新能源纯电动汽车驱动系统通常占汽车总质量的30%-40%，驱动系统的轻量化是整车轻量化的重点之一。汽车驱动电机是新能源汽车的核心驱动部件，需要在有限的布置空间内，满足汽车各个工况的动力性要求，因此在更小的空间内，设计高效、安全、可靠的高功率密度电机，是实现电机轻量化，降低汽车能量损耗，要解决的重点问题。
电机功率密度的提高一般都会采用两用途径：1）提高电机转矩密度；2）电机高速化，从这两种途径出发，本文针对电机设计过程中定转子结构设计、电机材料选择、电机损耗与温升以及电机振动噪声，四个方面对实现电机轻量化，提高电机功率密度和体积密度，进行分析。
电动汽车性能的优劣，取决于核心部件驱动电机是电动汽车的设计。电动汽车驱动电机的研究是电动汽车研究领域最重要的方向之一。
电动汽车对电机的性能要求是：基速以下具有恒转矩特性和较高的转矩过载倍数，以适应快速起动、加速、负荷爬坡、频繁起停等要求；基速以上具有宽范围的恒功率特性和较大的弱磁扩速比，以适应最高车速和超车等要求；在大部分运行范围内效率最优化，以节约能源。
车用新能源驱动电机设计具有整车预留布置空间小，工作环境极其恶劣的特点，在新能源电动轿车设计中该特点表现尤为明显。传统的稳态电机设计方法难以满足电动汽车驱动电机的复杂要求，不能很好地显示出电动汽车驱动电机的特点。因此，在车用驱动电机设计中应该最大限度地考虑过载倍数、弱磁扩速比、高效区等电动汽车驱动电机的特征设计参数，针对电动汽车的不同运行工况对电机设计所带来的影响做多元化的分析和优化。
另外，在新能源轿车用驱动电机设计中，还应该按照图1所示的设计流程进行驱动电机设计。根据永磁同步电动机（PMSM）的性能要求，首先借助于设计软件对电机的几何形状、尺寸及材料选择进行初始设计得到设计参数，通过有限元办法来进行性能预测计算。性能预测计算、性能评估和参数设计之间需要反复重新计算直到找到最优设计，最后通过样机实验对驱动电机设计结果做多元化的分析和验证。
在电机设计过程中，随着电机长径比的增加，体积增大，转子体积不变，转子转动惯量降低，电机用铜量增加。由于整车设计中驱动电机布置空间存在限制，在满足整车空间布局的条件下，综合电机控制管理系统对电机转动响应时间的要求，合理选择电机长径比，提高电机功率密度。
在电机设计输入条件下，定子铁芯外径与电机铁芯长度之间的关系曲线所示；电机转子外径与电机铁芯长度之间的关系曲线所示；电机体积与电机铁芯长度之间的关系曲线所示；电机每槽有效体积与电机铁芯长度关系曲线所示。
在整车设计过程中，永磁同步电机预留布置空间尺寸为：，为减小电机用铜量，降低电机成本，降低电机体积，同时考虑电机转子动态响应效果，电机定子外径设计为：235 mm，铁芯长度为160 mm，定子内径为160 mm。
在电机槽极比不变的情况下，随着电机极对数的增加，电机定子铁芯轭部用铁量减小，电机体积减小，并由于定子在允许电压下不导电的材料的增加，电机体积减小速度逐渐下降，永磁同步电机定子外径与电机极对数之间的关系曲线所示。
另外，随着电机极对数的增加，电机输入电流频率增加，电机铁耗增加，效率降低，同时提高了对电机控制管理系统和电机散热系统的要求，在高速电机设计中，电机极对数一般选择较小。根据控制管理系统硬件设计和电机温升系统仿真以及样机实验的基础上，在控制器输出频率、电机温升限值、效率允许范围内，合理选择电机极对数，能够适当提高电机功率密度。
