張志華，陳 靜

（錦州漢拿電機有限公司，遼寧 錦州 121013）

1 前言

增程式電動車是一種配有地面充電和車載供電功能的純電驅動汽車。在電池高能量密度技術尚未實現突破前 （價格、能量密度、充電時間等的綜合性能），增程式混動汽車將是現階段汽車市場發(fā)展的主流趨勢。特別是對于短途運輸的城市物流車，優(yōu)勢將更加突出。將增程式系統與整車功率需求進行優(yōu)化匹配，動力電池只需配置1～2kWh，整車油耗就可達到第4階段的油耗標準。增程發(fā)動機、發(fā)電機作為一個獨立的電源系統，為整車驅動系統和蓄電池供電。發(fā)動機不會受外部工況的影響調整轉速和轉矩，控制系統將根據整車用電需求讓發(fā)動機始終工作在高效區(qū)或停機，從而達到系統上的節(jié)油。如果不考慮新能源補貼及雙積分，則該方案為最佳降本方案。

相比純電動汽車，增程式汽車解決了純電汽車的4大痛點：第1，充電憂慮，充電時間過長；充電樁數量不夠，快充加快電池老化；第2，里程憂慮，不敢上高速，空調、暖風使用擔憂，續(xù)航里程預估不準；第3，成本憂慮，電池成本占比，純電動車保值率低，跟換電池成本過高；第4，安全憂慮，電池容量大，電池能量密度大，大容量電池熱失控風險。

2 增程式整車系統架構搭建

增程式汽車就是在純電動車的基礎上，增加一臺增程器。增程器由傳統內燃機 （發(fā)動機）和高功率發(fā)電機組成。串聯增程式系統架構如圖1所示。通過GCU對發(fā)電機進行整流控制，將發(fā)電機的交流電轉換成直流電傳輸給純電動車的驅動系統和車輛的動力電池。這種串聯能量傳遞方式，將發(fā)動機與車輛的驅動系統進行了機械解耦，減少了機械傳動系統的結構復雜程度，降低了系統開發(fā)成本及技術難度。這種增程器系統加純電驅動的架構稱之為串聯式混動系統。增程式汽車的增程器提供了車輛行駛的電能，也可以通過民用電為動力電池充電。

圖1 串聯增程式系統架構圖

VCU是整車系統控制單元，整車系統操控由它發(fā)送指令。VCU控制驅動電機控制器MCU、增程器發(fā)電機逆變器GCU和發(fā)動機控制單元ECU。當然，VCU、MCU、ECU和GCU可以通過CAN網絡進行交互式的信息通信。通過VCU協調發(fā)動機ECU與發(fā)電機GCU工作，將電能傳遞給純電驅動系統。普通燃油車在很多工況下運行效率都低，比如市區(qū)走走停停的路況，不論內燃機的理論熱效率有多高，它在這種情況下的效率也會大打折扣，無法工作在高效區(qū)間，這就是燃油車日常開起來很費油的根本原因。增程式電動車的內燃機不直接驅動車輪，跟行駛工況沒有太大關系，以盡可能高的效率去發(fā)電，發(fā)出來的電直接給到電機驅動車輪，有多余的電能還會充進電池保存起來，不會有浪費。在急加速時，電池與增程器同時給電動機供電 （主要依靠電池），輸出最大功率保證性能。而在勻速行駛時，車輛所需功率很小，增程器不僅可以獨立供電，還有多余的電能可以回充電池，將剛才急加速所耗費的電量補回來。電池負責提供爆發(fā)力，而增程器負責提供勻速行駛時的基礎驅動力，并將電池電量保持在健康的水平。從整體來看，在多數工況下效率都會更高，更省油。

