电动汽车拆解马达使用铁氧体磁铁的HEV驱动马达.doc

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1、电动汽车拆解马达使用铁氧体磁铁的HEV驱动马达图1：北海道大学开发的使用铁氧体磁铁的驱动用马达采用以2枚定子夹住1枚转子的轴向间隙型马达构造。现有电动汽车（EV）及混合动力车（HEV）则采用在定子轴方向内侧配置转子的径向间隙型马达。使用铁氧体磁铁的马达存在着扭矩低、容易发生不可逆退磁等问题，目前尚无用于汽车驱动用途的先例。此次，北海道大学通过采用与传统电动汽车（EV）及混合动力车（HEV）马达构造不同的轴向间隙型构造，使铁氧体磁铁马达实现了与市售HEV用马达同等的输出功率密度。 北海道大学开发出了用于混合动力车（HEV）的驱动马达（图1）。虽然以铁氧体磁铁代替了Nd（钕）类磁铁，却实现了同等于

2、现有Nd类磁铁驱动马达的 性能。铁氧体磁铁此前存在扭矩低、容易发生不可逆退磁等问题（图2）。此次通过解决这些课题，在同等于市售HEV（2003年上市的丰田“普锐斯”）驱动 用马达的体积下，实现了同等的51.5kW输出功率（图3，表1）。图2：使用铁氧体磁铁的驱动用马达存在的课题及对策课题是扭矩低、铁氧体磁铁容易发生不可逆退磁。通过采用轴向间隙型马达、分段构造以及优化定子槽数解决了这些课题。另外，与现有轴向间隙型马达相比，还通过新采用分段构造，减少了随着转子偏移而产生的机械损失。图3：马达的输出功率在1700rpm下输出功率可达到51.5kW。今后将确保高转速区的输出功率。驱动马达采用了两种新构

3、造。分别为（1）与现有电动汽车（EV）及HEV不同的轴向间隙型马达（图4），以及（2）自主开发的转子构造将铁氧体磁铁与压粉铁芯呈交替状配置“分段构造”（图5）。 此前因Nd类磁铁的性能高于铁氧体磁铁，一直被驱动用马达使用。从性能指标能量积（剩余磁通密度保磁力）来看，Nd类磁铁比铁氧体磁铁高出10倍左右。 但Nd类磁铁的成分稀土因全球90的产量依赖于中国而存在制约。如果中国限制稀土供应，便会限制日本的竞争力。要规避Nd类磁铁的采购风险，必须考虑利用资源丰富的铁氧体磁铁。 利用新构造解决铁氧体磁铁的课题 驱动用马达采用铁氧体磁铁时，存在（1）扭矩比Nd类磁铁低、（2）容易发生不可逆退磁等课题。 扭

4、矩与马达的尺寸成正比。要用铁氧体磁铁确保与Nd类磁铁同等的扭矩，理论上只要增加马达的尺寸就能达到目的。但汽车需要最大限度地确保车内空间，因此无法安装大尺寸马达。不可逆退磁也是一大课题。磁铁会沿着从N极到S极的方向产生磁通量。启动马达时，会从定子磁铁向转子磁铁流过与磁铁的磁通量方向相反的磁通量。此时， 如果反方向的磁通量较强，就会导致磁铁的磁力下降。这就是不可逆退磁。如果磁铁的磁力较强，就不易发生不可逆退磁。Nd类磁铁可轻松避免这种现象，但铁氧 体磁铁因磁力较弱，比较容易退磁。 此次开发的驱动用马达使用铁氧体磁铁，因此存在上述两个课题。北海道大学通过采用轴向间隙型构造与分段构造、优化定子槽数三项

5、措施解决了这些课题。 采用轴向间隙型马达 首先通过采用轴向间隙型马达与分段构造解决了扭矩低的问题。轴向间隙型马达采用转子和定子沿马达轴方向重叠配置、沿轴方向流过磁通量的构造。 如果是HEV等发动机舱较小的汽车，马达的轴方向长度有限，采用现有马达构造很难确保较大的扭矩。轴向间隙型构造可在轴方向的转子面与定子面之间产生磁通量，因此即使马达长度较短，也比较容易确保扭矩。 轴向间隙型马达以前一直用于个人电脑的冷却风扇等，此次更改了其转子铁芯的构造（图6）。原来是在转子铁芯面上配置磁铁。此次则去掉了转子铁芯，因此可增加铁氧体磁铁的厚度，从而提高了扭矩。 图4：马达的构造以2枚面状定子夹住1枚转子。图5：

6、转子的构造采用将磁铁与压粉铁芯呈交替状配置的分段构造。磁铁与压粉铁芯以不锈钢支撑。不锈钢与空气一样，不易通过磁通量，磁铁的磁通量不易流向左右相邻的压粉铁芯，因此比较容易穿过定子。图6：转子构造与原来的轴向间隙型马达不同以前是在转子内配置转子内芯。转子内芯为铁块，磁通量容易穿过。转子的轴方向位置偏移时，定子产生的磁通量会穿过内芯，流回同一定子，造成磁通量短路。采用新构造（右）时，磁通量压容易通过粉铁芯，而不易穿过磁铁，因此不易发生磁通量短路。如上所述，此次的马达采用磁铁和压粉铁芯在转子表面呈交替状排列的分段构造。磁铁与压粉铁芯以不锈钢支撑。不锈钢为非磁性体，导磁率只有铁的1/500左右，与空气相