从图6中，能够正常的看到在电机极对数小于5时，电机定子外径随电机极对数变化剧烈，而在极对数大于5之后，定子外径变化缓慢，由于电机采用高速低转矩设计，为满足控制管理系统有效电流输出频率，同时减低电机中的铁耗，选择电机极对数为4。
在电机设计中，随着槽极比的增加，电机定子内径不变，由于槽内绝缘体积增加，电机外径增加，电机体积变大，端部用铜增加，电机质量增加，但是电机绕组磁动势正弦度增加，电机纹波转矩降低，转矩脉动减小，铁耗降低，同时绕组反电势正弦度提高，谐波含量降低，但是基波绕组因数降低，电机输出扭矩降低。电机每极每相槽数与电机定子外径之间的关系曲线所示。合理选择电机槽极比，调整电机效率和外特性。
随着电机槽极比的增加，电机定子齿部宽度减小，定子齿部宽度与电机每极每相槽数之间的关系曲线所示，由于在电机运行过程中转矩脉动、电磁径向力会导致电机振动，定子齿部过窄会导致定子齿部机械强度过差，因此导致定子齿部断折。另外，每极每相槽数的增加，会造成定子制造成本大幅度的增加，影响电机经济性，定子绕组绕线困难，同时为定子槽口宽度优化，减小电机转矩脉动增加限制，从图8也能够正常的看到，随着每极每相每相槽数增加，电机定子齿部变化剧烈，因此选择电机每极每相槽数为2。
在电机热负荷一定的情况下，电机设计过程中随着电负荷的增加，电机转子体积减小，转动惯量降低，定子外径先减小后增加，同时电机用铜量持续不断的增加。因此，应该合理选择电机电负荷，综合电机铁芯质量和用铜量，实现电机质量最优化，提高电机功率密度。电机定子外径与电负荷关系曲线所示，定子内径与电负荷关系曲线所示，电机每槽有效面积电负荷关系曲线所示。
合理选择绕线缠绕方式，减小电机端部绕线长度，减小电机长度和用铜量，降低电机铜损，提高电机效率，从而减小电机长度，减小电机体积，降低电机质量，进而较大幅度提高电机功率密度。
合理选择电机绕组缠绕方式，可提升定子绕组磁势正弦度，减小定子磁势谐波含量，降低由定子绕组引起的电机铁耗和电机纹波转矩，提高电机效率，减小电机振动与噪声。另外，合理选择电机绕组缠绕方式可提升电机凸极虑，提高磁阻转矩，减小绕组电流，降低电机铜耗，提高电机效率。
集中式绕组每相线圈只跨过一个齿距，不与其它相绕组，与传统绕组相比，能够大幅度减小电机端部长度，但是绕组散热性能差，磁动势谐波含量高，并且与分布式绕组相比，集中式绕组电机凸极率小，磁阻转矩小，绕组电流大。在高速低转矩电机设计中，电机转速高，绕组电流频率也高，集中绕组设计会减小电机效率云图高效区比例，因此选择分布式绕组。集中式绕组和分布式绕组定子截面图，如图11所示。
正弦绕组通过不等距不等匝同心式分布绕组，可提升电机定子磁势正弦度，减小定子谐波含量，降低电机纹波转矩，同时能减小电机端部用铜，减小电机铜损和端部漏抗，提高电机性能并降低电机制造成本。但是在本设计中电机每极每相槽数为2，且正弦绕组在实际缠绕过程中每槽线圈元件数必须取整数，因此对本电机来说在正弦绕组和传统短距分布绕组相比对电机性能的影响效果很小，并且正弦绕组绕线和短距分布绕组相比缠绕方式复杂，因此本设计中电机绕组缠绕方式仍选择传统正弦分布绕组，同时为减少电机磁势谐波分量，采用星形连接方式。本电机绕组分布展开图，如图12所示。
