一种功率型无铁芯AFPM电机绕组涡流损耗抑制方法

王小雷



一种功率型无铁芯AFPM电机绕组涡流损耗抑制方法

王小雷

(中国船舶重工集团公司 第705研究所昆明分部, 云南 昆明, 650118)

用于水下航行体推进装置的功率型无铁芯永磁盘式(AFPM)电机定子绕组由于直接暴露在交变磁场中, 会产生很大的涡流损耗, 从而影响电机性能。本文推导了2种截面导体在交变磁场中的涡流损耗计算公式, 提出了使用股间绝缘细绞合线代替原有扁平矩形导线来减少涡流损耗, 建立了等效直线电机2D有限元模型, 分析计算了绕组涡流损耗, 同时通过11 kW原理样机损耗试验, 验证了相关理论与计算方法的可行性和准确性。

水下航行体; 永磁盘式电机; 功率型; 绕组; 涡流损耗

0 引言

盘式电机是一种气隙为平面、磁场方向为轴向的电机, 其轴向尺寸较短, 适合薄型安装, 且可通过轴向级联增加功率。由于盘式电机的结构与传统径向磁场电机有着很大的不同, 易于制成无铁芯结构, 这使得盘式电机具备无定子铁芯损耗与转矩脉动、输出转矩平稳、噪声较小、效率高等特点[1]。随着永磁材料的发展, 目前我国已有多种型号无铁芯永磁盘式(axial flux permanent magnet, AFPM)电机研制成功的报道。但这类电机大多为小功率型(数瓦～数百瓦), 应用领域主要集中在伺服和控制技术方面。而适用于水下航行体推进装置用的功率型无铁芯AFPM电机仍处于试制阶段, 限于技术的原因, 如定子绕组涡流损耗较大等, 该类电机的工程化进展较为缓慢。目前专门研究永磁盘式电机定子绕组涡流损耗的相关文献较少, 文献[2]和[3]针对AFPM电机的涡流损耗进行了分析研究, 文献[4]和[5]提出了在无铁芯AFPM电机中的定子绕组涡流损耗的计算公式。

本文针对适用于水下航行体推进装置用的功率型无铁芯AFPM电机定子绕组涡流损耗进行了研究, 针对扁平矩形铜导线构成的电枢绕组高频涡流损耗较大的现象, 提出了一种改进措施及抑制涡流损耗的方法, 即使用一种股间绝缘绞合线绕制定子绕组, 并对其涡流损耗进行了仿真计算与试验验证。

1 定子绕组涡流损耗模型

无铁芯AFPM电机的定子绕组不存在铁芯, 减少了铁芯损耗, 但是定子绕组却直接暴露在气隙磁场中, 当定子绕组导体截面较大且通过磁极相对绕组移动产生的交变磁场时, 导体内部便产生涡流, 形成涡流损耗, 可导致电机效率降低, 绕组温升较大, 随着交变磁场频率的升高, 绕组温升情况愈加严重。

1.1 导体在交变磁场中的涡流损耗模型

下面针对常用的导线圆形截面和矩形截面(见图1), 推导涡流损耗计算公式。图1(a)所示为圆形导体截面示意图, 其中轴为电机轴向,轴为切向, 在轴方向有交变的气隙磁密, 则在-<<的范围内有

图1 圆形与矩形截面导体涡流损耗模型

由于AFPM电机的气隙磁密由轴向和切向分量组成, 且每个分量均可以表示成奇次谐波的傅立叶级数和形式, 则当圆形截面导线的径向计算长度为时的涡流损耗可表示为

同理, 矩形截面(图1b)导体涡流损耗为

式中:为矩形导体截面的切向宽度;为矩形导体截面的轴向长度。

1.2 无铁芯AFPM电机多股绞合线涡流损耗模型

基于以上分析, 本文提出使用多股细绝缘漆包线互相缠绕编织而成的绞合线(又称利兹线)来绕制功率型无铁芯AFPM电机的电枢绕组, 如图2所示为采用扁平矩形导线的元件截面, 图3为使用股间绝缘绞合线来绕制的元件截面, 其中每根绞合线由55股绝缘漆包线绕制而成, 绞合线单股的截面只有原矩形截面的数百分之一, 以上2种元件总截面面积相同, 但股间绝缘绞合线元件槽满率略小。