7、当。通过采用不锈钢作为转子的支撑材料，确保了转子的强度。 如果使用电磁钢板代替不锈钢的话，因电磁钢板的导磁率较高，铁氧体磁铁产生的磁通量容易流入左右相邻的压粉铁芯。也就是说，转子产生的磁通量会在转子内发生短路，导致扭矩降低。 要提高扭矩，需要使磁铁的磁通量容易穿过定子。因此，还要考虑磁铁与压粉铁芯的间隔（间隙）。此次将铁氧体磁铁与压粉铁芯的距离设计成了2mm左右， 而转子面与定子面则相距1mm左右。如果铁氧体磁铁与压粉铁芯之间小于这一距离的话，磁铁的磁通量容易在转子内发生短路，因此会导致流向定子的磁通量减 少，这样便很难增加扭矩。 确保磁通量通路防止磁铁磁力降低 图7：定子槽数为15时的扭矩与

8、扭矩波动的关系（分析值）可获得409.8Nm的最大扭矩，扭矩波动率为40。定子产生的磁通量有的方向与铁氧体磁铁产生的磁通量相同，有的则与其相反。如果定子磁通量的方向与磁铁磁通量相同，就没有问题。但定子磁通量的方向与磁铁磁通量相反时，将会成为磁铁退磁的主要原因。 马达转速提高时，产生的反电动势会与磁铁的磁通量成比例。为了减弱反电动势，通常定子会对磁铁进行“弱励磁”控制来减弱磁铁的磁通量。弱励磁是指利用定子产生与磁铁磁通量方向相反的磁通量。 此次通过采用分段构造，使弱励磁控制时产生的、由定子流向转子的磁通量，通过转子上的压粉铁芯而不是转子上的磁铁。将转子极数设成10的主要原因是，可通过弱励磁控制方

9、式抑制退磁。采用分段构造，可在减少反电动势的同时，抑制磁铁退磁，也就是说，可抑制不可逆退磁。 作为抑制不可逆退磁的措施，还改进了定子的槽数。槽数少的话，每个槽产生的磁通量会增加，使方向与转子的铁氧体磁铁相反的磁通量流过时，磁铁容易发生不可逆退磁。通过增加定子的槽数，可减少每个槽的磁通量，同时减少每个磁铁获得的磁通量，以防止退磁。 采用以前的轴向间隙型马达的转子构造时，如果转子位置偏向其中一个定子，就会对轴承的局部区域产生负荷，因此存在耐久性方面的问题。这是因为定子和转 子之间以空气隔离，空气的导磁率只有铁的1/500左右。而且，转子内配置有会造成磁通量短路的内芯。定子与转子之间距离越短，磁通量

10、越容易经由转子的内 芯，流向同一定子。结果会造成转子位置偏移时增加轴承的负荷，出现耐久性方面的问题。 采用此次的转子构造时，即使转子的位置偏移，定子产生的磁通量也很容易穿过转子。因此，其优点是不会产生偏向轴承的力。 最佳数值为24槽、15次绕线此次开发的马达根据模拟结果，将转子极数定为10极，定子槽数定为24槽。选定的数值可使产生的扭矩以及有助于提高扭矩的交链磁通量增大，而且可抑制扭矩波动及不可逆退磁。 比如，转子为10极、定子为15槽时，最大扭矩可达到409.8Nm，高于目标值320Nm，但扭矩波动也比较大（图7）。而且定子为15槽时发生不可逆退磁的铁氧体磁铁体积也比较大。 图8：定子槽数与

11、交链磁通量减少率的关系（分析值）交链磁通量减少率越低越好。将定子槽数由15增至24后，交链磁通量的减少率降低，效率提高。图9：绕线数、平均扭矩与交链磁通量减少率的关系（分析值） 定子每槽的绕线数由13增至18时的扭矩与交链磁通减少率。绕线数为16时扭矩最大。北海道大学发现，将转子槽数增至18槽、24槽时，不仅退磁体积缩小，而且可降低交链磁通量的减少率（图8）。24槽时的扭矩波动率可降至16。此次还评测了每槽的绕线数。绕线数在13到16之间时，扭矩会增加，但超过16时扭矩会下降（图9）。 绕线数为17或18时，扭矩会降低。其原因是，由于定子外径固定，绕线数越多，绕线内部的内芯截面积就会越小。内芯截面积较小的话，内芯内部会发生磁饱和，因此磁通量不会增加。 改变绕线次数后，尽管绕线数为16时创造了330.2Nm的最高扭矩记录，但交链磁通量的减少率会随着绕线数增加而增大。北海道大学认为，最佳数值是达到目标扭矩320Nm，而且磁通量减少率不到3，仅为2.7，也就是绕线数为15。 根据磁铁的角度与扭矩特性的模拟结果，将转子磁铁与压粉铁芯的角度比例设成了2：1（磁铁为240度，压粉铁芯为120度）。因为转子由10极构成， 所以每极为24度。这种情况下，扭矩波动比较小，而且可获得较高的扭矩。