在电机设计中，槽口宽度的存在使得定子与永磁体磁场之间的有效气隙发生极大变化，进而使气隙磁导发生剧烈变化，影响永磁同步电机的漏电感，使气隙磁密表现出锯齿状波形，由此产生齿槽转矩，使得电机在运行的过程中，产生转矩脉动及噪音，影响了新能源汽车的乘坐舒适性。
利用电磁仿真软件对电机槽口宽度进行参数化扫描。随着定子槽开口宽度增加，电机等效气隙长度增加，绕组漏电感减小，电机气隙磁密减小，电机凸极率减小，磁阻转矩利用率降低，弱磁效果降低，电机转矩密度降低。但是定子槽开口宽度过小，电机绕组嵌线困难，在不影响电机嵌线的基础上适当减小定子槽开口宽度，有利于电机功率密度的提高。另外，合理选择电机定子槽开口宽度，能够在某些特定的程度上，减小电机齿槽转矩，降低电机震动与噪声。
电机漏电感与定子槽口宽度关系曲线所示，槽口宽度与气隙磁密及峰值额定功率之比关系曲线所示，槽口宽度与交直轴电感值及其比值关系曲线所示。电机的气隙磁密和峰值功率额定功率之比在槽口宽度大于2时都比较大；漏电感随着槽口宽度的增加而降低，并且在槽口宽度为2.5 mm 之后基本上降到较低水平并且随着槽口宽度的增加基本趋于稳定；另外槽口宽度对交轴电感和凸极率的影响非常大，但对直轴电感的影响比较小，但这三个量都是随槽口宽度的增加呈现出降低的趋势。再从永磁同步电机装配工艺的角度来考虑，槽口宽度应该是选择大一点。综合以上各方面因素分析之后，永磁同步电机的定子槽口宽度选择为2.4 mm。
在电机定子槽型结构设计中，应使得电机定子磁路磁阻最优化，定子磁路不存在磁密奇点，永磁体工作点在电机运行工况范围内位于最优工作点附近。同时，定子槽型选择，应利于电机嵌线，方便电机批量化生产。
为均衡定子轭部各位置磁密，形成均匀旋转磁场，改善轭部和齿部与轭部交接处磁路，并方便嵌放成型绕组，旋转半开口梯形槽设计，定子槽型如图16所示，电机磁密分布图如图17所示。
电机气隙长度在极大程度上影响电机的性能、可靠性、装配难度和制造成本。从永磁同步电机电磁性能上来说，气隙长度越小，电机功率因数变大，电机效率增加，转矩密度增加，电机弱磁调速范围变宽。但是气隙磁场谐波分量增加，电机易产生振动和噪声，同时电机杂散损耗增大，如果气隙长度过小，就很难保证电机运行时的同轴度，在电机运行时就轻易造成电机扫膛现象，降低电机运行的可靠性，同时电机装配难度提高。因此在气隙长度选择上，应考虑电机振动、噪声、气隙磁密、杂散损耗以及装配工业和生产成本。
为了选择最合适的气隙长度大小，有对永磁同步电机的气隙长度进行参数化扫描分析，其仿线所示。
从图中能够正常的看到，电机交直轴电感和电机过载能力和电机气隙长度关系紧密，随气隙长度的增加电机直轴电感下降，但变化大大，交轴电感迅速下降，电机凸极率下降。电机磁阻转矩与交直轴电感差值紧密关联，交直轴电感差值越大，电机磁阻转矩越大，电机效率越高；同时在直轴电感足够大的情况下，电机弱磁扩速能力越好。但是过高比例的磁阻转矩轻易造成电机转矩脉动较大，对转子结构设计的基本要求较高，因此在本电机设计中选择电机气隙长度为0.7 mm。
电机具有相同的输出扭矩时，转子永磁体布局方式的选择和调整，能够在很大程度上改变电机永磁体用量，提高永磁体功率密度；改变电机交直轴电感，提高电机凸极虑；减小电机气隙谐波含量，改善电机空载反电势谐波含量，降低电机转矩脉动，减小杂散损耗，进而影响电机功率密度、效率、温升、振动与噪声、弱磁调速范围以及电机生产成本。
