矿用永磁直驱电机损耗计算和分析

张狄林

(海装武汉局，武汉430064)

矿用永磁直驱电机损耗计算和分析

张狄林

(海装武汉局，武汉430064)

针对矿用永磁直驱电机的特点，以一台500 kW 60 r/min 低速永磁直驱电机为例，提出集中整距多极少槽电机定子导体不同匝间损耗的差异性导致的发热不均以及转子磁钢损耗极易被忽视容易引起转子发热严重的问题，阐述了定子铜耗和转子涡流损耗精确计算的重要性，通过仿真和温度场计算验证了所提出观点的正确性。最后，就如何减少定子铜耗和转子涡流损耗提出了建议和措施

永磁直驱 分数槽集中绕组 定子交流铜耗 转子涡流损耗 转子磁钢损耗

0 引言

矿山机械如刮板输送机、带式输送机、提升机等传动系统均是低速大转矩，目前该系统由大功率异步电动机、减速器和液力偶合器等组成。由于减速器和液力偶合器的存在，使得传动系统效率较低且设备维护繁琐。而直驱永磁同步电动机在满足性能情况下可直接驱动负载运行，它取消了减速器和液力偶合器，通过与负载直联，在满足性能情况下可直接驱动负载运行，不需要机械减速机构，使得传动系统的机械结构变得非常简单，既减轻了日常维护工作，又提高了设备效率，系统可靠性也大为增加，越来越受到用户的青睐和关注。

低速永磁直驱电动机本身具有的特点和要求，导致定子铜耗所占比例大，为了减少端部铜耗，电机设计为短粗形，极槽配合为多极少槽集中整距结构。一方面，定子不同匝间导体交流铜耗差异大会引起发热不均；另一方面，多极少槽集中整距电机低次谐波在转子磁场中相互作用，引起转子涡流损耗，特别是永磁体磁钢本身也会产生损耗，即便是不大，如果不采取措施也会引起发热严重和影响电机性能，严重时会使永磁体失磁。

本文以一台500 kW 60 r/min 1140 V低速永磁直驱电机为例（以下简称直驱电机），提出了集中整距多极少槽电机定子导体不同匝间损耗的差异性导致的发热不均以及转子磁钢损耗极易被忽视容易引起转子发热严重的问题，通过仿真和温度场计算验证了所提出观点的正确性。最后，就如何减少定子铜耗和转子涡流损耗提出了建议和措施。

1 低速永磁直驱电动设计和特性

1.1 电机设计特点和特性

矿用低速永磁直驱电机设计除了结构上要严格按矿用防爆标准进行防爆配合面和结构特殊设计外,电磁设计上与普通永磁电动机存在一定的差异,主要体现在低速电机同时还要兼顾一定的高效率,导致定子铜耗所占比例大,为了减少端部铜耗，电机通常设计为短粗形，电机定子槽数不能太多,极槽配合一般采用多极少槽集中整距结构,而多极少槽定子轭部磁密较低,轭部可以设计到更短,铁芯损耗会比常规永磁电机相对要小。为了到达输出功率定子槽形一般都比较深，当槽中导线通入交流电时，由于导线沿槽高截面部分的漏磁通匝链数不相等，产生的感应电势不一样，在导线内部形成涡流。电流在导线截面上的分布不均匀，导线中的电流趋向于表面，产生集肤效应越明显，在成型硬线圈中导致导体不同匝间损耗差异性大引起发热不均。

同时，多极少槽设计在带来结构紧凑，齿槽转矩脉动小的同时也导致定子谐波含量丰富，尤其是低次谐波会在转子磁场中相互作用，引起转子涡流损耗的增加，转子磁钢也会产生损耗，分析表明即便是很小的损耗，对低速电机而言，如果不采取措施会引起转子发热严重，甚至磁钢退磁的恶果，这常常被人所忽视。所以，准确计算定子铜耗和转子涡流损耗对低速直驱电机而言，显得尤为重要。

1.2 电机主要结构参数

本直驱电机采用80极96槽，定子槽为平行齿开口槽，转子轭部采用叠片，水套机座结构方案，主要结构参数见表1。

2 损耗模型计算和分析

2.1 定子铜耗计算

图1为直驱电机的有限元损耗计算模型，为了准确计算定子通过将导体按实际匝数和截面进行分匝建模，同时施加额定电流源给每个导体,同时注意对导体进行加密剖分，计算结果见图2，图3为定子直流铜耗计算结果，图4为分匝定子导体电流密度局部放大图。

