。本文基于铝镍钴永磁体的磁滞模型，对电机空载反电势进行有限元仿真计算，以获得电机的磁化特性。

分析去磁特性时，将铝镍钴永磁体设置为正向磁化状态，并施加负的直轴电流；分析重新磁化特性时，将铝镍钴永磁体设置为反向磁化状态，并施加正的直轴电流。

3.1  去磁特性

在额定转速下，当铝镍钴永磁体初始状态为正向磁化时，施加不同去磁电流后的电机相空载反电动势波形见图12。从图12可以看出：不同去磁电流下反电势幅值差别明显，波形的正弦性较好。

电机空载相反电势有效值随直轴去磁电流有效值增大的变化趋势见图13，其中负号表示电流具有去磁性质。从图13可以看出：当去磁电流有效值在0~3 A范围内时，空载反电势基本不变；当去磁电流有效值在3~15 A范围内时，随着去磁电流增大，反电势几乎成正比下降；当去磁电流有效值大于15 A时，电机反电势保持最小值基本不变，表明铝镍钴永磁体去磁达到饱和；继续增大去磁电流对降低反电势的作用很小。可见，完全去磁电流有效值大约为额定电流的1.5倍。

图12  额定转速下不同去磁电流I_d施加后的相空载反电势

Fig. 12  Simulated back-EMF under different demagnetizing currents at rated speed

图13  不同去磁电流施加后的相空载反电势有效值

Fig. 13  Change of back-EMF with demagnetizing current

3.2  重新磁化特性

在额定转速下，当铝镍钴永磁体初始状态为反向磁化时，施加不同磁化电流后的相空载反电动势波形见图14。从图14可以看出：反电动势幅值随着充磁电流的增加而增大，波形正弦性较好。

类似于去磁过程，图15所示反映了电机相空载反电势有效值随直轴磁化电流有效值增大的变化趋势。从图15可见：当磁化电流有效值在0~10 A范围内时，空载反电势维持最小值基本不变；当磁化电流有效值在10~45 A范围内时，随着磁化电流增大，空载反电动势有效值呈非线性上升，磁化电流越大，其增加的幅度越小；当磁化电流有效值大于45 A时，电机反电势有效值保持最大值基本不变，表明铝镍钴永磁体充磁达到饱和，继续增大磁化电流对提高反电势的作用很小。可见：完全充磁电流有效值大约为额定电流的4.5倍；当磁化电流大约为30 A时，反电势处于中间值，此时认为铝镍钴永磁体处于半磁化状态。

图14  不同磁化电流I_d施加后的相空载反电势

Fig. 14  Simulated back-EMF under different magnetizing currents at rated speed

图15  不同磁化电流施加后的相空载反电势有效值

Fig. 15  Change of back-EMF with magnetizing current

4  电机运行性能分析

4.1  转矩转速曲线和功率转速曲线

为了确认该电机的扩展速度范围，计算不同磁化状态下的转矩-转速曲线。图16所示为电机在3种状态下的转矩转速曲线。从图16可见：正向磁化状态下最高转速在基速附近，而反向磁化状态下最高转速达到2 000 r/min。可见：在不施加额外弱磁电流的情况下，本文提出的电机能够有效和灵活地实现宽转速范围运行。图17所示为电机在不同磁化状态下的功率转速曲线。从图17可见：随着磁化水平降低，电机的恒功率转速范围增大。

图16  转矩-转速曲线

Fig. 16  Torque-speed curves

4.2  效率map图

所提出的可变磁通永磁电机的主要优点是消除了电机高速运行时所需要的连续直轴去磁电流-i_d，使得电机在高速区间效率升高，因此，有必要研究所提出的电机在不同磁化状态下的效率分布。本文采用有限元法预测电机的效率map图。控制策略采用i_d=0 A，考虑不同转速、转矩下的铁耗、铜耗，得到电机在正向磁化、半磁化和反向磁化这3种状态下的效率map图，如图18所示。

从图18可见：当电机在正向磁化状态下，由于电机输出转矩可高达57 N·m(见图16)，效率也较高；当电机在反向磁化时，虽然低速区转矩较小(见图16)，但在高速区的电机效率得到较大提升。在电机实际运行过程中，可根据运行工况切换合适的永磁体磁化状态：在低速大转矩运行区间，将电机设置为正向全磁化，以获得较大的转矩输出；在高速恒功率区，切换为反向全磁化状态，以提升高速区效率。因此，组合2种运行状态的优点，可以得到图18(d)所示的效率map图，结果表明设计电机具有较高的全局效率。

图17  功率-转速曲线

Fig. 17  Power-speed curves

图18  不同磁化状态下的效率map图

Fig. 18  Efficiency maps under different magnetizations

5  样机与测试

为验证设计方案的合理性，根据前述设计参数制作1台可变磁通外转子永磁轮毂电机样机。样机结构如图19所示，电机端部安装有编码器，以检测转子位置和转速等信息。

样机试验测试平台如图20所示。经测试，样机在空载和额定负载下的性能满足设计指标要求。

为了进一步完善样机研制并奠定应用基础，还将对不同工况下的负载特性和磁通调节特性在后续的实验研究中进行分析验证。

图19  样机结构

Fig. 19  Structures of the prototype

图20  实验样机测试平台

Fig. 20  Test platform of prototype

6  结论

1) 提出一种适用于轮毂直驱的可变磁通外转子永磁同步电动机。采用钕铁硼永磁体和铝镍钴永磁体构成复合磁极，通过改变铝镍钴永磁体的磁化状态，能够调节气隙磁通，实现电机的本体弱磁，提高弱磁扩速能力。

2) 总结了所提电机的电磁设计方法，分析推导了铝镍钴永磁体的设计规律和磁通可调比的计算公式，并对1台功率为3 kW、额定转速为500 r/min的样机进行了电磁方案设计。

3) 完全去磁电流为1.5倍额定电流，完全充磁电流为4.5倍额定电流，重新磁化比去磁困难。

4) 设计样机具有较宽的恒功率调速范围和良好的动态性能，全局效率较高，验证了设计方案的合理性，经试验测试，样机能够满足基本设计指标要求。

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(编辑  陈灿华)

收稿日期：2018-03-10；修回日期：2018-05-15

基金项目(Foundation item)：国家自然科学基金资助项目(51407064)；湖南省自然科学基金资助项目(2018JJ5030)(Project(51407064) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(2018JJ5030) supported by the Natural Science Foundation of Hunan Province)

通信作者：冯垚径，博士，助理教授，从事电机技术、智能控制技术研究；E-mail：fengyaojing@hnu.edu.cn