为推动电动汽车关键共性技术发展，服务于成员单位技术研发需求，自成立以来，联盟一直持续开展整车及关键零部件前沿、共性技术研究工作，形成了大批研究成果，推动了电动汽车产业技术创新和进步。2023联盟共立项共性技术课题22项，为推动课题交流和成果共享，联盟将持续发布在研课题研究进展和成果，最大化发挥课题研究价值。
高性能驱动电机及关键材料技术研究课题由哈尔滨理工大学谢颖教授承担，课题面向新能源汽车电机对高功率密度和高效率的需求，通过多学科交叉理论和实验方法，解决电机设计中的科学问题，包括电机拓扑结构的优化设计和优选方法，以及新材料在电机设计中的设计准则，并通过电-磁-流-热-声多场协同设计，给出水油复合冷却或直接油冷设计方案，完成低振动噪声电机设计。随着车用驱动电机不断发展，对电机性能提出了更高要求，并且在电机设计过程中需综合考虑电-磁-热-声等多场域性能表现。首先根据性能要求与尺寸限制，确定电机的基本参数。通过有限元软件maxwell对电机进行建模及仿真计算，电机有限元二维模型如图1所示，电机定子采用扁线绕组，转子永磁体采用双V结构。为研究不同绕组层数时扁线绕组交流铜耗情况，通过有限元仿真对比了8层和10层绕组在最高转速16000rpm下的交流损耗，损耗密度分布结果如图2所示。在给定额定电流以及最高转速下，8层绕组和10层绕组的交流铜耗分别为1.32kW和1.10kW，10层绕组相比于8层可以降低约20%的交流铜耗，因此最终选择10层扁线绕组。![]()
2. 电机电磁性能分析
为验证电机性能是否满足指标要求，采用有限元法对电机各方面电磁性能进行分析，首先针对电机空载工况进行仿真校核，电机空载反电势及其谐波分布如图3所示，可以看出空载反电势呈正弦性分布，基波幅值为112V，谐波畸变率为4.67%。
永磁电机的齿槽转矩对电机运行平稳性及振动噪声等有着重要影响，故在永磁电机设计时需重点关注。仿真得出齿槽转矩波形如图4所示，齿槽转矩峰-峰值为0.26N·m。前文完成了电机空载工况下的仿真分析，接下来进一步对电机负载工况下运行状态进行研究，主要分析电机的输出转矩情况。车用永磁同步电机通常追求较小的转矩波动以保证电机运行的平稳性，状态转矩波动可表示为：
式中：Tripple为转矩波动；Tmax为最大转矩值；Tmin为最小转矩值；Tavg为平均转矩值。以有限元法得出电机额定及峰值工况下转矩如图5所示。
根据图5可以得出电机额定和峰值工况下平均转矩分别为105.4N·m和298.8N·m。满足电机设计指标中的转矩要求。此外，根据公式计算得出电机额定工况和峰值工况下的转矩波动分别为4.6%以及5.9%。通过有限元方法绘制出电机的效率MAP特性如图7所示，可以看出电机最高效率为97.12%，高于电机设计要求。同时可以看到电机高效区域面积较大，计算得出电机效率大于80%的区域占总效率MAP图面积的90%以上，最大效率区域集中在额定工况附近，证明了电机满足技术指标要求。对于车用永磁同步电机来说，在设计时除了要考虑电磁性能之外，还需要关注电机的转子机械强度，电机最高设计转速为16000rpm，并且内置式双V型转子结构中间磁桥部分和外部磁桥部分设计的相对较窄，在电机高速运行时受离心力的影响，有可能导致转子结构损坏，影响电机的正常运行，为此有必要对转子结构进行机械强度校核。通过仿真计算得到电机最高转速及1.1倍最高转速下转子应力及形变如图7所示。
可以看出此时电机转子所受应力大于转子硅钢片的屈服强度，因此需要对其进行优化设计，优化后转子结构如图8所示
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图8 优化后转子结构
转子结构优化后的应力仿真分析结果如图9所示，可以看出优化后的转子结构在16000rpm时所受的最大等效应力为335.37Mpa，相比于优化前降低了104Mpa，优化后结构在1.1倍最高转速下最大应力为405Mpa，仍未超出转子硅钢片屈服强度，可以看出，优化后的转子结构在考虑安全裕量的情况下依然满足安全可靠运行要求。