在永磁电机转子永磁体布局方式选择过程中，分别对表贴式、一字内置式、内置分段式、切向内置式、V型内置式等永磁体布局方式，利用电机有限元仿真软件进行设计与仿真，针对永磁体用量、空载反电动势、转矩脉动、电感参数、转矩-速度特性、功率-速度特性、效率-速度特性和弱磁运行特性几个维度选择永磁体布局方式，降低电机生产所带来的成本，提高电机和永磁体功率密度，改善绕组反电势，提高电机效率。由于本电机采用高速低转矩电机设计，电机极对数少，每对极的空间很大，切向内置式永磁体布局方式不能发挥其结构优势，因此在本设计中不予考虑。不同永磁体布局方式结构及磁密分布，如图21所示。
永磁体用量是决定永磁电机成本的关键，因此永磁电机优化设计的目标之一就是降低电机永磁体用量。不同拓扑结构永磁体用量参数如表1所示，不同拓扑结构永磁电机永磁体转矩密度如表2所示。能够准确的看出 V 型内置式结构永磁体利用率最高，即同样转矩设计的基本要求的情况下永磁体使用量最少。
空载反电动势即电机感应电动势，理想的情况下其波形应为正弦波。但是由于永磁体励磁分布和绕组设计等原因，使得实际的感应电动势中含有谐波成分，这也是造成电机纹波转矩的根本原因之一。在设计中应尽量使永磁体产生的励磁磁场在空间中的分布按照正弦规律分布。不同永磁体拓扑结构在电机额定转速下电动势如图22所示。
从表3和图22可知，表贴式空载反电势波形最好，V字内置式空载反电势波形最差，谐波总畸变率最高。该表格为永磁电机均匀气隙情况下结果，但是内置式永磁体拓扑结构能够最终靠多种方法对电机气隙磁场波形来优化，其中最简单实用的就是不均匀气隙方法。
实践表明，V字内置式永磁体布局方式，可使永磁体励磁集中，漏磁减少，同时由于高速低转矩设计，电机转子每极空间大，有利于V字结构大凸极率的体现。另外，和表贴式永磁体布局方式向对比，交直轴电感均大幅度提高，电机弱磁范围宽，并且在很高转速时，仍然能够输出较大功率。综上所述，在本电机设计中，永磁体拓扑结构选择V字型布局方式，永磁体布局结构参数如图24所示。
由永磁同步电机学的理论可以得知，永磁同步电机定子绕组中的交流电在气隙中产生的磁动势分布近似为正弦分布，那么为达到永磁同步电机产生理想平稳运行转矩的目的，需要转子永磁体在电机气隙中产生呈正弦分布特性的气隙磁密波形。然而内置式永磁同步电动机自身的磁路特性,电机永磁体在气隙中产生的磁密波形并不是程理想的正弦性分布，而实际上其波形分布近似程梯形分布，气隙磁密波形中谐波含量非常多。
当永磁同步电机采用传统均匀气隙时3 次、5 次和 7 次谐波含量非常多，如图23所示，高的谐波含量对永磁同步电机的影响是非常大的：
为提高气隙磁密基波含量，降低磁密谐波畸变率，减小电机振动和噪声，减小电机损耗，提高效率，满足新能源电动汽车要求，要进一步对永磁同步电机来优化，提高气隙磁密和反电势正弦性。
到目前为止，在电机本体设计方面，永磁同步电机（PMSM）气隙永磁磁密波形的优化设计方法主要有：
（1）对永磁体的形状来优化，缺点是此结构永磁体加工难度加大，制造成本提高；（2）控制永磁体充磁能量，使其按照正弦规律变化，缺点是永磁体充磁工艺很难控制，加工极为复杂；（3）利用新型的 Halbach 永磁体阵列结构，这种结构的永磁同步电机气隙永磁磁密波形接近于正弦性分布，但是此结构制造装配工艺很复杂，成本也很高；（4）优化转子结构，采用不均匀气隙，此方法简单易行，成本较低。
