利用包覆芯技术提高轴向磁通电机效率的研究
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2025-11-27
随着环保政策的兴起，先进的电机技术正被开发出来，以取代交通运输行业中以化石燃料为基础的发动机。轴向磁通电机因其尺寸更小、输出扭矩更高而优于径向磁通电机，但其所需的材料和制造工艺也不同。特别是，复杂定子铁芯和分段磁体的生产面临着巨大的挑战，通常会导致更高的成本。为了解决这个问题，人们正在探索使用具有更大设计灵活性的软磁复合材料（SMC）来制造定子铁芯。然而，与叠片硅钢相比，软磁复合材料的磁导率和饱和磁通密度较低，导致输出扭矩和效率降低。本文研究了定子几何形状对轴向磁通电机性能的影响，并探索了将软磁复合材料与硅钢相结合的包覆式铁芯技术。通过有限元法（FEM）分析，评估了包覆式铁芯内硅钢形状对输出扭矩和效率的影响，本研究提出了一种优化的包覆式铁芯设计，以提高轴向磁通电机的效率和输出扭矩。
关键词：
电动汽车；轴向磁通电机；软磁复合材料1. 引言
随着全球对碳中和政策的关注以及从内燃机向电动和氢动力系统的加速转型，人们对电机技术的兴趣日益浓厚。特别是，轴向磁通电机因其能够在缩小尺寸的同时最大限度地提高转子轴的功率传输效率而备受关注，与径向磁通电机相比，其优势尤为突出[ 1 ]。目前，径向磁通电机在有限空间内提高输出扭矩方面存在局限性。为了克服这些局限性，人们开发了单位横截面积上具有更高气隙磁通量的轴向磁通电机[ 2 ]。轴向磁通电机和径向磁通电机均可利用永磁体实现小型化，但轴向磁通电机尤其能够有效地缩短转子和定子的轴向长度。这使得轴向磁通电机具有高功率密度和优异的功率重量比，而这正是其关键特性[ 3 , 4 , 5 , 6 ]。为了降低铁芯中的涡流损耗，叠片设计需考虑磁通通过气隙进入定子的方向。然而，与径向磁通电机中采用相同形状的电工钢叠片工艺不同，轴向磁通电机需要更复杂、更精确的制造技术，因为必须使用不同长度的叠片[ 7 ]。由于电工钢的成形性较差，轴向磁通电机铁芯的形状受到限制。目前的研究致力于通过在铁芯中应用软磁复合材料来提高转矩密度，这些材料不仅被积极应用于传统的永磁电机，还被应用于感应电机、具有复杂几何形状的球形电机和爪极式电机[ 8 , 9 , 10 , 11 ]。在相同的外部磁场下，软磁复合材料的磁导率和饱和磁通密度均低于电工钢[ 12 ]。当轴向磁通电机的铁芯采用电工钢时，即使在相对较低的外部磁场下也能获得较高的输出转矩。然而，由于电工钢的成形性较差，铁芯必须设计成简单的形状，这限制了形状的优化。另一方面，使用软磁复合材料制造定子铁芯可以提供更大的设计灵活性，但较低的磁导率和饱和磁通密度限制了实现高输出转矩的能力[ 13,14 ]。为了最大限度地发挥两种材料的优势，研究人员开展了相关研究。一项针对双定子结构永磁爪极电机的研究同时采用了软磁复合材料和电工钢。定子轭采用电工钢制成，而爪极定子齿则采用软磁复合材料，并比较了各种转子结构和混合铁芯设计的性能[ 15 ]。另一项研究将软磁复合材料应用于爪极横向磁通电机的定子齿和定子座。基于此配置，研究人员对比分析了采用新型SL软磁复合材料的模型与采用传统软磁复合材料的模型的特性[ 16 ]。最后，另一项研究着重于优化转子永磁体以降低转矩脉动，同时在定子铁芯设计中同时采用软磁复合材料和电工钢。该研究通过调整转子弧宽比，旨在有效降低转矩脉动[ 17 ]。本文提出了一种结构，通过在定子中需要设计灵活性的区域采用软磁复合材料，在定子铁芯的中心区域采用电工钢，同时保持永磁体的形状和尺寸不变，最大限度地发挥两种材料的优势。通过这种方法，我们提出了一种包覆式铁芯结构，该结构有效地利用了两种材料的特性，并通过有限元分析（FEM）证实，与仅使用软磁复合材料相比，该结构在低速下可获得更高的扭矩。
