轮毂电机驱动电动汽车（共7篇）
轮毂电机驱动电动汽车 篇1
摘要：为改善电动轮汽车差速转向系统的转向路感, 建立了电动轮汽车差速转向和整车系统的动力学模型。基于鲁棒控制理论, 在保证H∞性能的前提下, 设计了系统PID控制器, 并进行了仿真分析。结果表明, 基于H∞-PID控制的差速转向系统可在满足系统H∞鲁棒性能的基础上, 进一步减小系统的静态误差, 提高差速转向路感系统的灵敏度和系统精度, 使驾驶员获得更为满意的转向路感。
关键词：车辆工程,电动轮汽车,差速转向,路感控制
0引言
电动轮汽车采用轮毂电机独立驱动技术, 通过控制左右车轮差速转矩, 可实现新型差速转向。 在电动轮汽车基础上, 发展一种新型差速转向系统, 使其同时融合主动转向和助力转向功能, 不仅能实现汽车轻便转向和驾驶员满意路感的完美融合, 还能使汽车的安全性与灵活性协调统一, 是一种理想的动力转向技术, 具有广阔的应用前景[1-3]。
目前, 国内外有关电动轮汽车的研究主要集中在动力学建模与驱动转矩控制方面。文献[4]建立了电动轮汽车整车模型、驾驶员模型和道路模型, 对低附着路面和极限概况下的电动轮汽车进行了动力学仿真, 并将其与纯电动汽车进行了对比分析。结果表明, 电动轮汽车具有更好的操纵稳定性。道路试验也验证了电动轮汽车在极限工况和低附着路面下的稳定性和可靠性。文献[5]根据电动轮汽车驱动/制动力矩独立可控的特点, 采用层次化结构的控制分配方法, 对电动轮汽车驱动/制动扭矩进行了优化控制来提高车辆的操纵稳定性。
对电动轮汽车的研究目前主要集中在电动轮驱动技术上, 对差速助力转向技术的研究还较少, 有限的几篇文献主要探讨差速转向原理[6-7]。文献[8]对电动轮汽车差速技术进行了实验研究, 验证了电动轮汽车差速系统在各工况下的实际性能, 但未针对转向路感等转向性能指标进行优化设计或提出具体控制策略。文献[9]设计了一种自适应模拟退火算法来对差速转向系统的转向路感进行系统参数优化, 但并未对转向路感进行实时控制。文献[10]建立了差速转向动力学模型, 提出了差速转向驱动转矩控制 (包括驱动转矩分配控制和横摆角速度反馈控制) 策略, 其仿真结果表明, 该控制策略能让汽车在不同工况下实现差速转向。文献所涉及的差速转向系统虽具有差速功能, 但未涉及动力转向系统的功能, 如电动助力转向和主动转向功能。新型差速转向不仅在结构上能实现差速转向功能, 还可以通过控制系统的力与位移传递特性, 使系统同时融合助力转向和主动转向功能, 实现驾驶员路感和汽车操纵稳定性的协调统一, 拓展传统动力转向系统的功能。
本文建立了新型差速转向及整车系统的动力学模型, 以鲁棒控制理论为基础, 设计了新型差速转向H∞-PID鲁棒控制器, 研究了新型差速转向路感控制机理。
1新型差速转向动力学建模
1.1整车三自由度模型
根据汽车转向特性, 汽车三自由度方程为[11]
式中, g为重力加速度;u为车速;ωr为横摆角速度;m为整车质量;ms为簧载质量;δ 为前轮转向角;α1为前轮侧偏角;α2为后轮侧偏角;φ为车身侧倾角;β为质心侧偏角;l为两前轮之间的距离;a为汽车质心至前轴的距离;b为汽车质心至后轴的距离;h为侧倾力臂;Ix为悬挂质量对X轴的转动惯量;Iz为汽车质量对Z轴的转动惯量;Ixz为悬挂质量对X、Z轴的惯性积;E1为前侧倾转向系数;E2为后侧倾转向系数;Cφ1为前悬架侧倾角刚度;Cφ2为后悬架侧倾角刚度;D1为前悬架侧倾角阻尼;D2为后悬架侧倾角阻尼;k1为前轮侧偏刚度;k2为后轮侧偏刚度;F1、F2为左右车轮的驱动力。
1.2轮毂电机模型
将三相永磁无刷直流轮毂电机作为电动轮驱动电机, 则电机电磁转矩可表示为
式中, Ka为电机转矩系数;iA为电机电流。
左右轮毂电机电磁转矩可分别表示为
式中, T1、T2分别为左右转向轮的驱动转矩。
1.3输出轴子模型
对转向柱输出轴及电机输出轴进行动力学分析, 得到:
式中, Je、Be分别为输出轴的转动惯量和阻尼系数;Tsen为扭杆的反作用转矩分别为输出轴转角、角速度和角加速度;ΔTm为电动轮前轮驱动力差形成的转向转矩;n1为转向螺杆到前轮的传动比;Tr为作用在输出轴上的反作用转矩。
对左右转向轮进行动力学分析, 可得
式中, rw为车轮滚动半径;Im为考虑轮毂电机转动惯量的电动轮等效质量;ω1、ω2分别为左右转向轮的转动角速度。
车轮在牵引力控制的作用下, 滑转率较小, 车轮转动角加速度也可以忽略, 则 ΔTm可进一步表示为
式中, d为轮胎拖距。
1.4输入轴子模型
对转向盘和转向输入轴进行动力学分析, 得到:
式中, Jh为转向盘、转向输入轴的动惯量;Bh为输入轴的黏性阻尼系数分别为输入轴的角速度和角加速度;Th为作用在转向盘上的转向转矩。
转矩传感器依靠扭杆的相对转动产生扭转变形, 扭杆受到的转矩与扭杆的扭转角度成正比:
式中, Ks为与输入轴相连的扭杆的刚性系数;θh为输入轴的转角;θε为输出轴的旋转角。
1.5齿轮齿条子模型
对齿条和小齿轮进行动力学分析, 可得
式中, mr为齿轮齿条的等效质量分别为齿条的阻尼系数、速度和加速度;rp为小齿轮半径;FTR为轮胎转向阻力及回正力矩等作用于齿条上的轴向力。
1.6轮胎模型
假设轮胎的特性是线性的, 并忽略转向引起的侧偏刚度变化, 可得动力学方程:
式中, Js1、Js2分别为左右转向轮绕其主销转动惯量;Bs1、 Bs2分别为左右转向轮的黏性阻尼系数;δ1、δ2分别为左右转向轮的转向角;A为左右转向轮绕主销的回正阻尼系数;C为左右转向轮绕主销干摩擦因数。
2路感控制策略
2.1转向路感
本文采用固定方向盘的方法来分析转向路感:一方面, 它能把路面干扰信息完全传递给驾驶员;另一方面, 固定方向盘后, 转向盘和转向输入轴连为一体, 减少了一个自由度, 便于分析。
从输出轴转角到输出轴所受阻力矩的传递函数:
式中, Km为左右轮毂电机转矩差增益。
由转向盘固定, 可得
Th=-Ksθe (12)
联立式 (11) 、式 (12) , 得到从输出轴所受阻力矩到转向盘输入转矩Th的传递函数 (定义为转向路感) :
2.2 LMI线性矩阵不等式
从理论上讲, H∞控制理论可以在保证控制系统稳定的前提下, 抑制外界干扰对被控对象的影响。该控制方法在转子系统的主动控制中得到了广泛的应用, 可以很好地满足系统的跟踪性能和鲁棒稳定性的要求。
在复平面的区域D, 如果存在一个对称的实矩阵L∈ Rm×n和一个实数矩阵M∈ Rm×n使得D = {z∈C:L+zM +zMT<0} (文中任意矩阵R <0表示R为负定矩阵, R>0表示R为正定矩阵) , 则称D是一个线性矩阵不等式区域 (LMI区域) [12]。LMI区域D的特征函数:
fD (z) =L+zM +zMT (14)
对于扇形区域 (顶点在原点, 扇角为2θ) , 矩阵值函数fD (z) 满足:
因而, 实数矩阵A在扇形区域稳定的充分必要条件是存在一个正定矩阵Xi (i=1, 2, 3) , 使得下列LMI成立[13]:
系统的暂态响应与其极点分布有很大的关系, 系统能够稳定的充分必要条件是它的极点分布在复平面的左半平面。当极点分布在一些特定的区域时, 能够刻画系统一定的指标S (α, γ, θ) , 如图1所示。
位于这个区域的点z=x+j y, x<-α<0, |x+j y|
2.3 H∞性能指标
考虑线性时不变的连续时间系统[14]:
式中, x (t) 表示系统的状态, x (t) ∈ Rn;w (t) 表示外部扰动输入, w (t) ∈ Rq;z (t) 为系统期望输出, z (t) ∈ Rr。
由式 (17) 可得系统从 ω 到z的传递函数T (s) =C (sI-A) -1B+D, T (s) 的H∞范数定义为其频率响应的最大奇异值的峰值, 即
对于上述系统, 设γ>0是一个给定的常数, 则以下条件是等价的:1系统渐进稳定且 ‖T (s) ‖ < γ;2存在一个对称矩阵P >0, 使得
2.4基于LMI的H∞鲁棒PID路感控制
以路感函数为控制对象, 对路感设计基于LMI的H∞鲁棒PID控制器, 其结构如图2所示。 其中, r为输入;e为偏差量;u为控制输入;w为零均值高斯白噪声, 其强度W>0, 初始状态x (0) 与w不相关;y为输出;C (s) 为PID控制器;E (s) 为转向路感的传递函数, 本转向系统的路感函数是可观的, 其形式为