傳統內燃機汽車工作油耗區(qū)與增程器工作油耗區(qū)間對比如圖2所示，在NEDC工況下，傳統內燃機的工作點 （黃色點）基本都落到了260-290的高油耗區(qū)間，而增程器的工作區(qū)域為紅色點區(qū)間內 （A-B-C-D-E），油耗區(qū)間為240-260；在WTLC工況下，傳統內燃機的工作點 （黃色點）離散度更大，主要分布在270-380區(qū)間內，油耗更高。而增程器的工作區(qū)域完全不受影響，依然是在紅色點區(qū)間內 （A-B-C-DE），油耗區(qū)間為240-260。通過如上比較，增程器確實可以發(fā)揮發(fā)動機的更高的潛力，充分利用低油耗區(qū)，達到降低油耗的目的。

圖2 傳統內燃機汽車工作油耗區(qū)與增程器工作油耗區(qū)間對比

3 增程器發(fā)電機參數的選定

3.1 發(fā)動機油耗區(qū)間選型

根據2020年的第4階段油耗法規(guī)要求，平均油耗要降低到百公里5L以下。如何通過增程器系統，來達到這個目標呢？以1.5噸車汽油商用車為例，介紹如何匹配滿足油耗標準的驅動電機、發(fā)動機及增程器發(fā)電機。由于第3階段油耗限制是8.3L，采用增程器+純電驅動電機這種動力方案，如果我們預期百公里油耗是4.9L。可以推斷出這樣幾組數據以備選擇，發(fā)動機與純電驅動系統的選型方案如表1所示。

表1 發(fā)動機與純電驅動系統的選型方案

例如，當整車采用純電驅動百公里耗電量為11kWh時，帶有增程器發(fā)電機的發(fā)動機平均油耗要在280g／kWh，考慮到蓄電池電平衡能量轉換工況占比40%的情況下，折算到發(fā)動機上，要有324.9g／kWh，這個數據表面，發(fā)動機的平均油耗可以做得很高，對于發(fā)動機來說，沒有任何挑戰(zhàn)。反而對純電驅動系統要求很高，這不但是技術上的挑戰(zhàn)而且成本會很大。當然如果選擇純電百公里電耗較高的，換句話說驅動系統的效率偏低。發(fā)動機選型時，就要求發(fā)動機平均油耗更低，導致沒有可直接用的發(fā)動機。綜合上述條件，先選擇滿足性能要求且高效區(qū)油耗在230-250區(qū)間的發(fā)動機，再選擇對應的驅動系統。

3.2 發(fā)動機油耗區(qū)間工作落點分析與發(fā)電機性能匹配

圖3 東安動力1.6L發(fā)動機油耗MAP與增程器工作區(qū)間

以東安動力1.6L發(fā)動機為例，其240以內的油耗區(qū)很寬大，特別適合做增程器的發(fā)動機。東安動力1.6L發(fā)動機油耗MAP與增程器工作區(qū)間如圖3所示。綜合考慮排放的要求，將增程器工作區(qū)域劃分為A-B-C-D-E-F條形區(qū) （兩條紅色點線以內的部分）。在A-B以內區(qū)域，發(fā)動機輸出功率為7～15kW，發(fā)動機轉速1000～1650r／min，油耗可控制在250g／kWh以內，此時可配置增程器發(fā)電機功率為6～13kW；在B-C以內區(qū)域，發(fā)動機輸出功率為15～25kW，發(fā)動機轉速1650～2400r／min，油耗可控制在240g／kWh以內，此時可配置增程器發(fā)電機功率為13～22kW；在C-D以內區(qū)域，發(fā)動機輸出功率為25～28kW，發(fā)動機轉速2400～2800r／min，油耗可控制在240g／kWh以內，此時可配置增程器發(fā)電機功率為22～25kW；在D-E以內區(qū)域，發(fā)動機輸出功率為28～36kW，發(fā)動機轉速2800～3400r／min，油耗可控制在240g／kWh以內，此時可配置增程器發(fā)電機功率為25～33kW；在E-F以內區(qū)域，發(fā)動機輸出功率為36～48kW，發(fā)動機轉速3400～3900r／min，油耗可控制在240g／kWh以內，此時可配置增程器發(fā)電機功率為33～43kW。針對整車平均負載而言，B-D區(qū)域非常適合；D-E區(qū)域適合車速80km／h的負荷需求；E-F區(qū)域適合最高車速的負載需求。