2. 材料与方法
轴向磁通电机产生转矩的方式与传统同步电机相同，即在定子绕组中施加多相电流，并通过与励磁体的磁通相互作用产生转矩。在径向磁通电机中，电流与磁通相互作用的气隙面积由转子半径和电机长度共同决定；而在轴向磁通电机中，气隙面积仅由转子半径决定。轴向磁通电机产生的旋转力可以用洛伦兹力定律表示，如式 (1) 所示 [ 18 ]。
是施加的电流，未知节点类型：字体其中，是气隙磁通密度，是具有均匀表面电流密度的薄片，其中，
未知节点类型：字体是均匀表面电流密度薄片处的径向距离，
未类型：字体是表面分量，并且未知节点类型：字体未知节点类型：字字体未知节点类型：字体未知节点类型：字体未知节点类型：字体未知节点类型：字体未知节点类型：字体是气隙中磁通密度法向分量的矢量。轴向磁通型电机提供未知节未未知该值几乎与半径分量无关。作用在铁芯上的切向力可以用安培定律计算。
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均匀表面电流密度的薄片也是半径的函数，因此线电流密度的最大值可使用公式 (2) 确定。相数为极点的数量是回合数为，极距为（ ）并表示为 / 。
为了考虑气隙的形状，气隙磁通密度因子（) 可以如式 (3) 所示纳入考虑。气隙磁通密度因子 (定义为平均气隙磁通密度（ ）和最大气隙磁通密度（ ）。
由此产生的扭矩大小由式 (4) 给出，其中代表绕组系数。假设磁通密度与电流垂直相交，则在计算中将它们视为独立因素。 值表示为 电机呈圆形。 表示为2 。
方程 (5) 可以通过对 (4) 在电机内半径范围内进行积分得到 ( / 2）至电机的外半径（ / 2因为 AFPM 电机的实际直径是由外径和内径之差决定的。
这可以表示为（6）。
利用内半径与外半径之比（= / ），它可以表示为（7）。
轴向磁通电机的输出转矩取决于电机的直径、磁通密度、匝数、电流和相数。特别是，电机的外径以及外径与内径之差（) 对扭矩有显著影响，随着磁通密度和电流的增加，扭矩也会增加。
此外，电枢磁通密度（ . ）和场通量密度（）已定义。如式（8）所示，气隙磁通密度由励磁磁铁和电枢的饱和磁通密度组成。
. 定义为电枢磁通量， . 是电枢核心区域， . 是电枢铁芯磁阻， . 是电枢芯轴的长度， . 是铁芯的磁导率。电枢磁通量，如式 (9) 所示，表示为磁通量穿过的面积上的磁通密度。
如（10）所示，可以看出，核心渗透率和饱和通量密度值有显著贡献。
与径向磁通电机（如图 1a所示，其轴向叠片采用形状相同的电工钢片）不同，轴向磁通电机（如图 1b所示，其径向叠片采用形状不均匀的电工钢片）。此外，由于叠片制造工艺复杂，改变定子铁芯的形状以降低转矩脉动或提高效率可能极具挑战性，甚至不可能。为了克服这些制造限制，人们对使用具有高成形性的软磁复合材料制造定子铁芯进行了广泛的研究，如图 1c 所示 [19]。软磁复合材料通过将抑制电子运动的热固性树脂与低电导率材料相结合，旨在抑制涡流的产生 [20]。这种材料的工作原理是在铁粉颗粒表面涂覆一层薄的绝缘层，从而阻断基体内部的潜在导电路径，并在层间形成绝缘屏障，防止涡流回路的形成。由于这些材料特性，软磁复合材料具有高成形性，能够制造复杂形状的铁芯 [ 21 ]。此外，软磁复合材料的粉末状组成有助于降低高速下的涡流损耗，因为趋肤效应会降低涡流的穿透深度。然而，与电工钢不同，软磁复合材料制成的磁芯颗粒随机排列且含有孔隙，这会增加电阻，使电流难以沿稳定路径流动。因此，磁芯内部的电流流动会受到干扰，导致低速下涡流较大[ 22 , 23 ]。此外，在用于制造磁芯的粉末压制过程中，材料的固有特性也可能导致磁芯破裂。尽管该材料刚度高，但强度相对较低，因此需要精密的制造工艺[ 24 , 25 ]。