PID控制器参数K = [KPKIKD]对于系统满足:1系统的闭环极点落在图1所示的扇形区域内, 并且存在正定矩阵Xi (i=1, 2, 3) , 使得系统稳定性条件 (式 (16) ) 成立;2从扰动w到被控输出的传递函数矩阵满足 ‖H (s) ‖∞<γ。
如果存在正定矩阵Q使以下线性矩阵不等式组有解
则PID控制器的参数为
3仿真分析
转向路感是转向系统的一个重要的评价指标, 满意的转向路感可以令驾驶员准确接收来自于路面的信息, 从而作出准确的判断, 避免事故的发生。为了能有效地分析转向系统的动态特性, 采用固定转向盘的方法, 研究转向盘固定时作用在扭杆上的转向盘把持转矩, 该把持转矩实质上是转向轮来自地面的干扰。
对于本路感系统, 要求其极点处于LMI区域左半平面内, 取α=0, θ=45°。取H∞范数γ = 0.1, 取扇形区域D的半径r=3000。代入式 (20) , 得到PID控制器的参数KP= 133.5752, KI=0.0001, KD=0.0058。则路感控制后效果如图3所示。
对比不同控制下的转向盘把持转矩幅频特性和相频特性可知:控制后, 新型差速转向系统的静态误差进一步减小, 响应进一步变快, 频带进一步变宽, 相频带较优化前变宽, 系统响应速度加快, 零频幅比增大, 系统精度进一步增大。由图3还可以看出, 低频情况下, 转向盘把持转矩的幅值几乎维持不变, 且H∞-PID控制时的频带更宽、幅值更大, 可保证驾驶员获得更好的低频有效信息; 高频情况下, H∞-PID控制对高频的路面噪声和干扰抑制较快, 有利于驾驶员获得较为满意的路面感觉。
由此可知, 基于LMI的H∞-PID路感控制器可使新型差速转向获得:1更小的静态误差; 2更好的低频有效信息;3更好地抑制路面噪声和干扰, 从而有效优化系统的转向路感。
4结语
为了改善电动轮汽车差速转向系统的转向路感, 构建了汽车三自由度模型及差速转向系统模型。基于LMI矩阵不等式, 设计了鲁棒PID路感控制器, 并进行了转向路感仿真试验。仿真结果表明, 基于LMI的H∞-PID控制器能够较好地优化电动轮差速转向系统的转向路感, 既使系统具有理想的转向灵敏度和转向稳定性, 又实现了驾驶员路感和汽车主动安全性的完美结合。
轮毂电机驱动电动汽车 篇2
电动汽车相比传统汽车主要的不同在于动力驱动系统, 电动汽车轮毂电机驱动技术将汽车的动力装置、传动装置和制动装置都整体布置到轮毂内, 得以将电动车辆的动力总成机械部分大为简化, 使得轮毂电机驱动方式成为最能充分发挥电动汽车电机驱动的优势技术0。
常见乘用车的前悬架系统多使用结构简单, 性能可靠, 节省空间的麦弗逊悬架。轮毂驱动技术应用于麦弗逊悬架将会是轮毂电机驱动电动车驱动方式的主流方向。文献0已经研究提出了改进的适合轮毂电机驱动的麦弗逊悬架。
轮毂电机驱动的电动车的动力系统从簧载质量转移到轮边, 传统汽车的驱动扭矩的反作用扭矩也从车身转移到转向节, 受力如简图1。由图可以看出, 轮毂电机驱动的电动车轮边驱动扭矩Mt的反作用扭矩Mt’是作用在转向节上的。此反作用力使得轮毂电机驱动的麦弗逊悬架转向节受力情况不同于传统的转向节。
麦弗逊悬架系统受力计算常见的方法是将悬架簧下质量部分看作整体, 通过平面力系平衡关系求解得到减振器侧向力0-0。此方法无法计算轮毂电机驱动情况下, 作用在转向节上的电机的反作用扭矩对转向节受力情况的影响, 因此不能满足要求。
根据空间力与力矩系的平衡关系, 建立了轮毂电机反作用扭矩下麦弗逊悬架系统转向节受力计算模型, 提出了不同的驱动扭矩下减振器侧向力计算与分析方法和各个相关悬架结构参数对转向节受力的影响, 为以轮毂电机为动力系统的车辆悬架系统设计优化提供了方法。
1、计算模型
1.1 模型假设
麦弗逊悬架系统和车身连接部分为具有不同刚度的衬套, 为简化计算, 现将其连接点简化为铰链连接, 下A臂和转向节之间简化成球铰连接, 转向拉杆和转向节的链接方式简化成球铰连接;悬架摆臂, 转向拉杆, 减振器弹簧总成的质量相对较小计算中忽略不计。
1.2 建立模型
以轮毂轴承中心平面与前轴轴线交点为坐标原点建立如图所示的局部坐标系;麦弗逊悬架的受力示意图如图2:
根据刚体上力的平移定理可以将垂直支撑力N和转向节重力mg移动到轮胎中心作用点, 同时附加两个力偶mg·δY和N·δy如图3 所示:
以转向节为研究对象, 根据空间力系平衡方程可得如下方程组:
以减振器活塞杆为研究对象0, 沿局部坐标系X’Y’Z’对O点取距, 并定义系数可得:
由于图2 中所示的各个力均为空间力 (减振器侧向力在局部坐标系X’Y’Z’中与三个坐标系平行, 但是在坐标系XYZ中为空间力) , 需先将各个受力在坐标系XYZ中分解为三个分力。分解方法如下:
(1) 转向节所受各个力的作用点位置与方向角按照顺序分别设为 (xi, yi, zi) 和 (αi, βi, γi) , i=1、2、3、4、5、6。
(2) 由于上部侧向力、下部侧向力和阻尼力的作用点均在减振器轴线上, 由几何关系可知:
(3) 假设有任意空间力F且F在XZ平面中的投影与X轴夹角为α, F在YZ平面上的投影与Y轴夹角为β, F与F在XZ平面上的夹角为γ, 在模型中定义 (α, β, γ) 为方向角, 如图5 所示:
则有如下关系式:
(4) 将减振器放入悬架系统坐标系时, 由于存在主销内倾角σ和主销后倾角τ, 坐标系X’Y’Z’中的力Fulx、Fuly、Fllx、Flly需要旋转一定的角度, 如图6 所示:
(5) 工程中常用的减少减振器侧向力的措施为使弹簧的作用线想轮胎一侧偏移距离0, 现在假设弹簧力作用线与轮胎轴线的交点到转向主销与轮胎轴线交点之间的距离为s, 减振器阻尼力作用线与轮胎轴线的交点到转向主销与轮胎轴线交点之间的距离为d, 如图7 所示:
则可以得到如下方程:
将图2 中的所有力按照坐标系XYZ的方向分解后带入方程 (1) 可得方程 (1) 的矩阵形式:
矩阵表达式中的Ci (i=1、2、3、4、5、6、7、8、9) 表示如下:
联立求解上述方程组 (1) (2) (3) (4) (5) 中即可得到Fucax, Fucaz, Ftr, Fs, Fulx, Fuly。代入方程 (2) 可求得Fllx, Flly。至此模型建立完毕。
1.3模型求解
为求得减振器侧向力和轮毂电机反作用扭矩Mt’的关系并研究对侧向力有影响的其他因素, 将某乘用车的前麦弗逊悬挂系统数据输入建立的模型中, 求解模型。输入数据如表1 所示:
在MATLAB中求解线性方程组 (1) 即可求解出各个力的数值。减振器套筒和活塞杆之间的侧向力和减振器套筒和活塞之间的侧向力分别为:
设减振器内壁和活塞、活塞杆之间的摩擦系数为μ, 那么由于减振器侧向力存在而引起的附加阻尼力为:
2、数据分析
根据上述的计算模型和计算数据可以得到减振器上部侧向力Ful和减振器下部作用力Fll与轮毂电机驱动反作用扭矩的关系, 如图8 所示:
由图8 可明显看出, 随着轮毂电机驱动扭矩Mt的增大, 减振器侧向力Ful和Fll几乎线性增大。
由计算模型可知, 代表减振器结构的参数K也会对减振器侧向力产生很大的影响, 图9 计算了不同的减振器系数下减振器侧向力随着反作用扭矩的变化关系:
由图9 分析可知减振器结构尺寸中越大, 减振器的侧向力就越大。因此设计人员可以根据需要选择合适的减振器来减少减振器的侧向力。
3、总结
论文根据空间力系平衡原理, 以转向节为研究对象, 分析了在轮毂电机驱动力Mt作用下, 麦弗逊悬架系统的受力情况, 建立了空间力平衡方程, 可以根据悬架系统的结构参数、 减振器的尺寸与性能参数和整车参数快速求出轮毂电机作用在转向节上的反作用力矩对减振器侧向力的影响。根据文中使用的模型计算数据可以得到减振器上部和下部作用的侧向力随着驱动扭矩的变化曲线以及减振器机构参数K对侧向力的影响。这种计算方法可以使设计人员方便地调整相关设计参数, 确定最优悬架系统参数方案。
参考文献
[1]孟庆华, 许进, 王东峰.轮毂电机驱动型电动汽车动力系统研究[J].农业机械学报, 2013, 44 (08) :33-37.