在本电机设计中，采用不均匀气隙方法，在磁极偏心理论基础上，对永磁体转子磁极表明上进行优化，如图24所示。优化后永磁体气隙磁密谐波分布，如图25所示，永磁体3次、5次、7次谐波均得到改善。
在永磁同步电机永磁体槽底部和电机轴表面之间存在很大的半径差距，存在较大的优化空间。在不降低电机转子机械强度和电机输出功率的前提下，通过电机转子机械强度和磁路仿真和电机实验，改善转子中减重槽的结构和尺寸，能够在较大程度上提高电机功率密度。另外，由于该部分不列于电机磁路之内，可以选择轻量高强度的其它合金材料，进一步实现电机轻量化。
在该永磁同步电机转子铁芯与转轴直接通过键联接，可通过铁芯减重孔的形式对转子进行减重，但减重孔的大小需要通过强度计算的形式进行确定。经过ANSYS有限元软件优化设计，最终确定了目前的减重孔大小和尺寸，如图26转子冲片图所示。
该电动永磁同步电机采用20CrMnTi材料，毛坯锻造。20CrMnTi是渗碳钢，渗碳钢通常为含碳量为0.17%-0.24%的低碳钢。汽车上多用其制造传动齿轮，是中淬透性渗碳钢CrMnTi 钢，其淬透性较高，在保证淬透情况下，特别具有较高的低温冲击韧性。20CrMnTi具有良好的加工性，加工变形微小，抗疲劳性能相当好。电机轴应力云图和主轴总变形云图，分别如图27、28所示。
80kw纯电动永磁同步电机转子铁芯通过圆螺母及止动垫圈并紧在轴上，减小了结构对转轴尺寸要求；转轴作渗碳淬火处理，渗碳层厚度0.6-0.8，花键表面硬度664HV最小，其余58-62HRC,芯部硬度32-38HRC，保证了转轴的强度及花键表面的接触疲劳强度；采用非标油封设计，使安装方便。
机壳设计主要为水道设计，其余结构依据经验值。以往水道经验是首先设计好水槽的结构尺寸，设定入水口温度、水槽温度、水流速度等参数，计算出水口温度，进而校核冷却系统的散热情况。这种方法，把设计的散热方案的散热功率作为计算结果，与实际需求的散热功率对比。设计方案的散热能力高于实际需要的散热能力，则视为方案可行；反之，方案失败。修改预先设计的水槽尺寸并重新计算直到满足散热条件。这种设计方法只有在计算之后才能直到其散热能力。我公司则是从散热能力出发，选择进出水口温度，水槽截面尺寸，利用传热学对流换热原理，设计了中小型电机表面冷却系统。目前我司采用螺旋型水道，其散热均匀，结构强度高
电机定转子铁芯材料构成了电机磁路，其材料的选择能够在极大程度上影响电机定转子尺寸、电机功率密度、电机铁耗和电机效率。因此超薄高饱和材料硅钢片的选择和使用是提高电机功率体积比和功率密度，提高电机效率的重要途径之一。
表3为目前市场常见不同型号和不同厚度冷轧无取向硅钢片磁性能对比表，从表中可以看到0.35mm厚度硅钢片和0.5mm硅钢片相比P15/50低，电机铁耗小。另外在相同厚度不同型号硅钢片中，P15/50下降，硅钢片B50下降加快，为均衡硅钢片不同性能参数，选择DW310_35型号硅钢片。DW310_35硅钢片B-H曲线）永磁体材料选择
在永磁同步电机中，永磁体建立电机控制磁场并与定子磁动势交链产生电磁转矩，高表面剩磁、高矫顽力、高磁能积以及良好的温度稳定性是永磁材料的重要评价标准，也是提高电机功率密度，减小电机体积的关键手段之一。