图2展示了本研究中使用的轴向磁通电机的结构。该电机由定子、转子、永磁体和线圈组成，转子产生的磁通沿旋转轴方向运动[ 26 ]。由于这种磁通流动，轴向磁通电机通常结构不稳定，会在定子和转子之间产生吸引力，从而导致气隙不均匀[ 27 ]。为了减少定子和转子之间的磁不平衡，本研究采用了双转子单定子的结构。表1列出了基准模型的规格。为了最大限度地降低振动和噪声，采用了16极18槽的配置[ 28 , 29 , 30 ]。电机的外径和内径分别设置为200 mm和150 mm，叠片长度为64.8 mm。此外，为了确保比较的准确性，所有电机的匝数和电流均保持一致。由于软磁复合材料是通过粉末压制成型的，因此需要小心处理以避免外部冲击。为此，我们选用了一种抗拉强度和抗拉强度与电工钢（27PNX1350F）相近的软磁复合材料（Hoganas 500 1P，600 MPa）。
图3展示了轴向磁通电机定子铁芯分别采用硅钢和软磁复合材料时的转速-转矩性能对比数据。在相同电流下，采用电工钢作为定子铁芯的电机在800 r/min转速下产生75.09 Nm的转矩和14.36 W的铁损；在1600 r/min的最高转速下，其转矩为36.32 Nm，铁损为33.83 W。而采用软磁复合材料作为定子铁芯的电机，在800 r/min转速下产生68.49 Nm的转矩和52.28 W的铁损；在1600 r/min转速下产生33.34 Nm的转矩和114.61 W的铁损。从分析的输出扭矩和损耗对比数据可以看出，与使用软磁复合材料相比，采用硅钢可以获得更高的扭矩和更低的铁损。这表明硅钢能够提供更高的效率。
如图4所示，在施加相同外部磁场的情况下，软磁复合材料（Hoganas 500，1P，600 MPa）的磁通密度和磁导率均低于电工钢（27PNX1350F）。此外，由于其材料特性，在低频下表现出相对较高的铁损。因此，电工钢通常用作电机定子铁芯材料，以实现更高的输出转矩。如前所述，人们已经开发出多种制造方法，将具有优异磁性能的电工钢应用于轴向磁通电机的定子，包括将钢带紧密折叠或卷材成型。然而，这些制造方法在实现旨在降低转矩脉动的精细形状设计方面存在局限性，并且在制造质量方面也存在缺陷，例如定子铁芯边角撕裂。本文提出了一种包覆式铁芯技术，该技术最大限度地利用穿过气隙的磁通，从而提高输出转矩。在这种方法中，形状复杂不规则的定子铁芯外层采用成形性高的软磁复合材料，而定子铁芯中心部分则采用形状对称、易于制造的叠片电工钢。
3. 带包覆芯的AFPM的性能分析
当使用成形性有限的电工钢时，定子铁芯可以设计成如图 5a所示的 I 型铁芯，而不是如图 5b所示的扇形铁芯。然而，如图 6所示，与采用扇形铁芯的模型相比，这种设计会导致性能下降，因为扇形铁芯能更好地最大化穿过气隙的磁通量。因此，定子铁芯应采用能够充分利用气隙磁通的扇形铁芯。
.代表电工钢中的通量， 代表软磁复合材料中的磁通量。当应用本文提出的包壳磁芯时， . 可表示为电工钢中的磁通量与软磁复合材料中的磁通量之和，如式 (11) 所示。
.是电工钢的磁通密度，.代表电工钢的磁导率，.是电工钢的磁阻，以及.这是电工钢的长度。同样地， 是软磁复合材料的磁通密度， 代表软磁复合材料的磁导率， 是软磁复合材料的磁阻，以及 是软磁复合材料。如式（12）所示，通过使用两种不同的材料，每种材料中的磁通量与电工钢和软磁复合材料的磁通密度和长度成正比，并与每种材料的磁导率和磁阻成反比。
这会影响式 (8) 中的平均磁通密度，最终导致转矩的变化。图 7显示了在与表 1相同的尺寸、匝数和负载条件下磁通密度饱和情况。图 7a展示了采用单一软磁复合材料的铁芯中的磁通密度饱和情况，而图 7b展示了带有包覆层的铁芯中的磁通密度饱和情况。电工钢的磁导率高于软磁复合材料，使其能够更有效地集中磁通，从而产生相对较低的漏磁通。因此，如图 7所示，更多的磁通流经高磁导率的电工钢。如图7b所示，即使电工钢的外层达到饱和，周围的软磁复合材料也有助于最大限度地减少漏磁，使磁通能够继续流经铁芯的外层区域。