[2]陈龙, 董红亮, 李利明.适合轮毂电机驱动的新型悬架系统设计[J].振动与冲击, 2015, 34 (08) :174-180.
[3]余亮浩, 杨德强.基于空间结构的麦弗逊悬架减振器侧向力计算[J].科学技术与工程, 2014, 14 (04) :288-289.
[4]景立新, 郭孔辉, 卢荡.麦弗逊悬架减震器侧向力优化[J].科学技术与工程, 2011, 11 (01) :71-75.
[5]刘守银, 周忍.麦弗逊悬架减振器侧向力分析综述[J].汽车实用技术, 2014, (10) :44-48.
轮毂电机在电动汽车上的应用研究 篇3
当今, 发展新能源产业和低碳经济有利于社会的可持续发展, 传统汽车工业逐步向电动汽车产业转型势在必行, 纯电驱动化是汽车的未来发展趋势。作为电动汽车三大关键核心技术之一, 驱动电机技术及其应用水平的提升, 将在电动汽车的发展过程中发挥重要作用[1]。
相对于常见的中央布置式驱动电机, 轮毂电机设计安装在车轮的轮辋内, 输出扭矩直接传输到车轮, 是一种全新的电动汽车驱动形式。与传统电机相比, 轮毂电机具有以下优点[2]:
(1) 轮毂电机安装在车轮内部, 直接驱动车轮, 省略了传统的变/减速器、差速器、传动轴等机械传动部件, 提高了传动效率, 降低了机械噪声;
(2) 采用轮毂电机使得汽车整体结构大为简化, 提高了车内空间的利用率, 在不影响乘员乘坐空间的情况下, 释放更多的空间用于布置动力电池, 以增加电动汽车的续驶里程;
(3) 安装轮毂电机的各驱动轮的驱动力独立可控, 使得整车的动力学控制更为灵活, 方便地实现底盘系统的电子化和智能化, 如差速、防滑、电制动及辅助转向等功能;
(4) 安装轮毂电机只需对悬架安装部分稍作改动, 而不需对整车结构进行大改, 甚至不需改变原车的动力总成系统, 即可方便地实现原车的电动化。
可见, 轮毂电机的应用改变了汽车传统的驱动方式, 具有不可替代的特点与优势, 必将在电动汽车上得到广泛应用。
1 轮毂电机在电动汽车上的应用研究
2010年12月广州车展上, 广汽集团首次展出了轮毂电机驱动的纯电动传祺轿车。该车为后轮驱动, 采用了世界领先水平的新型轮毂电机, 具有结构紧凑、集成度高、重量轻、扭矩大等特点。整车动力强劲, 实现零排放, 续驶里程长, 并保持了传祺轿车宽敞的驾乘空间与行李箱容积。2012年6月, 笔者所在单位在原有展车的基础上进行了设计改进, 开展了第二代纯电传祺轿车的开发工作。
本文结合单位开展的采用新型轮毂电机的纯电动轿车的开发和试验工作, 对轮毂电机在电动汽车上的应用进行研究。
1.1 轮毂电机的结构
纯电传祺轿车所采用的轮毂电机的驱动方式为外转子直接驱动, 电机定子、转子以及逆变器集成为一体, 由8个逻辑上的子电机组成, 使用共同的转子, 并通过算法实现各子电机的独立、协同控制。这种“分布式”的结构可降低对每个子电机的功率要求, 因此可以采用小体积、低成本的功率电子器件, 使得整个电机可以集成得非常紧凑;而通过对8个子电机进行合理的协同控制, 可将各子电机输出的功率、扭矩进行叠加, 实现整个电机强劲的驱动力;同时, 若其中1个子电机发生故障, 其他的电机仍可以继续正常工作, 而不会导致汽车直接抛锚。
该轮毂电机的结构如图1所示, 由转子、轴承、定子、功率与控制电子模块以及密封背板等部分组成。
(1) 转子:转子内圈镶嵌有永磁体, 共64极。
(2) 轴承:轴承内端与定子以及车辆悬架轴节连接, 外端与转子以及轮辋连接。轴承可直接采用与原车匹配的轴承, 仅需对转子及定子上与轴承配合的安装孔的位置稍作修改即可, 电机的主体结构完全不变。这使得该轮毂电机可以方便地实现模块化与通用化, 降低生产成本。另一方面, 由于采用了原车的轴承, 悬挂轴节也几乎不需做任何改动即可安装, 降低了汽车电动化的难度。
(3) 定子:定子本体为环形中空结构, 铸造一次成型, 线圈绕组安装在定子本体的外圈;定子本体中空部分为电机的冷却水道, 为绕组以及功率电子模块散热。
(4) 功率与控制电子模块:此部分为整个轮毂电机的核心, 负责各个子电机的逆变功能以及协同控制。得益于“分布式”子电机结构, 功率电子模块可以做得非常紧凑, 整个模块封装在一个环形盒中, 安装在定子本体内侧。
(5) 密封后盖:在外圈与转子连接, 随转子一起旋转。后盖内圈装有环形密封胶圈, 防止外界的水和杂物进入定子与转子之间的缝隙。
该轮毂电机的主要技术参数如表1所示。
1.2 机械制动器的集成
轮毂电机安装在驱动轮的轮毂内, 占据了原来布置机械制动卡钳与制动盘的空间, 导致无法沿用原有的机械制动器。若仅靠轮毂电机的电回馈制动, 存在制动力不足、电池SOC高时无法实现电回馈制动、制动可靠性较低等问题。汽车的制动能力是关系到人车安全的重要问题, 因此必须在轮毂电机上集成比较成熟的机械制动器。
轮毂电机集成机械制动器的解决方案如图2所示。与传统制动器内制动盘外卡钳式的结构不同, 外转子式轮毂电机中间的定子部分不随车轮转动, 无法安装传统的制动盘, 因此采用了内卡钳外环式制动盘的结构。机械制动器主要由连接环、环形制动盘、制动卡钳及支架等几部分组成。环形制动盘通过连接环与电机转子固定, 连接环除了起连接作用外, 还对环形制动盘起到隔热的作用, 避免所产生的制动热量过多地影响电机本体。制动卡钳分为行车制动卡钳与驻车卡钳两个, 通过支架固定在电机定子上, 所用的制动油管和驻车拉索结构与原车完全一致, 只需根据情况对长度稍作修改。
通过仿真及试验, 表明该制动器可提供达1 000 N·m的机械制动力矩, 同时环形制动盘的温升保持在合理的范围内。
1.3 轮毂电机在车上的安装
由于轮毂电机直接采用了原车所用的第三代轮毂轴承, 因此轮毂电机可以与原车悬架轴节直接配合安装而不需要对原车的悬架结构进行改动, 只需将轴节上原来用于安装传统机械制动器的羊角通过机加工切除即可。轴节与轮毂电机的固定如图3所示, 安装完成的轮毂电机与原车悬架的关系如图4所示。
1.4 纯电动传祺整车的开发
采用轮毂电机驱动的纯电动传祺轿车在广汽自主品牌“传祺”轿车平台上进行开发, 拆除了发动机、变速箱、燃油箱、排气管等传统动力系统零部件, 安装了动力电池、轮毂电机、DC/DC、车载充电机以及小三电 (电动空调、电动转向、电动真空泵) 等电动化零部件。整车动力系统架构拓扑关系如图5所示。
得益于轮毂电机不需占用发动机舱的优势, 纯电传祺在发动机舱布置了动力电池包, 加上原车燃油箱位置的电池包以及后备箱电池包, 三个电池包总能量达31 k Wh, 保证了单次充电的续航里程。三箱电池的布置情况如图6所示。
纯电传祺的整车主要参数如表2所示。可以看出, 装载轮毂电机的纯电传祺轿车的动力性能十分优越, 0~100 km/h的加速时间少于10 s;单次充电最大续驶里程超过200 km, 优于绝大多数同类电动车型, 完全可以满足日常用车的要求。
2 轮毂电机的应用仍存在的问题
与传统的中央布置式驱动电机相比, 轮毂电机有其不可比拟的优势。然而, 现阶段轮毂电机在电动汽车上的应用仍存在一些技术问题。
(1) 结构复杂。轮毂电机具有结构紧凑, 集成度高的优点, 但同时却带来了结构复杂、可靠性差、维修难度大等问题, 使用的维保成本较高。
(2) 工作环境恶劣。轮毂电机安装在汽车轮辋内部, 在汽车行驶过程中, 将直接受到地面的振动冲击, 以及路面的泥水砂石的飞溅, 工作环境十分恶劣, 如何提高电机的抗冲击能力以及密封性能, 需要经过长期的试验验证以及不断的技术改进。
(3) 机械制动的集成。目前轮毂电机已有了机械制动的集成方案, 但该方案并不成熟, 所采用的环形制动盘制制动力臂大, 摩擦片制动面积小, 存在易变形、抖动大、发热量大等问题, 其制动能力及可靠性仍有待验证。
(4) 簧下质量的增加。轮毂电机安装在汽车轮毂内部, 导致了汽车簧下质量的大幅增加, 这将影响整车的平顺性以及操稳性, 需要对汽车的悬挂系统参数进行针对性的改动。
3 总结
与传统电机相比, 轮毂电机具有结构紧凑、集成度高、性能优异等优点, 在电动汽车上的应用是一种全新驱动方式的应用, 使得整车性能更为优异, 空间更为充裕、布置更为自由、控制更为自由。但其应用仍存在若干亟需解决的关键技术问题, 若能取得突破, 将拥有广阔的应用前景。
参考文献
[1]韦萍.轮毂电机技术在新能源汽车上的应用分析[J].汽车零部件, 2012 (6) :105-107.