图2 原有扁平矩形导线绕制的元件截面(10匝)

图3 股间绝缘绞合线绕制的元件截面

为了计算定子绕组的涡流损耗, 本文做以下假设:

1) 假设电机的拓扑为双永磁转子盘内夹无铁芯电枢绕组定子盘形式;

2) 忽略绞合线每股间的空间变化, 即假设股间平行分布[6-7];

3) 单根绞合线的直径较小, 其截面上的气隙磁密近似相同, 故可通过求每一股涡流损耗, 再求和得到单根绞合线的涡流损耗;

4) 忽略电机端部的影响, 即只在有气隙主磁场的电枢计算长度上产生涡流损耗。

图4 绕组涡流损耗2D模型

依据式(3), 在每一段上单股绝缘漆包线的涡流损耗可表示为

其中,为每段等效直线电机的宽度, 即每段等效直线电机的导线计算长度为

由于单根股间绝缘绞合线横截面尺寸较小, 在该界面上的气隙磁密可认为相同, 则单根股间绝缘绞合线的涡流损耗为

无铁芯AFPM电机的定子相当于气隙, 而定子区域不同轴向位置的磁通密度的谐波含量和幅值不尽相同, 故而可将定子绕组按照轴向分成层, 假设每一层上的导体数目为, 则第段上的涡流损耗为

依据式(9)得出每段的涡流损耗后, 再将其求和, 便可得出该1/8模型的绕组涡流损耗, 即

2 有限元仿真计算

为了计算使用绞合线后的绕组涡流损耗, 本文使用法国Cedrat公司的Flux有限元软件对一型已完成设计的11 kW功率型无铁芯AFPM电机的等效直线电机2D模型进行仿真计算。

表1 功率型无铁芯AFPM电机主要参数

如图5, 为第段等效直线电机的2D有限元模型。通过仿真计算得出每一段等效直线电机的2D有限元模型气隙中不同层气隙磁密的轴向和切向分量, 再将其进行傅立叶分解, 得出磁密畸变系数, 通过计算每一层的涡流损耗, 得到每一段等效直线电机的绕组涡流损耗。

图5 第k段等效直线电机的2D有限元模型

本文在有限元仿真过程中, 将分段数取到10段, 既减少了计算时间, 又确保了结果的精确性。图6为第2, 4, 6, 8段第4层的气隙磁密轴向分量, 由图6可以看出, 无铁芯AFPM电机不同段处的气隙磁密轴向分量基本相同, 波形峰值为0.61 T, 这是由于采用了扇形磁极后, 在不同段处的极弧系数为恒定值。图7为第4段的不同层的气隙磁密切向分量, 可以看出, 在不同层的切向分量差异较大, 当将分层数取到7时, 第4层(气隙对称面)气隙磁密的切向分量基本为零, 且各层切向分量以第4层为中心线成对称分布, 在电角度为0°和±180°时, 气息磁密切向分量达到峰值, 为0.39 T。

图6 不同段处第4层气隙磁密轴向分量

图7 第4段不同层处气隙磁密切向分量

图8为第2, 4, 6, 8段第4层气隙磁密轴向分量的各次谐波幅值, 图9为第4段气隙磁密切向分量的各次谐波幅值, 由于第4层的切向分量为零, 所以从图9可以看出, 切向分量的第4层各次谐波幅值也为零。因为到第7次谐波时, 轴向分量和切向分量的各次谐波幅值已经很小, 所以计算气隙磁密畸变系数时, 数据采用到第7次谐波即可。

本文采用的股间绝缘绞合线单股直径为0.13 mm,将上述有限元分析结果代入式(10), 然后推广到无铁芯AFPM电机全模型中, 即可计算出整机的定子绕组涡流损耗。