此外，图 8显示了基于包壳铁芯中电工钢和软磁复合材料比例的电枢磁通密度和铁损的标幺值 (PU) 图。磁通密度是根据软磁复合材料和电工钢的最大饱和磁通密度确定的。同时还考虑了基准转速 200 Hz 下的最大铁损值。随着电工钢比例接近 1，电枢磁通密度增加，从而产生更高的转矩和最小的铁损。相反，随着软磁复合材料比例接近 1，电枢磁通密度降低，从而导致转矩降低和最大铁损。
是总铁芯铁损，ℎ 是总磁滞损耗， 是总涡流损耗， 是总超额损失。如式（13）所示， 由磁滞损耗、涡流损耗和超额损耗组成。
.是电工钢的磁滞常数，是频率， 是软磁复合材料的磁滞常数。如式（14）所示，ℎ 磁滞损耗可表示为电工钢和软磁复合材料磁滞损耗之和。电工钢的磁滞损耗可表示为：.2.它与磁通密度的平方成正比。此外，软磁复合材料中的磁滞损耗可表示为 1.75 它与通量密度的 1.75 次方成正比。
, . 是电工钢的涡流损耗系数，.是电工钢的电阻率， , 是软磁复合材料的涡流损耗系数， 是软磁复合材料的电阻率。如式（15）所示， 表示为电工钢和软磁复合材料涡流损耗之和。电工钢中的涡流损耗由下式确定： , . ，.，， 和.并且它与平方成正比和.与电阻率成反比。类似地，软磁复合材料中的涡流损耗也受以下因素影响： , ， ，， 和 。
, . 是电工钢中的额外损耗， , 是软磁复合材料中的额外损耗。如式（16）所示， 指的是无法用磁滞损耗或涡流损耗解释的额外能量损耗。它可以表示为以下各项之和： , . 和 , 。
由于包覆式铁芯同时采用了电工钢和软磁复合材料，因此与仅使用单一软磁复合材料的轴向磁通电机相比，其在低速运行时能显著降低铁损。换言之，该结构利用电工钢和软磁复合材料的双重特性来提高整个定子铁芯的磁通密度，从而在降低铁损的同时提升输出转矩。因此，有必要分析通过减少插入铁芯中心的电工钢板层数所产生的影响。
本研究旨在探究最小多层结构，并采用I型和T型定子铁芯结构分析其输出转矩。此外，由于铁芯中心电工钢的厚度无法无限增加，因此涂覆于铁芯外层的软磁复合材料不宜过薄，否则可能导致铁芯饱和和漏磁。为避免这种情况，本研究将软磁复合材料的厚度设定为1 mm。
图 9展示了 I 型定子铁芯结构。I 型定子铁芯的设计变量包括宽度（）和厚度（电工钢的），并选取这些样品进行分析。此外，如果涂覆软磁复合材料的铁芯外层厚度过饱和，则会发生磁通泄漏，导致转矩下降。如图10所示，当当轴颈直径从 2 毫米变化到 8 毫米时，扭矩从 62.51 牛·米增加到 70.41 牛·米，增幅为 12.63%；铁损从 44.06 瓦降低到 27.6 瓦，降幅为 37.35%。图 11显示了不同轴颈直径下特性分析的结果。 ℎ基于先前分析的最优长度为 8 毫米厚度变化范围为 5 mm 至 30 mm。扭矩从 65.21 Nm 增加到 69 Nm，增幅为 9.5%；铁损从 50.01 W 降低到 46.07 W，降幅为 9.48%。分析表明，对于 I 型定子，铁芯中心插入的电工钢厚度变化对扭矩的影响大于宽度变化。此外，观察到增加电工钢用量可以降低铁损。因此，当 I 型定子铁芯结构具有以下特征时：8 [毫米] 和 a与采用轴向磁通配置的单一软磁复合材料的电机相比，当磁芯厚度为 30 毫米时，扭矩增加了 3.23% 至 70.41 牛米，铁损降低了 45.94% 至 27.6 瓦，从而改善了整体性能。