表1 电机主要结构参数

图1 直驱电机损耗计算模型

图2 负载下定子铜损耗

图3 负载下定子直流铜耗

从图2和图3可以看出，负载下涡流损耗在直流铜损耗的基础上增加了约4.41 kW,约占总损耗值的22.6%。

从图4可以看出，出现局部电密过大，主要出现在离槽口最近的第一匝处，离槽口越远电密越小，主要原因是永磁体的漏磁力线切割导体，且主要集中第一匝导致的。

图4 分匝定子导体电流密度局部放大图

2.2 转子磁钢损耗计算

在负载条件下，永磁体进行了网格加密，同时设置其电导率和施加电流源I=0,所计算出来永磁体磁钢的涡流损耗见图5。

图5 负载下永磁磁钢损耗曲线

3 温度场计算和分析

铁心和铁心段绕组产生的损耗主要包含铜耗与铁耗，通过热传导传至机座。定子铁心与水套机座采用热套结构，以增加传热效果。端部热量经过铜绕组传至直线段，再通过定子铁心传走。

图6为三维模型下的温度分布图，表2为导体直线段每匝绕组最高温度分布值，图7为磁钢转子磁钢部位温度分布。

从温度场仿真计算可以看出：

1）定子绕组发热不均匀性，定子绕组在温度分布上存在一定的不均匀性。定子绕组温度依次按槽口到槽底温度降低，靠近槽口第一匝最大118.7℃，与槽底最低温度89℃相差19.7℃，这与前面的分析是一致的。

图6 总体温度分布图

图7 为磁钢转子磁钢部位温度分布

表2 槽楔处定子直线段每匝绕组最高温度分布

2）电机转子磁体最高运行温度117.6℃,平均温度108.8℃，为保证电机可以长期安全稳定运行，永磁体计算点和材料牌号需要综合考虑。需要指出的是磁体的最高温度考虑了本电机转子有风扇冷却的情况，若不考虑风扇作用，转子磁钢的温度将达156℃。

3）为了减少定子铜耗，除了选取较低的额定工作频率和减少定子电阻外，合理选取导体截面和匝数，合理调整槽口高度，减少转子漏磁力线切割第一匝导体，引起绕组发热不均的程度。

4）为了减少转子磁钢损耗和发热，转子磁钢可以采用分块粘接后其值会减小。

4 结语

1）低速永磁直驱电机的设计需要重点关注集中整距多极少槽电机定子导体不同匝间损耗的差异性导致的发热不均以及转子磁钢损耗极易被忽视容易引起转子发热严重的问题。

2）为减少定子铜耗，除了选取较低的额定工作频率和减少定子电阻外，合理选取导体截面和匝数，合理调整槽口高度，可有效减少导体不同匝间损耗差异引起的发热不均。

3）为了减少转子涡流损耗，一方面可以转子轭部采用硅钢片叠压方式减少轭部损耗，另一方转子磁钢可以采用分块粘接方式来减少磁钢损耗。

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Loss Calculation and Analysis of Mine Permanent Magnet Direct-Driven Motor

Zhang Dilin

(Naval Representatives Office of Naval Armaments Department in Wuhan, Wuhan430064, China)

Based on the characteristics of the mine permanent magnet direct-driven motor, and taking a 500 kW 60 r/min low speed permanent magnet direct-driven motor as an example, this paper presents that the different between difference stator conductor turns loss of multi-polar few slot motor and the rotor magnet loss, which are not uniform and easily overlooked, will be caused to serious temperature rise. The importance of calculation of stator copper loss and rotor eddy current loss is expounded, and the correctness of the viewpoint is developed by the simulation and temperature field calculation. Finally, some suggestions and measures on how to reduce stator copper loss and rotor eddy current loss are proposed.

permanent magnet direct-driven; fractional slot concentrated winding

TM351

A

1003-4862（2016）12-0046-03

2016-09-51

张狄林（1968-），男，高级工程师。研究方向：电气工程。