图10给出所设计电机的三维模型及冷却通道流体域模型。从图中可以看出本研究中所设计的冷却结构主要包括两部分，一部分是定子背部环形冷却通道，用于冷却定子铁心。另一部分绕组端部淋油冷却。本研究中所设计冷却结构包含定子背部油路以及端部淋油结构两部分，由于两部分冷却结构为串联式设计，两部分流量总和即为入口流量，所以确定其中一部分流量即确定了整体的流量分配情况。首先针对定子背部油路进行详细的流场仿真分析。虽然匝数对于定子背部油路流量影响很小，但不同匝数下定子背部油路的散热效果会受到流速、流阻、等流体参数影响，因此建立了只包含定子铁心与冷却结构的温度场计算模型如图11所示，仿真过程中值考虑定子铁耗，通过CFD方法计算得出不同油路匝数下定子温度并研究不同油路匝数下的散热效果，温度分布如图12所示。
可以看出，当定子背部厚度同为2mm时，随着油路匝数的增多定子温度逐渐降低，因此最终确定定子背部油路厚度为2mm，匝数为8匝。接下来将着重分析冷却结构的端部淋油特性。针对不同喷油孔直径和数量下的流场特性及喷油效果进行了研究，选择喷油孔数量为9个或11个，如图13所示。此外，选取喷油孔直径为1.5mm，2mm，2.5mm，3mm四种尺寸。所以共得出8种喷油孔设计方案如表2所示，首先针对8种方案进行喷油环压力分析，结果如图14所示。表2 喷油孔设计方案![]()
从图14可以看出，喷油孔的孔径越小，压力越大，喷油环及喷油孔的压力分布越均匀。与此同时，在孔径相同的情况下，布置9个孔时喷油环的压力略高于布置11个孔时。这说明了9个孔的平均喷淋流速要大于11个孔。此外，为了量化喷油孔直径和数量两个因素对喷油效果的影响，表3给出了具体的流量分布结果。![]()
由表3可以看出，从方案A1到方案D2，喷油孔中的最大流量呈现逐渐增大趋势，最小流量呈现逐渐减小趋势，因此两者之间的差值也逐渐增大。同时，喷油孔的平均喷射速度逐渐降低。为了研究孔径和孔数对冷却结构喷油效果的影响，设计了可更换喷油孔的电机壳体，如图15所示。该电机壳体采用3D打印方法构建，可进行不同孔数量及排布方式下的油路实验验证。首先针对8个方案依次进行实验分析，观测喷油效果并对喷油孔的流量进行测量，在实验中观测到的各方案下的喷油性能表现如图16所示。可以看出，从方案A到方案D，喷油效果明显减弱，这与仿真结果是一致的。此外，由于在方案C和方案D中，从孔中缓慢溢出的油无法被量杯收集，因此最小流量记录为零，这将导致误差增加。
另外，图17给出了仿真和实验得到的最大流量差对比，并在图17中标注了仿真结果相较于实验结果的误差。可以看出，仿真和实验得到的最大流量差变化情况是一致的，均随着孔径的增大而呈现出明显的增大趋势。方案A和B的误差小于5%。![]()
图17 仿真和实验得到的最大流量差
为了研究喷油性能对电机温度的影响，接下来通过粒子法、流固耦合温度场分析方法对不同喷油方案下的绕组端部油膜覆盖率和电机温度场情况进行详细分析。在传统的温度场计算方法中，绕组端部通常被等效为实心圆环从而降低建模难度，减少网格数量以及加快计算速度。但对于发卡式绕组淋油冷却永磁同步电机来说，等效的绕组端部不能准确地表征冷却油在绕组端部的缝隙及层间的流动状态及换热过程，会极大地降低求解精度，因此本文建立了接近真实情况的绕组端部模型，以准确获得冷却油在绕组端部的分布情况并提高温度场计算精度。图18中给出了本文建立的模型以及与传统等效模型的对比。图18 传统等效绕组模型以及本文建立的准确绕组模型对比
基于建立的精确绕组模型，应用运动粒子法仿真软件对绕组端部的油膜覆盖率进行求解，求得方案A1，A2，D1下的插线端绕组端部油膜覆盖情况如图19所示。可以看出，由于方案A1和方案A2喷油效果较为均匀，方案A1和A2的绕组端部油膜覆盖率明显高于方案D1。三种方案绕组插线端的油膜覆盖率分别为30.48%、27.88%和13.24%。
选取方案A1，A2，D1这三种方案进行温度场计算分析，电机温度场计算结果中温度分布如图20所示。电机各部件最高温度在表4中给出。从图20可以看出，绕组温度分布与油膜覆盖范围一致，可以得出方案A1温度最低，高温区域的面积最小且温度最低，温度分布也更加均匀。
表4 电机各部件最高温度(℃)
本文所设计电机技术指标要求峰值工况下运行15s，因此采用冷却方案A1对电机峰值工况进行了瞬态温度场计算，结果如图21所示。
可以看出由于峰值工况绕组损耗的急剧增大，电机绕组在15s时间内升高到157.5℃。而转子及永磁体由于损耗不大，温度不超过120℃。总体来说，电机各部件温升在合理范围内，不易发生绝缘劣化以及退磁等故障，进一步证明了本文电机设计的合理性。