轮毂电机驱动电动汽车 篇4
轮毂电机技术也称为车轮内装电机技术,其最大特点是将动力装置、传动装置和制动装置整合到轮毂内,从而使电动车的机械部分大为简化。然而,轮毂电机由于自身系统的紧凑性带来了一系列的散热问题,尤其是电机仅靠来流风冷散热时,其散热问题更加突出。电机温升过高时,其整体性能会受到很大的影响,主要体现在[1,2]:①永磁体退磁较为严重,电机的负载转矩减小;②加速绝缘材料氧化,导致其失去绝缘性能;③润滑油黏度降低,油膜厚度减小,导致润滑效果恶化;④电机各部件热膨胀,产生较大的热应力,导致几何变形。因此,电机的温升应被控制在相应的绝缘等级范围内,这样才能保证电机具备良好的负载性能,从而使得电动车稳定安全地运行。
文献[3]应用集中参数的热网络法对全封闭风扇冷却的感应电机进行了单电机的热分析研究,研究结果显示,在全负荷加载过程中,定子绕组具有最大的温升,热网络模型和实验值最大误差为13℃,并通过参数敏感性研究发现:定子绕组的温升对电机外表面的对流系数和电机轴的热导率最敏感。文献[4]利用CFD对某内转子单电机进行了热分析,所得结果与试验值误差在±5℃之内,说明采用CFD分析电机散热性能具有一定的准确性。文献[5]利用CFD对无刷直流内转子单电机进行了散热分析,结果表明,在电机外壳加散热翅片可使电机的最高温升下降15%。文献[6]利用CFD对某款内转子电机进行了单电机的热性能分析,分析结果显示,电机外壳增加散热槽可使电机外壳的温度极值减小4.8℃。综合文献调研,CFD计算可对电机的温升做出比较准确的预测,并且能够有效改善电机的散热性能,减少电机散热性能前期设计和后期优化的研发时间和成本。
目前国内外利用CFD研究外转子轮毂电机散热问题的文献较少,而且也仅停留在单电机的研究平台上,并没有结合电动车整车的环境和工况进行相应的分析和研究。一方面是由于目前国内外对轮毂电机电动车还处于前期的研究和测试阶段,很难有公开的样车实物模型或整车数值模型供试验或计算参考;另一方面由于轮毂电机本身结构复杂,加上整车的底盘系统后,其CFD的数值模型将更加精细和繁杂,这将给CFD建模的几何处理、网格划分、计算时间以及计算的不确定性等带来挑战。单电机散热性能的研究并不能准确有效地再现电机周围复杂的热流场结构,尤其是复杂流场中电机表面的对流散热系数、重复制动工况下高温制动盘的热辐射对电机温升的影响等问题都无法在单电机的试验或计算中取得前瞻性的预测。
基于上述原因,本文从电动车前期设计的角度利用CFD计算分析整车条件下电机的散热性能,预测电机温升限值的临界工况,同时分析汽车来流速度和电机轴的热导率对电机温升的影响,为整车环境下轮毂电机散热性能的改进以及电动车的前期设计提供数据支持和方向指导。
1 CFD数值计算方法
1.1 数值方法
利用基于MRF(multiple reference frame)[7,8]和Moving Wall方法的CFD计算模拟轮毂电机电动车在流场中的运行状态,该方法一般应用于固定坐标系的Navier-Stokes方程[9,10]中。根据文献[9]可得
式中,u、v、w为速度矢量u在x、y和z方向的分量,ui、uj为速度分量;xi、xj为坐标分量;i和j指标取值范围是1,2,3;p为流体微元体上的压力;ρ为流体密度;μ为流体的动力黏度;gi为重力加速度在第i方向的分量;β为热膨胀系数;T为热力学温度;T0为初始热力学温度;t为时间;Cp为流体比热;q为热流密度;“-”表示热量传递的方向与温度梯度的方向相反;λ为热导率;dT/dx为温度在x方向上的导数。
考虑到计算机计算能力的限制,NavierStokes湍流方程很难被直接求解,因此CFD计算引入了相应的湍流模型。式(1)和式(2)中引入速度随着时间产生的脉动变化量u′,因此方程中的速度将由两部分组成,即平均速度和脉动速度部分,于是产生了雷诺应力项,其与平均速度梯度的关系如下:
式中,u′、v′和w′为速度分量u、v和w的脉动量;μt为湍动黏度,是空间坐标的函数,取决于流动状态,而不是物性参数;δij为Kronecker delta符号(当i=j时,δij=1;当i≠j时,δij=0);k为湍动能。
为加强计算收敛的速度及稳定性,本文所用的涡黏模型为Realizable k-ε模型,壁面区采用标准壁面函数[10,11];由于制动工况下制动盘的温度较高,故采用DO辐射模型[10,11]计算制动盘热辐射对电机的影响,制动盘和电机表面的热辐射系数设为0.8[12],计算软件为FLUENT 12.0。
1.2 计算模型
本文研究的电动车模型如图1所示,整备质量1300kg,最高设计车速120km/h。每个车轮上装有绝缘等级为H级的轮毂电机,额定功率5.5kW,电机结构如图2所示。计算模型的网格由HyperMesh和T-grid软件生成,以整车的长宽高(14lv×10wv×5hv,lv、wv、hv分别为车的长度、宽度、高度)确定计算域,如图3所示,体网格数量为1600万。
1.3 计算工况与边界条件
整车计算工况包括:匀速工况、重复制动-再生制动工况和匀速爬坡工况。其中匀速工况代表电动车常见的高速和低速的巡航工况;重复制动-再生制动工况过程中由于制动盘温度较高,其热辐射可能对电机温升产生较大的影响,同时再生制动过程中,电机本身作为发电机也将产生相应的热损耗,此时电机在内外热源的共同作用下,其温升特性有待考察;匀速爬坡工况电机的负载较大,来流速度较低,因此电机的散热条件比较苛刻,其温升程度有待确定。
边界条件根据电动车的最高设计车速制定。参考GB 21670-2008《乘用车制动系统技术要求及试验方法》,制定出电动车的重复制动工况,如图4所示,共进行20个制动周期(900s),其边界条件通过自定义函数(UDF)[10,11]的二次开发进行编辑和定义。匀速爬坡(10%坡度)的设计车速为10km/h。地面的移动以及部件(散热器风扇、电机转子、车轮)的转动分别通过Moving Wall和MRF的功能实现[7,8,9],环境温度设为45℃。电机各工况下的热损耗均来自973计划项目平台的轮毂电机台架实验数据,材料的物性参数由电机厂家提供,此处略去具体数值。
2 不同工况的计算结果与分析
2.1 匀速工况电机的热分析
图5所示为100km/h匀速工况下电机中心横截面上的温度分布,电机的温度极值位于内部的定子绕组上,最高可达156.1℃,并且绕组的温度分布比较均匀,这是由于定子绕组的热导率较大,热阻较小,因此绕组内部的温度梯度较小。
图6为电机传热路径示意图,可以看出电机由铜损、铁损产生的热量通过相应的热阻引起一定的温度梯度,并最终通过电机的端盖、外壳以及电机轴传出,因此电机的温升可为
式中,Tmax为电机的温度极值;PFe为铁损;PCu为铜损;Rcp为电机各部件的热阻;Rcv为电机表面对流传热热阻。
图7所示为100km/h匀速工况下电机的传热分布,可以看出90%的热量是从电机表面(端盖1、端盖2、外壳)传出,剩余10%左右的热量从电机的轴传出,由此可以预见电机外表面的对流传热对电机的散热性能影响较大,电机轴自身的导热性能也将对电机温升产生一定的影响,其具体的影响程度将在第3部分中详细说明。
图8所示为不同巡航工况与电机温度极值的关系,可以看出电机的温度随着车速的增大而增大,在95km/h左右,电机的最高温度接近其性能参考温度145℃(表1)。在来流风冷散热条件下,电动车长时间以95km/h及以上的速度匀速行驶时,电机的温升将过大,这表明高速巡航工况是电机的一种高负荷工况,电机仅靠前端来流的风冷散热难以满足其冷却需求,一方面说明电动车的设计车速需考虑轮毂电机温升的制约,另一方面说明轮毂电机的散热优化设计是整车开发前期必不可少的环节。
2.2 重复制动工况电机的热分析
重复制动工况过程中,制动盘的温度较高,通常可达400℃以上[13,14,15,16],因此需要考虑制动盘的热辐射对电机温升的影响。
分别对重复制动-无再生制动和重复制动-50%再生制动这两种瞬态工况进行计算,得到在900s过程中轮毂电机和制动盘的温度随时间的变化情况,如图9所示。
由图9可知,在前300s制动盘的温度增长较快,随后温度增长速率开始逐渐下降直至盘面温度趋于稳定。轮毂电机的温升趋势基本与制动盘一致,其温度幅值远小于制动盘温度幅值。相对于无再生制动工况,50%再生制动工况制动盘的最高温度由405℃下降至247℃,而轮毂电机的最高温度由118℃上升至160℃。