钕铁硼永磁体是1983年问世的高性能永磁材料，具有体积小、重量轻、高剩磁、高矫顽力及高磁能积等优点。该种永磁材料最大磁能积可达398kJ/m^3,为铁氧体永磁材料的5～12倍、铝镍钴永磁材料的3～10倍，理论值最高可达 527J/m3；剩磁最高可达 1.47T；矫顽力最高可超过 1000kA/m；到目前为止大部分厂家都已经推出耐高温钕铁硼永磁体材料，如图30所示。
在永磁体材料选择过程中，利用电机仿真软件，针对不同永磁体材料，分别进行仿真，综合电机转矩密度、转矩脉动、电机损耗、电机效率以及电机运行温度稳定性，选择永磁体材料。在本电机设计中，永磁体材料选择为ZHN38UH，最大持续工作温度为180℃，表面剩磁为1.24T，矫顽力为907kA/m。具体参数如图31所示。
80kw纯电动永磁同步电机采用20CrMnTi材料，毛坯锻造。20CrMnTi是渗碳钢，渗碳钢通常为含碳量为0.17%-0.24%的低碳钢。汽车上多用其制造传动齿轮，是中淬透性渗碳钢CrMnTi 钢，其淬透性较高，在保证淬透情况下，特别具有较高的低温冲击韧性。20CrMnTi具有良好的加工性，加工变形微小，抗疲劳性能相当好。
A356.2性能与特点：具有流动性好，无热裂倾向，线收缩小，气密性好等良好的铸造性能，比重小，耐蚀性良好，易气焊，随铸件壁厚增加强度降低的程度小，铸态下使用，变质后机械性能提高。铸锭断口致密，无熔渣和非金属夹杂物。A356.2材料具有良好散热性能及机械强度，同时工艺性好。
为了提高车用永磁同步电机的功率密度，在设计时常采用较高的电磁负荷，以提高电机转矩密度，这就导致电机单位质量的损耗增大，使得电机各部件的温度较高。另外电机的高速化也是实现车用永磁同步电机的高功率密度的一个重要方向。随着转速的提高，各类谐波磁场在转子中的交变频率也逐渐增大，引起转子和永磁体损耗增大而发热严重，影响电机运行的可靠性，同时电机振动和噪声增大，影响汽车乘坐舒适性。因此，在电机设计过程中，有必要对电机的温升以及振动和噪声问题进行分析。
电机电磁设计的实质是在保证电机技术性能的基础上，从温升限值出发，确定电机各部分的几何尺寸。电机温升也是除磁路饱和外限值电机输出转矩的重要限值因素。电机结构复杂，机内空气的流动性能也非常复杂。如何通过合理设计电机各部分材料、结构以及尺寸，降低电机损耗，提高电机效率，优化设计电机机壳表面结构并选择高性能电机冷却方式，是降低电机温升的两个主要途径，也是降低电机温升的两大难点。同时，如何在电机设计过程中准确计算和仿真电机温升，找出电机中的温度奇点，并以此优化电机结构，也是电机设计研发过程中的重要问题。
大量车用永磁同步定子铁耗的分析表明，在最大转矩/电流控制下，PWM 载波频率损耗是低速下电机损耗的主要部分，在高速弱磁情况下，电机基波磁场所产生的损耗逐渐减小，由定子开槽、永磁体空间磁动势谐波和载波频率所产生的损耗逐渐增大，成为电机损耗的主要部分。电机空载和负载电流波形及谐波分析和损耗谐波分析，分别如图32、图33和图34所示。
车用永磁同步电机的负载杂散损耗主要有转子损耗和永磁体损耗。转子损耗主要由定子时间谐波电流产生的气隙磁场、基波电流产生的空间谐波磁场以及定子开槽引起的气隙磁导变化所引起，在普通永磁同步电机中，转子损耗和永磁体涡流损耗常常予以忽略。但在 PWM 供电下的定子谐波电流等因素使得转子损耗和永磁体涡流损耗成为威胁电机安全可靠运行的最大隐患。电机永磁体涡流损耗分布，如图35所示。