3.3 增程器發(fā)電機高效區(qū)需求分析

在增程式發(fā)電機效率區(qū)間需求分析，我們通常將發(fā)動機的油耗工作區(qū)與發(fā)電機的效率map圖重合，如圖4所示。要保證發(fā)電機高效區(qū)盡量與發(fā)動機低油耗工作區(qū)重合，實現增程器系統的高效率輸出，在發(fā)電機設計要求中，不但要確認發(fā)電機的性能是否滿足，也要明確高效區(qū)間是否與發(fā)動機低油耗區(qū)匹配。通過圖3、圖4可知，發(fā)電機的基本性能和效率需求如表2所示。

圖4 發(fā)電機與發(fā)動機MAP圖分析

表2 增程器發(fā)電機參數

4 增程器發(fā)電機的設計研發(fā)

4.1 增程器發(fā)電機電磁方案設計

1）根據整車純電系統電壓，發(fā)電機控制器端額定直流電壓為330V。根據電機功率密度 （軸向空間?。┖托市枨螅O計方案采用水冷集中繞組永磁同步電機方案，減少了定子的端部高度，不但減少了電機的銅耗，使電機有較高的效率，同時電機的外形為扁平式結構設計，節(jié)省了電機的安裝空間，為整車電機布置提供了便利。增程器發(fā)電機具體參數轉化見表2。

2）應用Maxwell 2D軟件，對該電機電磁參數進行性能仿真。電磁參數如圖5、圖6所示，輸入仿真軟件中，定子溫度按90℃進行仿真計算，結果如圖7、8所示，功率性能滿足技術要求，略高于要求的5%，效率計算結果為：系統效率85%以上的區(qū)間為85%，滿足技術要求。

圖5 定子電磁參數

圖6 轉子電磁參數

圖7 電機仿真輸出外特性

圖8 電機效率map圖

3）通過對轉子硅鋼片的參數化仿真分析，對轉子的極弧系數優(yōu)化，改善轉矩脈動，能夠提升電機的NVH性能。電機定子齒形和轉子極弧的匹配優(yōu)化，將定轉子氣隙設計成非均勻氣隙，提高反電動勢波形的正弦化，減少空間諧波分量，不但可以減少定子鐵耗，還可以降低電機噪聲。

4）轉子磁鋼的渦流損耗仿真分析。通過對磁鋼渦流損耗的計算，將磁鋼進行軸向分段，提高環(huán)流電阻，降低渦流損耗。轉子磁極優(yōu)化如圖9所示，將整塊磁鋼分割成若干塊，分別計算不同磁鋼段數對磁鋼渦流損耗的影響。轉子磁極優(yōu)化結論如圖10所示，當磁極由1塊到6塊時，損耗降低幅度較大，但繼續(xù)增加段數，損耗減低不是很明顯?？紤]生產工藝及成本，選擇最佳的磁鋼段數。通過粘接工藝，將多段磁鋼粘接到一起，既保證了磁鋼間的絕緣，又提高了裝配工藝性。

4.2 增程器發(fā)電機結構方案設計

增程器發(fā)電機安裝空間多數受限于發(fā)動機軸向空間，采用集中繞組設計方案目的就是縮短定子總成的端部高度，在結構支撐部件設計上，也要充分考慮電機的軸向結構設計。因電機轉子內徑較大，可將軸承室深入轉子內部，以節(jié)省軸向空間。增程器發(fā)電機組件如圖11所示，由前蓋、轉子、定子、水套機殼、旋變、密封蓋、接線盒等零部件組成。