1.无再生制动工况下制动盘最高温度2.50%再生制动工况下制动盘最高温度3.50%再生制动工况下电机最高温度4.无再生制动工况下电机最高温度
这是因为在50%的再生制动过程中,制动器50%的制动能量被转移到电机上,因此制动盘温升下降了近40%,而此时轮毂电机处于发电模式,发电时产生的铁损、铜损等热损耗将使电机的温度上升至160℃,这已超过了H级电机绕组的性能参考温度(表1)。因此,作为电机的另一种高负荷工况,再生制动策略在轮毂电机电动车上的运用,除了要考虑电机本身的制动效率以及整车制动性能等因素的影响外,还必须兼顾电机的温升特性。
图9的计算结果同时表明:重复制动-无再生制动工况下,制动盘的高温热辐射并没有使电机绕组的温度有较大的提升,这是由于整个过程中电机外表面吸收的热辐射能有限。如图10所示,在前400s,电机表面吸收的热辐射能较小,平均值为63W,后500s的平均值为107W,即整个重复制动过程电机吸收的辐射能较小,且时间较短。
2.3 匀速爬坡工况电机的热分析
本文设计的电动车其额定爬坡坡度为10%,爬坡车速为10km/h。通过瞬态的热流场计算,得到轮毂电机的瞬态峰值温度随时间的变化曲线如图11所示。
由图11可知,当时间t=352s时,电机的温度上升至H级电机的性能参考温度145℃(表1),此时汽车行驶的距离为978 m。根据JTG B01-2003《公路工程技术标准》,道路坡度为10%的纵坡坡长应不大于200m,由此说明电动车的爬坡性能满足大部分的道路条件,即电动车低速爬坡(10%)工况下,轮毂电机依靠来流风冷散热基本满足其散热冷却要求。本文电机的功率较小,因此前期定位的最大爬坡坡度较小,未来可对大功率电机高速爬坡工况的温升性能进行探索,以建立更完善的汽车爬坡坡度、爬坡速度与电机温升之间的关系。
综上可知,在高速行驶和重复制动-再生制动这两种高负荷运行工况下,电机仅依靠前端来流风冷散热是比较困难的,因此可通过研究给电机加装散热翅片,设计冷却风道、冷却水道或水套和优化电机结构尺寸等方式来达到对电机的散热冷却效果,使其满足高负荷的运行工况。
3 来流速度和电机轴热导率对电机温升的影响
3.1 电机散热性能与来流速度的关系
图12所示为电机周围的流场分布,可以看出部分前方来流由进气格栅进入汽车前舱,绕过制动钳、悬架和制动盘等部件后,冲向电机的端盖和外壳,以强制对流的方式带走电机的热量,因此从车轮外侧只有少量气流进入轮辋吹向电机。因此电机对流散热的性能基本决定于汽车前舱下方电机周围的流场分布,尤其是车轮内侧吹向电机的空气质量流。由图12可知,大部分气流由于受到制动钳和悬架的阻挡作用而产生分离,并形成旋涡,从而导致电机周围气流减弱,因此轮边气流的诱导是未来优化电机来流风冷散热一个非常重要的研究方向。
图13为电机热源固定时,不同来流速度与电机外表面平均对流传热系数以及电机温升的关系曲线,可以看出随着来流速度的增加,电机外表面的平均对流传热系数呈指数趋势增加,电机的温度极值呈指数趋势逐渐下降。
结合传热学中对流传热系数(h)的定义[12]分析如下:
式中,Re为雷诺数;Nu为努塞尔特数;L为传热面的几何特征长度,是垂直于传热面方向的尺度;Pr为普朗特数;λf为流体的热导率;C为比例系数;m和n分别为Re和Pr对应的指数;u为汽车前方来流速度;l为雷诺数的特征长度;ν为运动黏度。
由式(8)~式(10)可得
结合式(11)及图13拟合出电机外表面的平均对流传热系数haver与来流速度u的关系式:
由式(12)和式(11)可知电机表面对流传热的指数m=0.7;而文献[12]中圆柱体表面的指数m值满足0.618≤m≤0.805。由此表明电机在复杂的整车轮边热流场中,其表面的对流散热特征与圆柱体较为接近,从而间接说明本文电机的CFD计算结果在传热规律上的合理性。
从数据敏感角度分析,如图13所示,当来流速度u从50km/h增至120km/h时,传热系数h由39.60W/(m2·K)增至72.93W/(m2·K),即h增大了33.33W/(m2·K)(84.2%),电机的温度极值下降了24.9℃,由此表明来流速度对电机的温升影响较大。究其原因,一方面随着来流速度的增大,电机周围的气流速度逐渐增大(图14),即逐渐增强的空气质量流加速带走了电机外表面的热量;另一方面,来流速度的增大使得电机周围的湍动能逐渐增强(图15),其强烈的“混合搅拌”作用促进了电机表面与周围空气的能量交换。上述因素的综合作用直接减小了电机与空气之间的对流传热热阻,因此电机的散热性能得到了大幅的提升。
3.2 电机散热性能与电机轴热导率的关系
电机轴通常由钢材制造而成,其热导率在46.5W/(m·K)[12]左右,而其他金属材料,例如铝、铜等,其热导率远大于钢的热导率[12];另据文献[17,18],热管可在5K的温差条件下,传导20W的热量。据此,将电机轴设计加工成集成式热管轴或其他高导热材料轴,其等效热导率可达700W/(m·K)[12]以上。据此本文将电机轴的热导率λ设置成8个等级,计算得到不同λ对应的电机轴的导热量和电机的温升,如图16所示。
由图16可知,电机轴的传热量随着λ的增大而增加,电机的温度极值随λ的增大呈指数趋势减小。当λ由46.5 W/(m·K)增至700W/(m·K),即λ增大了653.5W/(m·K)时,电机的温度极值下降了27.3℃。当来流速度u从50km/h增至120km/h,即来流速度增加幅度为原车速的1.4倍时,电机的温度极值下降24.9℃;而当电机轴的热导率λ由46.5W/(m·K)增至700W/(m·K),即λ的增幅为原热导率的14.1倍,电机的温度极值仅下降27.3℃。另外在常温下一般金属材料的热导率λ很难达到700W/(m·K),查表[19]可知大多数金属的热导率在250W/(m·K)以下,而电动车车速很容易达到120km/h,因此,从数据敏感性的角度来看,相对于3.1节中来流速度对电机温升的影响,电机轴的热导率对电机温升的敏感性较差,然而当电机轴的结构材料得到较大的改善时,即λ的增幅较大时,电机的温升性能仍能有所改善。
4 结论
(1)在高速行驶、重复制动-再生制动等高负荷工况下,轮毂电机仅靠前端来流风冷散热比较困难,为此可通过给电机加装散热翅片,设计冷却风道、冷却水道或水套和优化电机结构尺寸等方式来达到对电机散热冷却的效果,使其满足高负荷的运行工况。
(2)重复制动-再生制动工况下制动能量的分配需要着重考虑其对电机温升的影响;重复制动过程中高温制动盘的热辐射对电机温升的影响较小;低速爬坡(10%)工况满足电机的散热需求。
轮毂电机驱动电动汽车 篇5
随着煤、石油、天然气等化石能源的不断消耗和环境状况的不断恶化,无污染,噪声低且不依赖化石能源的电动汽车逐渐成为汽车行业重要的发展趋势。近年来,世界各国纷纷将电动汽车作为科研攻关的热点。在电动汽车的各种驱动方式中,轮毂电机驱动方式因其传输效率高、控制灵活等独到的优点,逐渐受到业内人士的青睐,未来发展空间巨大[1,2]。
1 各种电动汽车驱动方式及特点
传统内燃机汽车的驱动系统由发动机-变速器-传动轴-差速器-车轮等部件构成。发动机体积庞大、笨重,噪声很大,消耗汽油、柴油、天然气等化石能源,加剧环境污染;复杂的机械传动系统导致能源利用效率降低,底盘结构复杂,减少了汽车的乘用空间[3]。
电动汽车按照驱动方式的不同,分为集中电机驱动、轮边电机驱动和轮毂电机驱动。其中集中电机驱动电动汽车由内燃机汽车直接演变而来,即用电动机直接取代或辅助内燃机,其他部件基本不变,在技术上相对简单。但是由于这种方式没有改变原有的机械传动系统,不必要的能源损耗依然非常可观,再加上现有的电池容量有限,汽车的续航里程将受到显著影响。另外,由于电动机不便带动液压泵等辅助装置,会给汽车的制动带来麻烦。综上原因,现在的电动汽车基本上不采用集中电机驱动,而采后两种驱动方式。
轮边电机驱动是指电动机与固定速比减速器制成一体安装在车架上,减速器的输出轴通过万向节与车轮半轴相连,从而驱动车轮。由于技术上比较简单,轮边电机驱动在目前的电动汽车中有广泛的应用,其中电动汽车领跑者Tesla的唯一一款在售车型Model S采用的就是轮边电机驱动方式。