定子磁动势低次空间谐波是产生转子损耗的主要原因，其中定子电流 5、7、11和13次谐波是转子表面和永磁体涡流损耗的主要部分，因此应当从定子角度出发减小转子涡流损耗。在本电机设计过程中，从综合考虑谐波幅值、频率、转子极弧系数和定子槽数等影响的车用永磁同步电机损耗最小化优化判据出发，从电机设计上减小了电机空载损耗。
新能源电机常用冷却方式一般为液体冷却。液体冷却摩擦损耗小，散热效率高，应用于电机散热具有良好的冷却效果。电机水冷结构设计的核心任务是电机散热计算，使得电机损耗生热和冷却介质带走的热量达到平衡，从而控制电机温升在允许范围内。此外，冷却介质流速是散热能力重要影响因素之一。冷却介质的流速与压头及流经管道阻力有关。压头由水循环系统的泵产生。流经管道阻力取决于冷却结构的具体形式。
以往的设计过程是首先设计好水槽的结构尺寸，设定入水口温度、水槽温度、水流速度等参数，计算出水口温度，进而校核冷却系统的散热情况。这种方法，把设计的散热方案的散热功率作为计算结果，与实际需求的散热功率对比。设计方案的散热能力高于实际需要的散热能力，则视为方案可行；反之，方案失败。修改预先设计的水槽尺寸并重新计算直到满足散热条件。这种设计方法只有在计算之后才能直到其散热能力。在本电机散热系统设计中从散热能力出发，选择进出水口温度，水槽截面尺寸，利用传热学对流换热原理，设计了中小型电机表面冷却系统，同时采用螺旋型水道结构，具有散热均匀，结构强度高等优点。
ANSYS是如今主流的有限元分析软件，融合结构、流体、电场、磁场、声场分析等与一体，特别是这几年大力打造的ANSYS Workbench平台，整合现有的应用，将数值模拟过程结合在一起，并在工程页引入了工程流程图的概念，一个复杂的包含多物理场的问题，可以通过系统间的连接实现相关性,实现多物理场间的稱合，大大简化了前处理过程。在本电机设计过程中，在对电机结构进行合理优化的基础上，利用ANSYS软件，对电机温升进行了仿真，其中电机额定转速空载定子铁芯、绕组和电机额定负载时电机定子温度分布图，分别如图36、37、38所示。
另外为避免在电机设计过程中可能出现的风险点，同时防止在设计过程中过于保守，而浪费车辆非常紧张的空间，有必要从汽车循环工况入手，对电机的温升进行计算。由于随着工况的变化，电机的损耗是随时间变化的，温升曲线也随着时间不停变化。如果采用有限元计算，其计算量是非常巨大的，运算时间也会非常长。为实现新能源用电动汽车电机快速准确设计，在本电机设计过程中，在对集总热容解析计算方法改进和验算的基础上，对电机循环工况温升进行计算。
在本电机设计过程中，采用CYC_ARB02 循环工况，如图39所示，该工况在前阶段(0-600s)车辆运行在市郊，车辆需要经常启停，但车速要高于城市内。后阶段(600-1600s)车辆运行于高速公路，车辆速度很高，而且很少减速。该循环工况包含了车辆频繁启停和高速行驶两种状态。车辆频繁启停时，电机主要工作在恒转矩区。在前阶段电机经常启停，且转速不高。并且输出转矩为峰值转矩的情况很多。车辆高速行驶时，电机主要工作在恒功率区。在此阶段电机经常持续工作，且输出转矩不大。因此，该工况包含了电机整个工作区域，比较有代表意义。