圖9 轉子磁極優(yōu)化

圖10 轉子磁極優(yōu)化結論

圖11 增程式發(fā)電機爆炸圖

定子總成采用扁銅線模塊繞線工藝，提高定子總成槽滿率，達到較高的功率密度，繞制完成的模塊拼接成圓，嵌入到定子鋼套內。然后，通過灌封膠將所有模塊鑄成一體，提高定子剛度和繞組的導熱散熱。灌封時，在繞組端部嵌入一根NTC熱敏電阻，作為定子繞組的溫度傳感器，通過控制器設計溫度限制以保護定子總成繞組不會因為溫度過高而損壞。

轉子總成的鐵芯分為3段，考慮到反電動勢諧波，將每段分別錯開一定角度，達到斜極的效果，磁鋼嵌入鐵芯后仍然需要進行灌封膠，一方面是對磁鋼的固定，另一方面是對磁鋼表層的防護，以免表面氧化，影響磁材性能。

定子總成外套一個鋼套，鋼套與水冷機殼夾出一個水道，水道兩側用O型圈進行密封，保證冷卻液不滲出。樣件需要不同溫度下的做密封測試，檢測樣品密封性能。

4.3 增程器發(fā)電機CAE仿真分析驗證

電機結構設計時要考慮裝配工藝方面的要求，例如將定子總成裝入機殼中，轉子硅鋼片熱套到軸輪轂上，要保證在一定的壓入力下完成熱裝，而且保證冷卻后裝配可靠性，需要對加熱的零部件進行熱膨脹CAE計算，根據計算結果確定最后的配合公差。圖12、13分別是機殼水套熱分析以及轉子硅鋼片套的熱分析，通過分析可以計算出該零部件內壁的擴張量。還要對結構件做強度分析，在此不加贅述。

4.3.1 水套機殼熱裝分析

1）分析條件：①水套機殼數模；②設置鐵芯片溫度為150℃；③機殼材料為鋁合金。

圖12 機殼熱膨脹分析

圖13 轉子鐵芯熱套膨脹分析

2）分析結論：機殼加熱到150℃后，內徑單邊擴張量：內壁里面0.215mm，內壁外側0.225mm。

4.3.2 轉子硅鋼片熱裝分析

1）分析條件：①轉子硅鋼片數模；②設置鐵芯片溫度為150℃；③轉子材料：結構鋼 （熱膨脹）。

2）分析結論：轉子硅鋼片加熱到150℃后，內徑單邊擴大了0.14mm。

5 增程器發(fā)電機的試驗標定與測試

5.1 增程器發(fā)電機試驗準備

電機臺架測試是驗證電機設計非常重要的環(huán)節(jié)，選擇合適的試驗平臺很重要。本次試驗應用AVL電機綜合性能試驗臺。

1）電源電壓范圍0～900V，雙向電源，可輸出也可回收。

2）測功機為功率300kW，最高轉速10000r／min，最大扭矩500Nm。

3）功率分析儀、電流傳感器；高精度扭矩傳感器。

4）冷卻水系統 （包含水溫控制、流量控制、壓力控制等功能）。

5）示波器、數據記錄儀。

5.2 增程器系統測試性能與數據

增程器發(fā)電機系統性能及效率map圖如圖14、圖15所示，試驗峰值功率達到55kW，額定點轉速3000r／min，系統效率85%以上的區(qū)間約為87%。

圖14 電機外特性曲線

圖15 電機效率map圖

6 結語

本文主要研究增程器發(fā)電機參數匹配的設計，通過理論分析和試驗驗證得出以下結論。

1）通過對發(fā)動機及整車系統需求分析，確立了增程器發(fā)電機的技術參數。

2）采用maxwell-2D軟件進行了性能仿真分析，對定子、轉子磁極、磁鋼等做了優(yōu)化設計分析，在保證電機性能的前提下降低電機損耗，并通過物理臺架試驗將試驗數據與仿真進行了閉環(huán)驗證，電機仿真性能誤差控制在10%以內。

3）采用ansys軟件對結構件做了熱膨脹分析，保證了樣機裝配一次通過。通過試驗驗證，確認冷卻水道密封完好，無任何滲水現象。