轮毂电机(又叫电动轮)驱动方式是将动力、传动以及制动装置全部整合在轮毂内,这样就省去了离合器、变速器、传动轴、差速器等大量机械部件,使车辆结构大为简化,车辆噪声极低,整车质量减轻,不仅提高了能源利用效率,增加了汽车的乘用空间,也为实现底盘系统的电子化、智能化提供了保证。轮毂电机驱动系统布置非常灵活,在同样功率需求的情况下可采用多电动轮驱动的形式,将功率分配给多个电动机从而降低电气和机械传动部件的要求。轮毂电机驱动只需通过控制系统控制电机就可以完成对车轮驱动力的控制,电动机转矩响应快,使用全轮驱动和驱动轮单独控制的措施,可以最大限度的利用地面的附着能力,同时还可以提高车辆的离地间隙,从而提高越野车辆的通过性能。轮毂电机驱动便于采用线控四轮转向技术,有效减小转向半径,甚至实现零半径转向,提高转向性能。另外,轮毂电机驱动系统可实现再生制动功能,提高能源利用效率,有效提高汽车的续航里程。但轮毂电机的采用必将增加非簧载质量,进而影响车辆运行的平稳性和可操纵性,另外由于轮毂电机工作环境极其恶劣,需要经受震动、涉水、高温等极端工况的考验,所以对技术水平和生产工艺都提出了近乎严苛的要求。由于以上特点,轮毂电机被视为电动汽车的最终驱动方式,也是现阶段电动汽车研究的热点和难点之一[3]。
2 轮毂电机的驱动方式
轮毂电机按照驱动方式又可分为减速驱动和直接驱动两种方式。
减速驱动时,电机多采用内转子形式,一般运行在高速状态,减速装置放在电机和车轮之间,起到减速和提升转矩的作用。其中,减速装置可以是传统的行星齿轮机械减速方式,也可以是磁齿轮减速方式[4]。减速驱动的优点是:电机运行在高转速下,具有较高的比功率和效率;体积小,在低速运行状态下可以提供较大的平稳转矩,爬坡性能好。缺点是:对于机械齿轮减速方式,故障率高,齿轮磨损快,寿命短,不易散热,噪声较大;对于磁齿轮减速方式,目前由于技术尚不成熟,制造困难,运行可靠性较低。减速驱动方式适用于过载能力较大的场合。采用减速驱动方式的轮毂电机如图1(a)所示。
直接驱动时,电机多采用外转子形式。其优点主要有:不需要减速机构,动态响应快,效率进一步提高,轴向尺寸减小,整个驱动轮更加简单、紧凑,维护费用低。缺点是:体积和质量较大,成本高;高转矩下的大电流容易损坏电池和永磁体;电机效率峰值区域减小,负载电流超过一定值后效率急剧下降[5,6]。直接驱动方式适用于负载较轻,一般不会出现过载情况的场合下。采用直接驱动方式的轮毂电机如图1(b)所示。
3 不同种类轮毂电机的技术特点
为满足电动汽车的工作要求,驱动电机应具有以下特点:在恒转矩区具有高转矩、低转速,在恒功率区具有高转速、低转矩;具有较宽的调速范围,较高转矩密度,足够大的启动扭矩;体积小、重量轻;效率高,具有强动态制动及能量回馈特性等。常见的直流电机、异步电机、永磁无刷直流电机、永磁同步电机、开关磁阻电机、横向磁通电机都可以作为轮毂电机。各种电机具有不同的技术特点,下面分别介绍。
3.1 直流电机
直流电机控制简单,控制技术成熟,一般通过电枢控制和弱磁控制来控制转速,为满足电动汽车运行要求,通常在恒转矩区采用电枢控制以得到较大的平稳转矩,在恒功率区采用弱磁控制以得到较高转速。但直流电机利用电刷实现机械换向,电刷磨损很快,需要经常维护,换向火花的存在限制了电机的高速运行,且电机体积大,制造成本高[7]。所以新研制的轮毂电机大都不采用直流电机。
3.2 异步电机
异步电机结构简单,坚固耐用,成本低廉,运行可靠,转矩脉动小,噪声低,不需要位置传感器,转速极限高[15]。但是异步电机也存在诸多问题,比如转差率的存在使调速性能较差;驱动电路复杂,成本高;相对永磁机而言,效率和功率密度偏低。所以不太适用于电动汽车的轮毂电机。
3.3 永磁无刷直流电机
永磁无刷直流电动机利用电子换向器代替直流电机的机械换向器,通过电子换向装置产生正负交变的平顶波驱动电机旋转,调速性能和直流电机类似,运行可靠,维护方便,没有励磁损耗,效率和功率密度都较高[8,16]。因此,永磁无刷直流电机已经成为电动汽车轮毂电机的主流电机。
3.4 永磁同步电机
永磁同步电机在结构上与永磁无刷直流电机类似,只是它通过正弦波驱动。根据转子上永磁体安装方式的不同,一般可以分为表面式和内置式,其中表面式适用于低速电机,内置式适用于高速电机。相对于无刷直流电机,永磁同步电机具有低噪声,大功率密度,小转动惯量,高控制精度等优势,并且可以实现弱磁调速,提高恒功率运行的范围[9,10],特别适合作为电动汽车用轮毂电机。
永磁同步电机基于三相交流电供电工作,其数学模型比较复杂,控制方法也非常复杂。常用的控制方法有矢量控制和直接转矩控制[12,13,14,15,16]。
3.5 开关磁阻电机
开关磁阻电机近年来发展成为轮毂电机,其定子和转子均采用凸极结构。定转子极数不相同,主要有两种组合形式:定子6极,转子4极的三相开关磁阻电机和定子8极,转子6极的四相开关磁阻电机。开关磁阻电机的转子上既没有绕组也没有永磁体,只在定子上装有集中励磁绕组,由变频电源为定子集中励磁绕组提供交变电流使其工作在开关模式下。开关磁阻电机功率装换效率很高,功率密度大,启动电流小,结构简单,且调速范围宽,控制简单,在轮毂电机家族中具有很强的竞争力。但是由于电机运行在开关模式下,电流波动大,会产生较大的噪声和振动,为保证其正常工作需要安装电流检测器和位置检测器[11,12]。
3.6 横向磁通电机
横向磁通电机相对于其他种类的电机有许多突出的优势:实现了电路和磁路的解耦,设计自由度大大提高;效率和转矩密度特别高,适合运行在低转速、大转矩的场合下;绕组形式简单,不存在传统电机绕组的端部;各相之间相互独立;驱动电路和永磁无刷直流电机相同,可控性好。但其也存在许多缺点:永磁体数目多,用量大;结构复杂,工艺要求高,成本高;漏磁严重;功率因数低;自定位转矩较大等[13,14]。
4 国内外轮毂电机的发展现状
20世纪50年代,美国人罗伯特最早发明了集电动机、减速机构、制动机构于一体的轮毂装置,1968年通用电气公司将其推广应用到大型矿山运输车辆上。
目前,日本在轮毂电机领域占据领先地位:自1991年开始,日本庆应义塾大学的清水浩教授带领其研究团队陆续研制出了IZA、ECO、KAZ等电动汽车。其中,IZA电动汽车由4个外转子式永磁同步电机驱动,额定功率为6.8kW,峰值功率达到25kW,最高车速为176km/h。ECO电动汽车由两个永磁无刷直流轮毂电机后置驱动,并配以行星齿轮减速机构,额定功率为6.8kW,峰值功率为20kW。KAZ电动汽车采用8个大功率交流同步轮毂电机独立驱动,峰值功率达到55kW,最高车速达到惊人的311km/h,0～100km/h加速时间为8s。2003年,普利司通公司在东京车展上展示了独立开发的轮毂电机与专用地滚动阻力轮胎匹配的动态吸振型电动轮,轮内采用外转子永磁同步电机。2011年3月,清水浩教授组建的“SIM-DRIVE”公司对外宣布,该公司研发的轮毂电机电动汽车性能及功率已达到世界最高水平,1号试验车“SIM-LEI”一次充电的续航里程可达333km,0～100km/h加速时间为4.8s,最高时速可达150km/h[7]。丰田汽车推出的普锐斯混合动力汽车以及其他概念车多采用轮边电机驱动。
2003年,通用汽车将轮毂电机成功应用到雪佛兰S-10皮卡车上,该电机给车轮增加的重量约为15kg,电机功率约为25kW,产生的扭矩比普通雪佛兰S-10皮卡车高出60%。2005年通用汽车推出的燃料电池汽车后轮采用轮毂电机驱动,前轮则采用集中单电机驱动,电机总功率达110kW,续航里程达500km。有消息称,Tesla的下一代电动汽车也可能采用轮毂电机技术[17]。
法国TM4公司设计的轮毂电机采用外转子式永磁电动机,将电动机外壳集成为鼓式制动器的制动鼓作为车轮的组成部分,集成化设计程度非常高,额定功率为18.5kW,峰值功率达80kW,额定转速为950r/min,最高转速为1385r/min。额定工况下的平均效率可达96.3%。2008年巴黎车展上Venturi公司研发的概念版四轮驱动跑车“Venturi Volage”使用了米其林公司的轮毂电机(如图2所示)。除此之外,德国的西门子公司、舍弗勒公司都推出了自己的轮毂电机技术。