在电机设计中对三个循环工况时间的电机绕组温升进行了计算，如图40所示。可以看到每个循环内都反映了单个循环温度的变化趋势。不过随着循环次数的增多，电机温度升高的速度放缓，这是因为 CYC_ARB02 工况循环大部分工作点落在额定工作区范围内，在此范围内工作，由于电机效率高、损耗小，温升就小。可以预见，样机如果在此循环下持续工作相当长时间，电机绕组温度也不会很高。这就说明，如果样机就在此循环下反复工作，仍然可以放宽温度限制，优化前面的设计，从而使电机的其他性能参数如效率、功率密度等得到提升。
为提高整车舒适性，减小整车噪声污染，提高城市交通环境，有必要在对电机振动和噪声进行分析和仿真的基础上，对电机来优化设计。在电机运行过程中引起永磁同步电机电磁振动的主要因素，可归结为电机结构和电机控制策略两大方面。从电机结构方面削弱电机振动和噪声，主要从电磁噪声和机械噪声两大方面考虑。
电磁噪声主要是由极靴下磁通的纵振荡产生的，通常具有齿频率。由于永磁同步电动机磁极集中质量，在交变磁拉力和集中力的作用下，机座产生挠曲和横向振动。在电机设计中，通过优化磁极系数和转子磁极形状减少了磁通振荡和振动电磁力。另外，在电机装配过程中，由于装配气隙不均匀，电动机运行时产生单边磁拉力，其作用相当于电动机转轴挠度增加，因此保证气隙装配均匀也是防止振动的必要措施。
电机存在共振引起噪音。发生共振的可能是端盖、定子、转子，甚至是整机的共振。电动机的固有频率十分丰富，要完全避免共振是不可能的，主要避免旋转齿频与固有频率的接近和吻合，使机壳、端盖的固有频率偏离齿频120%以上，转轴的临界转速高于额定转速30%以上。
引起电动机机械噪音的问题大多有转子动不平衡、零部件的加工工艺和轴承等因素。由于结构不对称，材料的品质不均匀或制造加工的误差等原因，而造成转子的动不平衡，转动时由于偏心的惯性作用，将产生不平衡的离心力或离心力偶，在其作用下，引起电动机振动，由此产生噪声。转子铁心的直径与长度之比越大，轴承和各支撑部件的刚性越差，转子转速高，对平衡精度要求越高。在电机结构设计中为削弱电机振动，采用如下措施：
（1）冲压时采取旋转冲压，降低冲片厚度不均带来影响； （2）设计合理的轴与铁芯的公差配合；
（3）合理设计前后端盖结构，保证其形位公差精度高，表面粗糙度低，保证前后端盖刚度，运转时不产生变形；
（4）合理选用轴承，保证其游隙、承载强度、油脂粘度耐温、转速适应工况要求。
应用Ansys workbench软件进行电机电磁、振动、噪声多物理域自动化耦合分析，在电机设计阶段估计电机的NVH特性，进而优化电机电磁设计以减少电机样机的制造，进而节约开发周期及减低研发成本。
在Workbench中，将Maxwell中计算的定子内表面径向和切向磁拉力时域力密度分布，作为激励源，耦合到Mechanical中进行频域的谐响应分析，分析结果作为激励耦合到ANSYS Mechanical ACT中，作为噪声分析的激励，得到电机噪声声压压强分布图和A记权声压级分布图。其中，电机声压压强分布图如图41所示。
在电机设计过程中，利用多种电磁和结构分析方法，对电机定子、转子、电机轴以及机壳和端盖结构尺寸进行设计和优化，合理选择了电机各部分材料，同时利用电机分析软件，对电机的机械强度、振动噪声以及温升进行了分析和验算。在保证了电机运行的安全性、可靠性和整车舒适性的基础上，实现了电机轻量化、高速化以及高效化，极大的提高了电机的功率密度。实验根据结果得出，所设计的高速大功率密度电机，功率密度能达到2.5kW/kg以上，最高转速大于8000rpm，电机最高效率为96%，功率大于85%的高效区占整个电机运行区间的85%以上。