图8 不同段处第4层气隙磁密轴向分量各次谐波幅值

图9 第4段不同层气隙磁密切向分量各次谐波幅值

图10为采用单股截面较大的扁平矩形导线绕制的11 kW盘式电机无铁芯定子绕组的涡流损耗试验测量值与理论计算值曲线, 由图可以看出, 在额定转速1 800 r/min时, 理论计算值为2 224 W。

图10 扁平矩形导线绕组涡流损耗

图11为用单股截面很小的股间绝缘绞合线改进后绕制的11 kW盘式电机无铁芯定子绕组的涡流损耗的理论计算和实际测量值, 通过理论曲线可以看出, 定子绕组涡流损耗也是随着转速的增加而上升的, 但达到额定转速1 800 r/min时涡流损耗值仅为18.7 W。理论计算的比较可以表明, 使用股间绝缘绞合线较原有扁平矩形导线可使11 kW无铁芯AFPM电机的定子绕组涡流损耗大幅度减少。

图11 绞合线绕组涡流损耗

3 原理样机验证

为了验证本文对无铁芯AFPM电机损耗计算的准确性、可行性, 制造了以股间绝缘绞合线(利兹线)为绕组的无铁芯AFPM电机原理样机, 该原理样机在结构上为双永磁转子盘内夹无铁芯电枢绕组定子盘拓扑形式。对该电机进行损耗测试: 首先, 制作一个和定子盘结构相同, 但没有电枢绕组的环氧树脂模型盘, 为了使涡流损耗测量精确, 该模型盘的内外径、表面处理以及质量等特性应和实际定子盘相同; 其次, 将安装有该模型盘的无铁芯AFPM电机用一台直流原动机拖动运转, 在不同转速下, 测量原动机的输入电压、电流并计算电功率; 再次, 将安装有股间绝缘绞合线(利兹线)导线电枢绕组(扁平矩形导线段数绕组)的无铁芯AFPM电机在原动机对应转速下拖动, 绕组为连接开路状态, 再测量直流原动机的输入电压和电流并计算电功率, 两者的功率差值即为电枢绕组的涡流损耗。

在上述测量方案中, 假设2种情况下无铁芯AFPM电机的附加损耗和机械损耗基本相同。

由图10和图11可以看出, 试验测量的不同转速下涡流损耗曲线与理论计算值基本吻合, 涡流损耗随着电机转速升高而增大。由图10可以看出, 在额定转速1 800 r/min时, 原扁平矩形导线绕组实际涡流损耗值为2 503 W, 与理论计算比较, 误差为11%。由图11可以看出, 在额定转速1 800 r/min时, 股间绝缘绞合线绕组涡流损耗试验测试值为24 W, 与理论计算比较, 误差为17.6%。经过分析可以得出, 理论计算与实际测量值误差主要是由于仿真计算涡流损耗时, 忽略了绕组端部的涡流损耗所致, 但由于端部气隙磁密较小, 所以误差不大。股间绝缘绞合线绕组较扁平矩形导线绕组涡流损耗理论计算误差大, 是由于相对于额定功率, 股间绝缘绞合线绕组涡流损耗值较小, 损耗测试时受机械损耗等其他损耗干扰较大, 涡流损耗试验测量值存在一定误差所致。综合以上分析, 使用股间绝缘绞合线绕制功率型无铁芯AFPM电机定子绕组可以有效抑制电机绕组涡流损耗。通过试验还表明, 利用盘式电机的等效直线电机2D有限元模型计算绕组涡流损耗的方法可行, 且精度较高。

在实际制造过程中, 由于股间绝缘绞合线较软, 绕制绕组元件难以成型和定型, 需要在材料上采用热风自粘股间绝缘绞合线, 同时在工艺上采用必要的定型、定位和黏合措施, 才能制造出符合工程应用需要的无铁芯电枢绕组盘。