2009年法兰克福车展上,第一辆纯电能驱动的奥迪跑车e-tron与公众见面,这款车配备四个独立的轮毂电机实现四轮驱动,0～100km/h加速时间为4.8s,续航里程为248km[18]。宝马公司的MINI COOPER采用四个PML公司生产的轮毂电机,动力源为小排量汽油发动机加电池和超级电容器,最高时速150km/h。0～60km/h加速时间为4.5s。
英国的Protean Electrics公司是一家专门生产轮毂电机的厂商,被称为全球轮毂电机研发和商业化的领导者,其生产的ProteanDriveTM轮毂电机(如图3所示)功率和扭矩分别可达75kW和1000N*m,而重量仅为31kg,可安装在直径为18～24英寸的常规车轮中,并且还有杰出的再生制动功能,在刹车过程中可回收高达85%的可用动能。Protean Electrics公司已与多家整车制造厂商开展合作,比如基于奔驰E级改装的纯电动和混合动力汽车就采用了该公司的轮毂电机[19]。
我国对轮毂电机技术的研究起步较晚,但随着国家“863”计划电动汽车重大专项课题的推进,各科研单位对该技术的研究不断加强。同济大学汽车工程学院分别在2002年、2003年和2004年研制的三代“春晖”系列电动汽车均采用了低速永磁无刷直流轮毂电机。比亚迪公司在2004年车展上展出的“ET”概念车也采用了四个功率为25kW的轮毂电机,最高时速165km,续航里程为350km。另外,清华大学、吉林大学、华中科技大学等高校也积极开展轮毂电机技术的研究并取得了一定成果[20]。
目前轮毂电机技术除在大型矿山运输车上有广泛应用外,在汽车领域的应用尚处于研究、试验阶段,技术尚不成熟,生产成本依然很高,在大规模推广应用之前仍然有很长的一段路要走。
5 轮毂电机发展展望
下一阶段,轮毂电机的研发将致力于以下几个方面:一是提高调速范围和转矩的变化范围,适应汽车在不同工况下的运行需求;二是提高功率密度和能源利用效率,降低电机重量;三是解决电动机在密封、冷却和抗振方面的问题,提高运行可靠性。在基于不同电机类型的轮毂电机中,永磁电机由于其独特的优势将继续得到更大的发展[5]。大型客车应用轮毂电机技术日趋增多,其车轮直径较轿车更大,转速更低,轮毂电机内部布置更为方便。随着动力电池、电子控制系统和整车能源管理系统等相关技术的突破,轮毂电机技术必将在电动汽车上得到广泛应用。另外,像诸如苹果、谷歌、乐视等搅局者不断加入电动汽车领域,也正在给汽车领域和轮毂电机的发展注入新的活力。
6 结论
轮毂电机驱动电动汽车 篇6
能源与环境污染的日益严重, 致使电动汽车成为了目前的重要发展趋势。电机驱动系统是电动汽车的重要组成部分, 它的驱动方式分为集中电机驱动和轮毂电机驱动[1], 其中, 轮毂电机驱动将动力、传动和制动装置都集整在轮毂内, 略去许多笨重的机械部件, 精简了车辆的结构, 成为电动汽车驱动方式的重要发展方向。但是, 采用轮毂电机驱动方式, 必然会增加车辆的非簧载质量, 进而会使车辆行驶的平稳性与操控性变差, 因此, 研制集成度高、体积小、重量轻的高效率、高转矩密度轮毂电机驱动系统十分重要。
本文提出的电动车用Halbach永磁轮毂电机, 基于磁齿轮的磁场调制原理[2], 采用低速外转子型结构, 使得电机结构简单、无减速机构及齿轮的磨损问题, 再利用Halbach阵列的自屏蔽效应[3], 提高了轮毂驱动电机的运行效率与转矩密度。
1 Halbach永磁轮毂电机结构
本文提出的电动车用Halbach永磁轮毂电机结构如图1所示, 从图中可以看出, 该电机外转子与定子之间只有一层气隙, 电机的外转子可以直接与轮胎轮辋相粘合, 采用Halbach阵列充磁方式的钕铁硼永磁体嵌入在电机外转子的轭部, 每极由三个永磁块组成。
图2 (a) 中展示了具体的永磁块的充磁方向, 为了对比电机的性能, 相应设计了径向充磁方式的永磁轮毂电机, 如图2 (b) 所示。
该Halbach永磁轮毂电机基于磁齿轮的磁场调制原理, 直接利用定子齿的端部来调制定子电枢绕组产生的高速旋转磁场和外转子上永磁体产生的低速旋转磁场。与磁齿轮或其他磁场调制型单气隙永磁电机相似[4,5], 本电机满足:
其中, zs是定子齿数, pr是外转子永磁体极对数, ps是定子电枢绕组极对数。相应的, 电机的变速比Gr为:
设计该电机时, 选取m=1, k=-1, 因为此时能产生最大的磁场调制。定子槽中绕有三相对称电枢绕组, 因此zs应该为3的倍数, 综合考虑电机的制作工艺、电机的高性能、低转矩波动以及高转矩传输能力, 将外转子极对数和电枢绕组极对数分别设计成23和4, 根据公式 (1) 、 (2) , 分别得到zs=27, Gr=–5.75, 也就是说电枢绕组产生的高速旋转磁场经磁场调制的作用, 带动外转子低速旋转, 转速只有电枢绕组旋转磁场的4/23, 具有直驱能力, 无需配备减速齿轮箱。
2 Halbach永磁轮毂电机设计
2.1 Halbach阵列
Halbach阵列通常可以通过将不同磁化方向的永磁块按规律组合而成。每极永磁块的个数不同, halbach阵列形式也就不同。每极永磁块的个数越多, 得到的气隙磁密分布就越正弦, 这可以帮助减小齿槽转矩。然而, 每极永磁的块数越多, 加工维护费用也越高。此外, 不同的每极永磁体块数和磁化方向也会带来不同的磁场密度。
基于上述因数, 将该Halbach永磁轮毂电机的每极永磁体块数设计为3。每极中三块永磁体的磁化方向如图2 (a) 所示, 中间那块采用径向充磁, 旁边两块的充磁方向相互对称, 与中间的永磁块充磁方向成一角度θ。为了分析三块永磁体的宽度比 (用b/2a表示) 和磁化方向 (用θ表示) 这两个量对电机的性能的影响, 先将每极整个永磁体的宽度和厚度设定好。受永磁体加工工艺的限制, 将b/2a选定在0.3到0.55之间, 考虑到气隙磁场密度, 将θ选定在10°到80°之间。利用有限元仿真软件得出如图3所示的关系图, 可以看出, 在整个永磁体的宽度和厚度一定的情况下, θ在45°~50°之间时, 电机的输出转矩比较大;b/2a在0.48到0.55的范围内, 电机转矩变化幅度比较小, 且当b/2a为0.54时, 可以得到最大转矩。考虑到永磁块宽度过小后容易发生退磁, 最终将Halbach阵列充磁角度θ和宽度比b/2a分别设计为45°和0.48。
2.2 永磁体宽度
导致车辆动力系统振动和车辆内部噪音的主要原因之一就是轮毂电机的振动, 因此, 减小电机的转矩波动尤为重要。本文所提出的Halbach永磁轮毂电机中, 永磁体的宽度是影响电机转矩波动的一个重要参数。图4展示了电机转矩波动随永磁体 (磁化方向已优化) 的宽度的变化关系。其中, X轴代表每极转子轭部宽度与整个永磁体宽度的比值, 用图2 (a) 中的c/ (2a+b) 来表示。图4中可看出, 当c/ (2a+b) 取0.6时, 能获得最小转矩波动。
2.3 永磁体厚度
永磁体的厚度对电机运行性能的影响也很大。最佳永磁体厚度的选取可以得到最大转矩传输能力。图5展示了永磁体厚度对输出转矩的影响。从图中可以看出, 当永磁体厚度设计为3.8mm时, 能得到最大转矩。
3 Halbach永磁轮毂电机性能分析
在分析电机性能过程中, 将Halbach永磁轮毂电机与径向充磁的永磁轮毂电机 (如图2 (b) 所示) 一起对比分析, 两电机各个部分尺寸一模一样, 唯一的不同就是永磁体的充磁方向。采用有限元软件对电机建模, 并对其性能进行分析。图6 (a) 和 (b) 展示了两电机在初始位置时的空载磁场分布图。可以看出, (a) 中定子齿上的磁力线比 (b) 中要密集许多, 而 (a) 中外转子轭部磁力线比 (b) 中要稀疏很多。这也正体现出Halbach阵列的自屏蔽效应, 即能使磁体一边磁场显著曾强, 而是另一边磁场显著减弱。因此, Halbach永磁轮毂电机与径向永磁轮毂电机相比, 可以提供更高的气隙磁密和更少的转子轭部磁密, 进而可以减少铁芯损耗, 提高电机效率。此外, 通过减小转子轭部的厚度, 可以减小Halbach永磁轮毂电机的体积和重量, 这也有利于减小电动汽车驱动系统的非簧载质量, 提高轮毂驱动电机转矩密度。
图7展示的是电机在转速为800 rpm时的空载反电势波形图, 从图中可以看出, 空载反电势波形为正弦波, Halbach永磁轮毂电机的反电势波形幅值比径向充磁方式电机的高了17.57%。图8展示的一定负载下的电机转矩波形图, 从图中可以得出, Halbach充磁方式比径向充磁方式的永磁轮毂电机的转矩高了16.13%。相同质量或体积下, 驱动电机的转矩密度自然得到了提高。