接下来，为了研究最小多层包覆芯结构，提出并分析了一种T型结构，如图12所示。虽然可以设置更多级数，但我们将其限制在简单的结构上，并采用中心叠片电工钢输出转矩对比模型，这是包覆芯技术的优势所在。为了分析中心叠片电工钢芯的T型双层包覆芯结构的特性，优化设计值为：1从之前的I型包层芯材研究中选取了= 8 [mm]的值。为了实现双层结构，设计变量1，2， 和2对这些参数进行了调整，并在最大限度利用包层芯材的范围内修改了长度。扇形芯材的结构向中心收缩，向外逐渐变宽。如表2所示，2增加，2在铁芯外层厚度相同的情况下，损耗有所降低。这些损耗被分为不同的情况，图 13显示了每种情况的结果。扭矩增加了 4.09%，从 71.47 Nm 增加到 74.39 Nm，而铁损降低了 6.88%，从 25.47 W 降低到 23.71 W。这表明，随着电工钢片面积的增加，扭矩增加，铁损降低。因此，在情况 2 中，1和1分别为 8 毫米和 16 毫米，2和2与在轴向磁通电机中使用单个软磁复合铁芯相比，当磁芯尺寸分别为 16 [mm] 和 14 [mm] 时，扭矩增加了 8.61 [%] 至 74.39 [Nm]，铁损减少了 54.65 [%] 至 23.71 [W]。
图 14显示了采用软磁复合材料铁芯的轴向磁通电机的效率图，而图 15和图 16 则分别展示了 I 型和 T 型包覆铁芯的效率图。与采用单一软磁复合材料铁芯的电机相比，采用包覆铁芯后，电机的铁损降低，低速扭矩增大。因此，效率达到 90% 的区域比采用单一软磁复合材料铁芯时更大。图 17显示了采用单一软磁复合材料铁芯以及包覆铁芯（I 型和 T 型）的磁通密度矢量。可以看出，磁通集中在包覆铁芯的中心，特别是涂覆电工钢的中心区域。在相同的负载条件下，包覆层铁芯中磁通量的增加表明，从铁芯外层软磁复合材料泄漏到气隙中的磁通比例降低，更多磁通被导向涂覆电工钢的中心区域。这表明，与仅使用单一软磁复合材料的铁芯相比，包覆层铁芯结构能够更有效地降低磁通泄漏。因此，与仅使用软磁复合材料的结构相比，包覆层铁芯结构能更有效地降低磁通泄漏。最后，参见图18和表3。本文展示了采用单根电工钢芯、单根软磁复合材料芯和包覆式铁芯的电机模型的特性。在相同尺寸和负载条件下，当采用包覆式铁芯时，磁通集中在铁芯中心，与采用单根软磁复合材料芯的电机相比，扭矩更高。此外，磁通密度在铁芯中心和外缘区域分布更加均匀，从而降低了扭矩波动。采用I型包覆式铁芯的轴向磁通电机比采用单根软磁复合材料芯的电机扭矩高出约3.23%，达到70.41 Nm，效率达到94.04%，提高了1.44%。定子和转子之间的磁场分布更加均匀，扭矩波动降低了2.18%，最终值为2.88%。此外，采用T型包壳磁芯的轴向磁通电机扭矩提高了8.61%，达到74.39牛·米，效率提高了3.5%，达到96.1%，扭矩波动降低了2.79%，达到2.27%。综上所述，包壳磁芯的应用展现出提高输出扭矩的趋势。此外，它还表现出降低扭矩波动和在整个工作范围内提高整体效率等优势。
4. 结论
为了提高采用单一软磁复合材料的轴向磁通电机的输出转矩，本文通过有限元分析（FEM）提出了一种包覆式铁芯结构。当将高成形性的软磁复合材料应用于轴向磁通电机时，由于材料本身的特性，其在相同外磁场下产生的磁通密度低于电工钢，导致输出性能下降。为了解决这个问题，本文提出了一种结构，该结构能够减少定子铁芯外圈向气隙的磁通泄漏，并将磁通集中到定子铁芯中心，从而提高整体磁通密度并提升输出转矩。该结构将软磁复合材料应用于形状不规则、不对称的定子外圈，而定子铁芯的规则对称中心部分则采用电工钢，形成包覆式铁芯结构。因此，磁通均匀分布在整个定子铁芯中，从而提高了输出转矩并降低了转矩脉动。此外，虽然软磁复合材料在低速运行时往往产生较高的铁损，但采用包覆式铁芯可以减少软磁复合材料的使用量，从而降低铁损并提高效率。因此，为了提高采用软磁复合材料的轴向磁通电机的输出转矩，可以采用本文提出的T型包覆式铁芯结构。然而，对于高速运行的轴向磁通电机，其制造和机械设计仍需进一步研究。为了将本文提出的包覆式铁芯应用于高速应用，还需要对材料性能和制造工艺进行更深入的研究。