4 结束语

无铁芯AFPM电机相对于传统径向磁场电机, 有着优良的特性, 是水下航行体推进装置的应用技术方向之一, 但是功率型无铁芯AFPM电机的定子绕组涡流损耗是一个不可回避的问题, 只有在解决了这一问题后, 盘式电机的高效率特点才能凸显出来以满足工程应用的需要。本文针对功率型无铁芯AFPM电机的定子绕组涡流损耗进行分析, 推导了圆形截面和矩形截面的导体涡流损耗计算公式, 提出了使用股间绝缘绞合线绕制电枢绕组来抑制涡流损耗的方法, 建立了电机模型进行涡流损耗有限元仿真计算, 最后通过热风自粘绞合线成功制成原理样机的定子绕组, 试验验证了该方法可以有效抑制功率型无铁芯AFPM电机的定子绕组涡流损耗。

[1] Gieras J F, Wang R J, Kamper M J. Axial Flux Permanent Magnent Brushless Machines[M]. Berlin: Springer, 2008.

[2] Wang R J, Kamper M J. Evaluation of Eddy Current Losses in Axial Permanent Magnet (AFPM) Machine with an Ironless Stator[C]//37th IEEE-IAS Meeting, Pittsburgh, USA, 2: 1289-1294.

[3] Wang R J, Kamper M J. Calculation of Eddy Current Loss in Axial Field Permanent Magnet Machine Machine with Coreless Stator[J]. IEEE Transactions, 2004, 19(3): 532-538.

[4] Carter G W. Electromagnetic Field in Its Engineering Aspects[M]. London: Longmans, 1994.

[5] Parviainen A. Design of Axial-flux Permanent-magnet Low- speed Machine and Performance Comparison Between Radial-flux and Axial-flux Machines[D]. Sweden: Lappeenranta University of Technology, 2005.

[6] Carter G W. Electromagnetic Field in Its Engineering Aspects[M]. London: Longmans, 1996.

[7] Lammeraner J, Stafl M. Eddy Currents[M]. London: Iliffe Books, 1996.

[8] 夏冰, 金孟加, 沈建新. 利用分段式二维有限元法设计盘式永磁电机[J]. 微特电机, 2011, 39(4): 1-3. Xia Bing, Jin Meng-jia, Shen Jian-xin. Design of Axial Flux Permanent Magnet with Segmental 2D Finite-Element Method[J]. Small & Special Electrical Machines, 2011, 39(4): 1-3.

[9] 汤平华, 漆亚梅, 黄国辉, 等. 定子无铁心飞轮电机绕组涡流损耗分析[J]. 电工技术学报, 2010, 25(3): 27-32. Tang Ping-hua, Qi Ya-mei, Huang Guo-hui, et al. Eddy Current Loss Analysis of Ironless Flywheel Electric Machine’s Winding[J]. Transactions of China Electrotechnical Sociey, 2010, 25(3): 27-32.

[10] 汤蕴璆. 电机电磁场的分析与计算[M]. 北京: 机械工业出版社, 2010.

A Winding Eddy Current Loss Suppression Method for Power-type Axial Flux Permanent Magnet Machine with Coreless-stator

WANG Xiao-lei

(Kunming Branch of the 705 Research Institute, China Shipbuilding Industry Corporation, Kunming 650118, China)

The power-type axial flux permanent magnet(AFPM) brushless machine without stator cores is used for propelling device of underwater vehicle. However, high eddy current loss is induced in its stator windings because the windings are directly exposed to the time-varying air gap magnetic field, which influences the performance of the machine. In this paper, the eddy current loss calculating formulas for two winding conductor sizes are deduced, and a solution to reduce the eddy current loss in coreless-stator windings is proposed by substituting thin inter-twist wire for the flat conductor with rectangular cross-section. A two-dimensional finite element model of equivalent linear motor is constructed to analyze and calculate the eddy current loss. Eddy current test of a 11 kW AFPM machine with coreless-stator verifies the validity and feasibility of the proposed theory and method．

underwater vehicle; axial flux permanent magnet(AFPM) motor; power-type; winding; eddy current loss

TJ631.2; TM351

A

1673-1948(2012)04-0295-06

2012-02-16;

2012-03-29.

王小雷(1986-), 男, 在读硕士, 研究方向为鱼雷电动力技术.

(责任编辑: 陈 曦)