4 总结
本文提出的Halbach永磁轮毂电机用于电动汽车, 可以提供低速大转矩的运行方式。与径向永磁轮毂电机相比, 它可以减小铁芯损耗、电机体积, 并能获得更高的转矩和电机效率。基于有限元分析法, 分析了该电机的磁密、空载反电势以及转矩等性能。结果显示该电机特别适用于电动汽车的直驱系统。
参考文献
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轮毂电机驱动电动汽车 篇7
外转子永磁无刷直流电机又称轮毂电机,其励磁磁场由永磁体提供。由于采用独特的外转子结构,轮毂电机可以非常方便地和车轮集成,从而省去传统汽车复杂的减速和传动机构,大大简化了电动汽车的结构,是电动汽车动力系统的重要发展方向。
应用于电动汽车的轮毂电机的永磁体通常紧密地排列在外转子的内表面,以产生足够大的转矩,所以永磁体排列的均匀性直接影响电机的运行性能。另一方面,由于电机的电枢反应、过热等原因,永磁体可能发生弱磁故障,并产生明显的转矩波动和周期性噪声。虽然傅里叶变换可以提取信号的特征频率,但是由于在变换过程中会丢失时间(或位置)信号,所以傅里叶变换不适用于非平稳动态系统的分析。本文讨论了一种新的基于小波分析的永磁体故障诊断方法,并采用两个实验验证了该方法的可行性。
1 基于小波的故障诊断
1.1 小波变换简介
令函数ψ(t)∈L2(R),其傅里叶变换F[ψ(t)](ω)满足可容许性条件:
其中,Cψ为容许值,称ψ(t)是一个母小波[1?2]。通过平移和伸缩ψ(t),可以得到一系列小波序列
式中,a、b分别为伸缩因子和平移因子。
给定函数f∈L2(R),其连续小波变换定义为
式中,为的共轭函数。
其小波逆变换为
在小波理论中,一个信号S被分解为两部分,近似部分A1和细节部分D1。A1代表信号的低频成分,D1代表高频成分。将A1分解到下一层的近似部分A2和细节部分D2,可分离出另一个高频成分,重复上述过程,可将一个信号分解成n层和的形式:
分解结果如图1所示。与傅里叶变换对比可知,小波变换是将一维时域函数映射到二维时间-尺度域上的一种变换分析方法。通过调整a和b,可获得一系列不同时间-频率宽度的小波族以匹配原始信号的任意位置,从而实现对信号的时间-频域局部化分析的目的。
1.2 永磁体排列的故障诊断
一般地,轮毂电机直接集成在电动汽车的轮胎内,因此不需要传统汽车的传动机构,电机的转速即是车轮的转速。由于
式中,T为电机的输出转矩,N·m;Pout为输出功率,W;n为转速,r/min。
则在给定电机输出功率的情况下,为获得足够的输出转矩,必须降低电机的转速,这个可通过增加转子的极对数实现。因此,应用于电动汽车的轮毂电机的极数通常大于40,以获得足够的输出转矩。
为方便粘贴,轮毂电机的永磁体通常紧密地排布在外转子的内表面上。相邻永磁体之间的间隙直接影响电机气隙磁通的分布,从而影响电机的性能。对于有双霍尔传感器的轮毂电机(一组霍尔备用),其相邻永磁体间隙信息可通过对比镶嵌在同一齿或槽的一对霍尔传感器信号的相位差获得。但是,直接对比两个信号的相位差是比较困难的,可通过对霍尔信号进行小波分解,捕捉霍尔信号的间断点,再计算细节部分的相邻极值点的距离,推导出两个永磁体之间的实际间隙宽度,其原理如图2所示。
令第k块永磁体为粘贴不合格的永磁体,其与相邻永磁体的间隙为楔形。通过对霍尔信号进行小波分解,可以获得信号的细节部分。每个采样间隔的实际宽度为
式中,r为永磁体表面到主轴的距离;s(t)为转子的转速;tm、tm+1分别为第m和m+1个采样时刻。
如果转子以恒速n旋转,式(1)可简化为
式中,fs为采样频率。
据此,相邻永磁体间隙可通过下式计算:
其中,x1、x2分别为霍尔信号A1和A2进行小波分解后的极值点。如果
式中,τ为给定容许值。
则可判定第k块和第k+1块永磁体之间的间隙合格,否则不合格。
1.3 永磁体弱磁检测
三相无刷直流电机的数学模型可表示为[3]
式中,Uk、ik、ek分别为第k相端电压、相电流和反电动势(k=a,b,c);R、L、M分别为每相等效电阻、电感和互感。
其等效电路如图3所示。
当考虑到电机的电枢反应、各相电感等因素,相电流的实际波形将发生畸变。如果一块或多块永磁体因高温或断路而发生弱磁故障,电机的气隙磁场分布将变得不对称,并在相电流波形中产生大量谐波分量。因永磁体弱磁而产生的相电流谐波频率可通过下式计算[4]:
式中,fe为相电流基波频率;P为转子极数;k为整数。
图4给出了一个有一对磁极发生弱磁的轮毂电机的相电流波形及其快速傅里叶变换(FFT)。虽然通过傅里叶变换可以获得信号的频谱从而得到因永磁体弱磁而产生的故障频率,但是由于在变换过程中丢失了位置(时间)信息,傅里叶变换无法处理动态情况。为解决上述问题,可通过对相电流波形进行小波变换以确定特征频率所在的尺度范围。最后,通过计算特征频率所占的信号能量比并与正常电机进行对比,来判断电机是否发生弱磁故障。
Ruiz等[5]指出,每个频率所占的信号能量比可通过下式计算:
式中,Cij为指数为j、尺度为i的小波变换系数;N为采样数;M为尺度数。
为简化计算,只需计及满足式(5)的频率所占的能量比。Riera-Guasp等[6]指出,信号的小波分解细节部分Di包含了满足下式的频率部分:
在小波分析中,通常采用二进策略,即s=2j,其中,j为整数。因此,只有满足
的尺度需要计算。为进一步确定需要计算的尺度,可采用下式确定:
其中,integer()为取整函数。如果电机发生永磁体弱磁故障,则满足式(5)的频率所占的能量比将大大高于正常电机在该频率所占的能量比。因此,Ei可作为判断电机在动态情况下是否发生弱磁故障的指标。
2 实验分析
为验证上述方法,分别进行了两个实验,所用的实验台如图5所示。利用MATLAB的小波工具箱对霍尔信号进行小波分解以获得信号的间断点的准确位置。第一个实验中,利用霍尔小波对霍尔信号进行小波分解以检测间断点。第二个实验中,利用db24小波对相电流信号进行小波变换,获得各频率段的小波系数。
2.1 永磁体排列间隙检测实验
图6给出了镶嵌在同一定子铁芯上的两个霍尔信号的第5层霍尔小波分解。测试电机的基本参数见表1。从图6可以明显看出,经过5层分解,可以精确地捕捉到霍尔信号的间断点。表2给出了间断点的位置(x1和x2)和测试电机的永磁体间隙距离。在工程应用中,当
式中,b为永磁体的切向宽度。
时,认为永磁体的间隙不合格。根据表1,当电机转速为n=400r/min时,相邻采样间隔的实际距离
且Δg|k=9=1.46>τ,故可得知第9和第10片永磁体之间的间隙不合格。
2.2 永磁体弱磁检测实验
实验所使用的轮毂电机有一对永磁体因高温而导致永久退磁,电机的基本参数见表3。电机运行在额定转速附近,转速波动为750~800r/min。同时对一台相同参数的电机进行了相同实验,以和有弱磁故障的实验电机做比较。根据式(6),测试电机的电流基波频率范围为
由于弱磁故障,实验电机在运行时将产生大量满足式(5)的谐波分量。表4给出了5个经过慎重选择的谐波分量及其对应的根据式(9)和式(10)计算得到的尺度,图7给出了表4中使用db24得到的各尺度的小波系数波形。虽然可以从图7中看出正常电机和弱磁电机的一些区别,但是仍需要进一步提取更有用的信息。图8给出了根据式(7)计算得到的各谐波分量的能量比分布。从图8中可以清楚地看出,有弱磁故障的电机的谐波分量能量比远远高于正常电机在该谐波频率的能量比,因此各谐波分量的能量比可以作为判断永磁电机是否发生弱磁故障的重要指标。
3 结语
本文讨论了两类轮毂电机的永磁体故障:永磁体排列均匀性和永磁体弱磁故障。利用小波分解检测霍尔信号的间断点,并对比霍尔信号的相位差以计算相邻永磁体的实际间隙。当间隙大于给定容许值时,则判定永磁体间隙不合格。对相电流进行连续小波变换,以获得因弱磁故障而产生的谐波分量的小波系数。实验数据表明,因弱磁故障而产生的谐波分量的能量比远远高于正常电机在该频率的能量比,因此可根据式(7)判定轮毂电机是否发生了弱磁故障。
参考文献
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